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全风化岩层中双线盾构上穿近邻地铁隧道影响分析

摘要:依托佛莞城际铁路盾构隧道在全风化花岗岩地层中上穿广州地铁七号线工程,针对全风化花岗岩地层致密、渗透系数小及双层四线叠交穿越复杂地层等特点,通过现场监测与三维动态有限元数值模拟手段,解决实际工程中注浆压力合理取值与既有隧道变形控制这两大难题。
  其中,通过模拟掘进隧道在不同注浆压力值的工况下,对既有隧道动态上浮变形值和地表沉降值的影响关系,进而确定最佳注浆压力值。同时,由于双层四线叠交穿越工况对既有隧道扰动的影响较大,为避免发生管片错台和开裂等危险,结合工程实际提出控制既有隧道变形的措施。
  研究结果表明:在全风化地层中注浆压力设为 0.5MPa时,能合理控制地表沉降与既有隧道变形;穿越施工对既有地铁隧道竖向变形的影响存在“滞后效应”;盾构单线穿越后,既有隧道竖向变形呈现近似单波峰状的正态分布曲线;盾构二次穿越后,曲线形态由近似正态分布曲线向类“M”双波峰形转变,且波峰位置产生约 2m 的偏移;既有隧道横断面管片最终变形呈“竖鸭蛋”状,其横向椭圆度为 1.4‰,竖向椭圆度为 0.71‰。针对分析结果,工程中采取合理的压重措施,有效抑制既有隧道的上浮变形,研究成果在隧道穿越类似地层的施工中具有一定的参考价值。

引 言
  随着我国各大城市的快速发展,地下交通网络建设逐步完善。在有着“中国地质博物馆”之称的珠三角地区,城市地铁隧道与城际隧道工程均广泛采用盾构施工技术。城市由于其交通网络发达,既有地铁隧道对新建隧道空间布局与线型选择难免造成一定的限制,从而不可避免地出现新建隧道穿越既有隧道的工程实例。在不利地质条件下,隧道穿越施工存在着重大风险,穿越施工对既有隧道与地表建筑物的变形控制存在较大困难。因此,在珠三角地区全风化花岗岩地层中,盾构上穿对邻近既有隧道的变形预测及控制问题有必要进行深入研究。
  针对盾构隧道穿越既有结构问题,主要研究方法包括数值模拟、模型试验、简化解析法和现场监测法。孙钧等采用三维弹塑性有限元方法,在考虑注浆因素与盾尾空隙量以及盾构顶进速度三种影响因素的情况下,分析了上海软土地层中盾构隧道上下叠交施工产生的变形规律;肖潇等针对上海地铁多线叠交的穿越实例,通过三维有限元法模拟了隧道盾构施工过程,对盾构施工中的地层损失进行了系统的研究,廖少明等;根据上海地铁四号线上下夹穿既有地铁隧道的实际工程,采用数值模拟的方法,发现近距离夹穿既有隧道对地层位移场会产生较大变化,且先下后上比先上后下的穿越次序对隧道变形和隧道周围环境的控制更为有利;
  Do等采用 FLAC(3D)有限差分法建立了双洞隧道三维数值模型,研究了相邻隧道间距对隧道结构受力和隧道周围地表变形的影响。模型试验主要包括离心机试验和相似模型试验;何川等采用相似模型试验和三维有限元分析相结合的研究方法,对新建盾构隧道下穿施工对既有隧道的变形和附加内力进行了深入研究;Marshall 等进行了一系列隧道下穿既有管线的离心机试验,对土体损失、土体应变与上部管线弯矩的关系进行了研究;Ng 等通过三维离心机试验,研究了新建隧道垂直下穿既有隧道的变形响应问题;韩煊等通过对北京和伦敦地铁隧道实际工程的案例分析,基于刚度分析法,提出来了新建隧道下穿既有隧道影响下沉降的简便分析方法。
  简化解析法主要是弹性地基梁法或者弹性连续介质法;张治国等采用简化理论的方法,基于 Winkler 地基模型,研究了盾构上下叠交穿越造成的既有隧道纵向沉降的理论计算式;白雪峰等考虑了新建双线平行隧道施工中对既有隧道和周围土体产生的叠加效应,基于 Pasternak 地基模型,提出了预测新建隧道引起相邻隧道纵向变形的两阶段研究方法;张琼方等对杭州软土地区盾构隧道下穿地铁一号线施工过程进行现场监测,分析了下穿施工对已建隧道位移的影响过程和特点,研究了既有地铁隧道的隆沉、水平位移及收敛位移变化规律。
  目前对隧道叠交问题的研究仅局限于双线叠交,且主要穿越方式为下穿既有隧道,而对实际工程中出现的双层四线叠交问题研究较少,且研究实例主要集中在上海、浙江与北京等地区,相应穿越土层多为上海典型软土、粉质黏土、砂卵石地层,对全风化花岗岩地层中双层四线隧道盾构穿越的实际工程研究更是少见。
  全风化花岗岩地层因自身的致密性,渗透系数小等特点,在该地质条件下盾构注浆压力的控制是工程中的一大难题。本文结合佛莞城际铁路隧道上穿既有广州地铁七号线工程,探讨了在全风化花岗岩地层中双层四线交叠穿越施工对既有隧道的影响规律,提出了注浆压力合理取值及抑制既有隧道上浮变形的措施,为工程的顺利推进提供了保障。
1 工程概况
1.1 穿越段隧道概况
  佛莞城际铁路工程从广州市广州南站起至终点东莞市望洪站,设广州南、长隆、番禺大道北等7 个站点,正线长度达 36.681km。项目背景为佛莞隧道长隆—番禹大道北盾构段工程,盾构机自长隆站始发,掘进 60m 后上穿广州地铁七号线钟村至汉溪长隆站区间。穿越段里程为:佛莞城际隧道右线YDK4+764.18~778.924 (佛莞隧道左线 ZDK4+775.708~790.451);广州地铁七号线上行线 SDK9+758.95~790.45 (七号线下行线 XDK9+745.53~775.53)。佛莞隧道采用拼装式混凝土衬砌管片,外径 8.5m,内径 7.7m,环宽 1.6m,管片厚 400mm,左右线轴线间距 22m,与七号线竖向净距约 3.3m,盾构机覆土深度约为 10m;地铁七号线采用楔形钢筋混凝土衬砌管片,外径 6m,内径 5.4m,环宽 1.5m,管片厚 300mm,上下行线轴线间距 13m。衬砌均采用 C50 高性能耐腐蚀混凝土,抗渗等级 P12。
1.2 工程条件及技术控制点
  区间场地地貌类型为三角洲冲积平原地貌,按土层结构、成因及性状特征将其划分为 4 层,如图1 所示,由地勘报告可得各土层物理力学参数见表1。佛莞隧道主要在全风化二长花岗岩内穿行,地铁七号线隧道洞身范围主要以全风化二长花岗岩为主、强风化二长花岗岩为辅。地下水主要为基岩裂隙水,主要赋存在中风化带中,全风化带地下水量贫乏,故可不考虑地下水与土体的耦合作用。
  工程采用两台,8800mm 土压平衡式盾构机施工,配以泡沫系统、同步注浆系统,最大掘进速度60mm/min。佛莞隧道右线先行掘进,掘进至 R84环(穿越远离区)时,左线隧道开始其第 L1 环的掘进。采取双线分离式施工,以保证在不良地质条件下盾构掘进对既有隧道施工扰动达到最小,保证施工安全。同时为了保证能够快速、平稳地穿越七号线,在上穿范围内采用顶区欠压、微扰动掘进模式(顶区压力为0.7~0.8bar),以减小对洞底底部地层的施工扰动,从而降低施工对既有地铁隧道的扰动影响。采用合理的注浆压力进行同步注浆,降低盾构施工对既有隧道的影响。
2 盾构穿越施工模拟
2.1 三维有限元模型
  根据隧道间穿越位置关系,考虑盾构掘进对土体的扰动及其影响范围,利用有限元软件 ABAQUS构建三维动态模型,模拟实际工况。模拟佛莞隧道实际环号:右线 R17~R71 环(左线 L9~L63 环),其模型尺寸、环号示意如图 2所示(下文图表中 L35、L63 及 R71 环等为环中心线位置)。模型边界条件:所有侧面限制其法向位移;底面设置为 3 个方向全约束;上表面取至地表,设置为自由表面;从而以保证模型竖向变形不受边界约束。

  本文的研究重点为新建隧道先后穿越施工对土体及既有隧道(地铁七号线)的扰动问题,而七号线隧道变形及其施工中引起的土体变形已经完成。由于地层损失与盾尾空隙及注浆后浆体的分布情况等因素密切相关,但在数值模拟中要对上述因素在隧道施工全过程进行精细化模拟是困难的,因此本文利用刚度迁移法与生死单元功能模拟盾构开挖卸载释放地应力过程。利用等代层模拟注浆与浆液硬化过程,使得用等代层替换周围实际土层和注浆情况后地表变形保持不变,从而模拟地层损失情况。考虑盾尾空隙值与土体特性,根据文献中的方法将等代层厚度取为 0.1m。
2.2 模型参数选择
  岩土体与混凝土管片单元均采用实体单元C3D8R,模型共计 32384 个实体单元。岩土本构模型采用 Mohr-Coulomb 模型,物理力学参数见表 1。衬砌管片采用弹性模型,并考虑螺栓连接,将其纵向刚度进行 0.85 倍的折减。C50 混凝土根据规范弹性模量取为 30GPa,泊松比取为 0.2。穿越层中地下水量贫乏,故建模中不考虑地下水与土体的耦合效应。
  根据现场浆液抗压强度试验结果,选取 3个典型抗压强度时间点,将注浆硬化过程中浆体弹性模量的变化设置为 3 种状态:初始 0.58MPa、初凝 6.8MPa、终凝 23MPa。
2.3 盾构穿越施工模拟
  模拟盾构机穿越施工过程,可以将盾构向前掘进施工近似看成非连续过程来研究,采用生死单元功能模拟盾构开挖过程,激活衬砌管片单元模拟管片拼装过程,通过输入相应环向压力模拟注浆压力,并根据时间增量因素调整等代层材料参数模拟浆液硬化过程。盾构施工模拟中利用刚度迁移法与等代层的设定,并在模拟盾构机推进过程中,输入相应的土仓压力稳定开挖面,能较好地模拟盾构开挖卸载及应力释放全过程。
  盾构模拟过程如图 3 所示:①第 S 步移除隧道前方岩土,添加等代层单元体,等代层设置为盾壳材料参数,并施加土仓压力稳定开挖面;②第 S-1步与 S-2 步考虑盾构机身长度因素,等代层材料仍设置为盾壳参数;③第 S-3 步将等代层移除,在洞身单元面上均布径向注浆压力,模拟注浆过程;④第 S-4 步中激活衬砌与等代层,等代层弹性模量设为 0.58MPa 的浆液层;⑤第 S-5 步浆液初步硬化,等代层弹性模量增至 6.8MPa;⑥第 S-6 步中浆液充分硬化,等代层弹性模量增至 23MPa;⑦依次推进至盾构施工完成。
 
3 穿越施工影响数值模拟结果分析
3.1 计算合理注浆压力值
  由于全风化花岗岩原状地层中含有大量高岭土,渗透系数在 10-4cm/s 及以下,浆液靠渗透机理是无法渗入风化层的,必须在压力的作用下进入全风化岩层中并固结硬化。风化岩地层中注浆压力设置大于软黏土、砂卵石地层,因此注浆压力的合理取值将是该工程中一大技术重点。
  盾构注浆压力设定太小,易导致既有隧道与地表变形较大,压力过大则造成浆液侵入周围土层且导致混凝土管片开裂。通过现场注浆试验给予注浆压力的大致取值范围为:0.3~0.6MPa,为更精确地确定最合理的注浆压力值,采用数值模拟手段,模拟出注浆压力分别为:0.3MPa、0.4MPa、0.5MPa、0.6MPa 四种不同工况下,地铁七号线上行线变形与L35 环上方地表沉降变形的计算结果分别如图 4 所示。
  由图 4 可以看出,4 种工况下,随着注浆压力的增大,既有七号线隧道上浮变形值与地表沉降值随之减小。但注浆压力为 0.5MPa 与 0.6MPa 时,既有隧道的变形曲线趋于重合,横向地表沉降曲线也基本趋于一致,说明注浆压力为 0.5MPa 时,浆液进入风化岩层已趋于饱和,将注浆压力提高到0.6MPa 已无必要,因此盾构穿越施工最终将注浆压力设为 0.5MPa。
3.2 穿越过程中沿七号线纵向的竖向变形分析
  为方便与监测数据进行比对,取七号线内径顶点纵向连线为研究对象。根据各顶点的竖向变形数据与纵向位置的关系,可得到不同施工阶段沿七号线纵向的竖向变形曲线如图 5 所示。
3.2.1 右线穿越工况
  右线盾构至 R43 环时,开挖卸载造成土层应力释放,对开挖面下方土体与隧道产生扰动,七号线上行线出现上浮变形。此时盾构机离下行线约 3m,下行线竖向变形不明显。 盾构至 R59 环(盾构机此时越过下行线且距下行线 20m)时,七号线上行线最大上浮变形值增至 1cm,下行线上浮变形增加较快,上浮最大值达 0.6cm,穿越前 3m 至穿越后 20m盾构区间是既有地铁隧道竖向变形显著影响区域,可见上穿施工对七号线竖向变形影响存在“滞后效应”,该效应主要由注浆层浆液固结硬化需要一定的时效导致。盾构至 R71 环时,已是右线盾构机穿越远离区,七号线隧道上行、下行线竖向变形曲线趋于接近。


3.2.2 左线二次穿越工况
  盾构至 L35 环时,因地铁隧道在盾构穿越施工与自身刚度共同作用下,右线中心线处上行线变形增至 1.25cm,左线中心线处上行线变形也明显增加。盾构至 L51 环时,七号线上下行线竖向变形值均有所增加,且变形峰值位置产生了一定的偏移。盾构至 L63 环时,上下行线竖向变形曲线基本一致,变形曲线呈双波峰的“M”形曲线。
  既有地铁隧道竖向变形最大值均由佛莞隧道左右线的中心线位置向中间区域偏移,其左右偏移量约为 2m,如图 5(f)所示。沿七号线隧道中间区域 35~55m 范围内的隧道竖向变形值明显大于两侧区域,主要是因为中间区域隧道竖向变形的增加受到盾构先后两次穿越的耦合影响,从而比两侧区域隧道变形值大。
3.2.3 地铁隧道竖向变形趋势及控制措施
  右线单线穿越时,七号线隧道竖向变形趋势呈单波峰的正态分布曲线,如图 6(a)所示。最终上下行线变形曲线趋于一致。随着佛莞左线二次穿越,地铁七号线隧道变形曲线逐步由正态单波峰曲线转变为双波峰“M”形曲线如图 6(b)所示。
  针对隧道变形曲线,佛莞隧道上穿盾构推进时,实际工程中采取新建隧道同步压重为主、既有隧道压重为辅的措施以抑制既有隧道的上浮趋势。佛莞隧道左右线随盾构推进过程中进行同步压重,压重重块质量约为 2500kg/m。由于七号线在本文研究期间尚未运营,故可在七号线隧道道床上分别以双波峰变形最大值处为中心,在其左右 15m 范围采用放置钢板的方式进行压重,根据上浮曲线的特征,对压重量进行双波峰曲线形式的合理分布,压重钢板质量范围取为 200~600kg/m,采取这种压重量分布方式,降低了因压重量分布不合理而导致隧道产生错台的风险。
3.3 七号线隧道横断面管片收敛变形分析
  由以上分析可知,七号线上行线与下行线最终变形趋势基本一致,为了方便,取上行线隧道横断面管片分析其收敛变形。盾构双线均穿越完成(左线至 L63 环)时,七号线上行线隧道的管片收敛变形见图 7。由图 7(a)可知,拱顶上浮曲线呈“M”形,拱底隆起曲线呈二次函数型。由拱顶与拱底竖向变形差值曲线可知,其管片收敛变形最大处为佛莞隧道右线的中心线向中间偏移处对应的上行线断面(里程 SDK9+763.45),因此选择该断面处的管片进行变形分析。该断面处管片变形如图 7(b)呈“竖鸭蛋”状。在不同盾构穿越状态下该断面处的管片变形数据见表 2。
  由表 2 可知,水平收敛值随盾构推进逐步减小,表现为水平向内收变形。竖向收敛值随盾构推进逐步增加,表现为竖向外扩变形。管片顶、底之间相对位移量为 0.6cm,管片竖向椭圆度为 0.71‰。两侧拱腰之间管片相对位移量为 1.2cm,管片横向椭圆度为 1.4‰。两椭圆度值均在规范控制的 3‰范围内。
4 监测结果与模拟值对比分析
4.1 监测点设置
  为了研究地铁七号线隧道变形情况,在七号线隧道的监测范围内(上行线区间里程 SDK9+737.95~811.45,下行线区间里程 XDK9+724.53~796.53)共设置 31 个监测断面(上行线 15 个,下行线 16个),每个监测断面设置 5 个监测点,采用高精度全自动全站仪进行监测隧道内的管片变形,断面及断面监测点布置如图 8 所示。

4.2 监测值与模拟值对比分析
  选取地表实测值与模拟计算值进行比对,验证数值模拟的准确性。在盾构右线掘进至 R71 环及左线掘进至 L63 环工况下,L35 环位置上方地表沉降的实测值与模拟值见图9(a),该位置处地表沉降的实测值与模拟值拟合程度较高,可验证数值模型计算的准确性。在盾构双线穿越完成后,七号线上行线隧道竖向变形的实测值与模拟值见图9(b)。
  经过合理的压重措施后,隧道上浮变形得到了有效地控制,隧道实际上浮值约为数值模拟计算值的1/5,验证了压重措施实施能有效控制既有七号线隧道的上浮变形,且隧道实测值曲线形状呈双波峰“M”形,与数值计算中隧道上浮曲线形状相似。通过对比验证,可正确预测全风化花岗岩地层中盾构双层四线叠交施工对地表沉降及既有地铁隧道变形趋势,为实际工程提供相应的理论指导。
5 结论
  针对佛莞隧道在全风化花岗岩地层中与广州地铁七号线形成双层四线叠交的特殊工况,通过数值模拟与现场监测结果分析,主要有以下 5 点结论:
 (1)采取不同的注浆压力进行数值模拟,根据 0.3MPa、0.4MPa、0.5MPa、0.6MPa 四种不同工况下,地铁七号线与地表的变形规律,研究确定合理注浆压力值为 0.5MPa。

 (2)盾构上穿导致近邻地铁隧道呈上浮趋势,盾构开挖卸载对近邻既有地铁隧道的影响存在一种“滞后效应”。
 (3)二次穿越后,七号线隧道变形最大值位置较单线穿越最大值位置产生了约 2m 的偏移量。
 (4)二次穿越时,随着盾构推进,地铁七号线隧道变形曲线逐步由正态单波峰曲线转变为双波峰“M”形曲线,根据变形曲线特征,工程中采取了合理的压重措施,有效抑制了隧道变形发展。
 (5)随着盾构穿越推进,七号线隧道横断面管片收敛变形逐渐增大,其横向椭圆度最终为1.4‰,竖向椭圆度为 0.71‰,最终管片断面变形呈“竖鸭蛋”状。

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