湯新輝 雷 濤 劉維正 艾國平 戴曉亞 郭建明

(1.長沙市建設工程質量安全監(jiān)督站, 410023, 長沙; 2.中交一公局集團有限公司, 100024, 北京; 3.中南大學土木工程學院, 410075, 長沙∥第一作者, 高級工程師)

伴隨著城市地鐵建設規(guī)模的不斷擴大,新建地鐵上穿既有地鐵線路的情況越來越多。穿越施工過程中,新建地鐵施工不可避免地會對周圍地層產(chǎn)生擾動,使既有地鐵線路產(chǎn)生變形,進而引發(fā)隧道滲漏水、管片錯臺、螺栓斷裂等一系列病害問題。為保證既有線路的安全運營,研究地鐵盾構上穿施工引發(fā)既有線的變形規(guī)律,對既有線路的正常運營和新建盾構隧道的安全施工均具有重要的現(xiàn)實意義。

已有學者針對新建盾構隧道上穿既有線路的問題進行了大量研究。在數(shù)值模型方面,文獻[1-2]研究了盾構小間距上穿施工時,注漿加固對區(qū)間隧道受力變形的影響,以及頂管隧道上穿施工全過程對既有線路的影響。在理論計算方面,文獻[3-5]運用Winkler地基模型、Timoshenko梁模型及Pasternak地基與彈性地基短梁相結合的方式,分別求得了既有隧道的豎向變形、剪切變形與縱向變形。在模型試驗方面,文獻[6-7]通過離心模型試驗、室內模型試驗分別研究了盾構上穿施工過程引起周圍土體和隧道豎向位移變化的規(guī)律,以及盾構以不同角度上穿施工對既有地鐵線路的擾動影響。在現(xiàn)場實測分析方面,文獻[8-9]分析了大量隧道上穿既有盾構隧道工程案例的實測數(shù)據(jù),研究發(fā)現(xiàn)隧道間凈距、地層條件及加固措施對既有線路的變形影響較大,注漿可較好地抑制既有線路的變形情況。在新建盾構上穿施工工程的控制措施方面,文獻[10-13]研究了底板向下注漿、克泥效注漿、鋼骨架加固等加固控制措施,以及自動化實時監(jiān)測系統(tǒng)、盾構施工參數(shù)控制與風險應急推演管理措施等技術手段控制既有線路的變形情況。以上文獻多以實際工程為例,針對特定工況進行分析,而對于小凈距上穿施工的特殊情況有待進一步研究。同時,現(xiàn)有施工控制措施主要為注漿加固、鋼骨架加固等傳統(tǒng)方法,加固效果有限且不夠方便快捷,因此有必要對環(huán)形支撐等新施工控制措施進行研究。

本文以長沙軌道交通6號線(以下簡稱“6號線”)上穿長沙軌道交通3號線(以下簡稱“3號線”)隧道工程為例,采用FLAC3D軟件建立三維數(shù)值模型,對盾構隧道上穿既有地鐵線路的施工全過程及后期加固過程進行模擬,研究既有線路的縱向位移分布規(guī)律,以及6號線上穿3號線施工過程中既有隧道的豎向位移變化過程,并分析了加固措施對既有隧道變形的控制作用。本文研究可為新建工程安全施工和既有線正常運營提供理論支持和工程指導。

1 工程概況

1.1 工程背景

在6號線朝陽村站—芙蓉區(qū)政府站區(qū)間,盾構機從芙蓉區(qū)政府站西端盾構井、豎井始發(fā),上穿3號線區(qū)間隧道后進入朝陽村站。6號線盾構區(qū)間與3號線位置關系示意圖如圖1所示。上穿區(qū)段6號線區(qū)間盾構隧道結構覆土厚為10.28 m,6號線盾構區(qū)間與3號線交叉點的最小垂直凈距約為1.036 m,其余三處的最小垂直凈距約為1.279 m、1.341 m、1.595 m。6號線的左右線在該區(qū)段的坡度為29‰～-2‰,隧道拱頂埋深為10.5～10.8 m,6號線的左右線間距約為18.8 m。3號線和6號線隧道均位于中風化泥質粉砂巖中。

a) 平面位置關系

本項目主要的技術難點為:6號線上穿3號線盾構隧道,該區(qū)段區(qū)間最小垂直凈距約為1.036 m,采取注漿、克泥效、堆載等施工措施不能有效控制上穿段既有線隧道的變形情況。此外,3號線隧道有通車要求,在對既有隧道進行加固時不能阻礙隧道中列車的正常運行。

1.2 控制標準

在新建盾構隧道的施工過程中,為了保證既有地鐵線路的安全運營,必須保證其變形控制指標處于安全區(qū)間內。根據(jù)CJJT 202—2013《城市軌道交通結構安全保護技術規(guī)范》規(guī)定,以及本工程中盾構隧道與既有運營3號線的空間位置關系,判斷外部作業(yè)影響等級為特級。根據(jù)規(guī)范相關要求和外部作業(yè)影響等級,相應的既有隧道變形控制標準如表1所示。

表1 既有隧道變形控制標準

2 數(shù)值模型計算分析

2.1 建立模型及選取參數(shù)

采用FLAC3D軟件建立數(shù)值計算模型,計算尺寸取為開挖卸荷面寬度和高度的3～5倍。根據(jù)開挖卸荷面寬度和高度的5倍確定邊界條件,6號線和3號線的數(shù)值計算模型如圖2所示。

a) 整體計算模型

3號線和6號線的開挖過程通過FLAC3D軟件內置的null模型來實現(xiàn)逐環(huán)開挖,并通過改變等代層的性質參數(shù)來模擬同步注漿漿液的硬化過程,等代層使用彈性模型,土層全部采用Mohr-Coulomb模型。隧道的襯砌管片用內置單元liner模擬,liner單元可直接模擬為一環(huán)襯砌管片,liner單元的特性參數(shù)可控制襯砌-土界面的剪切和受壓行為,其參數(shù)主要有抗拉耦合彈簧強度和剪切耦合彈簧強度,可用于反映隧道結構模型中環(huán)縫、縱縫之間連接螺栓的抗拉強度和剪切強度。通過對周圍地層及開挖面施加均布壓力來模擬盾構注漿和盾構頂推力,詳細計算參數(shù)如表2所示。

表2 計算參數(shù)

2.2 豎向位移分析

當新建隧道掘進施工完成后,隧道及周圍土體的整體豎向位移云圖如圖3所示。由圖3可知:既有隧道管片周圍的土體最大豎向位移為4 mm,新建隧道周圍土體的最大豎向位移為6 mm;新建隧道和既有隧道周圍土體的豎向位移隆起最大值均出現(xiàn)在兩條線路的交叉部位,此處屬于夾層土體范疇,可見此范圍內的土體在上穿施工過程中需要著重控制其豎向變形。

a) 隧道周圍土體

為研究新建盾構隧道上穿施工對既有隧道造成的影響,對隧道管片單元的整體豎向變形進行分析,提取圖3中既有隧道管片拱頂處的豎向位移,既有隧道不同縱向位置處的拱頂豎向位移如圖4所示。由圖4可知,新建隧道開挖完成后,既有隧道在交叉點處的變形較大。既有隧道的豎向變形關于新建隧道的中軸線呈對稱分布,向兩側逐漸減小,隧道管片的豎向最大隆起變形達到了2.7 mm。

圖4 既有隧道不同縱向位置處的拱頂豎向位移

綜上所述,既有地鐵隧道受影響的主要區(qū)域為既有隧道和新建隧道的水平投影交叉點附近。

為研究6號線施工過程中既有地鐵3號線的豎向位移變化,盾構每施工7.5 m選取一個豎向位移云圖進行分析,共8個施工階段。盾構掘進過程中,隧道豎向位移云圖如圖5所示。由圖5可知:隨著新建盾構隧道的施工,既有隧道管片的豎向位移逐漸增大,上穿部位(水平投影交叉點附近)尤為明顯;當盾尾距離既有隧道中軸線7.5 m處,既有隧道管片的整體豎向變形仍無明顯變化;當盾尾處于既有隧道中軸線處時,既有隧道上穿部位的最大隆起變形為1.2 mm;當盾尾掘進越過既有隧道中軸線7.5 m時,既有隧道上穿部位的最大隆起變形為2.7 mm;當盾尾越過既有隧道中軸線15.0 m時,既有隧道上穿部位的最大隆起變形為2.7 mm,此時隆起變形的增長已不明顯。

a) 盾尾未到隧道中軸線22.5 m

為直觀地反映施工過程中既有隧道拱頂隆起峰值的變化規(guī)律,提取不同盾尾距中軸線距離條件下,既有隧道中軸線處的豎向位移進行分析,如圖6所示。由圖6可知:隨著新建盾構隧道的施工,當盾尾距離既有隧道中軸線距離為12.0 m前,因距離既有隧道中軸線較遠,既有隧道與新建隧道交叉點處的管片及周邊土體的豎向位移無明顯變化;當盾尾距離既有隧道中軸線距離為-12.0 ～12.0 m時,既有隧道與新建隧道交叉點處的管片和土體的豎向位移均發(fā)生了顯著變化;當盾尾通過既有線路12.0 m后,既有隧道與新建隧道交叉點處的管片及土體位移基本保持穩(wěn)定。綜上所述,當新建盾構隧道施工距離既有隧道左右各12.0 m范圍內時,即當新建盾構隧道距離既有隧道2D(D為新建隧道直徑)水平距離時,其對既有隧道有較大的影響,因此在此范圍內施工時,需要著重控制既有隧道的上浮變形。

注:橫坐標以盾尾未到達既有線為負,盾尾越過既有線為正。

2.3 加固措施影響分析

3號線隧道在鋪軌后使用環(huán)形支撐加固結構,具體架設范圍為兩線交叉點處的管片及其前后各2環(huán)管片。每處交點附近共架設5環(huán)管片,環(huán)與環(huán)之間的鋼支撐使用縱向聯(lián)系條進行連接。

建模時,環(huán)形支撐選取彈性本構模型,加固范圍為既有隧道與新建隧道交叉點兩邊各2環(huán)管片長度(共5環(huán)),環(huán)形支撐的鋼板厚度最大不超過75 mm,模型中取為50 mm。加固措施模型示意圖如圖7所示。加固區(qū)域的物理參數(shù)按照Q235b鋼進行選取,其泊松比為0.3,彈性模量為200 GPa,密度為3.9×104kg/m3。

圖7 加固措施模型示意圖

在既有隧道采取加固措施后,新建隧道施工完成后,既有隧道不同縱向位置處的拱頂豎向位移如圖8所示。由圖8可知:在未加固、加固1環(huán)、加固3環(huán)、加固5環(huán)、加固7環(huán)、加固9環(huán)情況下,既有隧道拱頂?shù)淖畲筘Q向位移分別為2.70 mm、2.40 mm、1.70 mm、1.10 mm、0.97 mm、0.91 mm,向隧道兩側逐漸減小;采取加固措施后,既有隧道的整體豎向位移分布規(guī)律與未采取加固措施前的分布規(guī)律整體一致,表明加固措施僅改變隧道豎向位移的大小,并不改變其分布規(guī)律;隨著加固環(huán)數(shù)的增加,既有隧道拱頂處的豎向位移快速減小;當加固5環(huán)時,既有隧道拱頂處的最大位移為1.1 mm;當加固7環(huán)和9環(huán)時,既有隧道拱頂處的最大位移分別為0.97 mm和0.91 mm。相較于加固5環(huán)時的情況,加固7環(huán)和9環(huán)時的拱頂處豎向位移雖然更小,但二者的減小效果有限,因而在工程中建議加固5環(huán),既可良好地控制既有隧道的豎向位移,又具有較高的性價比。此外,通過對比采取加固措施前后既有隧道拱頂處的豎向位移可知,在加固范圍內的加固措施可承擔既有隧道與新建隧道交叉點處既有隧道管片的上浮變形,并將其向相鄰的管片傳遞,進而起到良好的加固作用。

圖8 加固措施對既有隧道不同縱向位置處拱頂豎向 位移的影響

加固后,不同盾尾與中軸線距離條件下,既有隧道中軸線處的拱頂豎向位移,如圖9所示。由圖9可知:采取加固措施后,在盾構掘進初期,既有隧道拱頂?shù)呢Q向位移有一定的沉降,約為0.5 mm;當盾構掘進至既有隧道中軸線附近時,既有隧道開始向上隆起,且隆起量的增長速率較大;在盾構通過既有隧道中軸線6 m時,既有隧道頂部的隆起量達到了1.1 mm,并逐漸趨于穩(wěn)定。

圖9 加固后不同盾尾距中軸線距離條件下既有隧道 中軸線處的拱頂豎向位移

3 施工控制措施

3.1 環(huán)形支撐加固措施

6號線上穿施工過程中,3號線隧道上部可能出現(xiàn)壓力卸載及過載現(xiàn)象,對既有隧道造成較大的豎向變形,過大的變形值易引起管片裂縫,進而導致連接螺栓拉裂、隧道漏水等一系列問題?？紤]到3號線隧道的通車需求,為不影響既有隧道的正常運營,采用環(huán)形支撐加固措施。

洞內加固環(huán)形支撐的結構、連接形式與盾構區(qū)間隧道施工所使用的管片類似,均為分塊拼裝后采用螺栓連接成型的環(huán)形結構(環(huán)形支撐底部與道床通過錨固連接成整體)。環(huán)形支撐加固結構的各部件均在隧道外提前準備好,只需在新建隧道施工前在既有隧道內部進行裝配,施工便捷迅速,且不影響既有隧道內列車的正常運行。環(huán)形支撐的肋板最厚為75 mm,遠遠小于125 mm的區(qū)間車輛限界要求。在環(huán)形支撐安裝完畢后進行斷面測量,避免支撐侵限。環(huán)形支撐應在3號線隧道鋪軌后使用,環(huán)形支撐鋼板均為Q235b鋼。每個環(huán)向支撐架由14件支撐板和2個支撐架固定座組成,支撐板采用兩種型號,支撐板2—支撐板13為A型,支撐板1和支撐板14為B型。臨時環(huán)形支撐布置示意圖如圖10所示。

圖10 臨時環(huán)形支撐布置示意圖

洞內支撐應在新建隧道上穿施工前架設完成,由前文數(shù)值分析結果可知,加固5環(huán)效果最佳,故對兩線交叉點處的3號線管片及其前后各2環(huán)管片進行架設(共4處交叉點,架設20環(huán)管片)。環(huán)與環(huán)之間的鋼支撐應有可靠的縱向聯(lián)系,采用4條16b槽鋼進行連接。

3.2 盾構掘進控制

區(qū)間左線的第1055環(huán)—第1074環(huán)為上穿施工段,此過程中需分析的盾構掘進參數(shù)主要有土倉壓力與總推力、刀盤扭矩與掘進速度及同步注漿壓力。

3.2.1 土倉壓力與總推力

不同管片下的土倉壓力與總推力如圖11所示。由圖11可知,盾構在上穿3號線隧道施工過程中,土倉壓力為90～110 kPa,刀盤離開3號線西側隧道后,土倉壓力于第1069環(huán)開始逐漸釋放,于第1074環(huán)刀盤抵至洞門時進行土倉壓力釋放。掘進總推力控制在9 500～12 500 kN,刀盤進入加固區(qū)后總推力逐漸降低。

圖11 不同管片下的土倉壓力與總推力

3.2.2 刀盤扭矩與掘進速度

不同管片下的刀盤扭矩與掘進速度如圖12所示。開挖過程中對渣土注入泡沫原液進行改良,泡沫原液質量濃度控制范圍為3%～5%,氣量約為400 L/min,發(fā)泡率為10～12倍,每環(huán)注入原液量約為50～60 kg。

圖12 不同管片下的刀盤扭矩與掘進速度

盾構在上穿3號線隧道施工過程中,刀盤扭矩控制在2 540.0～3 270.0 kNm,平均扭矩為2 897.4 kNm。刀盤離開3號線西側隧道后,于1068環(huán)進入接收端頭加固區(qū),于1069環(huán)開始進行土倉壓力逐漸釋放,降低刀盤扭矩。盾構在施工過程中的掘進速度控制在20～35 mm/min。

3.2.3 同步注漿壓力

不同管片下的同步注漿壓力如圖13所示。盾構在上穿3號線隧道施工過程中,同步注漿壓力控制在200～300 kPa,考慮到與3號線區(qū)間隧道距離較近,較大的同步注漿壓力容易對既有隧道產(chǎn)生擾動。上穿施工過程中,考慮到兩條線路的相對位置關系,將下部注漿壓力控制在250 kPa以內,避免下部注漿管路壓力過大造成不良擾動。為確保接收洞門良好的封閉效果,自1075環(huán)開始將注漿壓力控制在300 kPa左右。

圖13 不同管片下的同步注漿壓力

3.3 自動化監(jiān)測

根據(jù)自動化監(jiān)測范圍、地鐵區(qū)間形狀和規(guī)范及設計要求,既有3號線左右線各布設18個斷面,每5 m布置一個斷面,監(jiān)測斷面布設示意圖如圖14所示。左右線每個斷面各布設5個三維變形監(jiān)測點,分別位于隧道道床處(監(jiān)測點1和2)、隧道拱腰處(監(jiān)測點3和4)和隧道拱頂處(監(jiān)測點5)。自動化監(jiān)測系統(tǒng)每小時對目標控制點進行1次監(jiān)測,每日統(tǒng)計豎向與水平累計變形值。

注:ZX01—ZX18、YX01—YX18為監(jiān)測斷面編號;1—5為三維變形監(jiān)測點。

3.4 監(jiān)測數(shù)據(jù)分析

為驗證施工控制措施的有效性,對新建隧道貫通時既有隧道各監(jiān)測斷面處的豎向位移監(jiān)測數(shù)據(jù)進行分析。上穿施工完成時,既有隧道每個監(jiān)測斷面拱頂及隧道底部監(jiān)測點的豎向位移如圖15所示。由圖15可知:隧道道床監(jiān)測點1、監(jiān)測點2處的最大隆起變形為1.0 mm,隧道拱頂監(jiān)測點5的最大隆起變形為1.3 mm;各監(jiān)測斷面的各監(jiān)測點豎向位移以隆起變形為主。不同斷面處,既有隧道拱腰處監(jiān)測點3的水平位移如圖16所示。由圖16可知,監(jiān)測點3的水平位移為-0.7～1.4 mm,大部分監(jiān)測斷面產(chǎn)生的水平位移方向與盾構掘進方向一致。綜上所述,既有隧道的豎向位移和水平位移均處于控制標準以內。

a) 道床監(jiān)測點1及監(jiān)測點2的豎向位移

注:水平位移正值表示位移方向與盾構掘進方向一致,水平位移負值表示位移方向與盾構掘進方向相反。

4 結語

基于FLAC3D軟件建立三維數(shù)值模型,對新建線盾構上穿既有線的施工參數(shù)進行控制,結合環(huán)形支撐加固措施和自動化監(jiān)測方案保證了既有地鐵結構處于安全可控的狀態(tài),主要獲得以下結論:

1) 3號線上穿交叉部位的豎向位移最大值為2.7 mm。在盾構掘進過程中,相較于其他部位,上穿交叉部位左右兩側2D范圍內的豎向位移變化較大。

2) 環(huán)形加固結構不改變既有隧道的豎向位移分布規(guī)律,且可將管片的最大豎向變形降至1.1 mm,控制效果良好。

3) 在盾構上穿既有隧道施工前,對既有隧道上穿部位采取環(huán)形支撐加固措施。上穿施工過程中,對盾構的土倉壓力、總推力、刀盤扭矩、掘進速度、及同步注漿壓力等一系列施工參數(shù)進行動態(tài)化調整,并對整個施工過程采取自動化監(jiān)測。

4) 監(jiān)測數(shù)據(jù)表明,加固后,既有線拱頂處的最大豎向位移僅為1.3 mm,拱腰處的最大水平位移僅為1.4 mm,且各監(jiān)測斷面的位移值均較小。監(jiān)測結果表明,所采取的施工控制措施可以有效減小上穿施工對既有線造成的施工擾動,保證了施工的安全性。