楊 薈 斯， 劉 濤， 繆 紅 彬， 胡 新 啟， 王 崢 崢*

(1.大連理工大學 建設工程學部，遼寧 大連 116024；2.大連市城市管理局，遼寧 大連 116011；3.中國雄安集團城市發(fā)展投資有限公司，河北 雄安 071000；4.四川大學 水力學與山區(qū)河流開發(fā)保護國家重點實驗室，四川 成都 610065 )

0 引 言

近年來城市軌道交通建設發(fā)展迅速，為人們出行帶來極大便利．人口聚集的大城市如上海、北京、天津、廣州、深圳等已形成復雜的地下交通網(wǎng)絡，穿越既有隧道成為隧道建設的新常態(tài)[1-3]，而新建盾構隧道近距離多次下穿施工會對既有隧道產(chǎn)生擾動致使其變形、應力疊加[4]，進而影響既有線的安全運營．

眾多學者對于盾構隧道近距離下穿施工對既有線造成的影響做了大量研究：金大龍等[5]通過離心模型試驗指出小凈距四線隧道開挖具有明顯的群洞效應，既有隧道最終沉降為所有線穿越后疊加的結果．甘曉露等[6]提出了兩線隧道下穿作用下既有隧道縱向變形的簡化計算方法，量化了兩線隧道開挖引起土體損失的差異．劉士海等[7]分析了新建隧道斜交下穿既有盾構隧道監(jiān)測數(shù)據(jù)，指出既有盾構隧道的沉降變形呈現(xiàn)雙凹槽狀縱向柔性變形特征．王立新等[8]指出應盡量避免豎直凈距小于20%洞徑的雙線盾構下穿，當采用40%洞徑豎直凈距下穿時，應將新建隧道拱頂沉降控制在13 mm以內(nèi)．Fang等[9]分析了京張高鐵清華園隧道下穿既有北京地鐵10號線的實際數(shù)據(jù)，指出高斯方程可以較好擬合既有線沉降．房明等[10]通過數(shù)值模擬指出當新建隧道與既有隧道的相對距離小于2倍襯砌外徑時，新建隧道盾構下穿施工引起既有隧道位移較大．李磊等[11]研究了盾構下穿施工時土艙壓力和注漿壓力以及上穿施工時壓重范圍和壓重對既有隧道變形的影響．黃正榮等[12]通過數(shù)值模擬指出土艙壓力是盾構下穿施工對既有隧道產(chǎn)生影響的重要因素．楊成永等[13]通過分析實測數(shù)據(jù)指出盾構施工參數(shù)是控制既有隧道沉降的關鍵因素．Dias等[14]分析指出在數(shù)值模擬中引入土艙壓力及注漿壓力會使模擬結果更加準確．

兩次下穿既有兩線隧道產(chǎn)生的影響分析成為新趨勢，但鮮有學者對兩次近距離盾構下穿時施工參數(shù)對既有隧道產(chǎn)生的影響進行分析．本文基于某城市地鐵4號線下穿既有9號線實際工程，采用Midas/GTS構建下穿隧道精細化三維有限元數(shù)值模型，模擬盾構雙隧道先后近距離下穿既有運營隧道的施工全過程，分析下穿隧道施工中既有運營隧道的沉降、側(cè)向位移的變化規(guī)律及盾構施工參數(shù)對既有隧道沉降的影響，以期為盾構隧道下穿施工提供科學的參考依據(jù)．

1 工程概況

依托工程為新建4號線下穿既有地鐵9號線，盾構區(qū)間結構工程布置如圖1所示．4號線區(qū)間結構距9號線盾構最小凈距約2.108 m，下穿長度約19.0 m．地鐵9號線為既有運營線路，線間距約13.25 m，管片外徑6 200 mm、管片厚度350 mm、管片環(huán)寬1.2 m，混凝土等級C50，覆土厚度14.8 m．4號線區(qū)間采用盾構法施工，線間距約13.0 m，隧道外徑6 200 mm、管片內(nèi)徑5 500 mm、管片厚度350 mm、管片環(huán)寬1.2 m，環(huán)向和縱向連接螺栓均采用彎螺栓，且管片環(huán)與環(huán)之間采用8.8級高強螺栓連接．新建4號線采用土壓平衡盾構機施工，盾構機開挖直徑6 430 mm，右線先行開挖，左線后開挖．左線盾構二次穿越時開挖面距右線的距離為9D(D為隧道外徑)．

圖1 工程布置圖Fig.1 Project layout diagram

2 盾構隧道下穿施工的精細化模擬

2.1 計算模型的建立

本文應用Midas/GTS進行模擬，盾構法施工擾動范圍在隧道軸線3倍洞徑范圍以內(nèi)[15]，計算模型尺寸為X向58 m，Y向66 m，Z向50 m．施工過程采用動態(tài)模擬分析，為匹配網(wǎng)格開挖長度將盾構機長度取整為9.6 m，模擬施工時為簡化計算每次掘進2.4 m(2環(huán))，新建4號線注漿層厚度取為開挖直徑與管片外徑之差230 mm的一半，整體模型網(wǎng)格劃分如圖2所示，選取新建與既有隧道的交叉位置處截面作為4個特征截面；新建隧道與既有隧道的相對位置關系如圖3所示．

(a)土體模型

圖3 新建隧道與既有隧道的相對位置關系(單位:mm)Fig.3 The relative position relationship between the newly-built tunnel and the existing tunnel (unit:mm)

2.2 計算參數(shù)的選取

土體采用Mohr-Coulomb本構模型進行模擬，簡化后土體材料參數(shù)如表1所示．既有隧道管片采用析取板單元模擬；既有隧道管片與新建盾構管片材料參數(shù)一致．盾構機材料參數(shù)如表2所示．依據(jù)實際工程，根據(jù)隧道埋深、地質(zhì)情況和環(huán)境條件等進行的預測計算結果以及本地施工經(jīng)驗的綜合考慮，將土艙壓力取為0.12 MPa，注漿壓

表1 土體材料參數(shù)Tab.1 Material parameters of soil

表2 盾構機材料參數(shù)Tab.2 Material parameters of shield machine

力取為0.22 MPa．

2.3 盾構施工過程的模擬

精細化盾構施工模擬時分為盾構機進入階段和盾構機正常掘進階段．盾構機正常掘進階段的盾構模擬包括附屬結構和附屬荷載模擬，如圖4、5所示．

圖4 盾構附屬結構示意圖Fig.4 Schematic diagram of shield accessory structure

盾構附屬結構包括盾殼、管片及注漿層．盾殼及注漿層采用共用實體單元模擬．新建盾構管片采用實體單元模擬．考慮螺栓連接對彈性模量進行折減，因環(huán)間采用8.8級高強螺栓連接，取管片彈性模量的折減系數(shù)為0.8[16]．注漿層采用均質(zhì)、等厚、彈性等代層模擬[17]，模擬時考慮一種理想化情況即認為漿液完全填充盾尾空隙且沒有損失，等代層厚度即注漿層厚度．

(a)土艙壓力

盾構附屬荷載包括土艙壓力及注漿壓力：土艙壓力由在開挖面施加均布壓力進行模擬，注漿壓力采用環(huán)向均布壓力模擬．

盾構施工過程模擬包括：

(1)既有隧道開挖，激活既有隧道管片，進行地應力平衡．

(2)盾構機進入階段：鈍化核心、管片處土體，激活土艙壓力，將預設盾殼單元的土體屬性更改為盾殼屬性．

(3)盾構機全部進入后正常掘進階段：激活第n環(huán)開挖面的土艙壓力，鈍化第n環(huán)的核心土層及預設管片單元處土體，將第n環(huán)預設盾殼單元的土體屬性更改為盾殼屬性，鈍化第n-1環(huán)開挖面土艙壓力；激活第n-1環(huán)預設管片單元，將第n-1環(huán)預設盾殼單元的盾殼屬性更改為注漿層屬性同時激活該層注漿壓力，鈍化第n-2環(huán)注漿壓力．

3 盾構隧道下穿施工的影響分析

3.1 既有隧道拱底隆沉規(guī)律分析

圖6給出了新建盾構隧道下穿推進不同距離時既有隧道拱底的軸向隆沉曲線，負值表示新建線切口環(huán)距既有線距離，正值表示新建線切口環(huán)穿越既有線距離，橫坐標X為既有隧道軸線距離，縱坐標δ為沉降值．由圖可見：

(1)兩次下穿施工造成既有線發(fā)生不均勻沉降，最終沉降曲線均呈現(xiàn)不對稱的雙峰式，最大沉降位置為新建兩線中間偏向第二次下穿施工的軸線位置．

(2)第一次下穿施工(右線)時，當切口環(huán)距既有上行線軸線底部7.2 m，由于盾構機的土艙壓力對前方土體產(chǎn)生擠壓，底部各測點呈現(xiàn)隆起狀態(tài)；當切口環(huán)到達既有上行線正下方時既有隧道發(fā)生沉降，最大沉降位于右線軸線正上方，最大沉降為2.6 mm，約占第一次下穿完成時最終沉降的80.5%；隨著盾構機繼續(xù)向前掘進，各測點繼續(xù)沉降，但沉降幅度逐漸減?。坏谝淮蜗麓┩瓿蓵r最終沉降達到3.23 mm，約占最終沉降的40.2%．

(3)第二次下穿施工(左線)時，當切口環(huán)距既有隧道7.2 m時整線均隆起，隆起最大位置為新建左線正上方；當切口環(huán)到達既有隧道正下方時整線呈沉降狀態(tài)，最大沉降為6.92 mm，約占最終沉降的86.1%；隨盾構機切口環(huán)繼續(xù)向前掘進沉降繼續(xù)增加，但沉降幅度有所減緩；兩線施工完成時最大沉降為8.04 mm．

(4)下行線的最終沉降略小于上行線，而最大隆起略大于上行線；但最大隆起、沉降位置與上行線一致．當切口環(huán)通過既有下行線軸線底部7.2 m時，下行線達到最大隆起；當切口環(huán)通過既有下行線軸線底部21.6 m時，既有下行線最大沉降達到最終沉降的87%，最終沉降的最大值為7.1 mm．

(a)第一次下穿既有上行線

3.2 既有隧道拱底側(cè)向位移規(guī)律分析

圖7給出了新建盾構隧道下穿推進不同距離時既有隧道拱底的軸向側(cè)移曲線，橫坐標X為既有隧道軸線距離，縱坐標γ為側(cè)移值．由圖可見：

(1)由于新建盾構隧道施工造成周圍土體應力釋放并引發(fā)既有隧道卸荷，因此兩線最終均呈現(xiàn)沿盾構掘進方向相反的不均勻側(cè)移；由于兩線均先穿越上行線后穿越下行線，因此下行線不均勻程度較上行線小，最大側(cè)移也略小于上行線．

(2)右線施工時側(cè)移最大位置均位于新建右線隧道軸線正上方；隨著盾構機向前掘進，上行線整線沿掘進方向的反向發(fā)生側(cè)移，且側(cè)移值不斷增加；第一次下穿完成的最大側(cè)移為2.37 mm，達到最終側(cè)移的90%．

(a)第一次下穿既有上行線

(3)左線下穿施工時由于對既有隧道造成第二次下穿擾動影響，既有上行線整線先產(chǎn)生沿盾構掘進方向側(cè)移，隨著盾構機向前掘進，沿掘進方向側(cè)移量逐漸減小，最終呈現(xiàn)沿盾構機掘進方向反向側(cè)移；最大側(cè)移位于兩新建隧道軸線中間偏向第一次開挖的右線軸線位置，第二次下穿完成的最大側(cè)移為2.62 mm．

3.3 盾構施工參數(shù)對既有隧道測點沉降影響分析

由于新建隧道與既有隧道在交叉位置距離最近，能較好反映出參數(shù)變化對既有隧道的影響，因此選擇4條隧道交叉位置進行參數(shù)分析．

3.3.1 土艙壓力對既有線沉降的影響 土艙壓力用于維持開挖面穩(wěn)定性，將土艙壓力分別取為0.06、0.12、0.18、0.24 MPa 4種工況進行分析．

圖8給出了4條隧道交叉位置拱底測點在不同土艙壓力下隨新建隧道下穿施工的沉降曲線，橫坐標為施工步n，縱坐標為沉降δ．由圖可見：

(1)既有隧道的沉降與土艙壓力的大小密切相關，隨著土艙壓力的增加，既有線的最終沉降先增大后減小，當土艙壓力為0.24 MPa時，既有線最終呈隆起狀態(tài)．

(2)隨兩次盾構下穿施工測點均經(jīng)歷了隨盾構機接近逐步隆起—達到最大隆起值—隨盾構機遠離隆起值減小—沉降穩(wěn)定的變形過程；土艙壓力小的工況，其最大隆起階段稍滯后于土艙壓力大的工況，并且0.06、0.24 MPa工況下測點能夠較迅速達到沉降穩(wěn)定，說明較小的土艙壓力對周圍土體產(chǎn)生的擾動較小，但不利于維持開挖面穩(wěn)定，故在盾構機切口環(huán)接近測點時發(fā)生大幅沉降；而土艙壓力過大會造成施工過程中測點隆起較大，因此合理選擇土艙壓力十分必要．

(3)第一次下穿施工，當土艙壓力為0.18 MPa時測點的沉降略小于0.06 MPa的，而隨著第二次下穿施工盾構機切口環(huán)遠離測點后，土艙壓力為0.18 MPa時測點的沉降大于0.06 MPa的，因此第二次下穿施工時可以通過進一步提高土艙壓力來減小沉降的發(fā)展．

(a)特征截面1拱底測點

3.3.2 注漿壓力對既有線沉降的影響 注漿用于填補盾尾空隙，并能減小既有線位移．將注漿壓力分別取為0.055、0.110、0.220、0.330 MPa 4種工況進行分析．

圖9給出了4條隧道交叉位置拱底測點在不同注漿壓力下隨新建隧道下穿施工的沉降曲線，由圖可見：

(1)注漿壓力的大小對既有線測點的沉降產(chǎn)生較大影響，注漿壓力越大，各測點的最終沉降越??；當注漿壓力為0.330 MPa時測點最終呈隆起狀態(tài)而不是沉降狀態(tài)．

(2)在盾構下穿注漿過程中，注漿壓力越大引起既有線拱底測點隆起越大，但最終沉降達到穩(wěn)定越快．

(a)特征截面1拱底測點

(3)第二次下穿施工會造成既有線沉降進一步增加，但位于第二次下穿線正下方的1、4測點的最終沉降均大于2、3測點，進一步表明第二次下穿線正上方附近測點受到的影響較大．

4 結 論

(1)兩次盾構下穿施工造成既有隧道的最大沉降位于兩隧道軸線之間且靠近第二次下穿施工軸線，為雙峰式沉降曲線，第一次下穿完成時的最大沉降為第二次下穿完成時沉降的40%左右；既有下行線的最終沉降小于上行線．

(2)兩次盾構下穿施工造成既有隧道最終沿盾構掘進方向的反向發(fā)生不均勻側(cè)移，而上行線的最終側(cè)移略大于下行線且不均勻程度也較大．因此，施工時需要重點關注上行線的沉降及側(cè)移．

(3)第一次盾構下穿完成時側(cè)移和沉降分別占最終側(cè)移和沉降的90%和40.2%，表明第二次近距離盾構下穿施工對既有線沉降影響較為明顯，而對側(cè)移影響較?。?/p>

(4)土艙壓力及注漿壓力對既有隧道的沉降均產(chǎn)生了較大影響：既有線的最終沉降隨著土艙壓力提高先增大后減小，而注漿壓力的提高能有效降低既有隧道的最終沉降．并且在第一次下穿完成后最終為沉降狀態(tài)時，第二次下穿施工時可通過適當提高土艙壓力來減小最終沉降．