摘要：文章針對新建京張鐵路JZSG-1標段清華園隧道2#～1#盾構區(qū)間熱力管道近接穿越工程，借助數(shù)值仿真手段，并結合現(xiàn)場記錄的掘進參數(shù)數(shù)據(jù)，對復合地層大直徑泥水盾構施工引起的鄰近管道的附加位移和內(nèi)力進行了研究，結果表明：（1）盾構近接穿越會導致鄰近管道產(chǎn)生不均勻的附加位移。（2）盾構施工引起的地面沉降槽寬度相較管道沉降區(qū)段的長度要窄，且隧道軸線處地面沉降量要明顯大于管道最大沉降。（3）管道上下端面產(chǎn)生的縱向位移存在一定差異，在正向位移區(qū)段，管道近洞室側的位移要大于另一側，負向位移區(qū)段則不然。（4）盾構近接穿越會導致鄰近管道下端面出現(xiàn)一定程度的受拉破壞，應對其實施必要的保護措施。

[基金項目]中國鐵路總公司科技研究開發(fā)計劃課題（項目編號：2017G007-B）;中鐵十四局集團大盾構公司技術開發(fā)項目（項目編號：ZT14-大盾構公司-JZTL-QT-2018-0016）

[作者簡介]劉磊（1985—），男，本科，工程師，注冊城鄉(xiāng)規(guī)劃師，主要從事城鄉(xiāng)規(guī)劃專業(yè)技術工作。

隨著城市交通隧道的加快建設，盾構機不可避免地需要近接各類市政管道或地面建筑物基礎施工[1]，此過程勢必會對既有構筑物產(chǎn)生一定影響。地下管線作為城市的生命線，過大的附加位移和內(nèi)力會導致管線出現(xiàn)斷裂、爆管等危害[2]，安全平穩(wěn)地完成下穿施工尤為重要。針對近接問題，國內(nèi)專家學者開展了大量研究工作，如張治國等[3]提出類矩形盾構隧道施工引起的鄰近地下管線變形的簡化計算方法;可文海等[4]利用Pasternak模型對盾構接近施工引起的管-土相互作用進行了模擬;高冰[6]基于地層損失率，研究了盾構下穿施工對上部給水管道的變形影響;王德勇等[5]、石超[7]依托地鐵實際工程，分析研究了砂卵石地層盾構下穿既有管線的施工工藝;張洪耀等[8]以某雨水管道與隧道交匯工程為依托，分析了淺埋暗挖法施工對于鄰近管道變形與受力的影響。本文依托新建京張鐵路JZSG-1標段清華園隧道2#～1#盾構區(qū)間熱力管道近接穿越工程，借助數(shù)值仿真手段，并結合現(xiàn)場記錄的掘進參數(shù)數(shù)據(jù)，對復合地層大直徑泥水盾構施工引起的鄰近管道的附加變形和內(nèi)力進行研究，以期為同類工程施工提供一定參考。

1 工程概況

新建京張鐵路JZSG-1標段位于北京市海淀區(qū)，正線全長10.487 km。標段自北京北站向北引出，并行地鐵13號線東側敷設，于DK13+400處進入清華園隧道。隧道包含3#～2#和2#～1#兩段盾構區(qū)間，其中2#～1#盾構區(qū)間由2#豎井2a始發(fā)井始發(fā)，向南至1#接收井接收，其間先后下穿知春路、北三環(huán)路、學院南路。2#～1#區(qū)間線路平面如圖1所示。2#～1#區(qū)間長2 707.5 m，采用2臺Ф12.64 m泥水平衡盾構機掘進。盾構隧道采用全預制管片拼裝，設計強度C50，管片外徑12.2 m，內(nèi)徑11.1 m，管片環(huán)寬2 m。

北三環(huán)路下方、隧道上方有一熱力管道。熱力管道尺寸為4 400 mm×2 800 mm，位于隧道拱頂上方2.65 m，屬近距離穿越。下穿區(qū)域地質情況如圖2所示。隧道開挖斷面地質不均，由上至下依次為粉土、粉質黏土及卵石土，為上軟下硬地層。

2 三維有限元數(shù)值模擬

2.1 模型建立

為探究上軟下硬復合地層條件下大直徑盾構施工對鄰近管道的影響，利用有限元分析軟件MIDAS/GTS模擬盾構施工過程?？紤]模型邊界的影響，隧道外圍土體取3倍洞徑[9]，建立模型尺寸為60 m×105 m×75 m（長×寬×高），范圍內(nèi)地層由上至下依次為粉質黏土、粉砂、粉土、粉質黏土及卵石土夾/互層。建立模型如圖3所示。

2.2 模型參數(shù)確定

模型計算過程中，管片襯砌及熱力管道均視作線彈性體，即采用彈性本構模型，范圍內(nèi)地層則采用摩爾-庫倫本構模型，此次計算除盾殼外均采用實體單元來模擬。有關土層模量，工程地質勘查資料僅提供壓縮模量，根據(jù)現(xiàn)有研究及工程規(guī)律，并借鑒北京地區(qū)相關工程，計算所需的彈性模量取為相應土層壓縮模量的3倍[10]。

襯砌環(huán)內(nèi)管片之間以及各襯砌環(huán)之間通常采用螺栓連接，為考慮管片接頭對于結構整體剛度的影響，橫向剛度折減系數(shù)取為0.7[11]，清華園隧道C50管片混凝土的彈性模量為34.5 GPa。熱力管道的管壁混凝土的強度等級為C30，對應模量為30.0 GPa。此次計算所涉及的模型參數(shù)如表1、表2所示。

2.3 盾尾空隙的模擬

盾構掘進過程中，盾尾通常存在一定空隙，包括超挖引起的孔隙及操作空隙[12]，其存在形式受到盾構機自重的影響而呈現(xiàn)圖4（a）所示的盾尾空隙。由于盾尾注漿材料與周圍土體的相互作用較為復雜，且現(xiàn)有技術難以直接觀測注入漿液的擴散情況，施工模擬時，需對盾尾空隙進行簡化處理。此次計算采用均質、等厚的等代層來模擬，如圖4（b）所示。模型建立時，預設等代層單元，等代層厚度需對比現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)反饋調整，以使施工影響盡量匹配現(xiàn)場情況。經(jīng)反復試算后，等代層厚度取為20 cm。

2.4 掘進過程的模擬

采用應力釋放的方式來模擬盾構施工引起的地層擾動[13]。開挖一環(huán)土體后，計算一循環(huán)步產(chǎn)生的不平衡力，將所獲取的不平衡力乘以一定系數(shù)后反加于開挖界面處的節(jié)點，并計算至平衡狀態(tài)。管片襯砌激活前，荷載釋放系數(shù)LDF取為0.1，激活后調整為0.9。

在MIDAS/GTS中難以實現(xiàn)連續(xù)掘進，故對掘進過程進行拆解、簡化，假定此過程分段連續(xù)，即一步開挖至工作面。通過改變預設單元的材料屬性，來模擬盾構的掘進過程，掘進步距對應管片環(huán)寬，即每次掘進一環(huán)管片的寬度。

盾構施工模擬過程如下：①初始地應力場生成;②位移場清除，鈍化管道空腔部分單元，并激活管壁單元屬性;③位移場清除;④盾構機進洞，激活盾殼單元屬性，施加掌子面泥水壓力;⑤重復步驟④直至盾體完全置入地層中;⑥盾構正常掘進，激活盾殼單元屬性，施加掌子面泥水壓力，移除上一步盾尾單元屬性;⑦重復步驟⑥施加盾尾第二環(huán)注漿壓力;⑧重復步驟⑦移除盾尾第三環(huán)注漿壓力，激活盾尾第三環(huán)注漿層并拼裝管片;⑨重復步驟⑧直至盾構機出洞。

此次計算不考慮同步注漿漿液的硬化過程，即假定一次凝固。實際施工中，注漿壓力的選定與所處的地質環(huán)境、隧道埋深以及注漿材料相關。根據(jù)現(xiàn)場記錄的掘進參數(shù)（圖5），注漿壓力設定為390 kPa;泥水壓力則盡量匹配現(xiàn)場變化規(guī)律，即施以較小的壓力穿越北三環(huán)路。

3 計算結果分析

3.1 管道附加位移

圖6～圖8為盾構施工引起的管道附加位移云圖及位移簡圖。由圖6可知，盾構近接穿越后，管道產(chǎn)生豎向不均勻位移，最大沉降位于隧道軸線上方與管道交叉截面，位移量為10.22 mm;位移由交叉截面向兩側逐漸減小至位移為零，繼而轉為向上位移，最大隆起量為9.62 mm。位移零點距交叉截面約為1.5D，即管道沉降區(qū)段長約3.0D。由文獻[14]，沉降槽的寬度系數(shù)i可按式（1）計算。代入表1數(shù)據(jù)，求得管道位置地面沉降槽系數(shù)z/i為1.808、1.955，隧道拱頂距離地面約為10.43 m。據(jù)此，管道位置地面沉降槽寬度明顯要小于管道沉降區(qū)段的長度。隧道軸線處的地面沉降量可由式（2）求得，Vs為單位開挖進尺引起的地層損失率。北大直徑盾構隧道施工的地層損失率平均值為0.40[15]，求得Smax為17.5～18.9 mm，明顯大于管道最大沉降。管道位置地面沉降槽寬度、最大沉降量與管道沉降區(qū)段的長度、最大沉降量的關系與可文海等[4]提出的管-土相互作用模型基本一致。

式中：z為隧道中心至地面的距離;φ為隧道洞周范圍地層的內(nèi)摩擦角。

由圖7可知，盾構近接穿越后，管道產(chǎn)生縱向不均勻位移，最大縱向位移位于隧道軸線上方與管道交叉截面的下側，位移量為3.92 mm;位移由交叉截面向兩側逐漸減小至位移為零，繼而轉為掘進反方向位移，最大負向位移出現(xiàn)在最邊緣上側，位移量為1.09 mm。位移零點距交叉截面約為2.5D，即管道正向位移區(qū)段（與掘進方向一致）長約5.0D。與前述豎向位移不同，管道上下端面產(chǎn)生的縱向位移存在一定差異。在正向位移區(qū)段，管道近洞室側的位移要大于另一側，負向位移區(qū)段則不然，可認為鄰近管道在空間上產(chǎn)生正向傾轉。

由圖8可知，盾構近接穿越后，管道產(chǎn)生橫向不均勻位移，最大橫向位移位于隧道兩側邊墻與管道交叉截面，兩側最大位移量在1.79 mm左右;管道上下端面位移特征方向互異，上端面交叉截面兩側向隧道靠攏，下端面則遠離隧道。這是因為管道在產(chǎn)生圖6所示豎向位移后，隧道軸線上方一定區(qū)域管道截面（如截面2）承受剪力較小，截面受剪歪斜程度較小，往兩側剪力逐漸增大，截面受剪歪斜程度加重，進而呈現(xiàn)上述位移特征。

3.2 管道附加內(nèi)力

圖9～圖11為盾構施工引起的管道附加內(nèi)力云圖。由圖9可知，盾構近接穿越后，管道產(chǎn)生豎向不均勻內(nèi)力，且管壁轉角處存在應力集中現(xiàn)象，最大壓應力為6.59 MPa，最大拉應力為3.26 MPa。C30混凝土的容許壓應力[σb]=10.0 MPa，容許拉應力[σtp-1]=1.98 MPa，其中[σtp-1]<3.26 MPa，即管道出現(xiàn)局部的受拉破壞。由圖10可知，管道產(chǎn)生縱向不均勻內(nèi)力，且上端面變截面處存在應力激增現(xiàn)象，最大壓應力為5.22 MPa，不超過C30混凝土的容許壓應力，最大拉應力為4.83 MPa，超過C30混凝土的容許拉應力。

由圖11可知，盾構近接穿越后，管道產(chǎn)生橫向不均勻內(nèi)力，最大壓應力為8.21 MPa，位于交叉截面的上側，不超過C30混凝土的容許壓應力;最大拉應力為9.52 MPa，位于交叉截面的下側，明顯超過C30混凝土的容許拉應力，管道下端面出現(xiàn)一定程度的受拉破壞。實際生產(chǎn)中，應對其實施必要的保護措施，如攪拌加固、注漿加固等。

4 結論

本文以清華園隧道2#～1#盾構區(qū)間熱力管道近接穿越工程為依托，借助數(shù)值仿真手段，對復合地層大直徑泥水盾構施工引起的鄰近管道的附加變形和內(nèi)力進行了研究，得到主要結論：

（1）盾構近接穿越會導致鄰近管道產(chǎn)生不均勻的附加位移，豎向上由隧道軸線往兩側先沉降，繼而隆起，管道沉降區(qū)段長約3.0D;縱向上由隧道軸線往兩側先正向，繼而負向，管道正向位移區(qū)段長約5.0D;橫向上管道上下端面位移特征方向互異，上端面兩側向隧道靠攏，下端面則不然。

（2）盾構施工引起的地面沉降槽寬度相較管道沉降區(qū)段的長度要窄，且隧道軸線處地面沉降量要明顯大于管道最大沉降。

（3）管道上下端面產(chǎn)生的縱向位移存在一定差異，在正向位移區(qū)段，管道近洞室側的位移要大于另一側，負向位移區(qū)段則不然。

（4）盾構近接穿越會導致鄰近管道下端面出現(xiàn)一定程度的受拉破壞，應對其實施必要的保護措施。

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