趙 朋

(中鐵一局集團(tuán)廈門建設(shè)工程有限公司，福建 廈門 361000)

0 引言

現(xiàn)有地鐵隧道多為預(yù)制混凝土管片和高強(qiáng)螺栓連接的盾構(gòu)隧道，對(duì)變形較敏感，對(duì)其進(jìn)行嚴(yán)格的變形控制顯得至關(guān)重要。近年來，嚴(yán)格的變形控制標(biāo)準(zhǔn)相繼出臺(tái)[1-3]，這對(duì)施工前進(jìn)行隧道變形準(zhǔn)確預(yù)判并采取相應(yīng)保護(hù)措施提出更高要求。國內(nèi)已有學(xué)者對(duì)下臥隧道的變形控制展開研究，如劉國彬等[4]以某廣場(chǎng)基坑工程下已運(yùn)營隧道的保護(hù)為背景，結(jié)合計(jì)算軟土地基隆起變形的殘余應(yīng)力法，研究利用坑內(nèi)加固和考慮時(shí)空效應(yīng)的施工方法等控制基坑下隧道上抬變形的有效性；高盟等[5]以緊鄰上海某地鐵車站的基坑工程為背景，采用FLAC3D建立三維模型模擬基坑開挖過程，與實(shí)測(cè)結(jié)果基本吻合，并詳細(xì)討論了控制既有車站變形的幾項(xiàng)施工措施，指出在車站開挖側(cè)設(shè)置托換樁、旋噴樁及攪拌樁加固和分塊開挖是控制其變形的有效手段；溫鎖林[6]以上海東西通道跨越地鐵2號(hào)線工程為背景，在基坑明挖施工中，結(jié)合大面積攪拌樁地基加固及地鐵隧道的隔離樁和抗拔樁等措施，對(duì)下方運(yùn)營地鐵進(jìn)行變形控制；楊世東等[7]依托某基坑超近距離上跨既有盾構(gòu)隧道工程，通過數(shù)值模擬研究發(fā)現(xiàn)，在隧道內(nèi)設(shè)置隔離樁+臨時(shí)支撐+配重措施效果最好，隔離樁措施次之，抗浮錨桿措施效果最差；劉建國等[8]基于某市級(jí)工程案例，為控制上跨施工時(shí)既有盾構(gòu)隧道變形，在施工前采取了地質(zhì)補(bǔ)勘、區(qū)間土體加固、補(bǔ)充加固、袖閥管注漿加固等措施。

綜上可知，國內(nèi)外施工案例中，除了利用基坑開挖的時(shí)空效應(yīng)外，一般采取抗滑樁或土體加固措施。而隨著地下空間開發(fā)和利用程度的加大，受各種條件限制，上覆基坑與下臥盾構(gòu)隧道的距離將可能非常近，甚至零距離接觸，然而目前公開發(fā)表的文獻(xiàn)中未涉及研究對(duì)象為基坑零距離上跨既有隧道。此類工程施工中隧道頂土體將全部卸載，因此常采取的土體加固或抗滑樁措施并不適合，而基坑土方全部卸載過程中，盾構(gòu)管片的變形機(jī)理將更復(fù)雜。如何控制下臥盾構(gòu)隧道變形是設(shè)計(jì)及施工中必須考慮的重要問題。由于理論解析法無法考慮復(fù)雜多變和各種各樣基坑施工工況、施工手段、場(chǎng)地地質(zhì)的影響[9]，而有限元數(shù)值模擬不僅能針對(duì)性地模擬基坑施工全過程，高度擬合匹配基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)、隧道結(jié)構(gòu)材料屬性和結(jié)構(gòu)形式，還能通過軟件計(jì)算出下臥隧道變形大小和內(nèi)力變化情況，因此數(shù)值模擬方法受到越來越多學(xué)者的青睞[10-11]。

基于此，本文依托國內(nèi)首個(gè)明挖隧道零距離上跨既有盾構(gòu)隧道案例即廈門地鐵濕地公園站—高林停車場(chǎng)出入線區(qū)間工程，通過精細(xì)化三維建模及施工過程模擬，結(jié)合多種堆載反壓方案對(duì)比分析，考慮縱向剛度增強(qiáng)，研究下臥隧道的變形控制效果，得出最優(yōu)反壓值減少隧道因上方基坑開挖引起的附加變形。

1 工程概況

1.1 工程簡(jiǎn)介

廈門地鐵濕地公園站—高林停車場(chǎng)出入線明挖區(qū)間，總長166.052m，基坑底寬約15.2m，設(shè)計(jì)深度約14.5m。該出入線區(qū)間隧道采用明挖法施工，基坑部分上跨既有高林站—濕地公園站正線區(qū)間盾構(gòu)隧道，基坑底與既有盾構(gòu)隧道緊貼，即零距離接觸。平面位置關(guān)系如圖1所示。

圖1 明挖區(qū)間基坑上跨隧道平面位置關(guān)系

下臥盾構(gòu)隧道采用平板型單層鋼筋混凝土管片襯砌，管片采用C50混凝土，抗?jié)B等級(jí)P10；盾構(gòu)隧道襯砌外徑6 200mm、內(nèi)徑5 500mm；襯砌環(huán)寬度1 200mm，厚度350mm；管片環(huán)采用錯(cuò)縫拼裝形式。

1.2 工程地質(zhì)與水文地質(zhì)概況

根據(jù)勘探孔揭露的地層情況，場(chǎng)區(qū)主要地層巖性包括①1雜填土、⑤1-2粉質(zhì)黏土、1-2殘積砂質(zhì)黏性土、1-3殘積砂質(zhì)黏性土、1全風(fēng)化花崗巖、2散體狀強(qiáng)風(fēng)化花崗巖，如圖2所示。雜填土主要由黏性土、磚塊、混凝土塊等建筑垃圾組成；粉質(zhì)黏土以黏、粉粒為主，韌性中等，干強(qiáng)度中等；殘積砂質(zhì)黏性土以粉粒為主，韌性低，干強(qiáng)度高；全風(fēng)化花崗巖巖芯呈砂土狀，巖體極破碎，遇水易軟化；散體狀強(qiáng)風(fēng)化花崗巖，巖芯呈土柱狀，手捏易散，遇水易軟化，為極軟巖。

該區(qū)段內(nèi)地下水主要有賦存于粉質(zhì)黏土、殘積土、全(強(qiáng))風(fēng)化花崗巖中的第四系孔隙水及賦存于基巖裂隙中的裂隙水。地下水以潛水為主，局部受上覆相對(duì)隔水層作用，具有承壓或微承壓性質(zhì)。地下水位埋深0.5～5.3m，均位于設(shè)計(jì)底板以上。

1.3 基坑支護(hù)設(shè)計(jì)

明挖段深基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)根據(jù)地形條件、周邊環(huán)境和地下管線情況采用不同支護(hù)類型。選取明挖基坑上跨正線盾構(gòu)區(qū)間段的典型剖面如圖2所示，采用1∶0.75放坡開挖，兩級(jí)坡、土釘墻支護(hù)，上、下級(jí)邊坡建設(shè)2m寬平臺(tái)，土釘采用φ22鋼筋，間距1.5m×1.5m，梅花形布置，豎向傾角15°。

圖2 高林停車場(chǎng)出入線區(qū)間與零距離下臥盾構(gòu)隧道典型剖面

2 數(shù)值模擬

2.1 數(shù)值模型設(shè)計(jì)

采用PLAXIS 3D巖土有限元程序建立數(shù)值模型，建模范圍如圖3所示。模型沿基坑縱向長60m(y軸)，橫向?qū)挾热?0m(x軸)，沿深度方向(z軸)取至2散體狀強(qiáng)風(fēng)化花崗巖，總深31m，如圖4所示，地質(zhì)模型中共涉及6類巖土層。

圖3 建模范圍示意

圖4 三維工程地質(zhì)模型

為了便于進(jìn)行下臥盾構(gòu)隧道變形控制效果規(guī)律性研究，將基坑概化為直線型基坑，降水概化為隨挖隨降。根據(jù)基坑放坡開挖設(shè)計(jì)剖面及其與下臥隧道空間位置關(guān)系(見圖2)，建立結(jié)構(gòu)模型，如圖5所示。其中，土釘墻噴混凝土層采用C20混凝土，厚0.1m，采用板單元模擬；土釘采用φ22鋼筋，采用嵌入式梁?jiǎn)卧M；隧道管片采用實(shí)體單元模擬，管片厚0.35m。三維實(shí)體模型網(wǎng)格劃分采用10節(jié)點(diǎn)高階四面體單元，在結(jié)構(gòu)附近加密網(wǎng)格，共劃分152 926個(gè)實(shí)體單元、244 367個(gè)結(jié)點(diǎn)(見圖6)。

圖5 基坑上跨隧道結(jié)構(gòu)模型

圖6 基坑上跨隧道三維網(wǎng)格模型

模型中巖土體均假定為彈塑性材料，采用基坑工程分析中得到高度認(rèn)可的高級(jí)本構(gòu)HS-Small(HSS)模型模擬，結(jié)合地區(qū)類似工程反分析的參數(shù)結(jié)果，參考文獻(xiàn)[12]確定計(jì)算參數(shù)，如表1所示。

表1 巖土體物理力學(xué)參數(shù)

隧道管片視為線彈性材料，重度25kN/m3，彈性模量30GPa，泊松比0.15；土釘墻噴混凝土層板單元，彈性模量25.5GPa，泊松比0.15；模擬土釘?shù)那度胧搅簡(jiǎn)卧獜椥阅Ａ?5.5GPa，土釘與土體間的摩阻力通過土-結(jié)構(gòu)接觸面強(qiáng)度折減的方式自動(dòng)計(jì)算，折減系數(shù)根據(jù)程序手冊(cè)中的建議值結(jié)合經(jīng)驗(yàn)取為0.8。

2.2 模擬方案

國內(nèi)外基坑上跨既有隧道的工程案例中，一般采用近距離施工，基坑底與下臥隧道尚有一定距離，在加固措施中，一般采取土層加固、利用抗滑樁抑制下臥隧道隆起等措施。而本次研究是基于基坑零距離上跨盾構(gòu)隧道，也就是基坑的開挖將盾構(gòu)上方的土體全部卸載，所以引起下臥盾構(gòu)隧道的變形機(jī)理及控制措施也將不同。因此，基于隧道管片內(nèi)堆載反壓及縱向剛度增加加固對(duì)抑制管片變形的激勵(lì)，提出通過反壓平衡基坑卸載減少管片隆起變形，以及管片縱向加固抑制不均勻沉降的管片綜合變形措施。通過對(duì)下臥盾構(gòu)隧道內(nèi)進(jìn)行反壓加載以平衡每一階段的基坑土方開挖卸載值，減少管片隆起變形量。利用基坑時(shí)空效應(yīng)及管片反壓堆載控制措施，由于同步性很難，協(xié)調(diào)也存在時(shí)空影響，難以保證管片不產(chǎn)生差異變形。因此，在隧道內(nèi)部增加縱向加固措施(擬采用鋼條加固)，從而增加隧道的縱向剛度，可起到抑制不均勻沉降的作用。綜上所述，對(duì)下臥盾構(gòu)隧道的變形控制方法主要從隧道管片內(nèi)堆載反壓及縱向剛度增強(qiáng)加固兩方面展開研究。

2.2.1隧道內(nèi)反壓的荷載動(dòng)態(tài)平衡控制措施

通過對(duì)下臥盾構(gòu)隧道內(nèi)進(jìn)行反壓加載以平衡每一階段的基坑土方開挖卸載效應(yīng)，減少下臥隧道管片上浮變形量。在下臥隧道內(nèi)施加反壓荷載，調(diào)整荷載分布范圍及荷載值，研究反壓條件下基坑開挖引起的盾構(gòu)隧道的變形特征，定量評(píng)價(jià)反壓對(duì)抑制管片上浮變形的控制效果；通過多方案對(duì)比分析，優(yōu)化確定下臥隧道反壓荷載值及分布范圍。

由圖1可知，穿越基坑的隧道(正線盾構(gòu)左線)總位移是另一條隧道(正線盾構(gòu)右線)的約3倍。因此，在此主要分析穿越基坑隧道(左線)堆載反壓的變形控制效果。

為控制下臥正線盾構(gòu)管片變形，在盾構(gòu)隧道內(nèi)采用砂袋堆載反壓，設(shè)計(jì)加載最大高度為管片內(nèi)部?jī)艨盏?/3，堆載如圖7所示。隧道內(nèi)堆載通過在隧道底板施加分布荷載來模擬，共模擬4種堆載方案，實(shí)施堆載后再根據(jù)實(shí)際施工工序模擬基坑開挖。結(jié)合設(shè)計(jì)圖紙、施工場(chǎng)地布置，最終對(duì)該部分區(qū)域采取分段分小塊開挖、快速施工底板的施工方法。將上跨段明挖區(qū)間主體結(jié)構(gòu)底板分段，每段長度為5m，如圖8所示，基坑開挖順序?yàn)椋孩佟凇邸虞d對(duì)應(yīng)下方段及下一段管片→④→對(duì)應(yīng)分段底板施工完成(5d)→依次開挖下一段。對(duì)明挖段盾構(gòu)上跨正線部分，正線管片3m以上土方采用PC220挖掘機(jī)進(jìn)行開挖，管片以上0.5～3m部分采用PC120挖掘機(jī)進(jìn)行開挖，基坑底以上0.5m部分采取人工開挖。

圖7 下臥盾構(gòu)對(duì)砂袋堆載示意(單位：m)

圖8 上跨正線盾構(gòu)區(qū)間分段開挖示意(單位：m)

1)方案1 左、右線堆載均勻分布，假定開挖前在下臥隧道內(nèi)均布堆載，通過前期試算，反壓均布荷載分別考慮8，16，24kPa，如圖9所示。

圖9 方案1

2)方案2 左、右線堆載線性分布，基坑范圍內(nèi)荷載最大，坑外荷載最小，隧道內(nèi)線性分布荷載從坑外向內(nèi)自0增至24kPa，如圖10所示。

圖10 方案2

3)方案3 左、右線堆載局部線性分布，基坑范圍內(nèi)荷載最大，坑外荷載最小，隧道y=0～20m段不堆載(坑外部分)；隧道y=20～60m段線性堆載，堆載值0～36kPa。

4)方案4 在方案3的基礎(chǔ)上，左線堆載加倍，即左線隧道y=20～60m段線性堆載，堆載值0～72kPa；右線隧道y=20～60m段線性堆載，堆載值 0～36kPa； 隧道y=0～20m段不堆載，如圖11所示。

圖11 方案4

2.2.2下臥隧道縱向加固設(shè)計(jì)

即使考慮基坑時(shí)空效應(yīng)及管片反壓堆載控制措施，由于同步性很難，協(xié)調(diào)也存在時(shí)空影響，難以保證管片不產(chǎn)生差異變形。因此，在隧道內(nèi)部采取縱向加固措施(擬采用鋼條加固)，在隧道不同位置設(shè)置鋼條，從而增加隧道的縱向剛度，起到抑制不均勻沉降作用。通過計(jì)算分析確定鋼條加固對(duì)隧道上浮變形的抑制效果，并分析變形抑制條件下的隧道縱向內(nèi)力變化情況。

在方案4的基礎(chǔ)上，考慮增加區(qū)間隧道的縱向剛度，選用[14b進(jìn)行隧道縱向加固，采用梁?jiǎn)卧M，每條隧道分別在基坑上跨段范圍內(nèi)通長設(shè)置8根槽鋼，如圖12所示，然后進(jìn)行基坑開挖模擬，此為方案5。

圖12 鋼條加固模型(方案5)

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 堆載量影響

方案1為沿隧道上跨段60m長范圍內(nèi)均勻堆載，堆載量分別取8，16，24kPa及未施加堆載時(shí)，基坑開挖到底后隧道上浮變形極值及內(nèi)力極值的變化增幅如表2所示。限于篇幅，僅列出隧道最終豎向位移云圖，如圖13所示。

表2 方案1不同堆載量時(shí)隧道變形及內(nèi)力變化幅度

圖13 不同堆載量時(shí)下臥隧道豎向位移云圖(單位：mm)

由表2和圖13可知：①從隧道上浮變形來看，施加8kPa堆載反壓后，隧道上浮量從64.4mm降至56.7mm；施加16kPa堆載反壓后，隧道上浮量可降至55.1mm；施加24kPa堆載反壓后，隧道上浮量可降至51.5mm。由此可知，在基坑開挖前對(duì)下臥隧道內(nèi)進(jìn)行堆載反壓，可在一定程度上降低基坑開挖引起的隧道上浮變形，施加均布24kPa堆載時(shí)，與未堆載相比，隧道最大上浮量可降低約20%。②從隧道內(nèi)力來看，施加8，16，24kPa堆載反壓后，隧道彎矩極值從未堆載時(shí)的229.9kN·m分別變?yōu)?28.9，236.6，239kN·m，隧道軸力極值從未堆載時(shí)的407kN/m分別變?yōu)?06.8，420.1，423.7kN/m。由此可知，除堆載8kPa時(shí)隧道內(nèi)力比未堆載時(shí)略有降低之外，堆載16，24kPa時(shí)隧道內(nèi)力均隨堆載量增加而略有增大。從變化幅度來看，對(duì)隧道內(nèi)力的影響還是較小，變化幅度最大僅4%。總的來說，下臥隧道內(nèi)堆載反壓主要影響隧道的上浮變形，對(duì)隧道的內(nèi)力影響很小，所以在后續(xù)分析中主要關(guān)注隧道的上浮變形情況。

3.2 堆載分布影響

由圖13可知，不論是否施加堆載，左線隧道處于基坑開挖區(qū)域正下方區(qū)段的上浮變形要高于該區(qū)段之外的變形，且隧道豎向變形自隧道與基坑開挖邊界相交處向基坑內(nèi)方向逐漸增大。因此，方案2中考慮沿模型隧道60m長范圍0～24kPa線性堆載分布，基坑開挖到底時(shí)隧道豎向位移云圖如圖14所示。

圖14 方案2下臥隧道豎向位移云圖

由圖14可知，此時(shí)隧道最大上浮53.8mm，與圖13c所示方案1均布堆載16kPa時(shí)的隧道上浮變形55.1mm相近，而此時(shí)沿模型隧道全長的堆載量24kPa×60m/2=720kN/m，與方案1均布16kPa時(shí)沿模型隧道全長的堆載量16kPa×60m=960kN/m，即方案2線性分布的總堆載量相比要更低，施工工程量減小，且能獲得接近的隧道上浮控制效果。

方案1均布堆載16kPa和方案2沿模型隧道60m長范圍線性堆載0～24kPa時(shí)的隧道拱頂沉降曲線如圖15所示。

圖15 方案1，2左線隧道拱頂沉降曲線

由圖15可知，采用方案2堆載線性分布的方式，隧道沉降曲線相比于方案1均布16kPa時(shí)要略為平緩，即隧道的差異沉降要略小，表明線性分布堆載的方式不僅能在降低工程量的前提下控制隧道上浮量，也能在一定程度上降低隧道縱向差異沉降，效果較好。

方案3進(jìn)一步考慮到隧道豎向變形自隧道與基坑開挖邊界相交處向基坑內(nèi)的隧道部分變形較大的特點(diǎn)，且隧道與基坑開挖邊界相交處大致對(duì)應(yīng)y=20m，因此僅在隧道y=20～60m施加線性分布堆載0～36kPa，總堆載量36kPa×40m/2=720kN/m，與60m范圍0～24kPa線性堆載的總堆載量相同。輸出基坑開挖到底時(shí)的隧道豎向位移分布，如圖16所示，不同方案下的隧道拱頂沉降曲線如圖17所示。

圖16 方案3下臥隧道豎向位移云圖(單位：mm)

圖17 方案1～3左線隧道拱頂沉降曲線

由圖17可見，方案3隧道最大上浮量減小至44.2mm，且隧道的縱向沉降曲線比方案1和方案2更趨平緩，差異沉降更小，即方案3比同樣的總堆載量下方案2的變形控制效果要好。據(jù)此認(rèn)為，可主要考慮在基坑開挖范圍內(nèi)進(jìn)行堆載，坑底開挖邊界以外的堆載可減小。

結(jié)合圖16，17可知，左線隧道處于基坑開挖區(qū)域內(nèi)部分的上浮變形量仍偏大，根據(jù)施工方案，加載高度為管片內(nèi)部?jī)艨盏?/3，可知最大堆載約5.5m×2/3×19.5kN/m3=71.5kPa。因此，在方案3的基礎(chǔ)上，保持右線隧道堆載不變，即y=20～60m 線性堆載0～36kPa，同時(shí)將左線隧道內(nèi)堆載增加1倍，即y=20～60m 線性堆載0～72kPa，此即為堆載方案4。

方案4基坑開挖到底后隧道豎向位移分布如圖18所示，不同方案下的隧道拱頂豎向位移曲線如圖19所示。

圖18 方案4下臥隧道豎向位移云圖(單位：mm)

圖19 方案1～4左線隧道縱向沉降曲線

由圖18，19可知，左線隧道最大上浮變形進(jìn)一步減小至35mm，隧道整體縱向沉降曲線進(jìn)一步趨于平緩，差異沉降進(jìn)一步減小，表明這一方案可在隧道內(nèi)堆載極限條件內(nèi)發(fā)揮較好的隧道上浮控制效果。同時(shí)應(yīng)注意到，處于基坑開挖區(qū)域外的右線隧道上浮量相對(duì)較小，最大上浮3.3mm，遠(yuǎn)離基坑端出現(xiàn)下沉變形-4.3mm。輸出右線遠(yuǎn)離基坑端剖面位移矢量，如圖20所示，由位移矢量可看出，在基坑開挖變形場(chǎng)影響下，右線隧道遠(yuǎn)離基坑端處于沉降區(qū)域，因此產(chǎn)生少量沉降。

圖20 右線遠(yuǎn)離基坑端位移矢量

3.3 鋼條加固影響

根據(jù)上述分析結(jié)果，即使堆載分布優(yōu)化后，處于基坑開挖區(qū)域內(nèi)的左線隧道的上浮變形量(35mm)仍顯著大于基坑范圍外的右線隧道(3.3mm)，但此時(shí)隧道內(nèi)堆載已達(dá)限高，因此，進(jìn)一步考慮增加區(qū)間隧道的縱向剛度，考察其是否能獲得有效的遠(yuǎn)端“約束”作用。隧道縱向差異沉降在隧道不同位置產(chǎn)生拉力和壓力，通過鋼條加固，理論上可提供反力，進(jìn)而限制差異沉降。

方案5采用鋼條加固隧道后基坑開挖完畢引起的隧道豎向位移分布情況如圖21所示。由圖21可知，左線隧道最大上浮位移32.2mm，與方案4未進(jìn)行鋼條加固時(shí)相比，隧道上浮量減小約8%，即鋼條加固對(duì)隧道變形起到了一定的限制作用。

圖21 方案5下臥隧道豎向位移云圖(單位：mm)

方案1～5左線隧道拱頂?shù)目v向變形曲線如圖22所示，鋼條加固前后下臥隧道縱向彎矩剖面如圖23所示，不同開挖方案下地層與隧道計(jì)算結(jié)果最大值如表3所示。

圖22 方案1～5左線隧道縱向沉降曲線

圖23 鋼條加固前后下臥隧道縱向彎矩剖面(y=30位置)(單位：(kN·m)·m-1)

結(jié)合圖22，23與表3可知，鋼條加固后隧道的上浮變形整體下降。鋼條加固后，隧道縱向軸力降低，降幅10.89%～11.99%；隧道彎矩也有所降低，如隧道中部剖面(y=30m)，降幅6.52%。

表3 不同開挖方案下地層與隧道計(jì)算結(jié)果最大值

4 工程實(shí)施情況分析

在現(xiàn)場(chǎng)工程實(shí)施中，對(duì)隧道處于基坑開挖區(qū)域范圍內(nèi)的區(qū)段(即模型中y=20～60m范圍)進(jìn)行線性分布堆載，并對(duì)左線隧道采用0～72kPa線性堆載，對(duì)右線則采用0～36kPa線性堆載，同時(shí)還對(duì)隧道進(jìn)行鋼條加固。為掌握下臥隧道的變形情況，基坑開挖過程中除了進(jìn)行常規(guī)的基坑監(jiān)測(cè)外，還須對(duì)盾構(gòu)管片結(jié)構(gòu)進(jìn)行監(jiān)測(cè)，主要包括管片豎向位移及徑向收斂。盾構(gòu)管片結(jié)構(gòu)內(nèi)部監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置如圖24所示，現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)平面布置如圖25所示，各監(jiān)測(cè)點(diǎn)隨日期的變化曲線如圖26所示。

圖24 盾構(gòu)管片結(jié)構(gòu)內(nèi)部監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置示意(橫剖面)

圖25 監(jiān)測(cè)平面

圖26 拱頂沉降時(shí)程曲線

由圖26可看出，管片拱頂沉降累計(jì)變形與前面數(shù)值模擬結(jié)果變形的趨勢(shì)相符，實(shí)測(cè)變化量最大值為17.7mm，略小于數(shù)值計(jì)算結(jié)果，這有可能是由于理論分析偏于保守，總體上，現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)值處于允許范圍，盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)安全穩(wěn)定。

5 結(jié)語

1)在下臥隧道內(nèi)進(jìn)行堆載反壓，可在一定程度上抑制隧道上浮變形，堆載量從8kPa增至24kPa，隧道上浮量可降低20%左右，同時(shí)對(duì)隧道內(nèi)力的影響較小，變化幅度最大僅4%。

2)通過對(duì)下臥隧道內(nèi)堆載的空間分布優(yōu)化分析，認(rèn)為可主要考慮對(duì)隧道處于基坑開挖區(qū)域范圍內(nèi)的區(qū)段(即模型中y=20～60m范圍)進(jìn)行線性分布堆載，并可對(duì)左線隧道采用0～72kPa線性堆載，對(duì)右線則可采用0～36kPa線性堆載，左線隧道最大上浮量可控制到約35mm，右線隧道最大上浮3.3mm。

3)對(duì)隧道進(jìn)行鋼條加固可進(jìn)一步限制隧道變形，鋼條加固后，隧道上浮量減小約8%，隧道縱向軸力降幅10.89%～11.99%。