王婉婷 黃 杉 王尉行 李谷陽 李曉亮 徐前衛(wèi) 孫梓栗

(1. 同濟大學道路與交通工程教育部重點實驗室， 201804， 上海； 2. 中鐵五局電務(wù)城通公司， 410205， 長沙//第一作者，碩士研究生)

盾構(gòu)施工對周邊地下管線的影響不容忽視。為研究隧道施工對地下管線沉降變形的影響，文獻[1-3]采用了基于有限元軟件的數(shù)值分析法，文獻[4-5]采用了基于地基沉降槽曲線的理論解方法。研究結(jié)果表明，盾構(gòu)開挖引起的周圍土層差異沉降，是導致地下管線損壞或功能喪失的主要原因。根據(jù)文獻[6-11]，影響管線變形的主要因素包括管線與隧道的相對位置、管線的彎曲剛度和土體的強度。相對而言，管線本身參數(shù)(除管材、直徑外)對其沉降的影響相對較小，而土質(zhì)及盾構(gòu)施工參數(shù)對管線沉降的影響較為顯著[12]。

本文結(jié)合北京地鐵8號線盾構(gòu)穿越地下熱力管溝和污水管溝的工程案例，采取有限差分軟件模擬分析左、右線盾構(gòu)施工對地下管線的影響，并依據(jù)數(shù)值計算結(jié)果提出適合本工程的施工控制措施，從而指導本工程的順利實施，并為類似工程提供借鑒與參考。

1 工程概況

北京地鐵8號線天橋站—永定門外站區(qū)間盾構(gòu)隧道直徑為6.4 m，設(shè)計起點里程為K33+380.648，終點里程為K35+018.019，全長1 637.371 m。盾構(gòu)在里程K33+395處下穿鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的熱力管溝和污水管溝。熱力管溝距盾構(gòu)始發(fā)端僅15.40 m，埋深5.28 m，截面尺寸為2.60 m×2.30 m，距離盾構(gòu)隧道頂部僅2.70 m。污水管溝埋深1.97 m，截面尺寸為1.10 m×1.70 m。熱力管溝、污水管溝與盾構(gòu)隧道的關(guān)系如圖1～2所示。

圖1 地下管溝與隧道平面關(guān)系示意圖

盾構(gòu)隧道在下穿熱力管溝處的埋深為10.84 m。土層由上而下為人工堆積層(雜填土①層、粉土填土①2層)和一般第四紀沖洪積層(粉土③2層、粉質(zhì)黏土③層、粉砂-細砂③3層、粉土④2層、卵石⑤層、粉質(zhì)黏土⑥層、卵石⑦層、粉質(zhì)黏土⑥層、卵石⑦層、卵石⑨層)。

圖2 地下管溝與隧道立面關(guān)系示意圖

隧道洞身主要穿越地層為粉細砂層③3和粉土層④2，上覆粉細砂和粉質(zhì)黏土，下臥卵石層，地質(zhì)環(huán)境較差。因此，該處盾構(gòu)下穿地下管線被施工方列為環(huán)境一級風險源。各土層的主要物理力學指標見表1。根據(jù)水位勘察結(jié)果，該段盾構(gòu)位于地下水位以上，處于全斷面無水狀態(tài)。

表1 土層物理力學參數(shù)表

2 盾構(gòu)下穿熱力管溝施工模擬

2.1 建立計算模型

盾構(gòu)下穿熱力管溝施工的計算模型如圖3所示。隧道與地下管道位置關(guān)系如圖4所示。計算模型水平邊界長63 m，豎向邊界長36 m，縱向邊界長30 m。地基土、管片和注漿層均用實體單元模擬。

圖3 隧道下穿地下管溝計算模型圖

圖4 隧道與地下管線空間位置關(guān)系圖

其中，地基土采用Mohr-Coulomb彈塑性模型，管片和注漿層采用各項同性彈性模型。熱力管溝與污水管溝選用shell單元模擬。

計算模型的豎向邊界約束水平位移，水平底部邊界約束豎向位移，頂部是自由面。土層、管片、注漿層及管道的計算參數(shù)如表2～4所示。

2.2 模擬施工過程

模擬施工先開挖右線隧道，待右線隧道開挖完成后再開挖左線隧道。左、右隧道長30 m，分10步開挖。對盾構(gòu)開挖面施加荷載來模擬盾構(gòu)對掌子面的支撐力，把管片實體賦予管片彈性單元計算參數(shù)模擬安裝襯砌，考慮注漿壓力及漿液強度變化過程，注漿壓力施加在注漿層實體上，由初始壓力減小到0，注漿層強度由0增加到最終強度。隧道開挖面頂部和底部的支護壓力按水平靜止土壓力計算，分別為74.29 kPa和155.38 kPa。盾構(gòu)注漿壓力采用現(xiàn)場施工數(shù)據(jù)200 kPa。

表2 土體彈塑性單元計算參數(shù)

表3 彈性實體單元計算參數(shù)

表4 結(jié)構(gòu)單元計算參數(shù)

2.3 分析計算結(jié)果

2.3.1 土體豎向位移

盾構(gòu)施工所引起的地表豎向位移最大值如表5所示。地表隆起變形允許值為10 mm，沉降變形允許值為30 mm?？梢?，選用的支護壓力及注漿壓力是比較合理的。

表5 隧道施工引起的豎向位移最大值統(tǒng)計 mm

2.3.2 管線變形

圖5為左線掘進過程中熱力管溝最大沉降值、最大隆起值和差異沉降值的變化曲線。隨著隧道掘進，熱力管線整體呈向下沉趨勢，其最大沉降值也逐漸增大，最大隆起值逐漸減小，差異沉降值變化不大。管線最大隆起值為6.71 mm，最大沉降值為5.02 mm，均小于管線最大豎向允許變形值(45.00～55.00 mm)的要求；管線最大差異沉降變形9.02 mm，也小于10.00 mm的允許值要求。

圖5 左線掘進過程中熱力管溝的最大變形值

左線掘進完成后，熱力管溝與污水管溝的最終變形如圖6所示。由圖6可見；熱力管道中間下沉，兩端翹曲，產(chǎn)生了不均勻沉降，且最大沉降值為5 mm，最大隆起值為4 mm，不均勻沉降差為9 mm；隧道施工引起的污水管沉降較均勻，約為4 mm，且量值較小。

圖6 熱力管溝與污水管溝最終變形

3 控制措施及監(jiān)控方案

3.1 施工控制措施

由仿真計算結(jié)果可知，地層和管道的變形雖仍控制在安全范圍內(nèi)，但局部管道變形值已接近控制值。因此，施工時應(yīng)采取適當?shù)淖冃慰刂拼胧?/p>

(1) 嚴格控制盾構(gòu)機推進壓力和出土量，保持盾構(gòu)土倉內(nèi)外壓力平衡，保證盾構(gòu)勻速、連續(xù)地掘進，盡量避免盾構(gòu)變速推進，以免對前方和周圍土體造成過大擾動。

(2) 推進過程中，當推力偏大時，可在盾殼外側(cè)加注膨潤土，以減小盾體與土層間的摩阻力，從而減小盾殼通過時的上部土層變形。

(3) 為保護管溝，可對盾構(gòu)隧道外側(cè)土體進行加固。加固范圍如圖7所示。

(4) 施工采用了二次探孔注漿及管片加強工藝。二次探孔注漿，即利用加強襯砌環(huán)管片(管片主筋由C 20鋼筋增強至C 22)的吊裝孔及新增注漿孔，通過打設(shè)鋼花管進行管片壁后注漿。每環(huán)加強襯砌環(huán)管片的吊裝孔及新增注漿孔共有16個，沿圓周均勻布置。在隧道拱頂外1.5 m范圍內(nèi)注漿。漿液采用水泥-水玻璃雙液漿，其漿液配比同二次補漿漿液配比，即水：水泥=1：1(質(zhì)量比)，水泥漿：水玻璃=1：1(體積比)。注漿壓力為0.5～0.8 MPa。

圖7 加固范圍示意圖

3.2 監(jiān)控方案

(1) 監(jiān)測點布置。圖8為熱力管溝附近監(jiān)測點布置示意圖。這些監(jiān)測點主要監(jiān)測隧道周圍1倍埋深范圍內(nèi)的地下管溝沉降及差異沉降、管側(cè)土體沉降值。

圖8 監(jiān)測點布置圖

(2) 監(jiān)測標準。地下管溝與地表沉降的累計變化量應(yīng)小于20 mm，沉降速率應(yīng)小于2 mm/d，差異沉降應(yīng)小于0.25%。

(3) 監(jiān)測結(jié)果。圖9為左、右線盾構(gòu)施工完畢后，熱力管溝上各測點的豎向變形值。受隧道開挖影響，最大隆起值和沉降值分別為4.4 mm和5.6 mm，滿足施工控制要求。此外，熱力管溝中間下沉，兩端翹曲，產(chǎn)生不均勻沉降，且不均勻沉降值為7 mm。這與數(shù)值模擬結(jié)果相似。

4 結(jié)語

本文結(jié)合北京地鐵8號線雙線盾構(gòu)下穿地下熱力管溝和污水管溝的工程實例，通過有限差分數(shù)值分析軟件對盾構(gòu)施工全過程進行動態(tài)模擬。模擬計算結(jié)果表明，雖然盾構(gòu)開挖引起的土層和管溝變形在施工允許范圍內(nèi)，但局部管溝變形值接近控制值；隨著盾構(gòu)的開挖，靠近盾構(gòu)的熱力管溝中間部分下沉幅度大，遠離盾構(gòu)的兩端下沉幅度小甚至向上隆起產(chǎn)生不均勻沉降。因此，結(jié)合該工程的現(xiàn)場實際情況，采取了二次探孔注漿及管片加強工藝等施工控制措施，最終有效控制了隧道上方熱力管溝和污水管溝的變形?，F(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果顯示，地下管溝的最大沉降量只有5.6 mm，不均勻沉降值為7 mm。滿足施工要求，且與模擬計算結(jié)果吻合。

圖9 盾構(gòu)施工結(jié)束后熱力管溝監(jiān)測點位移值

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