李向凱,陳禹勛,史少華,靳小酩

(1.西安灃東市政工程建設有限公司, 陜西 西安710000;2.長安大學 公路學院, 陜西 西安 710064)

近年來，隨著我國城市化進程加快，各地的地下空間開發(fā)建設也都在緊鑼密鼓的進行當中，新建隧道穿越既有建構筑物施工已成為一種普遍的現(xiàn)象[1-5]，當隧道穿越既有結構時，如何降低隧道與既有結構的相互影響作用，并保持隧道本身的穩(wěn)定性成為項目施工的關鍵[6-9]。

針對隧道下穿既有軌道交通的施工分析，國內外眾多學者做了大量的研究。趙良云等[10]對暗挖隧道“零距離”下穿的特殊工況進行理論研究，設計出了可行的施工方案；張浩等[11]、吉艷雷[12]針對四線大斷面隧道下穿綜合管廊結構的支護方案和開挖工法進行研究，選比出了最佳的施工方案；張瓊方等[13]、謝雄耀等[14]、Charles等[15]、金大龍等[16]通過現(xiàn)場試驗和模型試驗的手段進一步研究了盾構隧道下穿既有隧道施工過程的沉降規(guī)律、應力特征，探討了盾構隧道與既有結構的相互影響機理。然而，無論是現(xiàn)場試驗還是模型試驗都需要耗費大量的人力、物力且獲取的數(shù)據(jù)有限，而數(shù)值模擬計算正好能彌補這一缺陷。馬偉斌等[17]、Lin等[18]、戴軒等[19]采用有限元軟件分析了隧道下穿既有建構筑物過程中隧道的變形規(guī)律，預估了下穿施工的風險，提出了相應的改進措施。這些研究成果為隧道下穿既有軌道交通的發(fā)展起了極大的推進作用，但是針對大跨度連拱隧道下穿地鐵結構暗挖法施工卻少之又少，尤其是當連拱隧道近接穿越已運營的地鐵時更是較少涉及。

鑒于此，以灃河東路下穿通道工程下穿西安地鐵5號線二期工程文教園—張旺渠區(qū)間U型槽結構為工程背景，采用數(shù)值模擬的分析手段,主要研究連拱隧道采用不同開挖和加固工法時隧道及其上部地鐵結構的沉降變形，并選比出該項目的最佳施工方案。

1 工程概況

灃河東路下穿通道工程南起昆明三路，北至西寶高速北輔道，項目全長1 868.343 m，本文所研究西安地鐵5號線二期工程文教園—張旺渠區(qū)間U型槽及地下段位于規(guī)劃昆明二路下穿地鐵U型槽段落里程為Y(Z)DK13+618.750—Y(Z)DK13+648.250。下穿通道工程下穿地鐵5號線U型槽段位于灃河東K0+075.32樁號處(即灃河東路與昆明二路交叉口)，下穿段為雙連拱暗挖結構，隧道開挖面總跨度35.14 m，高度為10.23 m，下穿長度為30 m。下穿隧址區(qū)以V級圍巖為主，地質條件較差，隧道埋深范圍主要為細砂和中砂。隧道開挖面與U型槽結構底板豎向凈距約2.5 m，從U型槽軌道底板穿越施工對U型槽底板及側墻及安全影響巨大。如圖1所示。

圖1 擬建項目與地鐵結構相互位置

2 預加固方案設計

2.1 管幕超前支護方案

管幕采用Q235螺旋焊接鋼管，直徑為Ф 402，壁厚為10 mm鋼管，沿暗挖隧道外輪廓線布設，共設置107根。鋼管兩側分別設不等邊角鋼鎖口。管幕鋼管內灌注C30無收縮免振搗混凝土，并利用端頭2 m管幕設置回漿孔對管間鎖口進行充填注漿，管幕鋼管可以采用泥水平衡頂管掘進機單側頂進。管幕結構布置如圖2所示。

圖2 管幕結構3D布置圖

2.2 水平旋噴樁管幕組合結構預加固方案

在已有管幕支護方案基礎上，對隧道拱頂及掌子面上部進行旋噴樁加固。拱頂旋噴樁徑80 cm，長度為30 m，在拱頂120°范圍內沿隧道開挖輪廓線環(huán)向布置。掌子面上部單洞布設22根旋噴樁，樁徑50 cm，長度為20 m，采用梅花型布置。水平旋噴樁搭配管幕組合結構布置如圖3所示。

圖3 水平旋噴樁搭配管幕組合結構布置

3 數(shù)值模擬方案

3.1 計算模型的基本假定

由于隧道暗挖段長度較短，因此計算模型中沿著隧道開挖方向的長度取隧道的實際長度；考慮到隧道埋深較淺，模型上邊界取至地表，其余邊界均按距離隧道中心4倍單洞開挖跨度選取。最終建立的模型尺寸為115 m×62 m×30 m，地表水平且為自由邊界，模型前后左右面及底部邊界處均設置法向約束，土體及管幕、旋噴樁的本構模型采用了摩爾-庫侖彈塑性本構模型，其他結構體均采用線彈性本構模型；模型當中，管幕通過注漿與鎖扣連接成一整體故采用實體單元模擬，另外圍巖、U 型槽、中隔墻也均采用實體單元模擬，初期支護及二襯采用板單元模擬。

3.2 計算模型的材料參數(shù)

計算模型當中對初期支護和二襯進行簡化，僅考慮初支噴混和二襯噴混的作用；同時，水平旋噴樁和管幕注漿體均通過提高隧道周邊圍巖的物理參數(shù)來實現(xiàn)，材料的具體參數(shù)如表1。各預加固方案網(wǎng)格劃分見圖4。

圖4 網(wǎng)格模型劃分

表1 材料物理力學參數(shù)

4 開挖工法優(yōu)化與預加固方案研究

4.1 開挖工法優(yōu)化研究

4.1.1 開挖工法模擬方案

雙連拱隧道的開挖對施工技術的挑戰(zhàn)尤為突出，當連拱通道暗挖施工推進過程中，掌子面會產生作用強大的土壓力、水壓力及上覆荷載，且左右洞的開挖之間會產生不可預估的影響作用，特別當開挖下穿軌道交通時，隧道與既有結構之間的相互影響作用是隧道安全穿越的關鍵。本部分主要針對大跨度雙連拱隧道的開挖工法進行優(yōu)化研究。雙側壁導坑法和CRD法隧道施工步驟如圖5和圖6所示。主要選取以下3種開挖工法進行對比研究，左洞為先行洞，開挖循環(huán)進尺為3 m。

圖5 雙側壁導坑法開挖步驟

圖6 CRD法開挖步驟

工況1：采用雙側壁導坑法開挖。①中洞開挖及中墻施作；②左洞左導洞上部開挖初支及臨時支撐支護；③左洞左導洞下部開挖及初支施作；④左洞右導洞上部開挖及初支及臨時支撐施作；⑤左洞右導洞下部開挖及初支施作；⑥左洞中導洞上部開挖及初支及臨時支撐施作；⑦左洞中導洞下部開挖及初支施作；⑧左洞拆撐及二襯施作(右洞開挖時序同左洞)。

工況2：采用CRD法開挖。①中洞開挖及中墻施作；②左洞左導洞上部開挖初支及臨時支撐支護；③左洞右導洞上部開挖及初支撐施作；④左洞左導洞下部開挖及初支施作；⑤左洞右導洞下部開挖及初支施作；⑥左洞拆撐及二襯施作(右洞開挖時序同左洞)。

工況3：采用全斷面法開挖。中洞開挖及中墻施作-左洞開挖初支及臨時支撐支護-左洞二襯施作-右洞開挖初支及臨時支撐支護-右洞拆撐及二襯施作。

4.1.2 各開挖工法下隧道及結構穩(wěn)定性分析

取代表性斷面Y(Z)DK13+633.750(距離暗挖段起始開挖面15 m)為監(jiān)測斷面進行隧道及U型槽軌道板的穩(wěn)定性分析，得到左右洞拱頂沉降隨開挖步在不同開挖方法下的變化曲線，如圖7和8所示。分析發(fā)現(xiàn)，從拱頂沉降最大值來看，三種開挖方案左洞拱頂沉降值分別為12.2 mm、13.8 mm、15.9 mm，最終值分別為10.47 mm、11.43 mm、13.97 mm。工況1在對圍巖的沉降控制方面最為理想，這是因為雙側壁導坑法在進行左右洞開挖時將斷面分塊更多，能使跨度變小，從而對隧道圍巖產生的擾動更小，產生了更小的拱頂沉降。其中左洞拱頂沉降特點為：在中導洞開挖及中隔墻施作時，隧道左洞拱頂沉降未產生影響，一直維持在0 mm；在左導洞開挖后，拱頂沉降急劇增大，當開挖到第21步經(jīng)過監(jiān)測斷面時，沉降增加速率達到最大，掌子面經(jīng)過監(jiān)測斷面之后，增加微弱，隨后因為支護施作的作用沉降值又逐漸回升；在右導洞開挖后，拱頂沉降曲線趨于水平，說明右導洞開挖對左導洞的影響相對較小。

三種開挖方案下右洞拱頂沉降最大值分別為12.3 mm、13.92 mm、16.1 mm，最終分別為10.3 mm、11.32 mm、13.95 mm，且開挖過程的沉降曲線與左洞相似。無論是沉降最大還是最終值都呈現(xiàn)工況3>工況2>工況1的規(guī)律，可見雙側壁導坑法為最合理的施工開挖工法。

圖7 左洞拱頂沉降隨開挖步變化曲線

圖8 右洞拱頂沉降隨開挖步變化曲線

同樣選取Y(Z)DK13+633.750斷面處所對應的U型槽軌道板測點進行分析，得到了不同開挖方案下距離軌道板中心點-1.5D～1.5D范圍內(D為單洞開挖跨度)各測點的沉降值，如圖9所示。由圖可知，三種施工方案軌道板沉降曲線都呈“倒W型”，軌道板在-1.5D～-0.9D、0.9D～1.5D處表現(xiàn)為翹曲，在-0.9D～0.9D處表現(xiàn)為沉降；三種方案軌道板沉降值在軌道板中點處最大，且工況3與工況1沉降差異值最大達到3.8 mm；三種方案軌道板在0.9D處翹曲值達到最大，且工況3翹曲值8.31 mm遠大于工況1的4.64 mm；可見工況1約為工況2和工況3軌道板最大沉降的68.3%和42.4%，且工況1在軌道板中心點對稱位置沉降值相差較小，說明此方案開挖雙連拱隧道先后行洞的開挖對軌道板產生的影響較小，具有良好的“糾偏”作用。

圖9 軌道板最終沉降曲線

4.2 預加固方案研究

4.2.1 模型監(jiān)測方案

在數(shù)值模型中分別布置了3條測線L1—L3，其中L1與L2為分別為左、右洞拱頂沉降測線，測線上分別等距布置了11個測點A1—A11、B1—B11；L3為U型槽軌道板沉降測線，測線上也等距布置了11個測點J1—J11，沉降測線布置如圖10所示。

圖10 數(shù)值模型沉降測點提取路徑

4.2.2 拱頂沉降分析

選取A1—A11、B1—B11各測點為研究對象。在無預加固工法下左右洞拱頂沉降分別為圖11和圖12。由圖11可以看出無預加固工法下左洞最大拱頂沉降為42.5 mm，最小拱頂沉降為13.2 mm，拱頂沉降特點為：各測點的拱頂沉降均隨開挖的進行逐漸增加，且各開挖進距對應的各測點沉降沿開挖方向呈減小的趨勢。說明隨著掌子面的推進，掌子面后方拱頂部位圍巖的松弛程度逐漸減小。對比左洞拱頂沉降，右洞拱頂沉降如圖12所示，無預加固條件下右洞拱頂沉降最大值為46.2 mm，最小值為16.9 mm，說明先行洞的開挖在無預加固的條件下對后行動洞的開挖產生的影響比較大，但后行洞拱頂沉降變化趨勢與先行洞相比變化不顯著。

圖11 無預加固左洞拱頂沉降

圖12 無預加固右洞拱頂沉降

管幕支護工法下左右洞拱頂沉降見圖13和圖14。由圖13可以看出，雙連拱隧道施工管幕預加固條件下左洞最大沉降為35.45 mm，大約為無預加固工法拱頂沉降的83.4%，最小沉降值接近0 mm。其拱頂沉降特點為：在隧道開挖0～12 m時，各測點拱頂沉降均逐漸增大，其中A1測點增幅最大，在開挖至12 m后，管幕所起的梁拱效應開始顯現(xiàn)，具體變現(xiàn)為，掌子面后方的管幕發(fā)生明顯的向上翹曲變形[20]，而掌子面前方的管幕向下?lián)锨?，直到開挖至18 m時管幕變形達到穩(wěn)定。對比左洞拱頂沉降，右洞拱頂沉降如圖14所示，管幕支護條件下右洞拱頂沉降最大值為42.5 mm，約為左洞沉降的120%，其各測點沉降隨開挖步變化曲線與左洞無顯著差異。整體對比來看，管幕支護工法對于無預加固工法極大的削減了拱頂沉降的變形趨勢，且更能有效抑制拱頂圍巖松動和垮塌，使拱頂圍巖更快的進入穩(wěn)定狀態(tài)。

圖13 管幕支護左洞拱頂各測點沉降

圖14 管幕支護右洞拱頂各測點沉降

管幕旋噴樁組合工法拱頂沉降見圖15和圖16。管幕旋噴樁組合工法左洞拱頂最大沉降值為9.28 mm，約為無預加固工法的21.8%，最小沉降值為0.7 mm，為無預加固工法的5.3%。與管幕支護工法相比，其不同點為：A1—A3測點沉降急劇增大，且增幅較其它測點更大；當隧道開挖至12 m～15 m時掌子面后方拱頂變形向上翹曲，當開挖經(jīng)過A7測點時，掌子面后方拱頂變形由向上翹曲變?yōu)橄蛳聯(lián)锨敝邻呌诜€(wěn)定。與管幕支護工法相比，隧道開挖拱頂翹曲產生的變形更小，在后行洞的推進過程中，先行洞開挖對后行洞所產生的影響幾乎沒有。

圖15 管幕旋噴樁組合工法左洞拱頂沉降

圖16 管幕旋噴樁組合工法右洞拱頂沉降

4.2.3 軌道板沉降分析

選取J1—J11各測點為研究對象，得到無預加固條件下軌道板在各關鍵開挖步時的沉降曲線如圖17所示。由圖17可以看出，中導洞貫通后軌道板在中導洞上方小部分范圍內(J5—J7測點處)發(fā)生沉降，其它測點處表現(xiàn)為向上翹曲，且各測點沉降、翹曲值關于軌道板中心線對稱分布。隨著中隔墻的施作，它對中導洞上方圍巖所起的支撐作用使軌道板沉降趨于穩(wěn)定，沉降值接近0 mm。當左導洞貫通后，軌道板沉降分布發(fā)生了很大改變，沉降沿著軌道板中心線向左導洞方向擴散，最終只有J9—J11測點表現(xiàn)為翹曲，此時軌道板沉降峰值仍然出現(xiàn)在J6測點處為7.3 mm。最后，當右導洞貫通后，軌道板沉降重新關于軌道板中心線對稱，且右導洞方向各測點沉降、翹曲值均大于左洞，沉降最大值達到10.8 mm。

圖17 無預加固軌道板各測點沉降

管幕加固條件下軌道板在各關鍵開挖步時的沉降曲線如圖18所示。由圖18可看出，管幕加固條件下軌道板在各關鍵開挖步的沉降曲線變化規(guī)律與無預加固條件下相似，但管幕加固條件下軌道板各測點的沉降翹曲趨勢得到了緩解。其沉降曲線特點為：中導洞貫通后，各測點沉降翹曲值仍關于軌道板中心線對稱，沉降最大值為0.3 mm，中隔墻的施作消除了部分沉降。當左導洞貫通后，沉降沿左導洞方向擴散，但擴散幅度不大。最后，隨著右導洞的貫通，軌道板趨于穩(wěn)定，沉降峰值達到2.8 mm為無加固條件下的25.9%。

圖18 管幕加固軌道板各測點沉降

管幕旋噴樁組合加固條件下軌道板在各關鍵開挖步時的沉降曲線如圖19所示，由圖19可以看出，當中導洞貫通后，軌道板各測點均表現(xiàn)為向下沉降，說明管幕旋噴樁在組合形式下形成了剛度較大的整體，該組合結構能更好的抵抗上部圍巖傳遞至隧道的荷載。中隔墻的施作后，軌道板沉降再次降低，直至左導洞貫通，軌道板表現(xiàn)為J1—J7沉降，其他測點均為向上翹曲。最后，當右導洞貫通后，軌道板再次發(fā)生沉降，沉降峰值達到0.34 mm，約為無加固條件下的3.14%。

圖19 管幕旋噴樁組合加固軌道板沉降

4.2.4 掌子面穩(wěn)定性分析

各加固工法的圍巖水平位移見圖20—圖22。取隧道左導洞開挖至中部時，即12 m～15 m開挖完成時，掌子面水平方向位移為研究對象。無預加固條件下，隧道開挖不僅對掌子面前方圍巖水平位移產生影響，掌子面后方土體也受到大范圍的擾動，位移的峰值約為10.2 mm。管幕加固條件下，加固結構對控制圍巖水平方向變形起到了較大作用，水平位移峰值出現(xiàn)在掌子面上臺階某點處，約為6.6 mm。管幕旋噴樁組合加固工法使隧道整體水平方向位移顯著減小，且有效控制了掌子面前方的穩(wěn)定性，水平位移的峰值約為1.5 mm。

圖20 無預加固工法水平位移

圖22 管幕旋噴樁組合加固工法水平位移

5 結 論

(1) 開挖工法方面：雙側壁導坑法、CRD法、全斷面開挖法，三種開挖工法左洞拱頂沉最終沉降值分別為10.47 mm、11.43 mm、13.97 mm、右洞拱頂最終沉降值分別為10.3 mm、11.32 mm、13.95 mm，雙側壁導坑法及時施作、拆除支護，能使隧道更快成環(huán)。此種開挖工法下，能盡量減小大跨度連拱隧道施工對圍巖產生的擾動及對上部地鐵結構的不利影響。

(2) 預加固方案方面：管幕旋噴樁組合加固工法和管幕加固工法條件下左洞拱頂最大沉降分別為無預加固工法的21.8%和83.4%；管幕旋噴樁組合加固工法和管幕加固工法條件下軌道板最大沉降分別為0.34 mm、2.8 mm分別為無預加固條件下的3.14%、25.9%；管幕旋噴樁組合加固工法、管幕加固工法、無預加固工法條件下掌子面水平位移峰值分別為1.5 mm、6.6 mm、10.2 mm。因此采用管幕旋噴樁組合加固方案可有效控制隧道及軌道板結構的沉降，確保隧道掌子面前后方圍巖的穩(wěn)定。