盾構隧道下穿既有車站變形控制研究

朱正國 陳信宇 陳自飛 李 本

(石家莊鐵道大學， 石家莊 050043)

隨著城市地鐵軌道路線的新建與運營，出現了很多上穿或下穿既有路線建筑物的工程，產生新建與既有鐵路的相互交錯關系，必然會遇到新建地鐵隧道近距穿越既有線路或既有車站、新建車站近距穿越既有線路或既有地鐵車站以及平面交叉穿越或鄰近側穿等復雜工況[1]，同時就會出現對既有建筑物、市政管線及地面附屬設施產生沉降塌陷破壞等一系列環境問題尤其，新建盾構隧道下穿既有建筑物車站主體結構影響風險度高，微小的土體擾動將會對既有運營車站產生較大影響。

目前，國內外學者在盾構隧道施工引起的地表變形及對既有建筑物的影響領域取得了較多的研究成果[2-13]，但由于隧道開挖土層介質的復雜性以及研究手段的有限性，特別是針對粉細砂地質和施工環境的特殊性，仍有許多問題需要研究。

因此，本文以某地鐵下穿既有車站工程為研究背景，采取理論研究和數值模擬相結合的方式分析下穿既有車站變形機理及開展變形控制研究，在地下工程近接施工過程中采取合適的施工技術和輔助工法，從而在設計施工中有效地預測和避免塌陷變形的發生，將對既有建筑物的影響降到最低，確保施工安全進行。

1 盾構隧道下穿既有車站數值模擬研究

1.1 計算模型和計算參數

為減少邊界約束效應，計算范圍按左右邊界距隧道中心線距離的3～5倍洞徑考慮，底部邊界距隧道底部的距離按3～5倍盾構直徑考慮，指定區間盾構掌子面前進方向為Y軸正向，沿地層垂直向上為Z軸正向，隧道橫斷面向右方向為X軸正向，即整個模型在X、Y、Z3個方向集合尺寸為63 m×60 m×49.5 m(盾構隧道地層埋深21.5 m，管片拱頂距車站底板4.05 m)。三維計算模型及局部模型，如圖1所示。

圖1 三維計算模型及局部模型圖

土層視為摩爾-庫侖理想彈塑性材料。既有車站結構、盾構管片和盾殼均視為彈性材料且采用實體單元，板凳樁采用樁單元。支護結構均視為彈性材料。初期支護采用殼單元，二次襯砌采用實體單元。圍巖物理力學參數參照地質勘察資料和TB 10003-2016《鐵路隧道設計規范》[14]選取，板凳樁、車站結構和支護的物理力學指標，如表1所示。

表1 板凳樁、車站結構及支護物理力學參數表

在目標工作面處設置了周邊監測點，底板和盾構管片的監測點布置在開挖模型的中心斷面(y=30 m)位置上，其中車站上行線、中心線和下行線監測點各分為左右2個，在底板位置上y=30 m分別與x=-7.5 m和x=7.5 m的交點位置處。車站上行線在橫斷面y=37.1 m與z=33.1 m交線處，車站中心線在橫斷面y=30 m與z=33.1 m交線處，車站下行線在橫斷面y=22.9 m與z=33.1 m交線處。

1.2 數值模擬計算假定

(1)假定土體沿地表自上而下分布的7層巖體都是水平均質的，各地層初始地應力只存在自重應力，不考慮構造應力。

(2)盾構開挖步長采用1.2 m寬度的管片環來模擬，管片襯砌采用線彈性材料的實體單元來模擬，忽略管片襯砌之間的橫向和縱向連接。

(3)盾構隧道開挖去的土層材料采取null模型模擬，被鈍化的空單元應力為零，沒有豎向重力，同時空單元也可以被激活為盾構管片和盾殼襯砌注漿來控制圍巖變形。

(4)盾尾注漿對管片與土體的空隙模擬采用同步和二次注漿，在模擬注漿時本文采取與管片處于同圓心位置的等效均質襯砌注漿厚度層來替代。

(5)由于該工程地下水位較深，在30 m以下，為簡化模型計算開挖過程中不考慮地下水引起的滲流作用，圍巖變形與開挖步應力釋放有關，與時間效應無關，從而忽略土體的固結和蠕變作用。

1.3 車站底板、結構沉降隨開挖順序變化規律

1.3.1 車站底板沉降隨開挖順序變化規律

在正常施工狀況下，盾構各施工階段對車站的變形影響不同。車站底板中心線沉降槽分析曲線，如圖2所示。各施工階段車站底板結構中心線左右2個監測點豎向累計沉降值情況分析，如表2所示。

圖2 正常施工各階段車站底板中線沉降曲線

表2 各施工階段底板中心線路左右2個監測點豎向累計沉降情況表

施工階段左監測點右監測點累計沉降/mm沉降增量/mm占最終值比/%累計沉降/mm沉降增量/mm占最終值比/%左盾構至車站0.440.445.950.310.314.14左盾構至中部2.70 2.2630.58 0.750.445.88左盾構離車站5.202.5033.831.310.567.49左盾構貫通5.690.496.631.610.304.01右盾構至車站5.990.30 4.062.020.415.48右盾構至中部6.47 0.48 6.504.362.3431.28 右盾構離車站7.050.58 7.856.982.62 35.03雙線盾構貫通7.390.344.607.480.506.68

由圖2和表2可知，隨著開挖，車站底板結構中心線的沉降最大值分布在盾構開挖中心線附近，沿中心線向左右兩側依次呈減小的趨勢。施工結束后，其底板的最大沉降值超出車站主體結構沉降標準要求。對于車站左監測點，在盾構機從剛到車站時至模型中部這個區間內產生沉降增量為2.26 mm，累計沉降值為2.70 mm；自模型中部到剛離開車站以后各階段累計沉降值均超出3 mm沉降標準值。

綜上所述，在正常施工下盾構下穿車站的變形沉降量不滿足沉降標準，需采取相應的加固措施來保障盾構施工順序的正常開挖推進和車站主體結構的安全。

1.3.2 車站結構豎向沉降隨開挖順序變化規律

在正常施工下，盾構雙線貫通時車站主體結構豎向位移云圖，如圖3所示。各施工階段車站結構豎向累計沉降值情況分析，如表3所示。

圖3 雙線盾構貫通時車站主體結構豎向位移云圖

施工階段豎向沉降最大值/mm沉降增量/mm占最終值比/%左盾構剛至車站1.681.6822.22左盾構至模型中部4.23 2.5533.73左盾構剛離車站5.251.0213.49左盾構貫通5.690.445.82右盾構剛至車站6.020.33 4.37右盾構至模型中部6.780.7610.05右盾構剛離車站7.22 0.445.82雙線盾構全部貫通7.560.344.50

由圖3和表3可知，隨著施工順序的進行，車站主體結構豎向位移值依次增大，最大值在開挖盾構斷面的正上方處。施工結束后，在開挖斷面正上的柱子沉降值最大，沿車站左右兩側柱子沉降值呈遞減的趨勢。盾構在到達模型中部階段及以后各階段累計沉降值均超出3 mm沉降標準值。在下穿段區域內盾構施工對車站影響比較大，需采取加固方案來滿足車站主體結構的變形要求。

1.4 盾構下穿車站變形控制方案優化分析

1.4.1 車站底板結構沉降曲線分析

為將車站主體結構位移值控制在3 mm的沉降標準范圍內，本節提出4種加固措施，通過數值軟件模擬對比車站結構沉降和下穿段土體分析，選出最優控制方案措施。左右雙線盾構隧道全部貫通后，不同加固措施下車站結構的車站中心線沉降曲線，如圖4所示。施工結束后，4種加固措施6個底板監控點最大沉降值對比分析，如表4所示。

圖4 各加固措施車站底板中心線的沉降曲線

注：差值百分比=(加固最值-無加固最值)/無加固最值，正值為增幅，負值為減幅

由圖4和表4可知， 雙線盾構全部貫通后，車站底板中心線沉降曲線值最小為樁+袖閥管注漿加固，最大值都是在開挖盾構隧道中心線的正上方。通過上行線左監測點的各加固方案沉降值與正常施工對比分析，只有樁+袖閥管注漿方案滿足底板結構限制在3 mm以下的標準要求，其他監測點與之類似。

綜上所述，在采取樁+袖閥管注漿方案下能夠滿足車站結構變形限制位移3 mm以下的標準，特別是袖閥管加固技術在實際工程中能動態地限制底板的位移值。

1.4.2 其余結構控制變形方案優化分析

同理，對比5種施工方案，進行車站主體結構豎向沉降分析。得出主要結論：盾構開挖在正常施工情況下，車站的變形最大累計沉降值達到7.56 mm，不滿足車站主體結構位移值必須控制在3 mm的沉降標準范圍內的要求，在車站正下方時仍需要采取相應的加固措施。從車站主體結構方面對比分析各加固措施方案，樁+袖閥管注漿加固方案的最大結構沉降值為2.80 mm，控制變形最為明顯。能夠滿足車站主體結構和開挖周圍土體各方面的標準值要求，且符合工程設計圖紙實際情況。

2 盾構隧道兩側板凳樁設計合理性分析

2.1 計算工況

本章主要從樁體長度、間距和直徑三方面分析設計方案的合理性，通過對比分析車站結構變形和地表沉降，找到設計合理范圍值。具體方案如下：

方案一：設定樁端至拱底處、距離拱底以下3 m、4 m、5 m、6 m、7 m和8 m 7種工況。

方案二：設定樁間距為1 m、1.6 m、2.2 m和 2.8 m 4種工況。

方案三：設定樁直徑為0.8 m、1 m和1.2 m 3種工況。

計算模型和計算條件同前。

2.2 不同樁長模擬分析

2.2.1 車站底板沉降曲線和結構豎向位移分析

左右雙線盾構隧道全部貫通后，不同樁體長度下車站結構的底板中心線沉降曲線，如圖5所示。施工結束后不同樁體長度車站各部位的最大豎向沉降值與樁端至拱底處方案的差別對比分析，如表5所示。

圖5 不同樁長雙線盾構貫通后車站底板中心線的沉降曲線

表5 不同樁長雙線盾構貫通后車站各部位豎向沉降最大值對比表

不同樁長車站各部位最大豎向沉降值/mm上行線中心線下行線主體結構差值比/%至拱底處4.093.994.12 4.21 -距離拱底下3 m3.583.403.593.75-10.93距離拱底下4 m3.333.16 3.343.54 -15.91距離拱底下5 m2.742.522.732.97-29.45距離拱底下6 m2.552.28 2.562.80-33.49距離拱底下7 m2.482.272.46 2.73-35.15距離拱底下8 m2.45 2.242.422.70-35.87

注：差值百分比=(某樁長最值-至拱底處最值)/至拱底處最值，正值為增幅，負值為減幅

由圖5和表5可知，隨著樁體長度的增大，車站中心線沉降曲線最大值變小，都是出現在隧道中心線的正上方，由中心線向左右兩側沉降值減小，距離中心線15 m以外沉降值趨于平緩；底板上行線、中心線、下行線和車站主體結構的沉降值都有呈逐漸減少趨勢。其中后4種方案都能滿足沉降標準要求，相比至拱底以下7 m方案，至拱底以下8 m方案下車站結構最大沉降值幾乎無變化趨勢。

綜上所述，在板凳樁長度設計時建議采取樁端至拱底以下5～7 m范圍內，其車站結構最大沉降值都能滿足車站結構位移在3 mm以內標準要求。

2.2.2 下穿段土體地表沉降分析

取模型中部(Y=30 m)斷面與地表面的交接線為地表監測線。雙線盾構全部貫通后，其地表沉降槽分析曲線，如圖6所示。在左線貫通時和雙線盾構貫通后，不同樁長方案下地表最大沉降值與其樁端至拱底處方案的差別對比分析，如表6所示。

圖6 不同樁長雙線盾構貫通后地表沉降分析曲線

不同樁長左線盾構貫通后最大值雙線盾構貫通后最大值沉降值/mm差值比/%沉降值/mm差值比/%至拱底處2.32 -3.76-距離拱底下3 m1.96-15.593.16-15.92距離拱底下4 m1.81 -21.952.83-24.80距離拱底下5 m1.42-38.58 2.23-40.74距離拱底下6 m1.32-42.96 2.03-46.05距離拱底下7 m1.30-43.91 1.97-47.62距離拱底下8 m1.28-44.751.94-48.45

注：差值百分比=(某樁長最值-至拱底處最值)/至拱底處最值，正值為增幅，負值為減幅

由圖6和表6可知，雙線盾構貫通后，地表最大豎向位移值出現在雙線盾構距離的中心線對應地表正上方處，向左右兩側逐漸減小，至兩端趨于穩定。隨著樁體長度的增加，各樁長方案車站上方地表最大沉降值逐漸減小，樁端至拱底以下7 m方案繼續增加樁長度1 m，地表沉降量幾乎沒有減少的趨勢。因此，在板凳樁長度設計時應該取樁端至拱底以下5～7 m范圍內，在板凳樁長度圖紙設計時采用樁端至拱底以下1倍的盾構隧道開挖直徑長度方案與其相符合。

2.3 其余計算工況模擬分析

同理，其余計算工況也主要進行車站底板沉降曲線和結構豎向位移分析、地表沉降分析等分析，因篇幅關系只給出各影響因素作用下的主要結論。

(1)隨著樁體長度增加，底板上行線、中心線、下行線和車站主體結構的沉降值均呈逐漸減少趨勢，各樁長方案車站上方地表最大沉降值逐漸減小，在樁長度設計時應該取樁端至拱底以下5～7 m范圍內。

(2)隨著樁間距增大，車站結構各部位的豎向沉降值都有逐漸增大趨勢，車站上方地表最大沉降值逐漸增大，板凳樁縱向間距設計合理值應該在1.6～2.2 m的范圍內。

(3)隨著樁直徑增大，車站主體結構的豎向沉降值都有逐漸減小，車站上方地表最大沉降值也逐漸減小，從節約材料成本和滿足車站結構變形標準要求兩方面考慮，設計中選取板凳樁直徑1 m方案。

綜上所述，最終選定板凳樁長度為樁端底部至拱底以下5～7 m范圍內，樁間距在1.6～2.2 m范圍內，樁直徑為1 m，為設計方案合理的優化范圍值。

3 結論

(1)盾構開挖對車站變形影響區域主要是分布在盾構機通過車站正下時和距離車站附近處，在正常施工結束后，盾構隧道下穿車站的變形最大累計沉降值達到7.56 mm，不滿足車站主體結構位移沉降標準，需要采取相應的加固措施來保障車站主體結構的安全。

(2)在控制車站主體結構變形的4種加固措施中，通過從車站結構變形、地表沉降等方面對比分析發現，板凳樁+袖閥管注漿加固效果最為明顯,其方案下的車站結構最大豎向位移值為2.80 mm，滿足3 mm以內的沉降標準要求值，其他3種控制措施不能滿足。從而選出板凳樁+袖閥管注漿加固這種最優的控制方案技術措施。

(3)就分析設計板凳樁加固方案的合理性而言，在樁長度、開挖方向縱向樁體樁間距和樁直徑的變化過程中，車站主體結構變形、地表豎向位移值都會發生顯著變化。從節約材料成本和滿足車站結構變形限制位移3 mm以下標準要求兩方面考慮，最終選定板凳樁長度為樁端底部至拱底以下5～7 m范圍內，樁間距在1.6～2.2 m范圍內，樁直徑為1 m，為設計方案合理的優化范圍值，在其合理范圍值內的方案中板凳樁的水平位移和截面彎矩都在合理安全范圍內。