列車振動作用對緊鄰盾構隧道變形影響研究

劉 靜

(河南省收費還貸高速公路管理中心, 河南 鄭州 450000)

近幾年，我國城市地下空間開發利用規模不斷擴大，各主要大中城市掀起了城市地鐵盾構隧道建設的高潮，新建盾構近距離穿越既有地鐵隧道及其他各種地下建(構)筑物的現象與日俱增。但是，新建隧道上下穿越正常運營期間的既有隧道，在地下空間形成多層次多隧道相互疊交穿越的復雜形式尚不多見，相關理論研究也落后于工程實踐[1-4]。

受限于施工工藝及工程地質狀況的影響，隧道周圍環境在盾構掘進過程中受到不可避免的擾動。由于隧道開挖過程中，原狀土參與了扭剪、擠壓、剪切等復雜的應力路徑，使得巖土體的初始應力、應變狀態都發生了較大變化，進而引起周圍土體的變形[5]。地層受到擾動后，地表位移、孔隙比、土體附加應力、超孔隙水壓力、應力狀態以及承載和變形特性等都會隨之改變，這種力學性質的變化必將對土體中既有建(構)筑物造成極大擾動影響[6-7]。在疊交盾構隧道極端工況條件下，由于新建隧道盾構將先后多次穿越既有隧道，會對既有隧道及周圍土體造成多次擾動，土體-隧道結構經歷多次應力重分布作用，使得疊交工況下的施工擾動影響變得更加復雜[8]。與此同時，地鐵列車移動也將不可避免對臨近既有隧道變形產生影響，探究盾構施工和列車荷載作用下既有隧道結構變形大小，有助于確定盾構施工和列車荷載對既有隧道變形影響的主次地位，提出針對既有隧道變形的控制措施，保障新建隧道的順利施工以及既有隧道的行車安全。

由于盾構施工和地鐵列車移動荷載的周期性使周圍土體發生循環擾動，造成既有隧道結構產生累積變形，從而影響運營隧道的正常服役性能甚至導致其發生大范圍失效破壞，這一問題是疊交盾構隧道施工中亟需解決的關鍵難題。國內外學者針對列車移動荷載作用開展了一些理論和試驗研究。1996年Heckl等[9]發現，移動車載作用下地鐵隧道和地表振動頻率峰值在40 Hz～80 Hz之間。1996年劉維寧等[10]在確定列車移動之后，基于軌道基礎-襯砌結構-地層響應模型，利用有限元計算深入研究了地鐵環境對于列車移動作用的響應規律。針對鐵路隧道，2005年Momoya等[11]利用有砟軌道路基模型試驗研究指出，移動荷載作用下，路基沉降均勻，且伴隨著主應力軸偏轉現象。荷載循環次數越多，定點加載和移動荷載作用下軌枕沉降量的差別越大。2003年高峰等[12]以深圳地鐵一期工程區間近距離重疊隧道為背景，運用隱式時間積分法研究了在不同車載作用下下區間近距離重疊隧道的動力響應，確定了在列車移動荷載作用下襯砌結構的薄弱部位及其相應的位移和應力。2002年陳衛軍等[13]針對結合上海地鐵隧道中近距離上下交疊隧道的實際工況，開展了大量的有限元計算模擬，系統的分析了隧道結構的受力及變形情況，并考慮了隧道環境中土體液化及荷載作用下的變形情況。2009年Lombaert等[14]研究發現隧道環境土體往往受到輪軌激振力的影響，而列車移動輪載則是決定輪軌激振的關鍵因素之一。高速鐵路列車移動輪載決定著軌道結構的動力響應，而由于軌道隨機不平順等因素產生的輪軌激振力主要影響著周圍土體的移動響應。2010年薛富春等[15-16]在開展了黃土隧道內的高速列車在移動工況下的基底激振及循環動荷載試驗。2011年高峰等[17]在室內開展了雙層隧道模型試驗，列車荷載通過沿縱向偏心布置和移動的荷載實現(幾何相似比1∶30)2011年邢燁煒[18]采用有限元軟件模擬了盾構施工對地表路基縱向變形的影響，隨后分析了鐵路軌道變形后列車行車性能的變化。

不難發現，目前國內外疊交隧道的研究僅局限于單獨的盾構施工影響或者僅考慮地鐵列車的影響，對近期出現的地鐵運營期間盾構近距離穿越施工的問題還很少有涉及，對列車移動荷載-盾構施工卸荷耦合作用施工擾動力學機理的研究更是鮮見。因此，本文采用重力環境下的物理相似模型試驗方法，通過構建列車移動荷載-盾構施工卸荷耦合相似模型試驗系統，分析隧道結構的動力響應，研究近距離盾構施工和地鐵列車移動耦合作用下既有隧道的變形規律，并就不同穿越順序影響進行對比分析。

1 列車移動荷載-盾構施工卸荷耦合相似模型試驗系統

1.1 移動輪載模型設計

列車模型由車輪、輪軸、轉向架和車體結構組成。如圖1所示，用直徑8 mm、長40 mm的圓柱銷將2個內徑8 mm、外徑22 mm、厚度7mm的微型軸承串接，從而形成列車輪對模型。車輪橫向間距為28 mm，與兩軌中心間距保持一致。轉向架和車體材料均為有機玻璃，輪對卡在轉向架的凹槽內。

(a) 分部 (b) 整體

將不同質量的鐵塊置于車輛模型上，以對應不同大小的地鐵列車輪載。利用調速電機為列車模型提供牽引力，控制列車的移動速度分別為0.181 m/s、0.338 m/s和0.665 m/s，由此即在隧道結構模型內實現了地鐵列車移動輪載的施加，如圖2所示。

1.2 盾構施工模型設計

采用排液法[19-22]模擬盾構施工過程中產生的地層損失、卸荷以及同步注漿作用。新建隧道外側的排液水囊采由乳膠膜制成，其厚度為0.5 mm，試驗中水囊的寬度為100 mm，內圈直徑160 mm。為更好的模擬地層損失及同步注漿過程，分別將2個氣動接頭安裝在與水囊對稱處用于進水排氣。土體卸荷過程由水囊向外排液進行模擬實現。采用外側水囊和內部輸液水袋同步排水的方式進行模擬。

圖2 列車移動輪載施加示意圖

1.3 數據監測系統

相似模型試驗中，在測點所在位置處布設LVDT(Linear Variable Differential Transformer，LVDT)直線位移傳感器，從而測量地表和既有隧道的變形，LVDT位移傳感器的量程為0～5 mm，測量精度0.000 1 mm。豎向位移測量管由不銹鋼套管和位移傳遞桿組成，其底部由石膏漿固定在管片環頂部。位移傳遞桿在套管內能夠上下自由移動，LVDT位移傳感器測量出位移傳遞桿的豎向位移，即為隧道管片環頂部的豎向位移；采用DH112壓電式加速度傳感器測量隧道縱向中間點的豎向移動加速度，如圖3所示。試驗中傳感器(LVDT)信號的采集以及分析采用的是江蘇東華測試技術的動態信號測試分析系統(DH5920)，采樣頻率設定為200 Hz。

(a) 整體 (b) 局部

2 疊交耦合作用模型試驗

2.1 地基土的制備與物理力學特性

按照國際土力學的相關指數指標規定，如果模型尺寸與土顆粒粒徑之比超過175時，則可以認為模型土顆粒對試驗結果的影響與原狀土相差不大[23]，因此本試驗中模型試驗地基土采用的是普通砂土，對于砂土地基，通過人工落雨法制備。土體力學參數由南京電力自動化設備總廠的三軸剪力儀(SJ-1A)測量，試驗中分別采用50 kPa、100 kPa、150 kPa和200 kPa的圍壓，根據試驗結果計算可得砂土的內摩擦角為35.4°，黏聚力為5.1 kPa。

2.2 隧道模型

考慮到試驗模型箱的凈尺寸(1 400 mm×640 mm×1 100 mm)和實際工程中盾構隧道的直徑與埋深范圍，取用1∶40相似比，即幾何相似系數Cl=40。所以可以根據相似定理相應求出其他的相似常數，分別為：Cδ=40，Cε=1，Cσ=CE。因為試驗用填土采用原型砂土，故Cγ=1，隧道襯砌模型采用的PE管彈性模量約為820 MPa，而實際隧道工程中在考慮剛度折減后的襯砌彈性模量一般為32.5 GPa，因此應力的相似比例也可近似為Cσ=40。試驗中采用聚乙烯管(PE管)模擬隧道，并采用細螺栓與薄聚乙烯片在隧道環向上完成固定連接，圖4為固定連接示意及對應尺寸，既有隧道結構為通縫拼裝。原型隧道與相似模型隧道參數如表1所示。

圖4 管片固定方式及尺寸(單位:mm)

表1 原型隧道與模型隧道參數

2.3 試驗工況

本文依托文獻[24]中上海軌道交通11號線上、下近距離穿越既有4號線，形成三層隧道四線疊交的特殊工況為工程背景，在不失一般性的基礎上，僅考慮穿越單根既有隧道的工況形式，在列車移動-盾構施工動力耦合相似模型試驗系統上進行本次試驗。11號上行線與上方既有4號線隧道凈距為41 mm，VD4位于11號上行線隧道中心線上方，VD1和VD6、VD2和VD5按照間距175 mm沿4號線縱向對稱布置。新建隧道外側每環水囊排液量為200 mL，隧道內部采用2個容積為3 L的水袋排水，排液量為1 L/環，水囊和水袋同步排液時間為100 s/環。既有隧道內的列車荷載為12.05 kg，車輪靜載14.76 N，行車速度0.131 m/s，列車完全通過隧道需時16 s。模型試驗按照“排液→行車→排液→行車→……→排液”的步驟先進行新建隧道外側水囊和內部水袋的同步排液，繼而在既有隧道內施加列車移動輪載，如此交替，直到新建隧道排液結束。本文設計了“先下后上”和“先上后下”2種新建隧道施工順序的模型試驗，以分析穿越順序對既有隧道變形的影響。

3 試驗結果分析

新建11號上行線下穿試驗步記為X1—X6，新建11號下行線上穿試驗步記為S1—S6。每個試驗步歷時120 s，包括100 s的水囊和水袋同步排液階段以及20 s的列車輪載前行階段，分別記為a和b。“先下后上”是指11號上行線先下穿施工，下穿完成后11號下行線再上穿施工，試驗步驟記為“X1a→X1b→X2a→…→X6b→S1a→…→S6a→S6b”，“先上后下”與之相反。

3.1 先下后上穿越既有隧道變形

“先下后上”既有4號線測點的豎向位移變化如圖5所示，既有4號線測點的沉降量隨著排液和移動輪載的交替進行而不斷增大。既有隧道端部測點VD6比VD1更靠近下穿隧道中心線，試驗過程中VD1的豎向位移基本為0，而VD6的沉降量逐漸增大。測點VD4位于下穿隧道正上方，其沉降趨勢最明顯，每個試驗步發生的沉降也最大。

圖5 “先下后上”既有4號線測點的豎向位移變化

“先下后上”不同試驗步列車荷載作用下測點VD4的豎向位移變化，測點VD4在前后轉向架作用下所產生的“W”變形清晰可見。前轉向架通過后測點VD4的沉降量大于后轉向架通過后測點VD4的沉降量，且移動輪載通過后測點VD4的豎向位移并未恢復。

表2為每個試驗步排液和行車階段測點VD4的豎向位移結果，對比發現，測點在行車階段的沉降量普遍大于排液階段的沉降量。上穿試驗排液階段既有隧道表現為沉降變形，并未發生上浮。

表2 “先下后上”試驗步VD4測點的豎向位移

“先下后上”既有4號線的縱向變形曲線如圖6所示，測點VD2—VD6的沉降總量分別為0.015 6 mm、0.067 1 mm、0.325 6 mm、0.051 3 mm、0.020 6 mm。測點VD4位于下穿隧道中心線上方，沉降量最大，VD3、VD5沉降量與VD4沉降量的百分比分別為21%、16%。測點VD3、VD5離新建隧道中心線的距離分別為225 mm、300 mm，以測點沉降量與VD4沉降量百分比大于20%作為既有隧道縱向主要變形范圍的標準，則“先下后上”既有隧道的縱向變形集中在下穿隧道中心線左右1.4倍隧道外徑范圍內。

圖6 “先下后上”既有4號線的縱向變形

3.2 先上后下穿越既有隧道變形

“先上后下”測點VD1—VD6豎向位移變化如圖7所示。測點VD3、VD4和VD5在上穿階段豎向位移基本不變，下穿階段發生較大沉降。測點VD2和VD6都是先上浮再下沉，測點VD1一直表現為上浮。“先上后下”不同試驗步列車荷載作用下測點VD4的豎向位移變化，下穿試驗階段既有隧道測點的沉降幾乎全部由前轉向架作用產生，后轉向架作用下測點的豎向位移不發生改變。

圖7 “先上后下”既有4號線測點的豎向位移變化

表3所示為“先下后上”排液和行車耦合作用工況下測點VD4的豎向位移結果，對比發現，測點在列車移動的沉降量稍大于施工擾動的沉降，但兩階段相差已不大。同時下穿階段位移較上穿階段要大，這是因為下穿施工卸荷作用是既有隧道產生變形的主要影響因素，下穿施工對土體擾動起決定作用。

表3 “先上后下”試驗步VD4測點的豎向位移

“先上后下”既有4號線的縱向變形曲線如圖8所示。測點VD1、VD2上浮總量分別為0.023 2 mm、0.003 1 mm，測點VD3～VD6的沉降總量分別為0.043 8 mm、0.238 1 mm、0.032 7 mm、0.005 7 mm。測點VD4沉降量最大，VD3、VD5沉降量與VD4沉降量的百分比分別為18%和14%。

3.3 不同穿越順序比較

圖9為不同穿越順序下測點VD4豎向位移的變化，測點VD4的沉降主要發生在下穿試驗階段，因而“先下后上”時測點VD4的沉降趨勢先快后慢，“先上后下”則表現為先慢后快。

由圖10可知，新建隧道施工結束時，“先下后上”既有4號線的縱向沉降變形更大。因既有4號線的沉降主要由下穿隧道排液和行車荷載引起，故2種穿越順序下既有隧道的縱向變形都集中在下穿隧道中心線左右1.4倍隧道外徑范圍內。

圖8 “先上后下”既有4號線的縱向變形

圖9 不同穿越順序下測點VD4豎向位移的變化

圖10 不同穿越順序下既有4號線縱向變形比較

對比2種不同穿越順序下累計位移的變化情況，“先下后上”穿越工況中變形更大。“先下后上”的穿越過程中，既有隧道沉降呈現不斷發展直至最終突變的變化趨勢。相比于“先上后下”穿越中變形呈現的穩態漸近式發展變化，在考慮地鐵列車移動與盾構施工共同作用的條件下，“先下后上”穿越誘發既有隧道位移的劇烈變化對隧道的變形控制十分不利。此外，新建隧道施工結束時，“先下后上”施工將會引起既有隧道更大的縱向沉降變形。而“先上后下”下穿階段既有隧道的沉降量在其沉降總量中的占比更大，沉降速率更快。

綜合考慮“先上后下”和“先下后上”2種穿越形式，以減小既有隧道的擾動次數為原則，并結合盾構穿越施工和地鐵列車移動引起的既有隧道變形分布規律可知，同等施工水平條件下，“先上后下”穿越方案更有利于對既有運營隧道的保護。

4 結論與建議

本文結合疊交盾構隧道工程，通過開展室內相似模型試驗研究了列車移動與盾構施工耦合作用下既有隧道變形特性。初步結論與建議如下：

(1) “先下后上”既有隧道測點下穿階段的沉降量均大于上穿階段的沉降量，越靠近下穿隧道中心線，測點下穿階段的沉降量在總沉降量中所占的比值就越大。

(2) “先下后上”新建隧道下穿階段，既有隧道沉降量的大小取決于新建隧道排液量，且列車移動荷載加快了既有隧道的沉降；上穿試驗階段，由于列車荷載的耦合作用增大了既有隧道在下穿試驗結束后的工后沉降總量。

(3) 新建隧道施工結束時，“先下后上”既有隧道的縱向沉降變形更大；“先上后下”下穿階段既有隧道的沉降量在其沉降總量中的占比更大，沉降速率更大，且兩種穿越順序下，既有隧道的縱向變形集中在下穿隧道中心線左右1.4倍隧道外徑范圍內。