平行近接新建盾構隧道的綜合管廊預保護研究
——以富陽區(qū)地下綜合管廊工程為例

魏 綱 李志遠 崔允亮 朱希文 包春燕

（1.紹興文理學院土木工程學院，紹興 312000；2.浙大城市學院土木工程系，杭州 310015；3.浙江同濟科技職業(yè)學院建筑工程學院，杭州 311231）

0 引言

隨著城市建設的急速發(fā)展，地下工程近接施工的工況時有發(fā)生，盾構側穿、鄰近既有隧道及管廊的情況大量出現(xiàn)。盾構開挖卸荷會造成鄰近地下結構及管廊的豎向位移和水平位移，當近接地下綜合管廊變形過大時，會造成管廊變形縫處滲漏及管廊結構開裂，從而影響管廊的正常運行，因此對既有地下管廊保護的研究具有重要意義。

針對盾構開挖鄰近地下隧道研究中，目前研究方向多集中在盾構管片的變形及受力規(guī)律上［1-2］，針對既有地下結構的豎向位移控制方法多是圍繞后建工程中對于盾構施工中盾構參數(shù)的調控［3-4］。在針對地層阻隔方面，孟慶軍等［5］及奎耀等［6］針對現(xiàn)場監(jiān)測以及有限元模擬對隔離樁與鄰近地下結構分析發(fā)現(xiàn)，隔離樁對鄰近地下結構的位移控制效果與樁徑、樁與盾構的相對位置等因素密切相關，周航等［7］及劉方等［8］針對現(xiàn)場提出隔離樁與盾構參數(shù)動態(tài)控制方法來減小對既有地下結構的影響，并通過現(xiàn)場數(shù)據(jù)進行驗證。丁智等［9］及張治國等［10］分別對既有地下結構的豎向位移建立了位移計算方法，并利用數(shù)值模擬對公式進行了驗證。以前由于城市規(guī)劃落后于地下工程建設，地下工程保護措施往往不考慮后續(xù)工程，對既有地下結構的加固方法也是圍繞后建盾構施工時來展開，目前針對地下管廊工程的預保護效果的研究較少，隨著城市規(guī)劃水平的提高，越來越多的地下近接工程可預先采取保護措施。針對管廊平行近距離擬建隧道的預加固方案和預加固效果亟需深入研究。

本文依托杭州市富陽區(qū)地下綜合管廊工程進行研究，規(guī)劃的杭富城際鐵路盾構隧道長距離近接平行在建的富陽地下綜合管廊，由于工程的特殊性，不同于其他預加固措施多在后建線路施工時的預加固措施，為減輕地下綜合管廊被盾構隧道施工影響，本工程在地下綜合管廊建設時提出對既有基坑圍護結構加以優(yōu)化的預加固措施，避免在盾構開挖時造成土體擾動過大而影響運營管廊；針對預保護方案使用分布式光纖在盾構通過時對現(xiàn)場進行監(jiān)測，并結合數(shù)值模擬對預保護效果進行研究，為類似工程提供借鑒。

1 工程概況

1.1 工程介紹

杭州市富陽區(qū)地下綜合管廊設計外框尺寸為10.3 m×4.6 m，埋深3.85 m，標準斷面采用雙艙斷面形式（電力艙＋水信艙），其中電力艙內部尺寸為2.9 m×3.6 m（長×高），水信艙內部尺寸為6.1 m×3.6 m，管廊結構混凝土強度為C35，其中水信艙與電力倉內隔板厚度為0.3 m，管廊外壁厚度為0.5 m。后續(xù)建設杭州至富陽城際鐵路工程高教路站至富春站盾構隧道平行既有綜合管廊，其相對位置關系如圖1所示。

圖1 既有管廊與擬建盾構位置關系Fig.1 Location relationship between existing pipe gallery and proposed shield

管廊主體結構采用明挖順筑法施工，由于設計施工時已知后期有平行段盾構隧道近接施工，本工程擬在近接平行擬建隧道段管廊下部3 m 土體采用水泥摻量8%旋噴樁滿堂加固，并在管廊近盾構側基坑改用咬合樁隔離墻（咬合樁隔離墻為間隔布置且相互咬合的A、B樁，其中A樁為素混凝土樁，B樁為鋼筋混凝土樁，兩樁搭接長度0.2 m），以控制后期擬建隧道施工對近接管廊的影響。

盾構隧道拱頂距管廊底板豎向距離平均9.5 m，距離地面豎向平均距離17.95 m。雙線盾構隧道平行，中心線間距為12.3 m，管片內徑5.5 m、外徑6.2 m，管片壁厚0.35 m，環(huán)寬1.2 m，管片混凝土強度為C50。本段既有地下綜合管廊與擬建盾構平均間距僅為4.5 m，管廊段監(jiān)測樁號為K2+480 至K2+540，下文所述位移均為K2+480 至K2+540段管廊電力倉中線底板處所提取。

1.2 工程地質條件

現(xiàn)場勘察資料表明，工程場區(qū)屬于軟土地層，根據(jù)勘察資料本工程的各土層分布及物理力學性質指標如表1所示。

表1 各土層物理性質參數(shù)Table 1 Physical property parameters of each soil layer

其中表層①填土層為經(jīng)人工處理后形成，土層②黏土層和土層③淤泥質粉質黏土層及土層④淤泥質黏土層主要呈流塑狀，具有低強度、高壓縮性，有較明顯的蠕變、觸變特性，分布較為廣泛，需要加固處理。土層⑤圓礫層、土層⑥全風化花崗巖層和土層⑦中等風化花崗巖層物理性質可滿足一般結構承載要求，土體性質穩(wěn)定，地下水位線位于埋深3 m處。

1.3 分布式光纖監(jiān)測方案與結果

現(xiàn)階段針對沉降多進行水準監(jiān)測，受人為因素影響，測量結果準確性無法得到驗證，而分布式光纖具有植入方便、受外界影響小、測試距離不受限制以及獲取數(shù)據(jù)方便等優(yōu)點。本次檢測所采用的分布式光纖是混凝土表貼式G652B 單模緊包光纜，光纜截面尺寸為0.9 mm。

由圖1 可見，分布式光纖從管廊樁號K2+480處引入接線盒鋪設于電力倉中線頂板至K2+540，K2+480 處回轉并鋪設于管廊底板并在K2+540 處引出至接線盒，管廊結構及分布式光纖布置方案如圖2所示。為使光纖與管廊貼合良好，在管廊內壁開挖溝槽并清理，然后埋設分布式光纖，最后使用水泥砂漿封填，光纖埋設與監(jiān)測如圖3所示。

圖2 管廊斷面及光纖布設示意圖Fig.2 Sketch of pipe gallery section and optical fiber layout

圖3 光纖埋設與監(jiān)測Fig.3 Optical fiber embedding and monitoring

2 數(shù)值模型建立與驗證

2.1 有限元工況設置

既有運營管廊對結構變形控制要求較為嚴格，為了管廊結構正常運營，將盾構開挖的影響降到最小，針對本工程的特殊性、現(xiàn)有管廊基坑圍護結構以及其他近接施工的預加固經(jīng)驗，本文提出了主要針對管廊施工時在近盾構側基坑側壁設置咬合樁隔離墻、遠盾構側TRD 圍護墻以及在基坑底部設置水泥土攪拌樁加固層的加固方案，并與基坑兩側僅設置TRD 圍護墻的原處理方案進行對比分析，本文設置如表2所示的6種工況。

表2 工況設置Table 2 Working condition setting

2.2 模型與材料參數(shù)

采用有限元軟件MIDAS GTS NX 進行數(shù)值分析，并根據(jù)圖1 所示上跨管廊與擬建隧道的位置關系建立模型，計算模型尺寸為70 m×80 m×50 m（X×Y×Z），模型頂部設置為自由面，底部設置三向固定約束，側面設置水平約束，模型在地應力平衡后將全部網(wǎng)格位移清零。

土層采用摩爾-庫倫本構（MC）模型及硬化土（HS）模型進行模擬，土層從上至下分別為①填土層；②黏土層；③淤泥質粉質黏土層；④淤泥質黏土層；⑤圓礫層；⑥全風化花崗巖層；7 中等風華花崗巖層。通過地勘信息及文獻［11-14］可得數(shù)值模擬所需要的HS 模型參數(shù)，土層①、⑤、⑥、⑦使用MC 模型進行模擬，土層②、③、④采用HS 模型進行模擬，HS 模型相對于MC 模型增加了卸載再加載模量等參數(shù)，且能考慮土體硬化特征、應力路徑，可用于模擬多種土體的破壞變形行為，在計算中能得到更為合理的變形結果，在軟土計算中更為適用。模型參數(shù)如表3 所示，其中，E為彈性模量，分別為HS 模型中的割線模量、切線剛度、卸載模量，m為應力相關冪指數(shù)，R為失效率，c為土體黏聚力，?為土體內摩擦角，e為孔隙比，μ為泊松比。

表3 土體模型參數(shù)Table 3 Soil model parameters

咬合樁隔離墻、TRD 圍護墻及盾殼均采用2D面單元進行模擬，管廊及加固層采用3D實體單元進行模擬，根據(jù)施工階段改變材料屬性來模擬注漿層及盾構管片。注漿層參數(shù)為經(jīng)驗取值，加固層參數(shù)由于未做室內試驗研究其土體性質，其土層性質根據(jù)施工情況有較大差異，本文基于現(xiàn)場工況選取文獻［15］中10%摻量水泥土的無側限抗壓強度，并代入文獻［16］中E50=140qu（其中E50為水泥土割線模量，qu為水泥土無側限抗壓強度），并結合類似地質條件的工程［17-18］及經(jīng)驗數(shù)據(jù)所確定，本文模擬中盾殼厚度及注漿層厚度均取100 mm。

考慮實際工程中管廊為分段澆筑，各段管廊間均設有變形縫，本模型通過設置界面單元模擬管廊變形縫，并在接縫處斷開接縫兩側節(jié)點連接進行還原。為模擬管廊及盾殼與地基之間的摩擦行為及相對位移，在管廊及盾殼結構單元與土體單元之間設置了界面單元。管廊與盾構隧道有限元模型如圖4 所示，其中箭頭為盾構掘進方向（下文同）。各結構模型參數(shù)如表4所示。

圖4 擬建隧道與既有管廊模型位置關系Fig.4 Location relationship between the proposed tunnel and the existing pipe gallery model

表4 結構模型參數(shù)Table 4 Structural model parameters

2.3 有限元模擬開挖步驟

采用第2.2 節(jié)中建立的有限元模型分析盾構隧道施工對地下綜合管廊主體結構的影響。管廊與盾構隧道位置關系如圖1所示，模擬步驟如下：

（1）激活全部土體、管廊及其預保護結構，位移清零。

（2）模擬隧道開挖過程，為便于計算，本文數(shù)值模擬采取了2.4 m的單次開挖長度，左線貫穿后開挖右線，使用開挖處土體單元鈍化來模擬這一過程，盾構機在前開挖土體，盾殼支撐周邊土體并在盾構機范圍內激活盾殼摩擦力，在開挖面設置開挖推力，盾構機長度約為12 m，故在開挖面后5個施工階段激活（共12 m）施加盾殼摩擦力及盾殼結構。

（3）生成管片，在盾殼激活的第6個施工階段將其鈍化，與此同時激活在先前土體開挖中管片位置的鈍化土體單元，并將重新激活土體賦予管片屬性來模擬這一過程。

（4）根據(jù)施工速度，在生成管片起的三個施工階段（共7.2 m）設置盾尾注漿壓力。

（5）在注漿壓力消除后，重新激活盾殼結構，并轉換盾殼屬性為注漿層屬性。

假定盾殼與土體之間的摩擦力和開挖面推力均為均布力，根據(jù)魏綱等［19］對盾構施工引起土體豎向位移的研究以及現(xiàn)場數(shù)據(jù)，本文中盾殼摩擦力取值為23.5 kPa，開挖推力取值為159.5 kPa。采用等效均勻分布力來模擬盾尾注漿壓力，取值為25 kPa。

本文在數(shù)值模擬中單次開挖長度過長，不同于實際工程中的循序漸進，時空效應會對計算結果產(chǎn)生一定影響，為減少單次鈍化長度過長造成的應力釋放與實際工程不符的問題，在數(shù)值計算中采取了LDF（卸載分項系數(shù)）來減小其影響。本文數(shù)值模擬中對管片接頭及管片拼接方式進行了簡化，將管片結構等效為均質圓環(huán)，為考慮管片接頭對管片整體剛度的影響，在有限元計算中將彈性模量取為實際彈性模量的85%［20］。

2.4 模擬結果驗證

待管廊主體結構施工完成后，在盾構隧道穿越本段落之前進行第一次光纖監(jiān)測得到初始應變值，盾構穿越本段落管廊后進行第二次監(jiān)測，第二次監(jiān)測結果與初始應變值的差值用來反映盾構施工對管廊的影響。分布式光纖所測現(xiàn)場應變數(shù)據(jù)見圖5。

圖5 第二次光纖監(jiān)測與初始值應變差Fig.5 Second optical fiber monitoring and initial strain difference

由于分布式光纖所得數(shù)據(jù)可得出管廊的連續(xù)應變，根據(jù)材料力學彈性等截面梁的變形曲線近似微分方程［21］為

由二次積分法可知，對式（1）進行積分得到轉角方程為

對式（2）進行積分得到變形曲線方程：

式中：ε(x)為應變分布；y(x)為管廊實際撓度；ρ為曲率半徑；h為上下光纖位置至電力倉中性軸的垂直距離；C與D為積分常數(shù)，可根據(jù)實際邊界條件以及連續(xù)性條件所確定，C是邊界支座轉角，D是邊界支座位移，假定管廊兩端為固定端，以管廊端部為基準點，其中基準點的沉降位移為現(xiàn)場水準監(jiān)測值，并假設基準點處無初始轉角，并代入式（3）可得出常數(shù)C、D的值［22］。

將應變數(shù)據(jù)代入式（3）可求得任意位置與基準點的位移差，疊加基準點現(xiàn)場水準監(jiān)測值，即可得到任意位置管廊的豎向位移。現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬結果如圖6所示。

圖6 盾構近接開挖后管廊豎向位移Fig.6 Vertical displacement of pipe gallery after close excavation of shield

盾構開挖結束后，管廊沉降得到較好控制，實測數(shù)據(jù)沉降曲線圍繞數(shù)值模擬結果上下波動，數(shù)值模擬結果與實測數(shù)據(jù)較為吻合，說明有限元模型建立較為合理，能夠較為精確地模擬實際工程。

3 模擬結果分析

圖7 為盾構雙線通過后管廊K2+480 至K2+540 斷面位移圖，可知管廊近盾構側側壁（電力倉外壁）豎向位移大于遠盾構側側壁（水信艙外側壁），管廊斷面整體位移趨勢為向盾構斷面靠攏；在盾構通過后，后通過處管廊斷面沉降大于先通過處。

圖7 盾構開挖后管廊位移云圖Fig.7 Displacement cloud map of pipe gallery after shield excavation

國內現(xiàn)有標準中，對運營管廊的縱向沉降給出了相應標準［23］，由于管廊變形縫處僅有防水材料連接，盾構開挖時，變形縫處管廊基本喪失變形抵抗能力，而對地下綜合管廊變形縫兩側相對變形極少給出明確控制標準，在實際工程中對此標準也基本無明確要求，如圖7（a）所示，管廊變形縫處在盾構雙線通過后最大沉降差異僅為0.11 mm，這是由于管廊施工時提前對底部土體進行了旋噴樁滿堂加固并同時對近盾構側圍護結構進行優(yōu)化，有效地將土體擾動對管廊影響降到最低。

3.1 咬合樁隔離墻對管廊控制效果分析

圖8 為管廊兩側設置TRD 圍護墻的工況1 及管廊近盾構側咬合樁隔離墻、遠盾構TRD 圍護墻的工況5 兩種工況下盾構雙線通過后管廊位移曲線。圖中“距K2+480斷面距離”含義為K2+480至K2+540 段管廊中各管廊斷面至K2+480 斷面距離，數(shù)據(jù)中豎向位移負值為沉降，水平位移正值為朝向盾構開挖側，下文同。

圖8 不同布樁方式的管廊位移對比圖Fig.8 Comparison of displacement of pipe gallery with different pile arrangement methods

如圖8（a）所示可知，工況1 及工況5 的最大沉降分別達到了14.9 mm 及4.8 mm，其中工況1大于10 mm 的沉降預警值［23］，而工況5 的最大沉降值僅為工況1的32.2%，表明咬合樁隔離墻對管廊沉降控制效果較為明顯。

圖8（b）是盾構左線穿越后水平位移對比圖，可知工況1 及工況5 的最大水平位移分別為3.18 mm 及0.9 mm，工況5 水平位移相對于工況1減少71.7%。可見，在工況5的咬合樁隔離墻相對于單獨布設的TRD 圍護墻，通過設置隔離墻形成整體剛度更大的圍護結構后，可有效阻隔平行盾構開挖造成的側向應力，位移相對于TRD 圍護墻更加均勻，對管廊豎向位移的控制效果明顯，加固后的豎向沉降在安全控制值之內，且管廊兩端不均勻沉降得到一定程度控制，不會因變形縫處剛度過低而造成結構錯縫開裂，從而減小管廊接縫處滲漏水的發(fā)生幾率。

3.2 坑底加固對管廊控制效果分析

上述研究表明，咬合樁隔離墻相對于TRD 圍護墻可較好地控制近接管廊的位移，但對于管廊控制較為嚴格的過程中，還需要在此基礎上加以優(yōu)化，以保證管廊的正常運營。本節(jié)針對管廊下部土體采用旋噴樁加固的預保護方法進行研究，在模擬過程中，通過對加固區(qū)土體改變屬性的方式來達到坑底加固的效果，分析盾構近接通過管廊段時坑底加固深度分別為1 m、2 m、3 m 對近接管廊的影響，得到管廊光纖監(jiān)測線底板同處位移曲線如圖9所示。

圖9 不同坑底加固深度位移對比Fig.9 Displacement comparison of different pit bottom reinforcement depths

如圖9（a）所示，管廊在盾構雙線通過后，工況2、3、4 的最大沉降分別為4.8 mm、4.2 mm、3.6 mm，坑底加固可有效減小管廊底板沉降，尤其在加固層厚度增大后，在基底形成了一道加固土支撐帶，不但控制了管廊豎向沉降，而且工況4 相對于工況2 的最終沉降曲線也相對平穩(wěn)；對比之下，加固厚度為1 m的工況2對豎向沉降控制已達到工況5 的效果，對比工況1，最大沉降減小32.2%，坑底加固區(qū)大于1 m 時，減沉效果雖然更加明顯，但考慮經(jīng)濟因素，實用性較低；坑底土體進行加固后，加固層對土體卸載的抵抗效用明顯，管廊底板沉降在變形縫處并無明顯突變，對結構安全影響較小。

由圖9（b）可知，工況2 在加固坑底1 m 土體后，最大水平位移僅為工況1 的48.4%，雖然水平位移有很大程度控制，但隨坑底加固區(qū)域深度的增加，水平位移并沒有繼續(xù)減小；在類似工程中，考慮到成本因素，可結合具體豎向位移控制標準對坑底加固進行取值。

3.3 不同預保護方法對管廊控制效果對比分析

上述研究表明，坑底加固及隔離墻均對地下綜合管廊位移控制效果明顯，特別當未對基坑圍護結構進行優(yōu)化時的沉降超過了豎向位移預警值（10 mm），而加固后都可以使沉降控制在5 mm內，并在水平位移控制上分別取得了一定的效果。為進一步減小盾構開挖對管廊的位移影響，本工程中有必要采取更加完善的預加固措施，以保證平行管廊的正常運營，如圖10 所示工況4、5、6 的模擬位移曲線，分析了不同預加固組合形式對平行管廊的影響。

圖10 組合預保護方法位移對比Fig10 Displacement comparison of combined pre-protection methods

可以發(fā)現(xiàn)不同工況下管廊的豎向位移及水平位移曲線變化趨勢基本相同，但工況6 在考慮了坑底加固及咬合樁的加固優(yōu)點后使得管廊的最大沉降僅為2.55 mm，這是由于進行坑底加固之后在平行側土體卸載時，設置整體剛度較大的咬合樁可使土體卸載產(chǎn)生的應力均勻地分布在坑底加固層及咬合樁上，相對于工況4、工況5 分別減少了25.8%、45.8%，可見工況6 的預保護結構加固作用明顯，對于軟土地基管廊保護工程中適用性較高。對比工況4、工況5，咬合樁在水平位移上也有一定控制效果，避免管廊滲漏水及線路不平順影響管廊的正常運營，在類似工程中具有較好的借鑒意義。

為進一步研究預加固措施對既有管廊的保護效果，筆者選取了管廊監(jiān)測區(qū)域中點K2+510監(jiān)測斷面，繪制了工況1、4、5、6 在盾構近接開挖過程中的豎向位移。如圖11 所示，圖中橫坐標施工階段是指整個盾構施工模擬34 個開挖步，對比可知，工況4、5、6相對于工況1在整個開挖過程中都得到了很好地控制，管廊因左線盾構對于右線土體卸載有一定阻隔作用，除工況1 外其余工況，各工況在左線貫穿后開挖右線時整體位移趨勢較為平穩(wěn)。工況6在整體開挖過程中，豎向位移及不均勻沉降都優(yōu)于其他工況，在類似工程中宜采用咬合樁隔離墻配合管廊下部1 m 土體坑底加固控制后續(xù)近接盾構施工時管廊位移，當坑底加固厚度大于1 m后繼續(xù)加固基于經(jīng)濟因素實用性不高。

圖11 K2+510斷面各工況沉降對比Fig.11 Settlement comparison of K2+510 section under different working conditions

4 結論

（1）設置咬合樁隔離墻相對于僅布置TRD 圍護墻對管廊位移控制效果提升明顯，單獨布設咬合樁隔離墻最大沉降為4.8 mm，僅為單獨布設TRD 圍護墻的32.2%；側向圍護結構剛度增大對水平位移有一定的控制作用，圍護結構加強后管廊水平位移減少了71.7%。

（2）TRD 圍護墻配合坑底加固相比僅布置TRD 圍護墻圍護同樣對豎向位移有很好的控制效果，坑底加固深度為1 m時，最大沉降為4.8 mm，減少67.8%，最大水平位移為僅布置TRD 圍護墻圍護的48.4%；但坑底加固深度繼續(xù)加大，豎向位移和水平位移并沒有繼續(xù)減小。

（3）采用坑底加固3 m 深聯(lián)合近盾構側咬合樁隔離墻的預保護措施有效控制了盾構施工對管廊沉降的影響，管廊穿越節(jié)段最大沉降2.66 mm，最大水平位移0.68 mm，保護效果顯著。

（4）坑底1 m 深度范圍土體使用水泥摻量為8%旋噴樁滿堂加固配合近盾構側基坑圍護結構加強為咬合樁隔離墻基于經(jīng)濟因素考量為最佳預保護措施，變形縫處無較大位移突變，滿足控制標準。