刘 静

(河南省收费还贷高速公路管理中心, 河南 郑州 450000)

近几年，我国城市地下空间开发利用规模不断扩大，各主要大中城市掀起了城市地铁盾构隧道建设的高潮，新建盾构近距离穿越既有地铁隧道及其他各种地下建(构)筑物的现象与日俱增。但是，新建隧道上下穿越正常运营期间的既有隧道，在地下空间形成多层次多隧道相互叠交穿越的复杂形式尚不多见，相关理论研究也落后于工程实践[1-4]。

受限于施工工艺及工程地质状况的影响，隧道周围环境在盾构掘进过程中受到不可避免的扰动。由于隧道开挖过程中，原状土参与了扭剪、挤压、剪切等复杂的应力路径，使得岩土体的初始应力、应变状态都发生了较大变化，进而引起周围土体的变形[5]。地层受到扰动后，地表位移、孔隙比、土体附加应力、超孔隙水压力、应力状态以及承载和变形特性等都会随之改变，这种力学性质的变化必将对土体中既有建(构)筑物造成极大扰动影响[6-7]。在叠交盾构隧道极端工况条件下，由于新建隧道盾构将先后多次穿越既有隧道，会对既有隧道及周围土体造成多次扰动，土体-隧道结构经历多次应力重分布作用，使得叠交工况下的施工扰动影响变得更加复杂[8]。与此同时，地铁列车移动也将不可避免对临近既有隧道变形产生影响，探究盾构施工和列车荷载作用下既有隧道结构变形大小，有助于确定盾构施工和列车荷载对既有隧道变形影响的主次地位，提出针对既有隧道变形的控制措施，保障新建隧道的顺利施工以及既有隧道的行车安全。

由于盾构施工和地铁列车移动荷载的周期性使周围土体发生循环扰动，造成既有隧道结构产生累积变形，从而影响运营隧道的正常服役性能甚至导致其发生大范围失效破坏，这一问题是叠交盾构隧道施工中亟需解决的关键难题。国内外学者针对列车移动荷载作用开展了一些理论和试验研究。1996年Heckl等[9]发现，移动车载作用下地铁隧道和地表振动频率峰值在40 Hz～80 Hz之间。1996年刘维宁等[10]在确定列车移动之后，基于轨道基础-衬砌结构-地层响应模型，利用有限元计算深入研究了地铁环境对于列车移动作用的响应规律。针对铁路隧道，2005年Momoya等[11]利用有砟轨道路基模型试验研究指出，移动荷载作用下，路基沉降均匀，且伴随着主应力轴偏转现象。荷载循环次数越多，定点加载和移动荷载作用下轨枕沉降量的差别越大。2003年高峰等[12]以深圳地铁一期工程区间近距离重叠隧道为背景，运用隐式时间积分法研究了在不同车载作用下下区间近距离重叠隧道的动力响应，确定了在列车移动荷载作用下衬砌结构的薄弱部位及其相应的位移和应力。2002年陈卫军等[13]针对结合上海地铁隧道中近距离上下交叠隧道的实际工况，开展了大量的有限元计算模拟，系统的分析了隧道结构的受力及变形情况，并考虑了隧道环境中土体液化及荷载作用下的变形情况。2009年Lombaert等[14]研究发现隧道环境土体往往受到轮轨激振力的影响，而列车移动轮载则是决定轮轨激振的关键因素之一。高速铁路列车移动轮载决定着轨道结构的动力响应，而由于轨道随机不平顺等因素产生的轮轨激振力主要影响着周围土体的移动响应。2010年薛富春等[15-16]在开展了黄土隧道内的高速列车在移动工况下的基底激振及循环动荷载试验。2011年高峰等[17]在室内开展了双层隧道模型试验，列车荷载通过沿纵向偏心布置和移动的荷载实现(几何相似比1∶30)2011年邢烨炜[18]采用有限元软件模拟了盾构施工对地表路基纵向变形的影响，随后分析了铁路轨道变形后列车行车性能的变化。

不难发现，目前国内外叠交隧道的研究仅局限于单独的盾构施工影响或者仅考虑地铁列车的影响，对近期出现的地铁运营期间盾构近距离穿越施工的问题还很少有涉及，对列车移动荷载-盾构施工卸荷耦合作用施工扰动力学机理的研究更是鲜见。因此，本文采用重力环境下的物理相似模型试验方法，通过构建列车移动荷载-盾构施工卸荷耦合相似模型试验系统，分析隧道结构的动力响应，研究近距离盾构施工和地铁列车移动耦合作用下既有隧道的变形规律，并就不同穿越顺序影响进行对比分析。

1 列车移动荷载-盾构施工卸荷耦合相似模型试验系统

1.1 移动轮载模型设计

列车模型由车轮、轮轴、转向架和车体结构组成。如图1所示，用直径8 mm、长40 mm的圆柱销将2个内径8 mm、外径22 mm、厚度7mm的微型轴承串接，从而形成列车轮对模型。车轮横向间距为28 mm，与两轨中心间距保持一致。转向架和车体材料均为有机玻璃，轮对卡在转向架的凹槽内。

(a) 分部 (b) 整体

将不同质量的铁块置于车辆模型上，以对应不同大小的地铁列车轮载。利用调速电机为列车模型提供牵引力，控制列车的移动速度分别为0.181 m/s、0.338 m/s和0.665 m/s，由此即在隧道结构模型内实现了地铁列车移动轮载的施加，如图2所示。

1.2 盾构施工模型设计

采用排液法[19-22]模拟盾构施工过程中产生的地层损失、卸荷以及同步注浆作用。新建隧道外侧的排液水囊采由乳胶膜制成，其厚度为0.5 mm，试验中水囊的宽度为100 mm，内圈直径160 mm。为更好的模拟地层损失及同步注浆过程，分别将2个气动接头安装在与水囊对称处用于进水排气。土体卸荷过程由水囊向外排液进行模拟实现。采用外侧水囊和内部输液水袋同步排水的方式进行模拟。

图2 列车移动轮载施加示意图

1.3 数据监测系统

相似模型试验中，在测点所在位置处布设LVDT(Linear Variable Differential Transformer，LVDT)直线位移传感器，从而测量地表和既有隧道的变形，LVDT位移传感器的量程为0～5 mm，测量精度0.000 1 mm。竖向位移测量管由不锈钢套管和位移传递杆组成，其底部由石膏浆固定在管片环顶部。位移传递杆在套管内能够上下自由移动，LVDT位移传感器测量出位移传递杆的竖向位移，即为隧道管片环顶部的竖向位移；采用DH112压电式加速度传感器测量隧道纵向中间点的竖向移动加速度，如图3所示。试验中传感器(LVDT)信号的采集以及分析采用的是江苏东华测试技术的动态信号测试分析系统(DH5920)，采样频率设定为200 Hz。

(a) 整体 (b) 局部

2 叠交耦合作用模型试验

2.1 地基土的制备与物理力学特性

按照国际土力学的相关指数指标规定，如果模型尺寸与土颗粒粒径之比超过175时，则可以认为模型土颗粒对试验结果的影响与原状土相差不大[23]，因此本试验中模型试验地基土采用的是普通砂土，对于砂土地基，通过人工落雨法制备。土体力学参数由南京电力自动化设备总厂的三轴剪力仪(SJ-1A)测量，试验中分别采用50 kPa、100 kPa、150 kPa和200 kPa的围压，根据试验结果计算可得砂土的内摩擦角为35.4°，黏聚力为5.1 kPa。

2.2 隧道模型

考虑到试验模型箱的净尺寸(1 400 mm×640 mm×1 100 mm)和实际工程中盾构隧道的直径与埋深范围，取用1∶40相似比，即几何相似系数Cl=40。所以可以根据相似定理相应求出其他的相似常数，分别为：Cδ=40，Cε=1，Cσ=CE。因为试验用填土采用原型砂土，故Cγ=1，隧道衬砌模型采用的PE管弹性模量约为820 MPa，而实际隧道工程中在考虑刚度折减后的衬砌弹性模量一般为32.5 GPa，因此应力的相似比例也可近似为Cσ=40。试验中采用聚乙烯管(PE管)模拟隧道，并采用细螺栓与薄聚乙烯片在隧道环向上完成固定连接，图4为固定连接示意及对应尺寸，既有隧道结构为通缝拼装。原型隧道与相似模型隧道参数如表1所示。

图4 管片固定方式及尺寸(单位:mm)

表1 原型隧道与模型隧道参数

2.3 试验工况

本文依托文献[24]中上海轨道交通11号线上、下近距离穿越既有4号线，形成三层隧道四线叠交的特殊工况为工程背景，在不失一般性的基础上，仅考虑穿越单根既有隧道的工况形式，在列车移动-盾构施工动力耦合相似模型试验系统上进行本次试验。11号上行线与上方既有4号线隧道净距为41 mm，VD4位于11号上行线隧道中心线上方，VD1和VD6、VD2和VD5按照间距175 mm沿4号线纵向对称布置。新建隧道外侧每环水囊排液量为200 mL，隧道内部采用2个容积为3 L的水袋排水，排液量为1 L/环，水囊和水袋同步排液时间为100 s/环。既有隧道内的列车荷载为12.05 kg，车轮静载14.76 N，行车速度0.131 m/s，列车完全通过隧道需时16 s。模型试验按照“排液→行车→排液→行车→……→排液”的步骤先进行新建隧道外侧水囊和内部水袋的同步排液，继而在既有隧道内施加列车移动轮载，如此交替，直到新建隧道排液结束。本文设计了“先下后上”和“先上后下”2种新建隧道施工顺序的模型试验，以分析穿越顺序对既有隧道变形的影响。

3 试验结果分析

新建11号上行线下穿试验步记为X1—X6，新建11号下行线上穿试验步记为S1—S6。每个试验步历时120 s，包括100 s的水囊和水袋同步排液阶段以及20 s的列车轮载前行阶段，分别记为a和b。“先下后上”是指11号上行线先下穿施工，下穿完成后11号下行线再上穿施工，试验步骤记为“X1a→X1b→X2a→…→X6b→S1a→…→S6a→S6b”，“先上后下”与之相反。

3.1 先下后上穿越既有隧道变形

“先下后上”既有4号线测点的竖向位移变化如图5所示，既有4号线测点的沉降量随着排液和移动轮载的交替进行而不断增大。既有隧道端部测点VD6比VD1更靠近下穿隧道中心线，试验过程中VD1的竖向位移基本为0，而VD6的沉降量逐渐增大。测点VD4位于下穿隧道正上方，其沉降趋势最明显，每个试验步发生的沉降也最大。

图5 “先下后上”既有4号线测点的竖向位移变化

“先下后上”不同试验步列车荷载作用下测点VD4的竖向位移变化，测点VD4在前后转向架作用下所产生的“W”变形清晰可见。前转向架通过后测点VD4的沉降量大于后转向架通过后测点VD4的沉降量，且移动轮载通过后测点VD4的竖向位移并未恢复。

表2为每个试验步排液和行车阶段测点VD4的竖向位移结果，对比发现，测点在行车阶段的沉降量普遍大于排液阶段的沉降量。上穿试验排液阶段既有隧道表现为沉降变形，并未发生上浮。

表2 “先下后上”试验步VD4测点的竖向位移

“先下后上”既有4号线的纵向变形曲线如图6所示，测点VD2—VD6的沉降总量分别为0.015 6 mm、0.067 1 mm、0.325 6 mm、0.051 3 mm、0.020 6 mm。测点VD4位于下穿隧道中心线上方，沉降量最大，VD3、VD5沉降量与VD4沉降量的百分比分别为21%、16%。测点VD3、VD5离新建隧道中心线的距离分别为225 mm、300 mm，以测点沉降量与VD4沉降量百分比大于20%作为既有隧道纵向主要变形范围的标准，则“先下后上”既有隧道的纵向变形集中在下穿隧道中心线左右1.4倍隧道外径范围内。

图6 “先下后上”既有4号线的纵向变形

3.2 先上后下穿越既有隧道变形

“先上后下”测点VD1—VD6竖向位移变化如图7所示。测点VD3、VD4和VD5在上穿阶段竖向位移基本不变，下穿阶段发生较大沉降。测点VD2和VD6都是先上浮再下沉，测点VD1一直表现为上浮。“先上后下”不同试验步列车荷载作用下测点VD4的竖向位移变化，下穿试验阶段既有隧道测点的沉降几乎全部由前转向架作用产生，后转向架作用下测点的竖向位移不发生改变。

图7 “先上后下”既有4号线测点的竖向位移变化

表3所示为“先下后上”排液和行车耦合作用工况下测点VD4的竖向位移结果，对比发现，测点在列车移动的沉降量稍大于施工扰动的沉降，但两阶段相差已不大。同时下穿阶段位移较上穿阶段要大，这是因为下穿施工卸荷作用是既有隧道产生变形的主要影响因素，下穿施工对土体扰动起决定作用。

表3 “先上后下”试验步VD4测点的竖向位移

“先上后下”既有4号线的纵向变形曲线如图8所示。测点VD1、VD2上浮总量分别为0.023 2 mm、0.003 1 mm，测点VD3～VD6的沉降总量分别为0.043 8 mm、0.238 1 mm、0.032 7 mm、0.005 7 mm。测点VD4沉降量最大，VD3、VD5沉降量与VD4沉降量的百分比分别为18%和14%。

3.3 不同穿越顺序比较

图9为不同穿越顺序下测点VD4竖向位移的变化，测点VD4的沉降主要发生在下穿试验阶段，因而“先下后上”时测点VD4的沉降趋势先快后慢，“先上后下”则表现为先慢后快。

由图10可知，新建隧道施工结束时，“先下后上”既有4号线的纵向沉降变形更大。因既有4号线的沉降主要由下穿隧道排液和行车荷载引起，故2种穿越顺序下既有隧道的纵向变形都集中在下穿隧道中心线左右1.4倍隧道外径范围内。

图8 “先上后下”既有4号线的纵向变形

图9 不同穿越顺序下测点VD4竖向位移的变化

图10 不同穿越顺序下既有4号线纵向变形比较

对比2种不同穿越顺序下累计位移的变化情况，“先下后上”穿越工况中变形更大。“先下后上”的穿越过程中，既有隧道沉降呈现不断发展直至最终突变的变化趋势。相比于“先上后下”穿越中变形呈现的稳态渐近式发展变化，在考虑地铁列车移动与盾构施工共同作用的条件下，“先下后上”穿越诱发既有隧道位移的剧烈变化对隧道的变形控制十分不利。此外，新建隧道施工结束时，“先下后上”施工将会引起既有隧道更大的纵向沉降变形。而“先上后下”下穿阶段既有隧道的沉降量在其沉降总量中的占比更大，沉降速率更快。

综合考虑“先上后下”和“先下后上”2种穿越形式，以减小既有隧道的扰动次数为原则，并结合盾构穿越施工和地铁列车移动引起的既有隧道变形分布规律可知，同等施工水平条件下，“先上后下”穿越方案更有利于对既有运营隧道的保护。

4 结论与建议

本文结合叠交盾构隧道工程，通过开展室内相似模型试验研究了列车移动与盾构施工耦合作用下既有隧道变形特性。初步结论与建议如下：

(1) “先下后上”既有隧道测点下穿阶段的沉降量均大于上穿阶段的沉降量，越靠近下穿隧道中心线，测点下穿阶段的沉降量在总沉降量中所占的比值就越大。

(2) “先下后上”新建隧道下穿阶段，既有隧道沉降量的大小取决于新建隧道排液量，且列车移动荷载加快了既有隧道的沉降；上穿试验阶段，由于列车荷载的耦合作用增大了既有隧道在下穿试验结束后的工后沉降总量。

(3) 新建隧道施工结束时，“先下后上”既有隧道的纵向沉降变形更大；“先上后下”下穿阶段既有隧道的沉降量在其沉降总量中的占比更大，沉降速率更大，且两种穿越顺序下，既有隧道的纵向变形集中在下穿隧道中心线左右1.4倍隧道外径范围内。