李 雪 张玉申 王洋洋 郭庆飞 向 乔 龚子邦

(1.西南石油大学地球科学与技术学院， 成都 610500； 2.成贵铁路有限责任公司， 成都 610500；3.中铁建大桥工程局集团第二工程有限公司， 广东深圳 518000)

近年来，随着我国城市规模的快速扩张，地铁网络建设逐渐呈现密集化、复杂化等发展趋势[1-5]，小间距重叠盾构隧道工程不断地出现，而复杂重叠的隧道掘进往往存在着极大的施工风险，因此，针对盾构隧道在砂卵石地层小间距条件下邻近同向掘进时，控制后掘进隧道对先掘进隧道及地表隆沉的影响，确保先掘进隧道结构的整体稳定，已成为盾构设计施工的重要研究课题，具有十分重要的工程研究和应用价值[6-9]。

由于隧道重叠盾构掘进相互作用影响的复杂性，国内外学者运用数值模拟、模型试验、理论分析等方式进行了相关研究。谢雄耀等针对软土地区盾构重叠隧道施工设计模型试验，研究了不同开挖顺序及不同推进速度下先掘进隧道位移和内力变化规律[10]；文献[11-12]介绍了采用数值模拟与现场监测的方法研究盾构隧道掘进对邻近先掘进隧道的影响；文献[13-14]根据Winkler地基模型，分别提出盾构不同空间位置近距离穿越先掘进隧道竖向变形的计算方法。重叠盾构隧道掘进相互影响较大，作用机制复杂，受重叠隧道间距、相对空间位置、掘进顺序、地层条件、盾构掘进参数等因素影响[15-20]，国内外针对重叠盾构隧道的研究大多限于砂土、粉土、黏土等地层，对城市地铁建设中出现的砂卵石地层小间距重叠隧道的研究不足，砂卵石地层黏聚力小，尤其是中密砂卵石、稍密砂卵石胶结矿物物理力学指标差，研究主要集中在砂卵石地层盾构隧道掘进对既有隧道变形及衬砌内力变化的影响，未考虑邻近隧道相应加固措施分析。基于此，亟需进一步深入研究，以此建立砂卵石重叠盾构隧道施工的数值模拟预测、实时监测，并根据实际情况及时对隧道重叠区域进行加固。

以成都地铁6号线某区间重叠段盾构隧道为依托，对砂卵石地层重叠盾构隧道掘进相互影响及加固技术进行研究，分析重叠盾构隧道掘进时地表扰动变形特点及相应的加固措施，以期为类似砂卵石地层重叠隧道工程提供参考。

1 工程背景

成都地铁6号线某区间工程隧道重叠关系如图1所示，该区间双洞单线隧道净距约为2.8 m，由于左、右线隧道间隔距离较小，为保证盾构掘进时工程安全，在施工过程中需首先明确左、右线隧道的开挖顺序，利用先施工隧道的施工经验指导后施工隧道的合理施工。

图1 地质剖面 mFig.1 The geological profile

掘进采用直径为6.28 m的土压平衡盾构机，盾构管片外径为6.0 m、内径为5.4 m，管片宽度为1.5 m，衬砌混凝土强度等级为C50，左线隧道埋深为14.12 m，右线隧道埋深为21.1 m，该区间隧道地质如图1所示，施工期间穿越地层以②9-3中密卵石、②9-4密实卵石为主。盾构掘进穿越的地层主要为砂卵石地层，卵石含量较高，流动性差，砂卵石由于黏聚力小，结构松散、不连续等特点导致结构传力特征存在差异，地层内靠点对点传力，稳定性差。

2 数值分析模型创建

建立计算模型区域尺寸为80 m×70 m×55 m(图2)，各层土体、注浆层均采用实体单元进行模拟，模型上边界为自由变形边界，侧面施加法向约束，底面施加固定约束，未考虑周边地表建筑的影响，土体模型采用Mohr-Coulomb模型，土层及材料的物理力学指标如表1所示。

图2 重叠隧道数值分析模型 mFig.2 The numerical analysis model of the overlapping tunnels

表1 物理力学指标Table 1 Physical and mechanical indexes

在盾构掘进过程中，盾尾间隙、周边土体侵入及注浆后浆体扰动程度和范围对地表位移都有着重要影响，上述影响因素在施工中难以量化表达，因此将它们等效为均一且厚度相同的弹性等代层，如图3所示，等代层的厚度根据式(1)取值。

图3 等代层示意Fig.3 The equivalent ring

δ=ηΔ

(1)

式中：Δ为参与计算的盾尾空隙；η为系数。

根据文献[21]对150多例盾构法隧道地表沉降监控量测归纳整理分析，结合该工程盾构穿越地层多为中密、密实卵石层，η取值为1.0。等代层的弹性模量应介于土体与注浆体之间，泊松比的取值范围相对较小，对地层变形的影响有限，可参考水泥土取值[22-24]，盾尾注浆的数值计算是在施加注浆压力后，模拟实现注浆加固完成后的过程，分析模拟注浆完全硬化后的盾构隧道掘进，未考虑浆液从弱化到硬化的过程。

盾构掘进过程采用刚度迁移法及弹性等代层模拟盾构隧道开挖掘进，等代层厚度取0.14 m，如图4所示，每推进步盾构开挖过程模拟包括：1)开挖第n步土体，添加等代层并采用盾壳参数为临时支护，开挖面处施加支护；2)考虑盾构机机体长度的影响，第n-2、n-3步等代层参数设定为盾壳；3)对隧道周边土体施加均布注浆压力，同时在第n-3步杀死等代层单元部分；4)管片和等代层在第n-4步开始逐步施加。

图4 隧道掘进过程示意Fig.4 The tunnelling process of shield tunnels

为模拟盾构开挖过程，采用壳单元模拟盾构机外壳，“空”单元模拟隧道开挖，同时模拟盾尾注浆压力、掘进面压力等施工荷载，有限元计算模型见图2。为模拟盾构机的掘进与管片拼装，根据土压平衡原理确定右线隧道开挖面支护近似取值0.58 MPa，左线隧道开挖面支护近似取值0.35 MPa，注浆压力近似取值0.3 MPa，注浆对管片和地层的影响采用等代层模拟，等代层及管片本构模型采用弹性模型。隧道掘进示意如图2、图5所示。

图5 隧道掘进模型Fig.5 The tunnelling model of shield tunnels

2.1 “先上后下”顺序掘进

地表隆、沉是隧道掘进施工对地层扰动最直观的反映，也是施工变形监测的重要内容，选取掘进方向中间断面为横向监测断面，双线隧道中心线上方地表处为纵向监测断面，左线隧道在下，右线隧道在上。

图6、图7为左线及双线叠加地表横向及纵向沉降变化曲线，可见：

图6 “先上后下”盾构掘进引起地表沉降槽变化Fig.6 Changes of the subsidence trough caused by the shield tunnelling process of “first up then down”

a—左线掘进； b—右线掘进。图7 “先上后下”盾构掘进引起地表纵向沉降变化Fig.7 Changes of longitudinal subsidence caused by shield tunnelling process of “first up then down”

1)左线隧道开挖后，地表最大沉降为-7.74 mm，双线隧道贯穿后最大沉降为-11.72 mm，沉降值增幅达51.4%，地表沉降最大值均出现在隧道中心轴线位置，横向沉降变化趋势近似“U”形，且沉降槽最低点逐渐由左线往右线偏移，两隧道上部地层沉降区域部分发生重叠，沉降范围扩大，地表沉降叠加效应增加，地表变形增大。

2)随着隧道盾构掘进，地表纵向沉降变化值整体逐渐增大，左线隧道贯通与双线隧道贯通地层位移变化曲线趋势基本一致。掘进至30 m的过程中地表纵向位移变化呈“上凸”趋势，盾构掘进40 m后，地表沉降值在35 m处出现较大程度的跃减，随后地表纵向位移变化呈“下凹”趋势，距隧道初始开挖面50 m左右位置后沉降值开始稳定，双线隧道开挖较单线隧道开挖总体沉降增加41.3%。

2.2 “先下后上”顺序掘进

图8、图9为右线及双线叠加地表横向及纵向沉降变化曲线，可见：

图8 “先下后上”盾构掘进引起地表沉降槽变化Fig.8 Changes of the subsidence trough caused by shield tunnelling process of “first down then up”

a—右线掘进； b—左线掘进。图9 “先下后上”盾构掘进引起地表纵向沉降变化Fig.9 Changes of longitudinal subsidence caused by shield tunnelling process of “first down then up”

1)“先上后下”隧道开挖后地层竖向位移与“先下后上”隧道开挖的变形规律相近，地表位置都出现了明显的沉降槽，左线隧道开挖后，地表最大沉降为-6.67 mm，双线隧道贯穿后最大沉降为-10.8 mm，沉降值增加了61.9%，左线隧道的总沉降量大于右线隧道，后掘进隧道一定程度上影响着先掘进隧道的位移，后掘进隧道所导致的地层竖向位移为先掘进隧道与后掘进隧道的叠加。

2)右线隧道及双线隧道掘进后地表沉降“上凸”“下凹”的变化趋势相似，随着盾构隧道持续的掘进，地表纵向沉降有着明显的“滞后性”，盾构开挖过程中由于推力及注浆压力的作用，同时砂卵石地层在掘进过程中隧道上方的空洞在自稳期失效后逐渐延伸至地表，造成地表沉降出现骤变。变化明显位置出现在盾构掘进30～50 m位置处，右线及双线隧道贯通后，双线隧道较单线隧道总体沉降增加了45.1%。

2.3 开挖顺序比较分析

砂卵石地层重叠盾构隧道掘进过程中，后掘进隧道对先掘进隧道的沉降位移有一定的影响，两种盾构开挖模式均会不同程度增加地表沉降值，地表沉降槽最大值分别为-11.72，-10.8 mm，两种模式隧道开挖的地表横向位移变化相差较小，双线隧道掘进较单线隧道掘进地表沉降增幅分别为51.4%、61.9%。单线隧道及双线隧道开挖地表沉降“上凸”“下凹”的变化规律相近，随着盾构隧道掘进，地表沉降纵向位移变化曲线表现出滞后效应，两种模式下双线隧道地表沉降纵向位移变化值分别较单线隧道最大沉降值增加了41.3%、45.1%，“先左后右”的施工顺序中，后掘进隧道施工对地表沉降值的影响较小，周边土体引起的扰动相对更弱，对于隧道掘进过程地层位移的控制较为有利。

砂卵石地层重叠盾构隧道采用“先左后右”的施工顺序整体更优，建议盾构隧道掘进时采用先掘进下方隧道，再掘进上方隧道。但鉴于重叠隧道小间距的特殊性，应当对先掘进隧道加强监测并及时采取注浆加固措施，减少后掘进隧道对先掘进隧道的影响。

3 加固控制措施及效果

为保证盾构机顺利通过重叠段区域，增强隧道间土体的抗压、抗剪能力，对邻近隧道间所夹土体进行注浆加固处理，以保证重叠隧道的施工安全及后期的运营安全。结合工程案例，采用数值模拟软件建立重叠盾构隧道掘进地表沉降的三维模型，模型网格划分如图10所示，管片采用壳单元，土体、注浆层等均采用实体单元，模型尺寸与图2相同，稍密、中密、密实卵石土的土体物理力学参数相近，故取其加权平均值参与计算。

图10 模型网格划分Fig.10 Mesh of the model

砂卵石地层相较于软土、粉土、黏土等地层而言，具有黏聚力小、结构松散、不连续等特点，导致土体结构传力特征存在差异，地层反应灵敏，盾构隧道掘进时周边土体成拱效应较差。鉴于砂卵石地层的特殊性，在上述数值模拟过程中其相应土层物理力学指标中黏聚力近似取零参与计算，从而凸显砂卵石地层黏聚力小的特性。在数值计算中同时添加盾尾注浆压力、掘进面压力等施工荷载，以此模拟砂卵石地层盾构掘进时对围岩的扰动。

根据地质及掘进情况，加固措施具体为：在隧道掘进过程中，首先加大同步注浆量和注浆压力，以保证盾尾的土体与管片空隙及相邻土体的密实性。对洞内管片背后3 m范围进行二次加强注浆，加固注浆位置不宜距盾尾太近，以免浆液窜至土仓内形成泥饼，一般控制在距盾尾6 m位置处。二次注浆采用单液浆，注浆材料采用水泥浆液，注浆压力控制在0.2～0.4 MPa，注浆压力根据实际地质情况、地面监测情况可做出适当调整。管片背后利用每环管片上预留的16个注浆孔进行注浆，加固范围为隧道之间半断面范围。

采用“先下后上”的盾构掘进模式，同时在隧道背后进行二次注浆加固，二次注浆模型如图11所示。

图11 二次注浆模型Fig.11 The model of secondary grouting

图12、图13为左线及双线叠加地表横向及纵向沉降变化曲线，可见：

图12 二次注浆加固后盾构掘进引起地表沉降槽变化Fig.12 Changes of the subsidence trough caused by tunnelling after secondary grouting reinforcement

a—左线掘进； b—右线掘进。图13 二次注浆加固后盾构掘进引起地表纵向沉降变化Fig.13 Longitudinal subsidence caused by tunnelling after secondary grouting reinforcement

1)二次注浆加固后，采用“先下后上”的施工顺序，单线隧道贯通及双线隧道贯通后沉降槽最大值都有不同程度的减少，下方隧道掘进后，地表最大沉降为-6.30 mm，较未加固前竖向位移减少了22.3%左右，双线隧道掘进后最大沉降为-10.37 mm，沉降槽最低点处竖向位移较加固前减少了4.0%左右。上方隧道掘进后地表沉降改善幅度不如先掘进隧道明显，可能是上方隧道的二次注浆加固作用对下方隧道及周边地层产生了较大扰动。

2)地表沉降纵向位移变化曲线与未加固前规律相近，随着隧道盾构掘进，地表纵向沉降变化值亦逐渐增大，加固后双线隧道贯穿后纵向地表沉降最大值由-14.19 mm减小到-11.6 mm，降幅达到18.2%左右，表明注浆加固后重叠隧道叠加区域地层性能得到改善，一定程度上减小了地表沉降。图14为二次注浆加固后盾构隧道掘进引起地表沉降竖向位移曲面，盾构开挖后方土体沉降明显，地表沉降竖向位移影响因素主要包括隧道埋深、地层特性、盾构机尺寸等。

图14 盾构隧道掘进引起地表沉降竖向位移曲面Fig.14 The curved surface of vertical subsidence caused by shield tunnelling

4 实测数据验证分析

按照比选的盾构掘进顺序进行施工，“先下后上”掘进隧道，在重叠区段洞内管片背后3 m范围内二次注浆加固。在施工过程中对地表隆沉变化进行监测，地表沉降监测点受限于地面条件影响，同时隧道重叠区域间距发生改变，故监测断面底边沉降测点6～8左右，左线和右线隧道中心重叠区域较大时仅布置1个监测点，间距相对较大时左右线中心上方地表各布置1个，地表沉降监测点见图15。

图15 地表沉降监测点位平面布置Fig.15 Arrangements for monitored points of subsidence

图16、图17为上方隧道掘进时地表横向及纵向沉降变化曲线，与上述所示加固与控制措施及其模拟结果进行对比，数值模拟的过程考虑了重叠盾构区间隧道掘进时为增加土体的抗压、抗剪能力，对邻近隧道所夹土体进行注浆加固处理，由模拟结果和监测数据可知，实测数据变化趋势与数值模拟结果基本一致，验证了数值模型的有效性。

图16 上方隧道掘进时监测断面地表沉降槽变化Fig.16 Changes of surface subsidence troughs in monitored cross sections during tunnelling of the upper tunnel

图17 上方隧道掘进时地表沉降变化Fig.17 Changes of longitudinal subsidence during tunnelling of the upper tunnel

由图16、17可知：

1)盾构隧道右线掘进过程中，地表沉降变化最大值接近12 mm，与数值模拟的结果误差均在5%以内，证明数值模拟的结果具有一定的参考性。

2)随着盾构掘进的进行，地表沉降整体变化较为平稳，60-3与Z60地表监测点的沉降值显示地表沉降有逐渐回弹的倾向，受限于掘进距离及施工扰动的影响，变化趋势和数值模拟的结果基本一致。

5 结束语

1)建立了砂卵石地层重叠隧道盾构掘进对地表沉降影响的数值计算模型，成功实现了不同掘进模式下盾构隧道施工过程的数值模拟。通过对比分析“先上后下”和“先下后上”两种开挖模式，后掘进隧道的施工会对地表沉降产生叠加效应，“先下后上”盾构掘进一定程度上减弱了对地层的扰动。

2)单线隧道及双线隧道掘进后地表沉降“上凸”“下凹”的变化趋势基本相近，盾构掘进中，地表沉降纵向位移变化曲线出现明显的“滞后性”，盾构掘进过程中由于推力及注浆压力的作用，同时砂卵石地层在掘进过程中隧道上方的空洞在自稳期失效后逐渐延伸至地表，造成地表沉降出现骤变。

3)注浆加固后改变了重叠隧道叠加区域地层性能，减小了后掘进隧道的掘进对先掘进隧道的影响，地表竖向最大位移出现一定降低。通过数值模拟结果与现场实测数据结果的对比，实测数据与数值模拟的结果相比误差均在5%以内，处于可控范围内，一定程度上验证了数值模拟结果的可靠性。