姜海波 狄宏规 周顺华

道路与交通工程教育部重点实验室(同济大学) 上海市轨道交通结构耐久与系统安全重点实验室(同济大学)

摘 要：基于深圳地铁5号线盾构上穿既有11号线实测数据，研究了旋喷注浆加固淤泥层内新建隧道近距离、小角度上穿既有隧道引起的地表沉降、既有隧道竖向位移和变形规律。研究结果表明：采用本研究旋喷桩加固方案，可以较好地控制隧道开挖过程中的环境扰动，成功地将盾构施工过程中的地表沉降控制在6 mm内，下方临近既有隧道上浮量控制在3 mm内，收敛绝对值控制在3.5 mm内；土压力比(土仓压力和盾构轴线所在位置静止土压力的比值)与盾构前方一定范围内的地表沉降存在显著相关性，当土压力比维持在约1.5时，地表的隆沉不明显；隧道近距离斜交上穿施工引起的下方临近既有隧道产生上浮，上浮影响区域约为开挖线隧道外径的2.5～3.3倍；斜交还引发既有线隧道“斜鸭蛋”变形趋势，“斜鸭蛋”长轴向土体损失区域偏转；双线隧道上穿，引起既有隧道交叠区段的隆沉、竖向、水平向变形过程包含挤压变形、快速发展Ⅰ、趋于稳定Ⅰ、快速发展Ⅱ和趋于稳定Ⅱ这5个阶段。

关键词：盾构隧道;交叠;上穿;隧道变形;现场监测;

随着地下轨道交通的快速发展，目前在建和已建成的隧道工程中越来越多地遇到淤泥、泥炭质土、有机质土等软弱土层[1,2,3]。盾构隧道在此类地层中施工和运营过程中易面临结构变形超限、局部结构劣化等病害，影响地铁隧道的运营安全。而在此类地层中面临新建隧道穿越既有隧道时，更容易引起既有隧道结构的变形，对公共安全带来潜在风险[4,5]。一些工程应用高压旋喷桩、水泥搅拌桩等工法加固软弱地层，使隧道周围土体形成较好的稳定性，保证了施工安全和质量[6,7]。为了更好地指导隧道交叠区段的软弱地层加固以及盾构隧道施工，有必要对加固地层内交叠隧道施工引发的地层及既有隧道变形问题进行研究。

针对隧道盾构施工引发的地层和既有临近隧道结构变形，学者们利用现场监测、理论分析和数值计算等方法，取得了较多的研究成果。理论分析具有物理概念明确的优点，一些学者通过理论解析法，实现了盾构施工过程中的地层和既有隧道结构变形值计算[8,9,10]。数值计算方法可充分考虑各种因素对施工扰动的影响，被广泛用于穿越影响机理分析与影响因素评估[11,12,13]。由于盾构-地层相互作用的复杂性，现场监测被认为是研究盾构施工扰动的有效方法，尤其是当面临地层或穿越工况存在一定特殊性，难以准确把握现成理论和数值模型的选用，必然要先通过现场实测结果初步掌握变形规律和主要影响因素。张琼方等[14]对杭州软土地区盾构隧道近距离、小角度下穿地铁一号线过程中的既有隧道隆沉、水平位移及收敛进行了现场监测，并分析了施工参数的影响。Evangelia等[15]对土压平衡盾构在伦敦黏土开挖过程中的地表变形展开了完整监测，分析了盾构开挖引发的地表沉降形态，表明地表沉降对盾构机参数的选取十分敏感。Cao等[16]通过现场实测研究了黏土中盾构隧道开挖引起的地面和周边结构变形，并利用基于间隙参数的Loganathan-Poulos公式探讨了地面沉降与TBM隧道开挖参数之间的关系。张孟喜等[12]通过实测研究结合数值模拟，探讨了全风化花岗岩地层中双层四线交叠穿越施工对既有隧道的影响。其他一些学者也对不同工况下(如近距离上穿[17]、近距离多线叠交盾构施工[18]、小角度斜交[19])的盾构施工扰动展开了实测研究。

随着沿海城市交通网络日益发展，软弱地层如淤泥层等难免出现越来越多新建隧道穿越既有隧道的工程。由于不同地区地层条件差异，各实际工程中的加固方案也存在差别，必然导致不同程度的变形控制效果[20]。本文以深圳地铁5号线桂湾-前湾区间盾构隧道近距离上跨穿越既有11号线工程为依托，对旋喷注浆加固淤泥地层内隧道施工引发的地表沉降和下方既有隧道结构竖向位移、收敛情况展开了现场监测，分析了地表沉降及既有隧道变形规律，同时讨论了土仓压力对地表沉降的影响，研究成果可为类似工程的设计和施工提供借鉴。

1 工程背景

1.1工程概况

深圳地铁5号线桂湾-前湾区间隧道位于深圳桂湾区，区间内双线间距为15.7～16.7 m。 如图1所示。5号线离开桂湾站后即上跨既有11号线，5号线与既有11号线最小净距仅2.16 m, 区段内11号线双线间距约为18.9～19.5 m, 左线开挖先于右线约2个月。隧道开挖采用CTE6250H-0945土压平衡盾构机，机长9.20 m, 机身呈锥形，刀盘直径6.28 m。各环管片宽1.5 m, 外径6.0 m, 由3块标准管片、2块相邻管片和1块封顶管片组成。

图1 5号线上跨11号线平面 下载原图

1.2工程地质

上跨区间纵向地质剖面如图2所示，各土层的物理力学参数列于表1。5号线主要位于淤泥层，覆土厚度7 ～10 m。11号线主要位于粉质黏土和全风化层，下卧层主要为全风化层和强风化层。5号线与11号线夹层土主要为淤泥、粉质黏土和含有机质砂。

图2 上跨段纵断面地质剖面 下载原图

为保证5号线开挖过程中其本身和既有11号线的结构安全，采用竖向旋喷桩加固淤泥地层，加固方案如图3所示。旋喷桩直径600 mm、间距450 mm。首轮加固包括左、右线隧道外侧3 m内的淤泥，隧道上方2 m内的淤泥以及隧道下方2 m内的淤泥。补充加固将加固范围扩大至隧道外侧4.95 m, 同时对隧道拱腰处土体补充加固。两轮的施工参数为：42.5级普通硅酸盐水泥，水灰比1∶1～1∶1.5,气流压力≥0.7 MPa, 浆液喷射压力25～30 MPa, 提升速度<25 cm/min。加固施工完成28 d后对109根旋喷桩进行钻孔取芯，共采制了327个试样用于无侧限抗压强度测试，测试结果显示芯样平均强度值为1.0～10.6 MPa。

表1 土层物理力学参数 导出到EXCEL

图3 旋喷桩加固方案 下载原图

1.3现场监测方案

监测断面和测点布置如图4,地表沉降测点大多间距10 m, 在DK17+220和DK17+126处布置2个监测断面(见图4(a))。各监测断面的测点分布如图4(b)所示，地表沉降采用精密水准测量方法进行。11号线变形监测断面布置如图4(c),交叠段断面间距5 m, 其余监测断面间距10 m。各监测断面在A、B、C、D等4个位置各布置1个监测棱镜(见图4(d)),通过自动全站仪观测各棱镜的相对坐标值，计算隧道结构的竖向位移和变形。

2 地表沉降

2.1地表沉降时程分析

图5展示了断面DK17+220和DK17+126的地表沉降时程曲线。x轴为刀盘与监测断面的距离，负值表示刀盘未开挖至监测断面。y轴为地表沉降累计值，以隆起为正。由图5可知，刀盘距测点约40～20 m的开挖过程中，地表开始隆沉，DK17+220最大沉降值达到约4 mm。盾构机机身穿过监测断面期间，DK17+220地表进一步小幅沉降，而DK17+126地表块速隆起。盾构机通过后，两处地表均隆起且在随后保持稳定。刀盘穿过测点分别约38 m和44 m后，两处地表再次沉降。整个监测过程中，DK17+220地表最大沉降达到约4.5 mm, DK17+126地表最大隆起达到约3 mm, 其中盾构机轴线上方临近测点的地表隆沉最明显。

结合盾构施工过程分析地表沉降阶段性规律：盾构机距监测断面一定距离并接近监测断面的过程可划分为阶段Ⅰ,阶段Ⅰ内土仓压力与静止土压力的比值决定地表沉降或隆起，本文观测结果表明该距离为30～40 m。盾构机机体通过监测断面下方的过程中可划分为阶段Ⅱ,阶段Ⅱ内机体变细(盾构机头尾直径不一致)、超挖等因素导致地表沉降，而盾构机与土体的摩擦、粘连、姿态则会引发更复杂的地表隆沉行为。盾尾脱离测点后的注浆过程划分为阶段Ⅲ,此阶段内若注浆压力低于土压力或注浆浆液体积小于盾尾间隙，则地表沉降，反之则地表隆起。盾构机推离测点一段里程后，浆液向四周土体扩散，盾尾间隙再次出现引发地表沉降，盾构机切削、挤压等扰动导致的土体变形也在这一阶段趋于稳定，这一过程可划分为阶段Ⅳ [15,16]。本次监测过程中，盾构施工引发的地表沉降最大值不超过6 mm, 相较于类似埋深和地层条件下的盾构开挖引发的地表沉降明显偏小[16],表明本文的旋喷桩方案起到了良好的地层加固效果，控制了盾构开挖引发的地表沉降。

2.2施工参数对地表沉降影响分析

图5表明，不同测点地表沉降值相对于盾构掘进过程存在差别，而区段内地质条件类似，覆土厚度仅略有变化。尽管左线开挖先于右线可能导致地表沉降表现差异，但以往研究表明该地表沉降差异更可能归因于盾构掘进参数[20,21,22]。因此，本节分析土仓压力和盾尾注浆量对地表沉降的影响。

图4 监测断面及测点布置 下载原图

2.2.1土仓压力

为便于分析，将土仓压力通过式(1)变换为无量纲值[16,22]。

EPR=psp0         (1)EΡR=psp0         (1)

式中：EPR称为土压力比；ps为土仓压力；ps为盾构机轴线处静止土压力。

图6展示了5号线左线盾构掘进过程中的EPR和阶段Ⅰ内的隧道轴线方向上测点4的沉降值，负值表现为沉降。由图6可知，盾构机由DK17+260掘进至DK17+140过程中，EPR呈逐渐增大趋势，而沉降值由DK17+220至DK17+140大致逐渐减小，说明EPR与刀盘前方一定范围内的地表沉降直接相关，EPR约为1.5时，阶段Ⅰ内地表隆沉不明显。

图5 地表沉降时程曲线 下载原图

图6 阶段Ⅰ地表沉降与土压力比 下载原图

2.2.2盾尾注浆量

为便于分析，将盾尾注浆量通过式(2)变换为无量纲值[16,22]。

GVR=VGroutingV1−V2         (2)GVR=VGroutingV1-V2         (2)

式中：GVR称为注浆填充率；VGrouting为注浆浆液体积；V1为盾构机开挖截面积； V2为盾构管片截面积。

图7展示了5号线左线盾构掘进过程中的GVR和阶段Ⅲ内隧道轴线方向上的测点4的沉降值。由图7可知，由于旋喷加固地层本身强度较高，阶段Ⅲ的地表沉降值很小。然而，盾构机推进过程中GVR存在一定波动，仍可看出阶段Ⅲ内的地表沉降与GVR直接相关。GVR在DK17+220、DK17+200和DK17+165附近存在峰值，最大GVR均超过1.51,相应里程的地表沉降表现为隆起。GVR在DK17+245、DK17+210、DK17+190和DK17+155附近存在谷值，最小GVR均低于1.43,相应里程的地表沉降表现为沉降。说明该类旋喷加固地层中，当GVR大于1.51或小于1.43时，即可能分别导致盾尾脱离测点后的注浆过程内地表产生隆起或沉降。

图7 阶段Ⅲ地表沉降与注浆率 下载原图

3 下卧既有隧道沉降和变形

3.1沿轴线方向沉降和变形分析

将11号线左线沿轴线方向的竖向位移、竖向和水平变形值绘制如图8,展示了5月2日和6月30日两个时间的实测值，分别代表5号线左、右线上穿后11号线的竖向位移和变形(5号线左、右线分别于2017年4月28日和2017年6月25日前后上穿11号线左线)。竖向位移以隧道上浮为正，结构变形以隧道尺寸在观测方向上增大为正。如图4所示，隧道的竖直位移以测点D和B的竖向位移均值计算，竖直变形以测点D和B的竖向位移差值计算，水平变形则以测点A 和C的水平位移差值计算。

图8表明，5号线上穿开挖导致交叠段上覆土体卸荷，引发11号线ZDK17+537和ZDK17+472相邻区段出现上浮、竖向扩张和水平向收敛，总结为上浮和“竖鸭蛋”变形趋势。5号线上穿引发11号线竖向位移和结构变形影响区域在交叉点两侧约15 ～20 m范围内，约为5号线隧道外径的2.5～3.3倍[20],11号线沿轴线方向的上浮、结构变形均大致呈M形。ZDK17+640相邻区段的上浮和轻微竖向尺寸增大是由于上方服务通道开挖导致的。

11号线竖向位移和隧道变形最大的断面并非出现在穿越交叉点投影处(ZDK17+527和ZDK17+472),而是偏离一定的位置，这一现象与小角度斜交的工况相关，分析认为具体原因有：旋喷注浆加固地层的土体强度和变形模量存在显著的空间变异性[23];交叠区段的地质条件存在差异，尤其是既有线与新建线之间的土层分布存在空间分布差异，从而导致相近卸荷量下的土层变形量存在差别；盾构推进过程中的姿态调整，导致上穿11号线过程中的土体损失量不同[20]。

图8 11号线沿轴线方向累计竖向位移和结构变形 下载原图

3.2典型断面沉降和变形时程分析

选取竖向位移和变形值较大的ZDK17+537及其相邻断面，绘制累计竖向位移、累计竖向和水平向变形时程曲线，如图9所示。为便于描述，将ZDK17+537及相邻区段称为交叠区段Ⅰ,将ZDK17+472及相邻区段称为交叠区段Ⅱ。

如图9(a)所示，交叠区段Ⅰ经历了两次快速上浮，快速上浮Ⅰ发生于5号线左线通过11号线左线上方过程中，上浮量约1 mm, 快速上浮Ⅱ发生于5号线右线开挖通过11号线左线上方过程中。分析认为，快速上浮Ⅱ是由于交叠区段Ⅱ上浮引发隧道协同上浮而导致的[24]。此外，5号线左线开挖至交叠区段Ⅰ前，交叠区段Ⅰ存在下沉趋势。图9(b)表明交叠区段Ⅰ的竖向变形与竖向位移规律基本一致，5号线左线掘进至前表现为竖向尺寸收缩，5号线左线上穿过程引发快速扩张Ⅰ,5号线右线上穿过程引发快速扩张Ⅱ。图9(c)则表明，交叠区段Ⅰ在产生竖向扩张同时产生水平向收敛，而在竖向收敛同时也产生水平方向上的扩张。

5号线开挖引发的既有11号线的最大竖向位移达到1.6 mm, 最大竖向收敛达到3 mm, 最大水平向收敛达到-3.5 mm, 均小于城市轨道交通结构安全保护技术规范[25]规定的城市轨道交通结构安全控制预警值。这一方面是由于旋喷注浆起到了良好的地层加固效果，另一方面也与既有11号线本身处于风化层内有关。

交叠区段Ⅰ的竖向位移和竖向、水平向变形过程可大致划分为5个阶段。挤压变形：5号线左线盾构开挖接近交叠区段Ⅰ上方前，盾构机挤压前方土体，导致交叠区段Ⅰ隆沉、竖向和水平向变形。快速发展Ⅰ:5号线左线盾构上穿交叠区段Ⅰ过程中开挖卸荷，引发交叠区段Ⅰ快速上浮、竖向快速扩张同时水平向快速收缩。趋于稳定Ⅰ:5号线左线盾构穿过交叠区段Ⅰ后，交叠区段Ⅰ的上浮和收敛速率减缓逐渐趋于稳定。快速发展Ⅱ:5号线右线盾构开挖接近交叠区段Ⅱ上方过程中，隧道纵向刚度较大引发临近区段协同上浮和变形，交叠区段Ⅰ再次快速上浮、竖向扩张同时水平向收敛。趋于稳定Ⅱ:5号线右线开挖通过交叠区段Ⅱ后，交叠区段Ⅰ的沉降和收敛趋于稳定。

3.3交叠区段既有隧道扭转分析

为分析上穿斜交工况下既有隧道的扭转，选取交叠区段Ⅰ的ZDK17+537、ZDK17+527和ZDK17+517,通过式(3)定义各断面的扭转角，绘制扭转角时程曲线，如图10。

a=arctan(ΔHB−ΔHDVBD)         (3)a=arctan(ΔΗB-ΔΗDVBD)         (3)

图9 11号线交叠区段Ⅰ累计竖向位移和变形时程曲线 下载原图

图10 11号线交叠区段Ⅰ扭转时程曲线 下载原图

式中：a代表隧道结构的扭转角；ΔHB和ΔHD分别为图4中测点B和D垂直于隧道轴线方向的累计水平位移；VBD为图4中测点B和D的初始竖向间距。

由图10可知，5号线穿越交叉点后，断面 ZDK17+537和ZDK17+527扭转角略微增大，断面ZDK17+527扭转角随后逐渐减小并变为负值，断面ZDK17+537的扭转角同样逐渐减小随后稳定在约0°;断面ZDK17+517的扭转角则始终持续减小。11号线斜交上穿导致下卧5号线最大扭转角达到约-3.2×10-3°。

分析认为，5号线斜交上穿导致11号线隧道横截面发生“斜鸭蛋”变形，且其长轴跟随5号线开挖区域发生偏转。断面ZDK17+537和ZDK17+527扭转角先增大后减小，则是由于隧道结构的协调变形导致的。实际工程中在斜交工况下，除关注既有线竖向位移及收敛外，还应关注既有隧道结构的扭转变形[26,27]。

4 结语

(1)旋喷注浆加固对于控制淤泥地层内隧道开挖的施工扰动有明显效果，本文的加固方案成功将地表沉降最大值控制在6 mm内，将下方临近隧道的上浮量控制在3 mm内，径向变形量控制在3.5 mm内。

(2) 土仓压力对盾构机前方一定范围内的地表沉降有直接影响，土仓压力与静止土压力比值维持在约1.5时，地表的隆沉不明显，低于此值时，盾构机前方地表易沉降。盾尾注浆量对盾构脱离测点后注浆过程内的地表沉降有直接影响，当盾尾注浆填充率大于1.51或小于1.43时，即可能分别该阶段内地表产生隆起或沉降。

(3)隧道斜交上穿引发既有下卧隧道上浮和“斜鸭蛋”变形，“斜鸭蛋”的长轴向土体损失区域发生偏转，导致既有隧道扭转变形，本文工况下最大扭转角可达到-3.2×10-3°。

(4)双线隧道小角度斜交上穿引发既有隧道沿轴线方向的上浮、结构变形均大致呈M形，且引发的既有线最大竖向位移和变形断面可能偏离穿越交叉点投影处，影响区域在交叉点两侧约为开挖线隧道外径的2.5～3.3倍[20]。

(5)双线隧道上穿，引起既有隧道与先开挖新建隧道交叠区段(如本文中的5号线左线)的隆沉、竖向和水平向变形过程包含挤压变形、快速发展Ⅰ、趋于稳定Ⅰ、快速发展Ⅱ和趋于稳定Ⅱ这5个阶段。

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