地表大范圍開挖卸載引起下臥盾構隧道管片碎裂機理研究

戴志仁

(1.中鐵第一勘察設計院集團有限公司，陜西 西安　710043；2.陜西省鐵道及地下交通工程實驗室，陜西 西安　710043)

近年來，隨著城市工程的大量興建，為了確保地鐵工程的安全，地鐵周邊環境的保護問題越來越突出[1]。按照相關規定[2]，既有地鐵隧道周邊50 m范圍內為建設控制地帶，而在地鐵工程(外邊線)兩側的鄰近3 m范圍內不能進行任何工程建設。但受控于周邊環境與建設條件，在既有地鐵隧道上方進行基坑開挖、大面積堆載，甚至是高層建筑建設等情況屢見不鮮[3-4]，由此引起的地鐵隧道隆沉變形、管片接縫張開與滲漏、隧道沿縱向的不均勻彎曲變形、道床底部與襯砌結構脫離以及管片裂縫與破碎等，對既有地鐵隧道的結構與正常運營帶來了極大的安全隱患，引起了業界的廣泛關注。李瑛等[5]對大面積卸荷條件下下臥地鐵隧道的變形進行了研究，提出了坑底地層加固與分層分塊開挖的控制措施；李平等[6]提出了在基坑開挖卸載條件下，可利用坑底地層加固與抗浮板樁相結合的措施，抑制下方隧道的隆起位移；俞縉等[7]肯定了基坑底部地層加固處理對抑制下方隧道隆起的控制效果；于加新[8]提出了軟土地層基坑開挖引起坑底的回彈變形量的估算方法。但現有文獻鮮有針對大范圍開挖卸載引起下方隧道的位移與內力變化規律進行研究，未能對卸載條件下隧道的承載力與安全性做出評價。

成都地鐵某盾構隧道竣工后，在其上部地表又進行了大范圍的山坡改造和城市道路施工，使得下臥盾構隧道覆土厚度驟減，圍巖壓力突變，再加上小曲線半徑條件下管片拼裝質量較差，導致隧道管片踏步與錯臺現象明顯，接縫一側管片出現大范圍裂縫與碎裂，甚至出現明顯的掉塊現象，對地鐵正常開通運營造成了嚴重的影響。因此，本文采用有限元軟件MIDAS/GTS，對該工程建立二維平面應變模型，數值模擬分析在地表進行大范圍土坡開挖與道路施工的過程中，下臥盾構隧道的位移和內力的變化趨勢，明確導致隧道管片碎裂的根源，從而提出針對性的具體管片修補方案，以為類似工程提供借鑒與參考。

1　工程概況

1.1　工程簡介

成都地鐵某盾構隧道為典型的單線單洞隧道，拱頂埋深為9.5～24.5 m，主要走行于黏土地層，上覆粉質黏土、黏土與雜填土，地形情況較為復雜，局部屬于丘陵地貌，地表起伏較大，區間沿線涉及住宅小區、村莊、農田以及規劃中的龍工北路(城市道路，隧道施工期間該道路尚未施工)，具體如圖1和圖2所示，地層的物理力學參數見表1[9]。

圖1　區間隧道總平面圖

圖2　典型地質剖面圖(單位：m)

土層及其編號比重/(kN·m-3)黏聚力/kPa內摩擦角/(°)側壓力系數彈性模量/MPa土層厚度/m1-1雜填土18.5512.06.90.53-1硬塑黏土20.06019.50.514.015.04-1硬塑粉黏土20.55522.00.510.06.53-2可塑黏土19.55017.00.57.08.09-3中風化泥巖23.0100035.03000.0>20.0

1.2　規劃道路施工與隧道管片破碎情況簡介

隧道工程于2013年6月中旬竣工，此時規劃中的龍工北路尚未開工。2014年8月，規劃道路開始施工，首先對隧道上方土坡進行了場地平整，然后進行排水施工、道路基層以及面層施工，左線隧道拱頂覆土厚度由18.0 m減小到約7.0 m，最終恢復到10.0 m，于2014年10月初施工結束，具體施工工序見表2。2014年10月下旬，在地鐵即將正式開通運營前夕，巡檢時發現龍工北路下方左線隧道約60 m范圍(第403～443環)內，拱頂出現大范圍裂縫與碎裂掉塊現象，見表3、圖3和圖4，道路側下方右線隧道未發現明顯的碎裂現象。

由表3可知，在左線隧道第403～443環的40環范圍內，共有9環管片出現沿環寬方向的貫通性裂縫，共有17環管片出現明顯的碎裂掉塊現象，其中還有5環管片在拱頂接縫處出現沿環寬方向的貫通性碎裂，對既有隧道結構的安全造成了嚴重隱患，給地鐵正常開通運營帶來了極大的影響。

表2　道路施工工序與左線隧道覆土厚度變化情況

圖3　左線隧道拱頂管片局部裂縫　　　圖4　左線隧道拱頂管片碎裂掉塊

管片環編號破碎情況描述出現部位403,405,410,422,428,432拱頂1點鐘方向沿環寬出現1條貫通性裂縫,縫寬約0.1mm距接縫約100～300mm434,436,441拱頂1點鐘方向沿環寬出現2～3條貫通性裂縫,縫寬約0.1～0.2mm距接縫約200～500mm共計9環管片出現明顯裂縫,且多以貫通性裂縫為主403,424,428,432,436,438,440拱頂11點鐘方向接縫處局部碎裂掉塊碎裂掉塊尺寸以580mm×140mm×120mm(長×寬×深)為主,其中第438與436環沿環寬方向全部碎裂443,441,426,415,404拱頂1點鐘方向接縫處局部碎裂掉塊碎裂掉塊尺寸以350mm×200mm×70mm(長×寬×深)為主,其中第441與443環沿環寬方向全部碎裂408,423,425,430,434拱頂12點鐘方向接縫處局部碎裂掉塊碎裂掉塊尺寸以400mm×170mm×110mm(長×寬×深)為主,其中第434環沿環寬方向全部碎裂

2　數值計算模型與關鍵技術

2.1　數值計算模型

本文采用有限元軟件MIDAS/GTS，對規劃道路施工引起的地表大范圍開挖卸載所導致下臥盾構隧道位移和內力的變化規律進行定量分析。計算采用二維平面應變模型、摩爾—庫倫準則，在最不利斷面處建立計算模型，模型尺寸為114 m×41 m(長×高)，隧道距離模型邊界47 m(≥5D，D為隧道直徑)，距離模型底部17 m，滿足圣維南邊界條件，采用位移邊界條件，共包含1 428個節點、1 432個單元，如圖5所示。

圖5　計算模型

2.2　數值計算關鍵技術

數值模擬計算主要涉及以下4項關鍵技術。

(1)地表超載按20 kPa均布荷載考慮，土坡與地層的分層開挖以及道路基層與路面的施工回填，均按照具體分層原則一次施工到位。

(2)隧道開挖與管片襯砌施工對應的地層應力釋放系數均取2∶8，模擬實際工程中盾構掘進對地層的擾動與圍巖應力的釋放。

(3)管片襯砌采用梁單元模擬，土層采用平面應變單元模擬。

(4)施工順序：左線隧道開挖與襯砌→右線隧道開挖與襯砌→左線隧道上方土坡分層開挖→既有道路施工與地表超挖→地表回填。模擬方法：通過鈍化與激活相關單元來模擬土層的開挖與回填。

3　地表開挖卸載引起盾構隧道位移的變化規律

道路施工中進行了大范圍的地表開挖，開挖區域類似一個較大規模的基坑，引起坑底土體的回彈變形，由于盾構隧道沿縱向剛度較小，故在小變形范圍內基坑下臥盾構隧道的位移(隆起或沉降)與坑底地層的變形是協調一致的。

3.1　隧道豎向位移的變化規律

不同施工階段，隧道的隆沉情況主要反應在拱頂與拱底豎向位移的變化，因左線隧道位于道路的正下方，右線隧道位于道路的側下方，所以對左、右線隧道分別進行分析。

3.1.1左線隧道拱頂和拱底豎向位移的變化規律

道路正下方的左線隧道不但受到開挖卸載的影響，而且還在一定程度上受到偏載的影響(見圖5)。不同施工階段左線隧道拱頂和拱底的豎向位移增量(各施工階段的豎向位移與隧道竣工后豎向位移的差值)如圖6所示。

圖6　不同施工階段左線隧道拱頂和拱底的豎向位移增量

由圖6可知：地表大范圍開挖卸載導致道路正下方左線隧道整體隆起，隨著逐步卸載，隧道拱頂和拱底隆起趨勢漸增，最大隆起值分別為52.7和38.8 mm，均發生在最大開挖深度階段；從地表超挖至道路回填施工完成，隧道拱頂和拱底的豎向位移均先增大后減小，但變形是同步的，反應在拱頂和拱底間的豎向位移差基本維持在10～14 mm。

當隧道有最大隆起變形時[10]，開挖卸載引起的隧道豎向直徑變化率為2.32‰。

當隧道貫通時，拱頂沉降為-27.5 mm，最大卸載時拱頂隆起為25.2 mm。由此可見，地表卸載引起的隧道豎向直徑變化率為7.75‰>6‰(6‰為相關規范中要求的最大變形率[11])，如此大的位移變化幅度可能是引起左線隧道拱頂接縫一側管片破壞的一個主要原因。

3.1.2右線隧道拱頂與拱底的豎向位移

道路側下方的右線隧道受到地層開挖卸載的影響相對較小。不同施工階段隧道拱頂和拱底的豎向位移增量(各施工階段的豎向位移與隧道竣工后豎向位移的差值)如圖7所示。

圖7　不同施工階段右線隧道拱頂和拱底的豎向位移增量

由圖7可知，地表大范圍開挖卸載導致側下方右線隧道整體隆起，其中拱頂和拱底最大隆起增量分別達到23.4和19.4 mm，隧道豎向直徑變化率為0.67‰，與左線隧道豎向位移的變化規律基本相似，但變化量明顯減小。

右線隧道豎向直徑變化率呈現先增大后減小、再增大的變化趨勢，這主要是由于右線隧道受到卸載與偏載的共同作用，同時在地表超挖到一定深度以前，地層卸載的影響占據主導地位，當地表超挖到一定深度后，右線隧道兩側壓力相差較大，偏載的影響占據主導地位。

3.2　隧道水平向位移的變化規律

不同施工階段，隧道水平向位移的變化主要反應在兩側拱腰處。

3.2.1左線隧道水平向位移的變化規律

不同施工階段左線隧道拱腰處的水平向位移增量(各施工階段的水平向位移與隧道竣工后水平向位移的差值)如圖8所示。

圖8　不同施工階段左線隧道拱腰處的水平向位移增量

由圖8可知：左線隧道水平向位移的變化主要發生在地表超挖及其回填階段，地表大范圍超挖卸載導致道路正下方左線隧道整體水平位移為負(向左為負)，表明隧道向地層卸載方向偏移，右側拱腰最大偏移達到-22.5 mm，同時隧道水平向位移先減小后增大，當地表超挖到最大深度時，隧道向卸載側的偏移趨勢最大，道路回填施工后，水平向位移與地表超挖前相當。在此期間，左線隧道左右拱腰水平向位移差的增量基本維持不變，穩定在-17～-21 mm。

另外，隧道水平向直徑最大變化率為2.15‰，如考慮隧道貫通時已經發生的變形，隧道的豎向變形率為3.67‰<6‰，滿足規范要求。

3.2.2右線隧道水平向位移的變化規律

不同施工階段右線隧道拱腰處的水平向位移增量(各施工階段的水平向位移與隧道竣工后水平向位移的差值)如圖9所示。

圖9　不同施工階段右線隧道拱腰處的水平向位移增量

由圖9可知：與左線隧道水平向位移的規律相似，地表大范圍超挖卸載導致右線隧道水平向位移為負，即向卸載側整體偏移，水平向位移先減小后增大，最大偏移值出現時刻與最大卸載時刻吻合。

同時，由卸載引起的右線隧道水平向直徑最大變化率為0.82‰，如考慮隧道貫通時已經發生的變形，右線隧道的豎向變形率為1.48‰<6‰，滿足規范要求。

另外，由以上分析可知，不論是左線隧道還是右線隧道，其水平向直徑的縮小與豎向直徑的增大是對應的，同時豎向直徑的增大幅度要大于水平向直徑的減小幅度。

4　地表大范圍超挖卸載引起盾構隧道內力的變化規律

地表大范圍超挖與回填施工，導致圍巖壓力與隧道襯砌結構內力隨之變化，進而會對襯砌結構的承載力和穩定性產生影響。

4.1　襯砌彎矩的變化規律

在隧道貫通、土坡開挖、地表開挖以及地表回填階段，襯砌彎矩的分布如圖10—圖13所示。

圖10　隧道貫通后襯砌的彎矩分布(單位：kN·m)

圖11　土坡開挖后襯砌的彎矩分布(單位：kN·m)

由圖10—圖13可知：地表大范圍超挖與回填施工對右線隧道襯砌彎矩的影響不大，但是對左線隧道襯砌彎矩的影響顯著，開挖導致左線隧道彎矩明顯減小，拱頂處彎矩由162.8 kN·m減小到41.1 kN·m，并導致左線隧道拱頂處局部區域由內側受拉轉變為外側受拉，隧道左半斷面尤其明顯，彎矩由41.1 kN·m減小到-25.2 kN·m(外側受拉為負)；地表回填后，隧道拱頂處再次轉變成內側受拉。

圖12　地表超挖后襯砌的彎矩分布(單位：kN·m)

圖13　地表回填后襯砌的彎矩分布(單位：kN·m)

4.2　左線隧道內力的變化規律

不同施工階段地表開挖卸載引起正下方左線隧道內力的變化規律如圖14和圖15所示。

圖14　不同施工階段左線隧道拱頂處的內力

圖15　不同施工階段左線隧道拱底處的內力

由圖14和15可知：土坡開挖階段，左線隧道拱頂和拱底的彎矩均急劇下降，地表大范圍超挖及其回填階段沒有引起拱頂處彎矩的明顯波動，但是地表超挖卻導致隧道拱頂處彎矩出現負值，由內側受拉演變為外側受拉，地表回填后彎矩穩定在45 kN·m左右；隧道拱頂與拱底軸力的變化主要出現在地表最大超挖階段，其中左線隧道拱頂和拱底的軸力分別降低至361和457 kN，而且彎矩的最小值均出現在最大超挖階段。

由以上分析可知，地表大范圍超挖卸載對隧道拱頂和拱底內力的影響主要體現在彎矩減小、軸力基本不變，彎矩的減小主要集中在土坡開挖階段，軸力的波動主要體現在地表超挖及其回填階段。由于隧道襯砌屬于典型的壓彎構件，內力的變化不會對襯砌結構的承載力與安全產生明顯的不利影響。

現場發現左線隧道拱頂管片出現大量的裂縫與碎裂掉塊現象。分析其原因主要有：在結構內力變化幾乎不影響構件承載力與安全的前提下，由于地表大范圍開挖卸載，導致左線隧道豎向直徑變化率較大，拱頂縱縫由內側張開轉變成外側張開、內側擠壓，拱頂處由內側受拉轉變成外側受拉，隨后又轉變成內側受拉，再加上小曲線半徑條件下管片拼裝質量較差，使得踏步與錯臺現象比較明顯，拱頂縱縫兩側管片塊由平整接觸轉變為線與面的不平整接觸(見圖16)，在軸力基本不變的情況下，導致左線接觸側管片均出現不同程度的碎裂。

圖16　隧道拱頂縱縫兩側管片不平整接觸示意圖

4.3　右線隧道內力的變化規律

不同施工階段地表大范圍超挖卸載引起右線隧道的內力如圖17和圖18所示。

由圖17與18可知：土坡開挖階段，右線隧道拱頂與拱底的彎矩有所下降(下降約15%)，地表超挖及其回填階段，彎矩先增大后減小，最終的穩定值與土坡開挖完成階段相當，分別為165和156 kN·m；同時，軸力的波動主要是由地表超挖引起的，拱頂和拱底的軸力最大下降幅度分別為23.9%和13.4%，均出現在最大卸載階段。

圖17　不同施工階段右線隧道拱頂處的內力

圖18　不同施工階段右線隧道拱底處的內力

在最大卸載階段，右線隧道拱頂和拱底的軸力最小，而對應的彎矩卻最大(M=230 kN·m，N=344 kN)，這對襯砌結構承載力不利，可能會導致隧道拱頂或頂底處開裂或局部破碎。

另外，與左線隧道相比，右線隧道內力波動范圍較小，尤其是彎矩的變化，受地層卸載的影響相對較小。

5　管片修補方案

基于既有城市地鐵管片修補經驗[12]，經過深入研究，最后形成的管片修補方案原則如下。

(1)對于裂縫寬度在0.5 mm以下非貫穿性且不影響結構承載力的裂縫，用改性環氧樹脂注漿材料灌注處理。

(2)對于裂縫寬度在0.5 mm以上的裂縫，先用改性環氧樹脂注漿材料灌注處理，并在表面騎縫粘貼碳纖維片材1層，裂縫兩側外延至少各150 mm，保證碳纖維片材寬度至少為300 mm。

(3)對于不影響管片承載力的破碎掉塊，采用環氧砂漿填充抹平，且應與未修補混凝土面平整；對于破碎范圍較大、可能影響構件承載力與安全的破碎掉快，還應在表面騎縫粘貼碳纖維片材進行結構補強。

基于以上修補原則修補后的管片如圖19所示，其承載力完全能夠滿足地鐵安全運營的要求。

圖19　現場修補后的管片

6　結　論

(1)隧道整體呈隆起趨勢，同時呈現水平向直徑減小、豎向直徑增大的變形規律，隧道橫斷面由“橫鴨蛋”轉變成“豎鴨蛋”形式。

(2)隧道拱頂和拱底的彎矩減小、軸力基本不變，這對襯砌結構安全的影響不大，但同時導致拱頂處局部區域由內側受拉轉變成外側受拉，拱頂接縫由內側張開轉變為外側張開、內側擠壓，同時接縫兩側管片的不平整接觸(錯臺)，加劇了拱頂接縫一側管片的裂縫與破碎。

(3)對盾構隧道襯砌結構安全的威脅主要來自隧道拱頂處內側擠壓、隧道豎向橢圓度的增加和接縫兩側管片的不平整接觸(錯臺)，而非襯砌結構內力的變化。

(4)右側隧道軸力減小、彎矩增大，對襯砌結構的受力和穩定性不利。

(5)對于管片的裂縫宜采用改性環氧樹脂灌注處理，破碎掉塊處宜采用環氧砂漿填充；對影響構件承載力與安全的管片裂縫或破碎(如沿管片環寬方向貫通的裂縫或破碎處)，還需粘貼碳纖維進行結構補強。

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