盾構及明挖隧道平行下穿機場跑道沉降分析與實測*

楊逸楓,易 瓊,斯碧峰,王元東,白喬木

(1.同濟大學地下建筑與工程系,上海 200092;2.上海機場(集團)有限公司,上海 201207)

0 引言

隨著大量機場的新建、擴建以及改建,新建隧道下穿機場跑道、滑行道、站坪等沉降敏感區域的情況也越來越多。例如,臺北松山機場盾構隧道下穿飛機起降區［1］,北京首都國際機場采用箱涵頂進工法下穿機場滑行道［2］,上海軌道交通2號線、10號線、仙霞西路隧道穿越運營中的虹橋機場［3］,上海浦東機場2號、3號地下通道穿越東西向垂直聯絡滑行道［4］,英國希斯羅機場鐵路盾構隧道下穿機場滑行道和站坪［5］。下穿隧道施工引起的地基沉降和差異沉降可能會導致機場道面變形開裂,進而影響機場飛行區的運營安全。因此,研究機場道面沉降變形機理,并在施工時采取有效措施嚴格控制地表沉降和不均勻沉降至關重要。

針對隧道下穿引起機場道面沉降變形的問題,國內學者已經開展了大量研究。肖明等［6］針對昆明地鐵盾構隧道下穿巫家壩國際機場跑道工程,采用三維數值分析方法對盾構施工引起的跑道沉陷、盾構掘進對周圍土體擾動等進行了分析研究。梅樂勝［7］以重慶城際鐵路下穿江北機場跑道段隧道項目為背景,建立有限元模型進行隧道開挖過程的動態模擬,分析總結了開挖過程中隧道結構應力、應變的分布和變化規律。晁凱［8］基于北京首都國際機場捷運聯絡線及汽車通道工程,采用數值模擬和現場對比試驗相結合的方法,對隧道下穿機場跑道的地表沉降控制進行了研究,總結出相關的地表沉降控制技術。張宏等［9］根據機場飛行區跑道橫坡要求,推導了盾構施工穿越飛行區跑道時的控制公式,提出了運營機場道面結構的變形控制指標。馮建霖［10］基于北京首都國際機場大斷面隧道下穿機場跑道工程,通過對施工實測數據分析,總結了隧道施工引起機場道面沉降變形的規律。劉增龍［11］同樣針對北京首都國際機場工程,通過數值模擬和現場實測數據分析,歸納總結了飛機跑道在不停航條件下穿越時的沉降變形規律。

以上研究大都是分析單一隧道下穿機場道面引起的沉降變形規律,目前尚無考慮多條隧道同時下穿時機場道面沉降變形規律的相關研究。在上海浦東國際機場三期擴建工程中,滑行道及站坪下方將建設多條明挖法地下通道、盾構法捷運隧道等地下設施,且相鄰兩條地下通道在空間上長距離近接平行,在時間上同時施工,施工產生的相互作用明顯。為了保障施工過程中機場滑行道及站坪的運營安全,對長距離近接平行地下通道施工引起的地表沉降變形規律進行分析是十分必要的。

本文依托上海浦東國際機場三期擴建工程,以長距離近接平行施工的暗挖T1—S1捷運隧道和明挖T1—S1行李地道為研究對象,采用數值分析方法,針對明暗雙通道近接平行施工對機場道面沉降變形的影響進行研究,并結合對工程現場實測數據的分析,總結了長距離近接平行通道施工引起機場道面沉降變形規律,可為今后同類下穿機場道面工程的設計施工提供參考。

1 工程概況

上海浦東國際機場三期擴建工程場地位于上海浦東國際機場T1,T2航站樓南側,大部分位于現有飛行區內,主要包括飛行區下的旅客捷運系統、行李車及服務車的下穿通道工程,工程總平面如圖1所示,各單體工程概況如表1所示。

表1 上海浦東機場三期擴建工程捷運系統、地下通道概況Table 1 General situation of MRT system and underpass of Shanghai Pudong Airport Phase III expansion project

圖1 上海浦東國際機場三期擴建工程總平面Fig.1 General layout of Shanghai Pudong International Airport Phase III expansion project

下穿通道工程總體由東線和西線兩部分組成。東線即新建T2—S2服務車、行李車通道以及T2—S2捷運通道。T2—S2服務車、行李車通道采用明挖法施工,下穿垂滑(即現有T3,T4滑行道),形成聯系南北航站區東側的地下聯系通道,由敞開段和暗埋段組成,基坑開挖深度最大約10m。結合已有捷運預留通道情況和明挖施工方式,將T2—S2捷運通道同步建設,T2—S2捷運通道軌面埋深約6.5～7.6m。西線即新建T1—S1服務車、行李車通道。采用明挖施工方式,下穿垂滑(即現有T3,T4滑行道),形成聯系南北航站區西側的地下聯系通道,由敞開段和暗埋段組成,基坑開挖深度最大約11m。該下穿通道東側為規劃捷運通道。

本文的研究對象是T1—S1捷運隧道和T1—S1行李地道。明挖行李地道與盾構捷運隧道在空間上為近接平行關系,且為同一時期施工,二者之間相互影響明顯。另一方面,工程所在場地為欠固結人工填土區,長期固結變形趨于穩定的時間長,附加變形大,且隧道埋深淺、地面超載大。這些因素給施工過程中地面沉降控制帶來了很大難度,因此有必要研究長距離近接平行地下通道施工引起的地表沉降變形規律,以提出安全可靠的技術措施,保障地下通道、機場滑行道及站坪的安全。

2 有限元分析

2.1 本構模型

本文選用PLAXIS 2D作為數值計算軟件,所用的土體本構模型為小應變硬化土模型(hardening soil model with small-strain stiffness,簡稱HSS模型)。HSS模型是硬化土模型(HS模型)的一種改進,具有HS模型的特點,但相比之下HSS模型不僅考慮了土體的剪切硬化和壓縮硬化,還考慮了土體在小應變時的土體特性［12］。

2.1.1小應變硬化土(HSS)模型簡介

國外學者Benz［13］以HS模型為基礎,結合修正的Hardin-Dmevich剪切模量關系式,并考慮土體應變歷史的影響以及屈服面的多軸膨脹,建立起HSS模型。HS模型在三軸排水試驗中的應力應變關系如圖2所示。

圖2 標準排水三軸試驗主加載下雙曲線型應力-應變關系Fig.2 Hyperbolic stress-strain relation in primary loading for a standard drained triaxial test

圖中偏應力與主應變的曲線表達式為：

(1)

式中：qa為剪切強度漸近值;qf為極限剪應力;Rf為破壞比qf/qa;E50為主加載時50%極限荷載所對應的割線模量;qf可由莫爾庫倫破壞準則導出：

(2)

在HS模型中通常定義1個參考應力狀態下的剛度參數作為基準值,通常定義100kPa下的各剛度參數為參考值,則50%極限荷載所對應的割線模量E50可由下式表示：

(3)

卸載再加載模量Eur可由式(4)表示：

(4)

切線壓縮模量Eoed表達式如式(5)所示：

(5)

在HSS模型中,除上述HS模型參數外,還需要確定小應變土體變形特性參數,包括初始剪切模量G0和閾值剪應變γ0.7。初始剪切模量G0按下式計算：

(6)

閾值剪應變γ0.7為剪切模量G隨應變增大而降低至初始剪切模量0.7G0時所對應的剪切應變。

2.1.2參數取值方法

周恩平［12］通過總結已有的硬化土模型相關參數的選取方法,同時結合室內固結試驗,提出了HSS模型的參數選用建議值,如表2所示。

表2 HSS模型參數選取方法Table 2 Parameters selection method of HSS model

2.2 數值模型

本文采用巖土工程專用有限元分析軟件Plaxis 2D建立數值分析模型,選取T1—S1行李地道和T1—S1捷運隧道的近疏散口區域的典型斷面進行計算。

2.2.1地層及結構計算參數取值

HSS模型的土體參數根據現場地勘報告中提供的原始地層參數通過表2中的參數選取方法計算得到,如表3所示。結構參數均根據相關設計文件得到,如表4所示。

表3 HSS模型的土體參數Table 3 Soil parameters of HSS model

表4 結構參數Table 4 Parameters of structure

2.2.2平面幾何模型

模型選用平面應變模型,采用15節點三角形單元,模型在x方向上的長度取為200m,在y方向上的長度取為31.7m。網格全局粗糙度取為細,并對結構物與土體交界處進行網格加密,以提高計算精度。模型網格及各結構尺寸如圖3所示。為了反映盾構隧道施工過程對周圍土體的擾動,取地層損失率為0.5%。

圖3 有限元模型Fig.3 Finite element model

3 數值模型結果分析

3.1 明挖基坑開挖引起的地表沉降

明挖基坑開挖引起的地表沉降如圖4所示,可以看出,明挖基坑開挖后兩側的地表沉降分布符合已有的經驗規律,最大地表沉降約為7～8mm,最大地表沉降發生的位置距基坑邊大約12～15m,基坑開挖的影響范圍約為50m。

圖4 明挖基坑開挖引起的地表沉降分布Fig.4 Ground settlement distribution caused by open-cut foundation excavation

3.2 盾構隧道開挖引起的地表沉降

盾構隧道開挖引起的地表沉降分布如圖5所示,可以看出,盾構隧道開挖引起的地表沉降分布基本符合Peck沉降槽的形式,最大地表沉降值為57mm,發生在隧道正上方。可見隧道施工引起的地表沉降是相當顯著的,應當引起注意并在施工中采取適當措施。

圖5 盾構隧道開挖引起的地表沉降分布Fig.5 Ground settlement distribution caused by excavated shield tunnel

3.3 明暗雙通道單獨施工疊加得到的地表沉降

將明暗雙通道單獨施工引起的地表沉降進行疊加后得到的地表變形曲線如圖6所示,可以看出,疊加后的地表變形曲線仍然有各自變形曲線的特征,但由于盾構隧道施工引起的地表沉降較大,因此靠近盾構隧道一側的地表沉降以Peck沉降曲線為主。

圖6 明暗雙通道單獨施工疊加得到的地表沉降分布Fig.6 The superimposition of ground settlement distribution caused by single construction of open-cut and excavated underpasses

3.4 明暗雙通道同時施工引起的地表沉降

從兩者同時施工的地表沉降曲線來看(見圖7),同時施工后地表沉降有所增加但不是簡單的二者疊加。由于土體的擾動較為復雜,在明挖基坑與盾構隧道之間的地表沉降會有些許增大。地表最大沉降為59mm,發生在盾構隧道上方偏向基坑一側;基坑另一側的最大沉降為5～6mm,有所減小。

圖7 明暗雙通道同時施工引起的地表沉降分布Fig.7 Ground settlement distribution caused by simultaneous construction of open-cut and excavated underpasses

3.5 對比分析

對比圖8中的地表沉降曲線可以看出,同時施工時的地表沉降變形與疊加得到的地表沉降變形存在明顯差異,由于基坑開挖與隧道推進的相互影響,地表變形曲線整體向隧道一側偏移,而遠離隧道的基坑另一側地表沉降有所減小。

圖8 地表沉降對比分析Fig.8 Comparative analysis of ground settlement

4 實測數據分析

為了便于施工中及時采取有效措施,保障明暗雙通道施工過程的安全,于盾構隧道上方地面的橫縱斷面上布置了多個沉降監測點。T1—S1區間左線和右線盾構隧道先后始發,二者凈間距為5.8m,并在之后長距離平行推進,其引起的地表沉降與一般的盾構施工相比更為復雜。本文從盾構隧道上方地表縱向沉降分布、橫向沉降分布和沉降時程變化3個方面進行分析,為明確盾構推進的相關時間節點,T1—S1區間盾構推進時間如表5所示。

表5 T1—S1區間盾構推進時間Table 5 Shield tunnel driving in T1—S1 section

4.1 盾構隧道上方地面縱向沉降分析

4.1.1左線

截至2017年7月16日,T1—S1右線盾構隧道尚未始發,只有左線盾構隧道在推進,此時上方地面縱向不均勻沉降的分布情況如圖9所示。從圖中可以看出,盾構推進前期地表沉降一直為負值,即上方地面產生下沉現象。隨著盾構的推進,開始表現出盾構正上方地表隆起、前方和后方地表下沉的規律,符合典型的Peck沉降曲線規律。

圖9 T1—S1左線縱向沉降分布Fig.9 Longitudinal settlement distribution of T1—S1 left line

T1—S1左線盾構隧道縱向上變形呈現較為明顯的不均勻沉降,最大沉降值接近10mm,最大隆起值接近13mm,已經超限。最大沉降值出現在第15環和第100環附近,最大隆起值出現在120環附近。

截至2017年12月25日,T1—S1盾構隧道左線已經貫通,其沿縱向產生了較為明顯的不均勻沉降,有多處變形超限,累計沉降和隆起達到報警值。隧道縱向變形超限位置集中在第450環至第600環區間,最大地表沉降值近60mm,可能是因為該段區間地質條件變化及盾構施工參數設置不合理。

12月25日之后,直到2018年1月23日右線盾構隧道貫通前,由于右線盾構隧道頂進的影響,左線盾構隧道上方地表仍在發生不均勻沉降或隆起,并且沉降或隆起值部分已經達到報警值,表明近距離平行隧道施工的相互影響及對地表的影響十分顯著。

4.1.2右線

截至2018年1月22日,T1—S1盾構隧道右線接近貫通,其沿縱向也產生了較為明顯的不均勻沉降,有多處變形超限,累計沉降和隆起達到報警值。隧道縱向變形超限位置集中在第450至第700環區間,與左線隧道變形超限位置大致相同,地表沉降值波動較大,沉降最大達到50mm左右,沉降量顯著。

4.2 盾構隧道上方地面橫剖面沉降分析

4.2.1左線

為分析左線盾構隧道上方地面橫剖面沉降分布情況,選取738環、978環、1 096環3個典型斷面,沉降分布如圖10～12所示。

圖11 978環上方地面橫剖面沉降分布Fig.11 Latitudinal settlement distribution above the ring 978

圖12 1 096環上方地面橫剖面沉降分布Fig.12 Latitudinal settlement distribution above the ring 1 096

從圖10～12可以看出,在盾構機頭接近指定環斷面前,該斷面地表有一定的沉降,當盾構機頭到達指定環斷面并進行穿越時,該環斷面產生一定隆起,當盾構推過該環一定距離后,地表變形又以沉降為主。

在地表橫剖面沉降分布方面,越接近隧道軸線沉降或隆起越大,沿兩側逐漸減小。由于鄰近明挖基坑結構的影響,橫剖面沉降分布并不對稱,最大沉降的位置偏向一側。

4.2.2右線

為分析右線盾構隧道上方地面橫剖面沉降分布情況,選取698環、738環、778環3個典型斷面,沉降分布如圖13～15所示。

圖13 698環上方地面橫剖面沉降分布Fig.13 Latitudinal settlement distribution above the ring 698

圖14 738環上方地面橫剖面沉降分布Fig.14 Latitudinal settlement distribution above the ring 738

圖15 778環上方地面橫剖面沉降分布Fig.15 Latitudinal settlement distribution above the ring 778

與左線隧道類似,在盾構機頭接近指定環斷面前,該斷面地表一般有一定沉降,而當盾構機頭到達指定環斷面并進行穿越時,該環斷面產生一定的隆起,當盾構推過該環一定距離后,地表變形又以沉降為主。橫剖面沉降分布方面,同樣越接近隧道軸線,沉降或隆起越大,往兩側方向逐漸減小。從圖中可以看出,最大沉降值接近20mm。

4.3 盾構隧道左線典型斷面沉降時程變化分析

選取盾構推進的第18環和第698環典型斷面進行地表沉降的時程變化分析,地表沉降時程變化曲線如圖16～17所示。

圖16 18環上方地表沉降時程變化曲線Fig.16 Ground settlement time history curve above the ring 18

左線隧道推至18環時,右線隧道尚未始發。從18環斷面的沉降時程曲線可以看出,在盾構機到達前沉降波動比較大,盾構機穿越斷面后,地表短期內會出現明顯的沉降,隨后沉降值漸趨平緩。對比不同監測點的沉降變化曲線可以發現,位于左線隧道軸線位置處的沉降值最大,往兩側沉降值逐漸減小。

從698環斷面的沉降時程曲線可以看出,盾構機穿越斷面時地表發生明顯的隆起,穿越后地表發生下沉,隨后沉降值漸趨平緩。圖中顯示2017年12月25日地表沉降又繼續增大,這是因為左線隧道貫通后,右線隧道頂進引起了地表沉降的進一步發展。對比不同監測點的沉降變化曲線可以發現,最大沉降值的位置并不在軸線處,而是偏向一側。

5 結語

1)明暗雙通道同時施工引起的地表沉降分布相比單獨施工疊加得到的地表沉降存在明顯差異,由于基坑開挖與隧道推進的相互影響,地表沉降曲線整體向隧道一側偏移,而遠離隧道的基坑另一側地表沉降有所減小。

2)地表縱向沉降分布上,呈現明顯的不均勻性,左線隧道和右線隧道上方地面均有多處變形超限,累計沉降和隆起達到報警值。左線隧道貫通后,右線隧道的頂進又引起地表不均勻沉降或隆起,近距離平行隧道施工的相互影響及對地表的影響十分顯著。

3)地表橫向沉降分布上,越接近隧道軸線沉降或隆起越大,沿兩側逐漸減小。由于鄰近明挖基坑結構的影響,地表橫向沉降分布并不對稱,最大沉降的位置偏向一側。

4)在盾構機接近指定環斷面前,該斷面地表有一定的沉降,當盾構機到達指定環斷面并進行穿越時,該環斷面產生一定隆起,盾構機穿越一段距離后,地表沉降漸趨平穩。在左線隧道貫通后,右線隧道的頂進又引起了地表沉降的進一步發展。