地表大范围开挖卸载引起下卧盾构隧道管片碎裂机理研究

戴志仁

(1.中铁第一勘察设计院集团有限公司，陕西 西安　710043；2.陕西省铁道及地下交通工程实验室，陕西 西安　710043)

近年来，随着城市工程的大量兴建，为了确保地铁工程的安全，地铁周边环境的保护问题越来越突出[1]。按照相关规定[2]，既有地铁隧道周边50 m范围内为建设控制地带，而在地铁工程(外边线)两侧的邻近3 m范围内不能进行任何工程建设。但受控于周边环境与建设条件，在既有地铁隧道上方进行基坑开挖、大面积堆载，甚至是高层建筑建设等情况屡见不鲜[3-4]，由此引起的地铁隧道隆沉变形、管片接缝张开与渗漏、隧道沿纵向的不均匀弯曲变形、道床底部与衬砌结构脱离以及管片裂缝与破碎等，对既有地铁隧道的结构与正常运营带来了极大的安全隐患，引起了业界的广泛关注。李瑛等[5]对大面积卸荷条件下下卧地铁隧道的变形进行了研究，提出了坑底地层加固与分层分块开挖的控制措施；李平等[6]提出了在基坑开挖卸载条件下，可利用坑底地层加固与抗浮板桩相结合的措施，抑制下方隧道的隆起位移；俞缙等[7]肯定了基坑底部地层加固处理对抑制下方隧道隆起的控制效果；于加新[8]提出了软土地层基坑开挖引起坑底的回弹变形量的估算方法。但现有文献鲜有针对大范围开挖卸载引起下方隧道的位移与内力变化规律进行研究，未能对卸载条件下隧道的承载力与安全性做出评价。

成都地铁某盾构隧道竣工后，在其上部地表又进行了大范围的山坡改造和城市道路施工，使得下卧盾构隧道覆土厚度骤减，围岩压力突变，再加上小曲线半径条件下管片拼装质量较差，导致隧道管片踏步与错台现象明显，接缝一侧管片出现大范围裂缝与碎裂，甚至出现明显的掉块现象，对地铁正常开通运营造成了严重的影响。因此，本文采用有限元软件MIDAS/GTS，对该工程建立二维平面应变模型，数值模拟分析在地表进行大范围土坡开挖与道路施工的过程中，下卧盾构隧道的位移和内力的变化趋势，明确导致隧道管片碎裂的根源，从而提出针对性的具体管片修补方案，以为类似工程提供借鉴与参考。

1　工程概况

1.1　工程简介

成都地铁某盾构隧道为典型的单线单洞隧道，拱顶埋深为9.5～24.5 m，主要走行于黏土地层，上覆粉质黏土、黏土与杂填土，地形情况较为复杂，局部属于丘陵地貌，地表起伏较大，区间沿线涉及住宅小区、村庄、农田以及规划中的龙工北路(城市道路，隧道施工期间该道路尚未施工)，具体如图1和图2所示，地层的物理力学参数见表1[9]。

图1　区间隧道总平面图

图2　典型地质剖面图(单位：m)

土层及其编号比重/(kN·m-3)黏聚力/kPa内摩擦角/(°)侧压力系数弹性模量/MPa土层厚度/m1-1杂填土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中风化泥岩23.0100035.03000.0>20.0

1.2　规划道路施工与隧道管片破碎情况简介

隧道工程于2013年6月中旬竣工，此时规划中的龙工北路尚未开工。2014年8月，规划道路开始施工，首先对隧道上方土坡进行了场地平整，然后进行排水施工、道路基层以及面层施工，左线隧道拱顶覆土厚度由18.0 m减小到约7.0 m，最终恢复到10.0 m，于2014年10月初施工结束，具体施工工序见表2。2014年10月下旬，在地铁即将正式开通运营前夕，巡检时发现龙工北路下方左线隧道约60 m范围(第403～443环)内，拱顶出现大范围裂缝与碎裂掉块现象，见表3、图3和图4，道路侧下方右线隧道未发现明显的碎裂现象。

由表3可知，在左线隧道第403～443环的40环范围内，共有9环管片出现沿环宽方向的贯通性裂缝，共有17环管片出现明显的碎裂掉块现象，其中还有5环管片在拱顶接缝处出现沿环宽方向的贯通性碎裂，对既有隧道结构的安全造成了严重隐患，给地铁正常开通运营带来了极大的影响。

表2　道路施工工序与左线隧道覆土厚度变化情况

图3　左线隧道拱顶管片局部裂缝　　　图4　左线隧道拱顶管片碎裂掉块

管片环编号破碎情况描述出现部位403,405,410,422,428,432拱顶1点钟方向沿环宽出现1条贯通性裂缝,缝宽约0.1mm距接缝约100～300mm434,436,441拱顶1点钟方向沿环宽出现2～3条贯通性裂缝,缝宽约0.1～0.2mm距接缝约200～500mm共计9环管片出现明显裂缝,且多以贯通性裂缝为主403,424,428,432,436,438,440拱顶11点钟方向接缝处局部碎裂掉块碎裂掉块尺寸以580mm×140mm×120mm(长×宽×深)为主,其中第438与436环沿环宽方向全部碎裂443,441,426,415,404拱顶1点钟方向接缝处局部碎裂掉块碎裂掉块尺寸以350mm×200mm×70mm(长×宽×深)为主,其中第441与443环沿环宽方向全部碎裂408,423,425,430,434拱顶12点钟方向接缝处局部碎裂掉块碎裂掉块尺寸以400mm×170mm×110mm(长×宽×深)为主,其中第434环沿环宽方向全部碎裂

2　数值计算模型与关键技术

2.1　数值计算模型

本文采用有限元软件MIDAS/GTS，对规划道路施工引起的地表大范围开挖卸载所导致下卧盾构隧道位移和内力的变化规律进行定量分析。计算采用二维平面应变模型、摩尔—库伦准则，在最不利断面处建立计算模型，模型尺寸为114 m×41 m(长×高)，隧道距离模型边界47 m(≥5D，D为隧道直径)，距离模型底部17 m，满足圣维南边界条件，采用位移边界条件，共包含1 428个节点、1 432个单元，如图5所示。

图5　计算模型

2.2　数值计算关键技术

数值模拟计算主要涉及以下4项关键技术。

(1)地表超载按20 kPa均布荷载考虑，土坡与地层的分层开挖以及道路基层与路面的施工回填，均按照具体分层原则一次施工到位。

(2)隧道开挖与管片衬砌施工对应的地层应力释放系数均取2∶8，模拟实际工程中盾构掘进对地层的扰动与围岩应力的释放。

(3)管片衬砌采用梁单元模拟，土层采用平面应变单元模拟。

(4)施工顺序：左线隧道开挖与衬砌→右线隧道开挖与衬砌→左线隧道上方土坡分层开挖→既有道路施工与地表超挖→地表回填。模拟方法：通过钝化与激活相关单元来模拟土层的开挖与回填。

3　地表开挖卸载引起盾构隧道位移的变化规律

道路施工中进行了大范围的地表开挖，开挖区域类似一个较大规模的基坑，引起坑底土体的回弹变形，由于盾构隧道沿纵向刚度较小，故在小变形范围内基坑下卧盾构隧道的位移(隆起或沉降)与坑底地层的变形是协调一致的。

3.1　隧道竖向位移的变化规律

不同施工阶段，隧道的隆沉情况主要反应在拱顶与拱底竖向位移的变化，因左线隧道位于道路的正下方，右线隧道位于道路的侧下方，所以对左、右线隧道分别进行分析。

3.1.1左线隧道拱顶和拱底竖向位移的变化规律

道路正下方的左线隧道不但受到开挖卸载的影响，而且还在一定程度上受到偏载的影响(见图5)。不同施工阶段左线隧道拱顶和拱底的竖向位移增量(各施工阶段的竖向位移与隧道竣工后竖向位移的差值)如图6所示。

图6　不同施工阶段左线隧道拱顶和拱底的竖向位移增量

由图6可知：地表大范围开挖卸载导致道路正下方左线隧道整体隆起，随着逐步卸载，隧道拱顶和拱底隆起趋势渐增，最大隆起值分别为52.7和38.8 mm，均发生在最大开挖深度阶段；从地表超挖至道路回填施工完成，隧道拱顶和拱底的竖向位移均先增大后减小，但变形是同步的，反应在拱顶和拱底间的竖向位移差基本维持在10～14 mm。

当隧道有最大隆起变形时[10]，开挖卸载引起的隧道竖向直径变化率为2.32‰。

当隧道贯通时，拱顶沉降为-27.5 mm，最大卸载时拱顶隆起为25.2 mm。由此可见，地表卸载引起的隧道竖向直径变化率为7.75‰>6‰(6‰为相关规范中要求的最大变形率[11])，如此大的位移变化幅度可能是引起左线隧道拱顶接缝一侧管片破坏的一个主要原因。

3.1.2右线隧道拱顶与拱底的竖向位移

道路侧下方的右线隧道受到地层开挖卸载的影响相对较小。不同施工阶段隧道拱顶和拱底的竖向位移增量(各施工阶段的竖向位移与隧道竣工后竖向位移的差值)如图7所示。

图7　不同施工阶段右线隧道拱顶和拱底的竖向位移增量

由图7可知，地表大范围开挖卸载导致侧下方右线隧道整体隆起，其中拱顶和拱底最大隆起增量分别达到23.4和19.4 mm，隧道竖向直径变化率为0.67‰，与左线隧道竖向位移的变化规律基本相似，但变化量明显减小。

右线隧道竖向直径变化率呈现先增大后减小、再增大的变化趋势，这主要是由于右线隧道受到卸载与偏载的共同作用，同时在地表超挖到一定深度以前，地层卸载的影响占据主导地位，当地表超挖到一定深度后，右线隧道两侧压力相差较大，偏载的影响占据主导地位。

3.2　隧道水平向位移的变化规律

不同施工阶段，隧道水平向位移的变化主要反应在两侧拱腰处。

3.2.1左线隧道水平向位移的变化规律

不同施工阶段左线隧道拱腰处的水平向位移增量(各施工阶段的水平向位移与隧道竣工后水平向位移的差值)如图8所示。

图8　不同施工阶段左线隧道拱腰处的水平向位移增量

由图8可知：左线隧道水平向位移的变化主要发生在地表超挖及其回填阶段，地表大范围超挖卸载导致道路正下方左线隧道整体水平位移为负(向左为负)，表明隧道向地层卸载方向偏移，右侧拱腰最大偏移达到-22.5 mm，同时隧道水平向位移先减小后增大，当地表超挖到最大深度时，隧道向卸载侧的偏移趋势最大，道路回填施工后，水平向位移与地表超挖前相当。在此期间，左线隧道左右拱腰水平向位移差的增量基本维持不变，稳定在-17～-21 mm。

另外，隧道水平向直径最大变化率为2.15‰，如考虑隧道贯通时已经发生的变形，隧道的竖向变形率为3.67‰<6‰，满足规范要求。

3.2.2右线隧道水平向位移的变化规律

不同施工阶段右线隧道拱腰处的水平向位移增量(各施工阶段的水平向位移与隧道竣工后水平向位移的差值)如图9所示。

图9　不同施工阶段右线隧道拱腰处的水平向位移增量

由图9可知：与左线隧道水平向位移的规律相似，地表大范围超挖卸载导致右线隧道水平向位移为负，即向卸载侧整体偏移，水平向位移先减小后增大，最大偏移值出现时刻与最大卸载时刻吻合。

同时，由卸载引起的右线隧道水平向直径最大变化率为0.82‰，如考虑隧道贯通时已经发生的变形，右线隧道的竖向变形率为1.48‰<6‰，满足规范要求。

另外，由以上分析可知，不论是左线隧道还是右线隧道，其水平向直径的缩小与竖向直径的增大是对应的，同时竖向直径的增大幅度要大于水平向直径的减小幅度。

4　地表大范围超挖卸载引起盾构隧道内力的变化规律

地表大范围超挖与回填施工，导致围岩压力与隧道衬砌结构内力随之变化，进而会对衬砌结构的承载力和稳定性产生影响。

4.1　衬砌弯矩的变化规律

在隧道贯通、土坡开挖、地表开挖以及地表回填阶段，衬砌弯矩的分布如图10—图13所示。

图10　隧道贯通后衬砌的弯矩分布(单位：kN·m)

图11　土坡开挖后衬砌的弯矩分布(单位：kN·m)

由图10—图13可知：地表大范围超挖与回填施工对右线隧道衬砌弯矩的影响不大，但是对左线隧道衬砌弯矩的影响显著，开挖导致左线隧道弯矩明显减小，拱顶处弯矩由162.8 kN·m减小到41.1 kN·m，并导致左线隧道拱顶处局部区域由内侧受拉转变为外侧受拉，隧道左半断面尤其明显，弯矩由41.1 kN·m减小到-25.2 kN·m(外侧受拉为负)；地表回填后，隧道拱顶处再次转变成内侧受拉。

图12　地表超挖后衬砌的弯矩分布(单位：kN·m)

图13　地表回填后衬砌的弯矩分布(单位：kN·m)

4.2　左线隧道内力的变化规律

不同施工阶段地表开挖卸载引起正下方左线隧道内力的变化规律如图14和图15所示。

图14　不同施工阶段左线隧道拱顶处的内力

图15　不同施工阶段左线隧道拱底处的内力

由图14和15可知：土坡开挖阶段，左线隧道拱顶和拱底的弯矩均急剧下降，地表大范围超挖及其回填阶段没有引起拱顶处弯矩的明显波动，但是地表超挖却导致隧道拱顶处弯矩出现负值，由内侧受拉演变为外侧受拉，地表回填后弯矩稳定在45 kN·m左右；隧道拱顶与拱底轴力的变化主要出现在地表最大超挖阶段，其中左线隧道拱顶和拱底的轴力分别降低至361和457 kN，而且弯矩的最小值均出现在最大超挖阶段。

由以上分析可知，地表大范围超挖卸载对隧道拱顶和拱底内力的影响主要体现在弯矩减小、轴力基本不变，弯矩的减小主要集中在土坡开挖阶段，轴力的波动主要体现在地表超挖及其回填阶段。由于隧道衬砌属于典型的压弯构件，内力的变化不会对衬砌结构的承载力与安全产生明显的不利影响。

现场发现左线隧道拱顶管片出现大量的裂缝与碎裂掉块现象。分析其原因主要有：在结构内力变化几乎不影响构件承载力与安全的前提下，由于地表大范围开挖卸载，导致左线隧道竖向直径变化率较大，拱顶纵缝由内侧张开转变成外侧张开、内侧挤压，拱顶处由内侧受拉转变成外侧受拉，随后又转变成内侧受拉，再加上小曲线半径条件下管片拼装质量较差，使得踏步与错台现象比较明显，拱顶纵缝两侧管片块由平整接触转变为线与面的不平整接触(见图16)，在轴力基本不变的情况下，导致左线接触侧管片均出现不同程度的碎裂。

图16　隧道拱顶纵缝两侧管片不平整接触示意图

4.3　右线隧道内力的变化规律

不同施工阶段地表大范围超挖卸载引起右线隧道的内力如图17和图18所示。

由图17与18可知：土坡开挖阶段，右线隧道拱顶与拱底的弯矩有所下降(下降约15%)，地表超挖及其回填阶段，弯矩先增大后减小，最终的稳定值与土坡开挖完成阶段相当，分别为165和156 kN·m；同时，轴力的波动主要是由地表超挖引起的，拱顶和拱底的轴力最大下降幅度分别为23.9%和13.4%，均出现在最大卸载阶段。

图17　不同施工阶段右线隧道拱顶处的内力

图18　不同施工阶段右线隧道拱底处的内力

在最大卸载阶段，右线隧道拱顶和拱底的轴力最小，而对应的弯矩却最大(M=230 kN·m，N=344 kN)，这对衬砌结构承载力不利，可能会导致隧道拱顶或顶底处开裂或局部破碎。

另外，与左线隧道相比，右线隧道内力波动范围较小，尤其是弯矩的变化，受地层卸载的影响相对较小。

5　管片修补方案

基于既有城市地铁管片修补经验[12]，经过深入研究，最后形成的管片修补方案原则如下。

(1)对于裂缝宽度在0.5 mm以下非贯穿性且不影响结构承载力的裂缝，用改性环氧树脂注浆材料灌注处理。

(2)对于裂缝宽度在0.5 mm以上的裂缝，先用改性环氧树脂注浆材料灌注处理，并在表面骑缝粘贴碳纤维片材1层，裂缝两侧外延至少各150 mm，保证碳纤维片材宽度至少为300 mm。

(3)对于不影响管片承载力的破碎掉块，采用环氧砂浆填充抹平，且应与未修补混凝土面平整；对于破碎范围较大、可能影响构件承载力与安全的破碎掉快，还应在表面骑缝粘贴碳纤维片材进行结构补强。

基于以上修补原则修补后的管片如图19所示，其承载力完全能够满足地铁安全运营的要求。

图19　现场修补后的管片

6　结　论

(1)隧道整体呈隆起趋势，同时呈现水平向直径减小、竖向直径增大的变形规律，隧道横断面由“横鸭蛋”转变成“竖鸭蛋”形式。

(2)隧道拱顶和拱底的弯矩减小、轴力基本不变，这对衬砌结构安全的影响不大，但同时导致拱顶处局部区域由内侧受拉转变成外侧受拉，拱顶接缝由内侧张开转变为外侧张开、内侧挤压，同时接缝两侧管片的不平整接触(错台)，加剧了拱顶接缝一侧管片的裂缝与破碎。

(3)对盾构隧道衬砌结构安全的威胁主要来自隧道拱顶处内侧挤压、隧道竖向椭圆度的增加和接缝两侧管片的不平整接触(错台)，而非衬砌结构内力的变化。

(4)右侧隧道轴力减小、弯矩增大，对衬砌结构的受力和稳定性不利。

(5)对于管片的裂缝宜采用改性环氧树脂灌注处理，破碎掉块处宜采用环氧砂浆填充；对影响构件承载力与安全的管片裂缝或破碎(如沿管片环宽方向贯通的裂缝或破碎处)，还需粘贴碳纤维进行结构补强。

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