潘 涛
（上海隧道工程有限公司 上海 200232）
随着城市地铁修建规模的不断扩大，大量的地铁线路不可避免的交会在城市的中心地带，这些地方周围往往路网密集，因而在修建新地铁路线的过程中难免会出现拟建地铁交叉穿越既有地铁线路的情况，在此类穿越净距小，叠交距离较长的工况下进行盾构施工，不仅会使既有线路的结构产生内力和附加变形，对其产生不利的影响［1-2］，盾构掘进还会对地层结构造成扰动影响［3-5］。因此，进行软土地区多线叠交盾构隧道近距离施工扰动机制的研究具有重要的理论和现实意义。
目前，许多学者针对多线叠交隧道上下交叉近接盾构施工的情况进行了研究。GHABOUSSI 等人［6］采用数值模拟方法，研究了新建隧道上穿两条既有隧道时，重点分析既有隧道衬砌内力随施工步的变化规律。KIM［7］针对净距较小的隧道盾构施工中的相互影响进行了模型试验，重点研究了衬砌短期的变形。LIU 等人［8］结合有限差分FLAC3D 软件和现场监测的方法，分析上穿隧道施工对下方既有隧道上浮规律的影响。何永洪等人［9］采用FLAC3D 软件建模对盾构隧道下穿高速铁路客运专线隧道进行数值模拟分析，优化工程设计及施工方案；
余涛等人［10］分析研究了在不同掌子面掘进压力和不同盾尾注浆压力下地表和房屋位移变化规律；
李科［11］结合“混合离散法”，采用有限差分软件FLAC3D 对双线盾构隧道三维开挖最不利工况进行数值模拟，分别探究下穿高速公路路堑边坡、路面及隧道结构的位移及应力变化，以探究隧道下穿机场高速公路的稳定性。肖国微等人［12］结合实测数据和数值模拟，研究不同软硬岩比例的复合土层中盾构掘进对地表沉降的规律。金大龙［13］等通过离心模型试验方法，分析了小净距隧道群施工对周围土体应力影响规律，揭示了盾构多次近距离穿越施工引起既有线变形及受力变化机理。
注浆范围和注浆压力是隧道盾构推进过程中影响周围土体变形和临近结构变形的重要施工参数。KASPER 等人［14］采用数值模拟方法，提出壁后浆体压力分布范围，位置以及形式对地层变形和管片受力具有决定性作用。BEZUIJEN 等人［15］基于对Sohpia 隧道壁后注浆压力进行实时监测表明，浆体压力表现为上小下大的形式，注浆初期浆液压力波动较大，随着时间推移，注浆压力逐渐趋向于地下水压力值。申健昊［16］基于四线隧道下穿对既有隧道的影响，研究施工扰动对既有结构的沉降控制，考虑了注浆范围和注浆压力的大小应根据既有隧道下方土压力的分布规律。但注浆压力都不能过大或过小，否则会对既有隧道和地表结构安全造成不利影响［17-18］。
本文依托宁波轨道交通5号线双线并行近距离上穿既有轨道交通2 号线工程，形成两层隧道四线呈斜角相互叠交的特殊工况，采用数值模拟和现场监测相结合的方法，研究了盾构斜交上穿施工时注浆范围和注浆压力对既有隧道变形和地表沉降的影响，以期为近距离多线叠交盾构隧道的施工提供建议。
宁波轨道交通5 号线同德路站～石碶站区间在鄞县大道与雅戈尔大道路口处上穿运营的宁波轨道交通2 号线鄞州大道站～石碶站区间隧道，隧道纵坡为“V”型坡，隧道顶部埋深8.44～17.86 m，线路最小纵坡0.2%，最大纵坡2.5%。各个线路之间的位置关系如图1所示。
5 号线与2 号线呈约76°角斜交状态，在两者交叉区域内，根据提前50 m 进入影响范围考虑，5 号线上行线约904 环～985 环为穿越影响区，此处隧道顶覆土埋深约10.7 m，穿越时5 号线隧道底部距离2 号线下行线隧道顶部1.239 m，距离2 号线上行线隧道顶部1.167 m。5 号线下行线约917 环～995 环为穿越影响区，此处隧道顶覆土埋深约10.7 m，穿越时5号线隧道底部距离2 号线下行线隧道顶部1.233 m，距离2 号线上行线隧道顶部1.170 m。对应2 号线的影响范围是上行线743～818 环，下行线747 环～822 环。叠交段推进速度长度为8环/d，非叠交段推进长度为10环/d，每环1.2 m。
隧道采用通用环类型管片衬砌，隧道外径6.2 m，隧道内径5.5 m，管片标准幅宽1.2 mm，厚度0.35 m，错缝拼装。隧道区间主要穿越土层为：②2b淤泥质粘土、⑤1a 黏土、⑤1b 粉质粘土、⑤1T 砂质粉土。基本位于中密和稍密的黏土层中，局部夹杂可塑粉质黏土和砂质粉土，如图2所示。
图2 新建隧道上穿区域纵断面示意图Fig.2 Schematic Diagram of the Vertical Section of the Newly-built Tunnel Upward Crossing Area
根据《城市轨道交通结构安全保护技术规范：CJJT/T 202—2013》，从接近程度判断，拟建轨道交通5 号线盾构隧道与轨道交通2 号线结构的相对净距为1.2 m＜1.0D（D为盾构法轨道交通结构的隧道外径），属于非常接近，因此轨道交通5 号线同德路站～石碶站区间的上穿施工可能会对轨道交通2号线盾构隧道造成不利影响。
现采用FLAC3D 有限差分数值模拟来探讨注浆范围和注浆压力的不同工况下对既有隧道结构安全和地表沉降的影响。
2.1 盾构施工模拟
在FLAC3D 程序中，通常采用空单元法和刚度迁移法［19］和等代层［20］来实现盾构的掘进过程模拟。对盾构掘进全过程进行三维数值模拟过程中，大部分重要环节将被考虑，以尽可能地模拟出盾构施工对既有隧道，地表沉降和地层的扰动。
2.1.1 盾构机的模拟
盾构机在隧道开挖过程中起到的作用主要包括掘削面支护压力平衡、盾构机壳体刚性支护、超挖及推进反力影响等。计算中将盾构掌子面土体钝化，施加掌子面推力，激活盾壳，按每标准环宽1.2 m 一个开挖步进行开挖模拟。
2.1.2 盾尾空隙的模拟
计算中落后掌子面10 个开挖步（盾壳按12 m 长考虑）钝化一环盾壳，激活等代层，以模拟盾尾脱出。
2.1.3 管片与注浆层的模拟
管片衬砌厚度较薄，占用体积小，故在模拟中采用结构单元，在注浆层硬化后产生支护作用。计算中落后掌子面10个开挖步激活盾构管片，并施加注浆压力，在落后掌子面11 个开挖步处提高加固圈参数，模拟注浆层硬化的时效特性。每个盾构推进环进行的模拟内容如图3所示。
图3 盾构推进过程的模拟Fig.3 Simulation of Shield Advance
2.2 计算模型及参数
数值模拟选取5 号线上穿2 号线形成地类十字交叉处的一段进行模拟分析。5号线上穿呈76°斜角，为简化计算，不考虑轨道交通线路的曲率。模型整体尺寸为长×宽×高=150 m×150 m×80 m，如图4 所示。模型四周施加法向位移约束，顶部设定为自由面。本构关系采用Mohr-Coulomb 理想弹塑性模型，盾构穿越地层主要为中密和稍密的黏土层，地层土体和注浆体的物理力学参数如表1所示。
表1 地层物理力学计算参数Tab.1 Physical and Mechanical Calculation Parameters of Formation
图4 三维有限差分网格划分示意图Fig.4 Schematic Diagram of 3D Finite Difference Meshing
盾构隧道开挖外径6 200 mm，隧道内径5 500 mm，盾尾空隙采用厚度0.35 m，均质弹性的等代层进行模拟，材料物理力学参数如表2所示。
表2 材料物理力学计算参数Tab.2 Physical and Mechanical Calculation Parameters of Materials
2.3 计算工况及控制标准
按照5号线上行线及下行线先后施工的顺序，并探讨盾构开挖过程中，注浆压力和注浆范围的不同对既有隧道2号线的影响。本文注浆压力共设置4种工况，注浆范围设置4种方案，设置情况如表3和表4所示。
表3 注浆压力计算工况Tab.3 Grouting Pressure Calculation Condition
表4 注浆范围计算方案Tab.4 Calculation Plan of Grouting Range
3.1 监测方案
测点主要沿5 号线线路中心竖直布置，将5 号线盾构隧道在2 号线投影并向两侧各外延10 m 的区域作为重点区域，每2 环1 个监测断面，其它区域5 环1 个监测断面。每个监测断面包含地表沉降监测点、结构沉降监测点、水平收敛。S 为上行线，X 为下行线，监测点布置情况如图5所示。
图5 监测点布点示意图Fig.5 Schematic Diagram of Monitoring Point Layout
3.2 盾构上穿开挖对既有隧道结构沉降的影响
3.2.1 地表沉降
由图6 可知，在5 号隧道开挖过程中，地层损失与开挖卸荷作用对地表沉降影响较大，5S#（即5 号上行线）隧道穿越远离后，地表沉降达到单线开挖情况下的最大值，约为14.69 mm，这与数值模拟结果较为接近；
而在5X#（即5 号下行线）隧道穿越过程中，地表沉降变化趋势与5S#隧道穿越期间相似，但由于隧道间相互制约的影响，隧道周边地层处于多次扰动状态，该条件下的施工扰动表现为土体应力释放，因此，地表沉降值要大于5S#新建隧道穿越远离后沉降值发展到最大值，约为26.54 mm，现场结果与数值模拟结果吻合程度较好。
图6 盾构上穿既有隧道的地表沉降曲线Fig.6 Surface Settlement of Existing Tunnel Caused by Shield Above-crossing
3.2.2 既有隧道的竖直位移
在新建隧道的施工过程中，由于隧道上方土体的卸载必然会引起地层中应力的重新分布，从而导致既有隧道在竖向产生一定的上浮现象。由图7 可知，在呈斜角上穿过程中，2X#和2S#（即2 号下行线和上行线）既有隧道均表现为明显的上浮趋势，5S#新建隧道穿越完成后，2条既有隧道上浮值在5X#穿越完成后持续增加。这是由于在开挖5S#隧道时，既有隧道和新建隧道间的影响较为明显，周围地层受到多次施工扰动影响。在5S#新建隧道穿越远离后，2条既有隧道上浮量达到最大，且既有隧道最大上浮值产生于2 条新建隧道的中部，这主要是由于既有隧道自身刚度对上浮值及上浮位置的分布影响较大，由于隧道刚度对土体的约束作用，使最终变形趋向于对称分布。
图7 盾构上穿既有隧道竖直位移曲线Fig.7 Vertical Deformations of Existing Tunnel Caused by Shield Above-crossing
累计2号线隧道顶部在新建隧道盾构施工过程中的沉降值随时间的变化规律，如图8所示。可知，既有隧道2 号线在斜角上穿过程中，隧道顶部的竖直位移分别在5S#和5X#施工期间快速上升，呈现上浮趋势，随着新建隧道单线的开挖结束，既有隧道的竖直位移趋于稳定。5S#开挖结束后，既有隧道上浮约2.16 mm；
5X#开挖结束后，最终既有隧道累计上浮约4.39 mm，并且2 号上下线竖直位移趋于一致。但是2X#的竖直位移总是先于2S#产生，并且在上升区域的末期，2S#的竖直位移才有明显的上升趋势，这个位移变化的时间差在数值模拟的结果对比中尤为明显。这是由于5号线的盾构开挖路线，先经过下行线在经过上行线，因此造成了位移变化的时间差异。
图8 盾构上穿既有隧道竖直位移时程曲线Fig.8 Time-history Curve of Vertical Deformations of Existing Tunnel Caused by Shield Above-crossing
3.2.3 既有隧道的水平收敛
隧道结构的净空收敛是反映盾构管片与周边地层力学形态变化的直接、显著的参数。从图9 可以看出，在5 号线开挖过程中，2 号线下行线既有隧道的水平收敛位移为-1.0～0.7 mm。在5S#开挖过程中，收敛位移变化最大出现在两条新建隧道与既有隧道的中轴线位置，约为-0.6 mm；
由于地层的扰动，5X#开挖时，5S#下方的隧道水平收敛值稍许增加，并在新建隧道中部和5X#下方达到极值，最大值约为-1.0 mm。2号线上行线既有隧道的水平收敛有着相似的变化规律。结合数值模拟结果与监测数据，水平收敛在既有隧道的中轴线位置和后开挖隧道下方位置波动较为显著，但既有隧道结构自身水平变形较小，说明上穿施工过程中对既有隧道的水平变形影响范围较小。
图9 盾构上穿既有隧道水平收敛曲线Fig.9 Horizontal Convergence of Existing Tunnel Caused by Shield Above-crossing
累计2 号线隧道在新建隧道盾构施工过程中2 号线的穿越段中轴线位置和-5D位置的水平收敛值随时间的变化规律，如图10 所示。可知，穿越段中轴线位置和-5D位置的水平收敛值分别在新建隧道的两段施工期间处于快速上升阶段，并达到极值，之后处于波动稳定阶段。新建隧道中间处最大水平收敛值约为-1.51 mm，-5D位置处的最大水平收敛值约为-1.0 mm，与图9 结果一致。2 号线水平收敛的实测值在快速上升阶段的差别较小，无法反映穿越段施工过程对既有隧道的影响，而根据数值模拟结果，2号线下行线的结构变形明显早于上行线，与图8结果相类似。
图10 盾构上穿既有隧道水平收敛时程曲线Fig.10 Time-history Curve of Horizontal Convergence of Existing Tunnel Caused by Shield Above-crossing
根据区间隧道图纸及既有线路运营要求控制标准：盾构掘进穿越时地层损失率≤0.3%，附加沉降≤5 mm，水平位移≤5 mm，管片附加纵横径变形≤5 mm，隧道变形曲线的曲率半径R≥15 000 m，相对变曲≤1/2 500 m，5号线绝对沉降量及水平位移量小于20 mm。
根据此要求，参数设定的原则是：掘进过程中让地铁2 号线隧道允许适当上抬，隧道的隆起量控制在0～3 mm 之间，在盾构穿越完成并且地铁2号线隧道稳定后的最终沉降量控制在5 mm 范围内，些许超出预期控制范围，因此对盾构隧道进行二次补偿注浆，来研究二次注浆对周围土层以及既有隧道的影响。
4.1 注浆压力优化
在实际施工中，注浆压力过大或过小都不利于控制地表沉降和已有隧道的结构变形，并且注浆压力过大会影响隧道管片的受力。研究不同注浆压力的影响时，保证其他参数不变，二次注浆范围为隧道穿越段分别向两侧延伸2D距离，注浆压力工况如表3所示。
4.1.1 地表沉降
地表最大沉降值随注浆压力变化的曲线如图11所示。可以看出，地表最大沉降值随着注浆压力增大而逐渐减小，且两者之间的关系是非线性。当注浆压力趋于0.2 MPa 时，地表沉降值仍大于15 cm，对地表沉降的控制不足。当注浆压力趋于0.3 MPa 时，控制地表沉降的能力大大提高。注浆压力大于0.4 MPa时，地表沉降已经很小，并且穿越段上方范围内地表有轻微隆起的现象。故通过调整注浆压力改善地表沉降时，要把注浆压力控制在0.3～0.4 MPa 的范围之内，此时的沉降量控制比较理想，持续地增加注浆压力反而可能会起到相反的效果。
图11 不同二次注浆压力情况下地表沉降曲线Fig.11 Surface Settlement Curves of Different Secondary Grouting Pressures
4.1.2 既有隧道的竖直位移
2 号线的结构位移随注浆压力变化曲线如图12所示。由图12可知，当注浆压力处于0.1～0.2 MPa时，对2 号线隧道的结构沉降有一定的影响，隧道沉降峰值在2～3 mm 之间。注浆压力大于0.3 MPa 时，2 号线的结构沉降峰值降为零，控制效果明显。继续加大注浆压力，隧道结构沉降由“上浮”转变为“下沉”，但是过大的注浆压力容易破坏管片衬砌，损坏盾尾密封，所以要慎重使用较大的注浆压力。注浆压力的改变对结构收敛的影响很小，这里不做分析。综合考虑对地表沉降和2 号线结构位移的控制效果和施工安全，注浆压力选择0.3～0.4 MPa。
图12 不同二次注浆压力情况下的既有隧道竖直位移曲线Fig.12 Vertical Displacement Curves of Existing Tunnels with Different Secondary Grouting Pressures
4.2 注浆压力优化
注浆加固范围不仅决定了地层加固范围，而且与工程造价有直接关系。若注浆范围过大，则不仅造成浆液浪费，而且也增加了施工量，导致工程造价升高；
若注浆范围过小，则达不到预期的加固效果，给桥梁的稳定造成隐患。因此，最优注浆范围的确定是注浆设计中的一个重要环节。为了研究不同注浆范围的控制效果，其他参数不变，注浆压力为0.3 MPa，设计了4 种注浆范围的加固方案进行对比，不同注浆范围方案如表4所示。
4.2.1 地表沉降
地表最大沉降值随注浆压力变化的曲线如图13所示。从图13 可以看出，针对穿越段上方的地表沉降，4 个方案都能起到一定的控制作用。方案2～4 的地表最大沉降值分别为10 cm、6 cm、4 cm，相对于方案1，地表最大沉降值分别减少了33.3%、60.0%、73.3%。方案1～4之间的沉降差值分别为5 mm、4 mm、2 mm，可见方案3 之后对沉降值的控制效果在减弱，两者的控制效果相差不大，但是方案3的注浆范围更小。
图13 不同注浆范围情况下地表沉降曲线Fig.13 Surface Settlement Curves of Different Grouting Ranges
4.2.2 既有隧道的竖直位移
图14为2号线的结构位移随注浆压力变化曲线。从图14可以看出，方案2～方案4的结构最大沉降值分别为1.8 mm、1.2 mm、0.9 mm，相对于方案1，地表最大沉降值分别减少了37.9%、58.6%、68.9%。这与对地表沉降的控制效果类似，方案3的注浆范围尽管更小，但是减小结构沉降的效果与方案4接近。
图14 不同注浆范围情况下的既有隧道竖直位移曲线Fig.14 Vertical Displacement Curves of Existing Tunnels with Different Grouting Ranges
⑴盾构斜交上穿施工过程中引起的下卧既有隧道2 号线的结构变形总体以上浮为主，结构自身变形较小，主要集中在穿越段中部和5 号下行线下方范围内。地表最大沉降为26.54 mm、隧道结构竖向位移为-0.35～4.39 mm、水平收敛位移为-0.23～（-1.50）mm。
⑵结合盾构开挖施工时间，由于新建隧道推进方向依次经过2号下行线和上行线，所以既有隧道2号下行线的结构沉降和变形总是先于上行线，并在穿越段中部，2号上行线的结构沉降和变形开始快速上升。
⑶ 针对相同注浆范围不同注浆压力工况的对比，注浆压力控制在0.3～0.4 MPa 的范围内，此时的地表沉降和隧道结构沉降控制比较理想，过大的注浆压力容易破坏管片衬砌，损坏盾尾密封，并导致地表隆起现象严重，损坏浅地层线路。
⑷ 针对相同注浆压力不同注浆范围工况的对比，随着注浆范围的扩大，对于地表沉降以及隧道结构沉降的控制效果在不断减小，综合考虑施工、经济以及对周边环境的影响，在穿越段的基础上向两侧延伸2D～5D（盾构开挖直径）的距离进行二次补偿注浆，对地表和既有隧道结构沉降的控制效果最佳。
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