Construction Stability of Rectangular Pipe Jacking Shield Tunnel Crossing High-Speed Railway in Composite Stratum
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摘要: 为保证矩形顶管盾构隧道下穿高铁近接施工的稳定性，以某火车站东侧地下通道工程为例，采用ABAQUS有限元分析软件建立了复合地层下穿高铁矩形顶管盾构隧道近接施工的精细化计算模型，分析了硬岩比、埋深因子和管节因子对复合地层顶管盾构隧道近接下穿施工时地表位移、轨道变形、管节收敛和安全系数的影响。结果表明：随着复合地层硬岩比的增加、埋深因子的减小和管节因子的增加，矩形顶管盾构隧道施工时的地层位移极值、地表沉降、上覆高铁轨道变形和管节收敛逐渐减小，管节安全系数逐渐增加，复合地层矩形顶管盾构隧道的施工稳定性提升。研究结果可为类似工程施工提供参考。Abstract: To ensure the construction stability of rectangular pipe jacking shield tunnel, taking the underground passage project on the east side of a railway station as the case study, the refined model of rectangular pipe jacking shield tunnel under high-speed railway in composite stratum was established using the finite element software ABAQUS. The effects of hard rock ratio, buried depth and pipe joint factors on surface displacement, track deformation, pipe joint convergence and safety factor were analyzed. The results show that with the increase of hard rock ratio in composite stratum, the decrease of buried depth factor and the increase of pipe joint factor, the extreme value of stratum displacement, surface settlement, the overlying high-speed rail track deformation and pipe joint convergence gradually decrease, the safety factor of pipe joint gradually increases, and the construction stability of rectangular pipe jacking shield in composite stratum becomes better and better. The research conclusion can provide reference for similar projects.
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随着城市化的快速发展，大断面、长距离、异形化隧道在我国城市地下空间建设中的需求越来越大。矩形顶管隧道因其土地利用率高、施工扰动小，常被应用在城市地下通道和管廊的建设中[1-2]。如何保证矩形顶管盾构隧道施工自身稳定、减小施工影响是当前亟待解决的问题之一[3-4]。
目前，人们对矩形盾构隧道开展了大量研究，例如：陈家康等[5]依托上海北横通道工程，研究了复合地层超大直径泥水盾构施工开挖面泥水压力的确定方法，并与实测数据进行了对比分析；柳献等[6]、Zhang等[7]研究了类矩形隧道节点、螺栓位置、新型接头等参数对衬砌性能的影响；Pham等[8]研究了类矩形隧道在地震荷载作用下的力学性能，分析了水平加速度、土体参数和衬砌厚度对类矩形隧道地震响应的影响；李培楠等[9]、Duan等[10]研究了类矩形盾构尾部注浆浆液扩散充填规律及压力空间分布，推导了类矩形盾构注浆压力计算理论模型；司金标等[11]、张雪辉等[12]研究了软弱地层中类矩形盾构施工引起的地表沉降规律；贾远航[13]、Zhang等[14]借助数值模拟和模型试验等方法研究了类矩形隧道施工对地下管线的影响。以上文献中针对复杂环境中矩形顶管盾构隧道的研究较少，结合近接下穿高铁等工程特点的文献报道更是鲜见。
本研究将以某火车站南北广场东侧地下通道工程为例，建立复合地层下穿高铁矩形顶管盾构隧道近接施工的精细化计算模型，分析硬岩比、埋深因子和管节因子对复合地层顶管盾构隧道下穿施工时地表位移、轨道变形、管节收敛和安全系数的影响，以期为类似的大断面矩形顶管盾构隧道施工提供参考。
1. 工程概况
某火车站南北广场东侧地下通道全长778.0 m，其中矩形顶管盾构段单线长225.0 m，其余为明挖暗埋段+U型槽段。矩形顶管盾构顶推段下穿10股既有高铁股道，采用4台矩形顶管盾构机施工，管节宽12.6 m，高7.65 m，壁厚0.8 m，标准管节长度1.8 m，0.3%下坡。顶管盾构近接下穿既有高铁，两者空间上近似正交（85°～89°），盾构管节与高铁路床底的距离为2.4～3.8 m，如图1所示。此外，顶管盾构施工区间需穿越复合地层，地质层由上向下依次为素填土层、粉质黏土层、全风化花岗岩层及中风化花岗岩层，如图2所示。如何在保证超大矩形顶管盾构隧道施工稳定的前提下尽可能减小顶管推进对既有高铁的影响，同时保证既有高铁的安全运营，是该工程的难点之一。
图 1 矩形地下通道与高铁的位置关系Figure 1. Location relationship between rectangular underpass and high-speed railway2. 计算工况及监测布置
2.1 计算工况
假设复合地层中地层均为水平层状分布，定义复合地层硬岩比n为顶管盾构隧道开挖面硬岩高度h与洞高h0之比。本研究拟对复合地层顶管盾构隧道顶进时埋深（C）、硬岩比（n）、管节长度（d）等因素的施工影响规律进行分析，计算工况见表1，共设54组。
表 1 计算工况Table 1. Calculation casesInfluence factor Value of influence factor Impact factor Value of impact factor Burial depth C0=4.2 m ζC= C/C0 1.00，1.50，2.00 Hard rock ratio h0=7.65 m n= h/h0 0，0.25，0.50，0.75，1.00 Length of pipe joint d0=1.8 m ζd= d/d0 1.00，2.00，3.00 2.2 计算模型
采用ABAQUS有限元分析软件建立复合地层矩形顶管盾构隧道施工模型，如图3所示，以n=0.5为例。模型长、宽、高分别为95、54和40 m，复合地层为水平层状分布，隧道两侧距大于3倍洞径。顶管盾构单环管节长1.8 m，共设置30个开挖步。矩形顶管隧道与上覆高铁的位置关系简化为空间垂直，不考虑斜交角度的影响。土体采用Mohr-Coulomb本构，管节和钢轨采用弹塑性本构。模拟矩形顶管盾构隧道掘进的施工步骤：(1) 开挖首环管节前1.8 m土体，给首环管节施加1.8 m位移，以模拟管节顶进；(2) 开挖首环管节前1.8 m范围内土体，给第2环管节施加1.8 m位移，第1环和第2环管节共同顶进；(3) 继续开挖首环管节前1.8 m范围内土体，给第3环管节施加1.8 m位移，第1～3环管节共同顶进；(4) 以此类推，直至第30环管节顶进完成，矩形顶管盾构掘进完成。顶管盾构掘进采用Surface to surface接触，法向采用Hard contact算法，切向采用Penalty算法，开挖采用Model change算法，假设顶管盾构掘进过程中开挖面位移为零。
模型中地层、高铁和管节的物理力学参数参照地勘报告、室内试验和相关规范[11]选取，见表2。
表 2 计算参数Table 2. Calculation parametersStructure Density/(kg·m−3) Elastic modulus/MPa Poisson’s ratio Internal friction angle/(°) Cohesion/MPa Soft rock 1860 210 0.37 18 0.0005 Hard rock 2500 6000 0.25 45 1 Track 7800 2.06×105 0.23 Ballast 2500 130 0.35 Segment 2500 3.45×104 0.25 Sleeper 2450 3.15×104 0.20 Foundation 2300 2.80×104 0.33 2.3 监测点布置
模型地表监测点和管节监测点的布置如图4所示。
3. 计算结果及分析
3.1 硬岩比的影响
3.1.1 位移分析
矩形顶管盾构在不同硬岩比（n）的复合地层中顶进后的位移云图如图5所示（以ζC=1.0，ζd=1.0，n为0和0.50为例）。由图5可知，n为0、0.25、0.50、0.75和1.00时，顶管盾构位移的极大值分别为14.45、10.79、7.71、5.08和4.85 mm。位移极大值随n的增大而逐渐减小，说明顶管盾构在n较大的复合地层中的沉降控制效果更优异。
图 5 矩形顶管盾构在不同硬岩比复合地层中顶进后的位移云图Figure 5. Displacement nephogram of rectangular pipe jacking shield after jacking in composite strata with different hard rock ratios提取地表中心点（D4测点处）沉降、轨道变形和管节的位移收敛曲线，如图6所示。
图 6 地表中心点沉降、轨道变形和管节的位移收敛曲线Figure 6. Settlement at the center of the surface, track deformation and segment convergence由图6可知：(1) 顶管盾构隧道在软岩中顶进时，即n=0时，D4测点处位移最大，为−6.03 mm；随着n的减小，D4测点处位移逐渐减小，n为0.25、0.50和0.75时的位移极值分别为−4.89、−3.92和−3.07 mm；当开挖面范围内全是硬岩，即n=1.00时，D4处的位移极大值仅为−2.92 mm。(2) 当n=0时，轨道变形极值为−5.78 mm；随着n的增大，高铁沉降极值逐渐减小，n为0.25、0.50和0.75时，轨道变形极值分别为−4.59、−3.60和−2.74 mm；n=1.00时，沉降极值为−2.57 mm。(3) n=0时，管节竖向收敛极值为−13.24 mm；随着n的增大，管节竖向收敛逐渐减小，n为0.25、0.50和0.75时的竖向收敛分别为−9.57、−6.55和−4.82 mm；n=1.00时，管节竖向收敛为−4.08 mm。
3.1.2 轨道应力分析
矩形顶管在不同硬岩比的复合地层中掘进后轨道的应力-距离曲线如图7所示。由图7可知：轨道应力在顶管盾构轴线两侧30 m范围内有剧烈变化，且不同n下轨道的应力变化规律相同，应力极值主要出现在拱顶上方，距左（右）侧6.5、10.0和22.0 m处。从图7还可以看出：当n=0时，高铁轨道应力极值为3.46 MPa；随着n的增大，应力极值明显减小，n为0.25、0.50和0.75时，轨道的应力极值分别为2.90、2.26和1.99 MPa；当n=1.00时，轨道应力极值减小至1.82 MPa。
3.1.3 管节安全系数
选取管节安全系数表征顶管盾构隧道近接下穿高速铁路段施工时盾构管节的安全稳定性，安全系数参照《公路隧道设计规范》[15]计算得到。不同硬岩比的复合地层中顶管盾构掘进完成后，首环管节安全系数如图8所示，其中环向数值为测点号，径向数值为最小安全系数。
由图8可知，测点14和测点15是管节最危险测点。以测点14为例，n为0、0.25、0.50、0.75和1.00时，其安全系数分别为0.10、0.14、3.19、7.32和9.95，n小于0.50时安全系数小于阈值2.00，管节结构存在失稳的风险。随着硬岩比的增大，管节安全系数逐渐增大，管节安全性能变好。综上所述，复合地层下穿高铁矩形顶管盾构隧道掘进时，硬岩比越大，地表沉降和轨道变形控制效果越好，管节安全性越好，轨道应力越小，隧道施工稳定性越好。
3.2 埋深因子的影响
3.2.1 位移分析
矩形顶管盾构在不同埋深因子（ζC）的复合地层中掘进时，地层沉降、轨道变形、管节收敛和安全系数如图9所示（以n=0.50为例）。
当ζC=1.00时，地表D4点沉降极值为−3.45 mm；ζC为2.00和3.00时，沉降极值分别为−4.11和−4.37 mm；随着ζC的增大，顶管盾构在复合地层掘进导致的地表沉降增大。ζC=1.00时，轨道的变形极值为−3.41 mm；随着ζC增大，轨道变形也缓慢增大，当ζC为2.00和3.00时，轨道的最大变形分别为−4.01和−4.25 mm。随着ζC的增大，管节收敛也逐渐变大，ζC为1.00、2.00和3.00时，管节的收敛极值分别为−6.21、−4.97和−5.41 mm。随着ζC的增大，管节安全系数极小值减小，当ζC为1.00、1.50、2.00时，管节安全系数极小值分别为2.49（测点3处）、0.11（测点14处）和0.17（测点14处）。
3.2.2 轨道的应力分析
不同埋深因子ζC下高铁轨道的应力-距离曲线如图10所示（以n=0.50为例）。由图10可知，不同ζC下顶管盾构在复合地层掘进时，轨道应力极值点分布相同；ζC为1.00时，应力极值为2.18 MPa，随着ζC增加至2.00和3.00，上覆高铁的应力极值增加至2.49和2.97 MPa。
综上所述，复合地层下穿高铁矩形顶管盾构隧道掘进时，埋深因子ζC越大，地表沉降、轨道变形、管节收敛和轨道应力越大，管节安全系数越小，隧道的施工稳定性越差。
3.3 管节因子的影响
3.3.1 位移分析
提取管节因子ζd为1.00、2.00和3.00时矩形顶管盾构施工导致的地表沉降、轨道变形、管节收敛和管节安全系数如图11所示（以n=0.50为例）。
由图11可知：D4点的沉降、轨道变形和管节收敛均随ζd的增大而减小，D4点沉降由−3.45 mm下降至−3.23 mm，轨道变形由−3.41 mm减小至−3.21 mm，管节收敛由−6.21 mm降至−4.88 mm。另外，当ζd=1.00时，安全系数极小值为2.49（测点3），低于安全阈值；随着ζd的增大，管节安全性极小值逐渐增大；ζd为2.00和3.00时，安全系数极小值分别为2.80和3.95，高于安全阈值。
3.3.2 轨道应力分析
管节因子ζd不同时矩形顶管盾构隧道的轨道应力情况如图12所示。由图12可知，复合地层中ζd导致轨道的应力变化很小，管节因子ζd由1.00增至3.00后，轨道应力的极大值仅从2.18 MPa增至2.20 MPa。
综上所述，复合地层下穿高铁矩形顶管盾构隧道掘进时，管节因子ζd越大，地表沉降、轨道变形和管节收敛越小，管节安全系数越高，隧道施工稳定性越好。
4. 结 论
(1) 复合地层硬岩比n越大，下穿高铁矩形顶管盾构隧道施工时地层位移极值、地表沉降、上覆高铁轨道变形、管节收敛和轨道应力越小，安全系数越高。
(2) 随着埋深因子ζC的增大，下穿高铁矩形顶管盾构隧道施工时地表沉降、轨道变形、管节收敛、轨道应力也增大，管节的安全系数减小。
(3) 随着管节因子ζd的增大，下穿高铁矩形顶管盾构隧道施工时地表沉降、轨道变形、管节收敛减小，轨道应力和管节安全系数增大。
综上所述，复合地层硬岩比越大，埋深因子越小，管节因子越大，上覆高铁和顶管盾构隧道安全性越好，下穿高铁矩形顶管盾构隧道施工稳定性越好。
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图 1 矩形地下通道与高铁的位置关系
Figure 1. Location relationship between rectangular underpass and high-speed railway
图 5 矩形顶管盾构在不同硬岩比复合地层中顶进后的位移云图
Figure 5. Displacement nephogram of rectangular pipe jacking shield after jacking in composite strata with different hard rock ratios
图 6 地表中心点沉降、轨道变形和管节的位移收敛曲线
Figure 6. Settlement at the center of the surface, track deformation and segment convergence
表 1 计算工况
Table 1. Calculation cases
Influence factor Value of influence factor Impact factor Value of impact factor Burial depth C0=4.2 m ζC= C/C0 1.00，1.50，2.00 Hard rock ratio h0=7.65 m n= h/h0 0，0.25，0.50，0.75，1.00 Length of pipe joint d0=1.8 m ζd= d/d0 1.00，2.00，3.00 
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表 2 计算参数
Table 2. Calculation parameters
Structure Density/(kg·m−3) Elastic modulus/MPa Poisson’s ratio Internal friction angle/(°) Cohesion/MPa Soft rock 1860 210 0.37 18 0.0005 Hard rock 2500 6000 0.25 45 1 Track 7800 2.06×105 0.23 Ballast 2500 130 0.35 Segment 2500 3.45×104 0.25 Sleeper 2450 3.15×104 0.20 Foundation 2300 2.80×104 0.33
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