目前, 高架桥与地面的连接都是通过匝道实现的。地面高架道路通过上、下匝道改变线路方向, 上下匝道与主线道路交汇处需加宽道路 (扩幅) , 扩幅起到分合流线路的作用, 上匝道起到合流的作用, 下匝道起到分流的作用。地下盾构隧道为改变线路走向同样需要有分合流区间 (即交叉接点) , 在分合流处同样要将原盾构隧道结构扩幅, 即将原盾构隧道的管片部分拆除, 再扩幅建成分合流区间的结构。

本文介绍盾构主线隧道与引道隧道交叉接点扩幅技术的应用。因我国发生此等实例很少, 这里主要介绍日本的有关实例。

要将日本中央环形品川线与3号线古线两条主线隧道连通, 需由引道隧道来实现, 由此产生主线隧道与引道隧道的分合流部分。这里主要介绍品川线主线隧道 (上下两层) 与引道隧道 (上下两层) 的扩幅技术。主线隧道为双线隧道, 引道隧道为单线隧道。上层隧道的分合流区间长约210m, 下层隧道的分合流区间长约180m;上层隧道的覆土厚度为18m, 下层隧道的覆土厚度为34m, 上下层隧道的距离为1.3m;引道隧道与主线隧道的间距仅0.5m, 如图1所示;为满足分合流区间必要的内净空宽度及使结构合理化, 分合流区间的结构形式根据不同位置采用4种类型, 如图2, 表1所示。

从图2中可见, 本工程分合流区间的结构形式有3处 (B, C, D处) 需要扩幅, 扩幅以后的形状呈大致椭圆形, 除了区间D (采用单柱式) 以外, 均采用拱形钢扩幅管片, 主要考虑到它可以提高止水性、耐久性, 而且预制方式还能提高施工效率、缩短工期, 对结构受力有利。缺点在于拱形钢扩幅管片与原盾构钢壳接合处呈折角相交, 容易产生应力集中, 因此, 为减轻应力集中, 在接合处设置加强梁 (见图3) 。

施工现场的地质纵剖面如下:自上而下为地表层、砾石层、黏性土层、砂质土层;在地表13m以下为堆积很厚的基岩 (泥岩) , 此层基本是均质的, 自立性很强, 单轴抗压强度约为2 000k N/m², 分合流区间及隧道整体均位于泥岩层, 几乎没有涌水量。

以C型断面为例, 主线及引道的盾构施工后, 为了抑制每一隧道扩幅时向隧道内变形, 设置了内支撑 (见图4) 。然后将残留在地下的引道盾构机壳体开一口子, 作为扩幅施工的出发基地, 扩幅部位的顶部设置钢拱支撑, 并喷射混凝土 (厚250mm) , 用矿山法开挖两隧道之间的上半部分 (步骤1) , 开挖结束后用管片拼装机拼装上半部分的拱形管片 (步骤2) , 接下来用矿山法开挖下半部分, 同样以盾构机作为出发基地 (步骤3) , 拼装下半部分的拱形管片 (步骤4) , 待拱形管片拼装以后, 开挖引道隧道与主线隧道之间的部分, 并拆除多余的盾构隧道管片 (步骤5) , 构筑路面板等结构体 (步骤6) 。

此工程是否适用新奥法主要针对上半部分开挖而言。关于城市隧道是否适用新奥法主要从两方面来评价。

在黏性土地层中, 担心隧道开挖会发生塑性变形或沉降, 一般用地层强度比C_r来评价:

式中:δ_c为地层的单轴抗压强度;r为地层容重;H为覆土厚度。

根据有关规定, 当C_r≥2时, 认为可适用新奥法。

从安全角度考虑, H为考虑下层隧道底位置的覆土厚度, 取H=50m, 本地层的r=19k N/m³, 平均δ_c=1 920k N/m², 则本工程的C_r=1 920/ (19×50) =2.02>2, 可适用新奥法。

根据以往城市新奥法, 本工程地层的E=75~349MN/m², δ_c=959~2 925k N/m², 可见适用新奥法。

如果依据上述2种方法评价后, 该地层不能适用新奥法, 可采用加固地层的办法以提高E, δ_c, 或采用其他加固办法。

尽管该地层被评定为可采用新奥法, 但仍要对其进行开挖面稳定分析, 可采用有限差分法 (FDM) 。通过对上半部分开挖的稳定分析, 表明在没有采取任何辅助工法的情况下, 整个区域都处于弹性状态;同时用有限差分法, 求下半部分开挖结束时隧道周边地层的破坏安全系数, 应用莫尔-库伦破坏准则求得破坏安全系数均在1.0以上。

在上、下半部分开挖时, 隧道有可能发生偏移或变形, 此时全靠隧道之间的中间地层对其进行支撑, 说明中间地层对确保隧道整体稳定的重要性, 为此, 需要事先从引道盾构内部对中间地层进行探查, 本工程通过探查未发现中间地层有空洞或有显著松弛的地方。

尽管通过分析开挖面是稳定的, 但是具体施工时还是应采取措施以减少隧道的变形或移动。

1) 待上半部分拱形钢扩幅管片拼装完成后再进行下半部分开挖

因为上层隧道的下半部分与下层隧道的上半部分的间距只有1.3m, 为了抑制上层隧道下半部分开挖时的隧道变位及对周边地层的影响, 施工顺序为:先进行下层隧道上半部分拱形钢扩幅管片的拼装, 然后进行上层隧道下半部分的开挖。上、下层隧道均如此, 要等上半部分的拱形钢扩幅管片拼装完之后再开挖下半部分, 完成后再做内部结构 (含底拱) 。

2) 下半部分开挖时的对策

为避免引道隧道一侧要开挖约一半的隧道断面而引起隧道变形或移动, 下半部分开挖分为两阶段进行:第1次开挖至填充构件的前端, 第2次开挖至底部结构。

3) 增设竖向与水平向临时内支撑。

虽然开挖面是稳定的, 可以应用新奥法, 但为了安全起见, 还是在开挖时采取了临时支撑措施, 支撑的选择主要从两方面考虑: (1) 参照类似地层的城市新奥法实例; (2) 参照二维有限元法的结构设计。决定采取喷射混凝土加钢拱架的方式, 喷250mm厚混凝土, 设计标准强度为36N/mm²;钢拱架为H200×200×8×12, 间距为1.2m, 与管片的宽度一致。鉴于如下情况决定不采用锚杆: (1) 因该地层近似于土砂, 锚杆的效果不大; (2) 打设锚杆时地下水会从钻孔内流出地表, 发生流砂; (3) 在狭窄的地下空间内作业, 施工效率低, 对隧道的稳定也不利。

分合流区间的主体结构, 是由原盾构管片、拱形钢扩幅管片及钢筋混凝土底拱组成的组合结构, 从图4中可以看出, 结构内力、变形随施工步骤在不断变化, 因此, 结构设计应考虑施工全过程进行逐次解析。

从图4中可以看到, 为了提高分合流区间施工过程中的整体稳定性, 在竖向加了临时支撑。因此解析模型随着施工的进展有2种形式, 施工步骤1~5有竖向临时支撑;而底板浇筑完成后已拆除临时支撑与多余的盾构管片, 此时的解析模型如同一个大断面的椭圆形结构, 如图5, 6所示。

扩幅管片与原盾构管片的结合处做成暗槽, 用2种接头模型来评价, 一种是刚性结合, 另一种是回转弹簧, 结构设计时要满足2种模型, 并且在加强梁的端部也考虑为回转弹簧, 如图6a所示。因为底板的刚度特别大, 对于结合处接头模型影响较小, 因此, 底板混凝土与扩幅管片全部作为梁单元, 以完成时的单独解析进行底板设计, 如图6b所示。

1) 土压力因该地层以黏聚力为主, 适用于太沙基松散土压力理论, 施工时的垂直土压力考虑为最小土压力1Dr (D为扩幅结构的总宽度, r为土的容重) 。另外, 因隧道的横向受到挤压, 所以从安全上不考虑水平土压力。结构完成时的垂直土压力, 对于上层隧道取为全部覆土荷载;对于下层隧道, 因为它距离上层隧道仅1.3m, 而且完全处于投影位置, 所以荷载状态不太明确, 为设计安全起见, 对以下3种情况产生的荷载进行比较, 取最大值: (1) 情况1用有限元法计算得到的隧道上部垂直土压力 (112k N/m²) ; (2) 情况2考虑全部覆土荷载用结构分析求得的上层隧道下端的地层反力与上、下层隧道之间地层自重之和 (121k N/m²) ; (3) 情况3最小土压力1Dr=201k N/m²;结果1Dr为最大。因此下层隧道的垂直土压力决定采用201k N/m²。另外, 完成时的水平土压力采用侧压力系数0.35。

2) 水压力因新奥法施工时降低了地下水, 所以不考虑水压力作用。完成时, 采用钻孔调查孔的水位为地表下3m。地层荷载条件如表2所示。

3) 钢拱支撑轴力在逐次解析中没有将钢拱支撑模型化, 事实上它是起作用的, 亦即在钢拱支撑上会产生轴力, 将在反映施工顺序的二维有限元解析中得到的钢拱支撑轴力以集中荷载的方式施加到解析模型中。计算得到的钢拱支撑轴力, 作用在引道隧道上的比作用在主线隧道上的大。

为了确认盾构开挖及切开扩幅施工过程中结构的安全性、验证设计方法是否妥当, 以及保证开挖面地层与支撑的安全性等, 配置了量测仪器, 对顶端及内净空变位、拱形扩幅钢管片的应力、支撑应力等进行了量测。

拱形扩幅钢管片:配置绝对收敛计、三棱镜、测斜计, 量测变位与变形;内支撑:配置应变计, 量测轴力;钢拱支撑:配置应力计、水准仪、激光测距仪, 量测轴力、弯矩、顶端变位、内净空变位;外荷载:配置土压计、孔隙水压计, 量测土压计、水压力;地层变位:配置分层沉降计, 量测各地层的沉降等。

隧道正上方的地层垂直变位用分层沉降计量测, 边开挖边量测地层的垂直变位, 并与解析值进行比较。图7即为上层隧道上半部分开挖时地层垂直变位的解析值与量测值。测点 (1) ~ (3) 布置在离隧道2~4.5m的位置, 可见它们的垂直变位量测值与解析值比较一致;而测点 (4) ~ (5) 的位置偏高, 离隧道的距离也远一些, 它们的量测值比解析值小, 从数值上看, 上层隧道顶端附近的地层垂直变位约15mm, 从变位趋势看, 接近地表的变位<10mm, 是容许的。

图8表示上层及下层隧道随着开挖面的推进, 钢拱支撑与喷射混凝土的轴力变化过程 (其中解析值为钢拱支撑轴力与喷射混凝土轴力的合计值) 。

从图8中可以看出, 当开挖面推进到上半部分开挖宽度 (D=15m) 的2倍时, 轴力基本上不再增加;钢拱支撑轴力与喷射混凝土轴力的合计值, 其上层隧道的要比下层隧道的大, 这说明荷载主要由上层隧道承担, 这个结论基本上反映在整个开挖面推进过程中。在其他类似的上下并设的盾构隧道开挖时也见类同结论。另外, 从图中的解析值也可看出, 下层隧道的合计解析值比上层隧道的合计解析值要大, 这说明下层隧道解析模型中土压力考虑偏大。

再从图8中研究钢拱支撑与喷射混凝土承受轴力的分担比例, 可以看出喷射混凝土承担的轴力要比钢拱支撑大, 上层隧道大致是8∶2, 下层隧道是7∶3。喷射混凝土的最大应力仅4N/mm²左右, 比容许值小很多, 而钢拱支撑的最大应力有110N/mm², 仅为容许值的一半左右, 这说明在整个开挖过程中作为临时支撑的钢拱架及喷射混凝土是安全的。

产生于拱形钢扩幅管片上的应力及应变, 受拼装完后邻接盾构施工荷载的影响以及扩挖施工时荷载体系及结构体系变化的影响。为此, 在设计拱形钢扩幅管片时要考虑施工全过程进行逐次解析。然而, 实际的机理, 特别是扩挖施工时因地层的疏松造成土压力重分配、地层弹簧软化等, 使得有些问题至今尚未弄明白, 所以在施工时要进行应力量测。

首先, 由于上半部分开挖引起应力释放, 拱形钢扩幅管片内外缘转为受拉, 轴力退出, 而后随着开挖的进行, 内缘变成受压, 外缘变成受拉, 这是因为开挖使得钢扩幅管片向地层一侧的变形增大, 钢扩幅管片呈负弯矩状态, 暂时的轴力退出, 随着开挖的进行轴力又产生, 但数据均在设计的容许值范围内。

随着上半部分、下半部分开挖及中间部分的撤去, 水、土压力在慢慢减少。但内支撑撤去时未见有变化。现阶段量测数据表明, 作用于主体结构上的水、土压力只是设计中考虑的完成时水、土压力的10%~50%。但由于测量时因开挖引起的地层应力释放尚未完全恢复, 所以还不能断定现在的量测数据就是已经完成时的水、土压力。

本文所介绍的主线隧道与引道隧道交叉接点 (分合流区间) 工程已顺利完成, 说明采用本扩幅技术是成功的, 设计与施工方法可行, 可作为今后类似工程设计、施工的参考。

当然, 新的技术需在今后的不断实践中逐步完善, 包括按照施工步骤地层与衬砌结构 (包括临时支撑、永久结构) 的荷载分担, 不同阶段时水、土压力如何考虑等问题。

最后, 如能用应力释放率等来适当评价因开挖引起的应变状态及荷载再分配过程, 那么就有可能建立盾构法与城市新奥法组合起来的盾构扩幅工程的统一设计方法。