0.   引言

为了有效地缓解地面交通压力，轨道交通在大型城市得到了快速发展。以上海地区为例，截至2021年底，上海已建成的轨道交通运营线路达到了19条，其中以盾构隧道结构为主的地下线路占到了2/3以上。面对如此庞大的运营网络，隧道周围的环境不可避免地会发生变化，并且伴随着城市化进程的不断发展，这种环境变化也变得愈加频繁。总的来说隧道周围环境变化可以分为两类：①卸载工况，主要由基坑或隧道开挖等活动引起的^[1-2]；②加载工况，主要由违规弃土、道路修筑、河道回填等工程活动引起的^[3-4]。加载、卸载均会导致附加应力场和位移场的出现，从而破坏隧道原有的平衡状态。与其他方法相比，盾构法隧道结构存在大量的接缝，多缝的特点使得隧道在环向和纵向上的整体刚度均有所折减，周围环境变化极易导致盾构隧道变形，继而引发一系列的结构病害，给隧道安全运营带来隐患^[5-7]。

目前，关于卸载工况隧道变形的研究成果较为丰富，如郑刚等^[8]、Liu等^[9]报道了深基坑开挖引起隧道出现大变形的现场案例；Liang等^[10]、魏纲等^[11]分别从理论上提出了卸载工况下隧道变形的理论计算模型；Ng等^[12]、陈仁朋等^[13]通过离心模型试验分析了基坑开挖对隧道变形和内力的影响。这些研究成果可为卸载工况下隧道的变形管控提供参考。

近年来，地面加载逐渐成为危害隧道安全的一种常见工况，相关学者已取得了一些研究成果，如文献[14~17]分别从理论上计算了隧道的沉降响应，王如路等^[18]采用三维数值方法分析了隧道的收敛变形以及结构损伤，黄大维等^[19]、梁发云等^[20]通过模型试验研究了堆载作用下隧道变形响应。然而，这些研究成果均是在特定的荷载分布假设条件下得到的，与实际情况存在一定的差异，并且罕有涉及到隧道大变形的整治技术。邵华等^[21]报道了上海浦东新区某隧道区间由于地面违规弃土导致隧道产生横向大变形，甚至出现了螺栓断裂的安全隐患，但没有对注浆修复效果进行定量分析。

本文以上海地铁某区间线路为研究背景，全面记录了该工程案例的详细情况，通过实测数据分析地面道路加载和明浜回填对正下方隧道结构变形和病害特征，并提供了隧道大变形治理方案，对整治效果进行定量评价，重点分析了侧向微扰动注浆下隧道的变形规律，探讨了初始收敛变形和注浆有效率、管片体积变化量和有效注浆量之间的定量关系，可供类似工程借鉴和参考。

1.   工程概况

1.1   地质资料

2020年8月22日，监测数据表明上海地铁某线路区间隧道收敛变形有较大的异常变化，部分区段收敛变形监测值超过设计值60 mm，最大值为159 mm。现场调查数据表明，隧道内部渗漏水及漏泥现象明显，局部区域甚至出现了管片接头碎裂的结构损伤现象，如不及时治理将严重威胁到隧道结构安全。

盾构区间工程地质资料表明（如图 1所示），地铁隧道穿越③淤泥质粉质黏土层和④淤泥质黏土层，下卧⑥粉质黏土层（局部下卧⑤_1-1黏土层），隧道顶部埋深约为7.5~10 m（埋深比约为1.2~1.6），属于浅埋隧道。盾构隧道由6块管片通缝拼装而成，外径为6.2 m，内径为5.5 m，土体物理力学试验表明隧道穿越层具有高含水率（约为40%）、高孔隙比（约为1.2~1.4）、高压缩性（压缩模量小于2.5 MPa）和低强度（比贯入阻力小于1 MPa）的特性，一旦受到扰动将导致土体强度明显降低。

图  1  隧道地质纵横剖面示意

Figure  1.  Geological profile of tunnel

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1.2   隧道上方道路施工概况

在区间隧道收敛变形出现异常变化后，有关单位立即进行现场踏勘。经核查，隧道病害区段对应的地面上方为某市政工程路口位置，线路正上方的道路分布如图 2所示，新建道路位于该线路上方，路面设计标高为4.63~6.75 m，填土高度为0.1~2.43 m。

图  2  线路正上方道路分布

Figure  2.  Road construction above tunnel

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地质资料和现场勘察表明，该路段存在两条明浜，明浜宽度几乎与入库线隧道结构同宽，长度分布于R460（K1+080）—R560（K1+180），且走向与入库线隧道几乎重合。^#2明浜水面深度约为0.3 m，淤泥深度约为1.5 m，^#3明浜水面深度约为1.7 m，淤泥深度约为1 m。大面积、大体量的持续加载施工以及明浜回填是造成下方地铁隧道出现严重变形的直接诱因。

2.   道路施工对隧道结构的影响分析

隧道出现收敛大变形后，有关单位立即在现场布设了变形监测点，隧道收敛变形监测点位如图 3所示。为更好地捕捉后续隧道大变形整治过程中的结构变形特征，针对重点截面采用自动化监测结合人工测量手段联合监测隧道收敛变形。

图  3  隧道收敛变形监测点位布置方案

Figure  3.  Layout of monitoring points for lonvergence deformation of tunnel

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2.1   隧道收敛变形和接头张开

如图 4（a）所示，受地面道路施工影响，隧道出库线和入库线均出现了不同程度的收敛变形，最大收敛变形均远高于规范的限定值（5‰D），入库线中收敛变形大于100 mm有25环，其中最大收敛值为159 mm，出现在R520环，与隧道设计直径D的比值高达25.6‰；出库线管片最大收敛值为89 mm，出现在C500环，与隧道设计直径D的比值为14.3‰。两条隧道的管片结构出现了明显的病害，从而威胁隧道的结构安全。

图  4  隧道的收敛变形

Figure  4.  Horizontal convergence deformations of tunnel

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如图 4（b）所示，道路施工范围内入库线隧道的收敛变形明显大于出库线隧道，其原因主要在于入库线R500—R530对应的地面存在明浜回填，对应区间的隧道收敛变形是由明浜回填和道路施工共同作用的结果。入库线远离明浜回填区域管片的收敛变形与出库线基本一致（60~80 mm），可以认为出库线隧道的收敛变形主要是由正上方道路施工引起的。从图 4（a）可以知道，未进行道路施工区域隧道的收敛变形约为30 mm，与出库线隧道的收敛变形进行比较，可以得到道路施工引起的隧道收敛变形增量为30~50 mm。

为进一步弄清楚隧道结构变形的具体情况，现场使用游标卡尺测量封顶块（F）与两个邻接块（L1和L2）之间的接头张开量，如图 5所示。就入库线隧道而言，在R500—R530环区间内，F与L2之间的接头张开量明显大于F与L1之间的接头张开量；在R490—R500环以及R530—R540环区间内，两个接头的张开量大小基本一致。主要原因在于入库线隧道上方两条明浜与隧道存在一定的偏差，由此导致入库线隧道出现了一定程度的偏载，隧道横截面出现了非对称的变形模式（如图 6（a）所示）。

图  5  接头张开量

Figure  5.  Values of longitudinal joint opening

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图  6  隧道横截面变形模式

Figure  6.  Deformation modes of tunnel cross-section

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与入库线隧道相比，出库线隧道的变形主要是由于道路施工引起的，作用在隧道上的附加荷载基本上对称分布，继而造成隧道横截面变形模式也基本对称（如图 6（b）所示），因此两个接头的张开量大小基本一致，平均张开量为12 mm。文献[20]的室内试验结果表明，偏心荷载和对称荷载均会造成隧道肩部接头出现一定程度的张开，相较顶部接头而言，肩部接头的张开更加容易造成管片渗漏水的出现，这一点将会在下文中进一步分析。

2.2   道路回填引发的结构病害

外部荷载作用下，隧道结构通常会呈现如图 6所示的“横鸭蛋”变形，顶部和底部接头内表面张开、肩部接头外表面张开。相对而言，接头外表面张开更容易导致弹性密封垫失效，引起隧道出现漏水漏泥现象发生。现场调查结果表明，隧道内部漏水漏泥现象比较严重，并伴随管片出现局部剥落和裂缝的情况，如图 7所示。

图  7  管片病害

Figure  7.  Tunnel defects caused by road construction

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根据现场统计的管片内部渗漏水现象分析，地面道路施工下入库线隧道在R475—R550区域出现明显的渗漏水现象，其收敛值为73~159 mm，大多居于100 mm左右；而出库线C495—C500也出现湿迹，其收敛值为71~89 mm，大多居于80 mm左右。由于明浜回填造成入库线隧道的收敛变形偏大，导致接头张开明显，渗漏水现象更为严重。隧道收敛变形和渗漏水现象的关联性表明，当隧道收敛变形大于70 mm后，隧道接头可能出现渗漏水。

3.   隧道大变形整治技术及效果分析

3.1   隧道大变形整治技术

根据上文中隧道结构的收敛变形和病害统计结果可以知道，道路施工以及明浜回填引起隧道结果出现严重的收敛变形，最大收敛值高达25.6‰D，远高于规范的限定值5‰D，由此引发管片混凝土压碎、掉块、漏水漏泥等一系列的结构病害，严重威胁到隧道结构及运营安全。同时，相比于收敛变形，隧道纵向响应比较小，远未影响到结构安全。因此，隧道结构整治工作主要围绕横断面收敛变形进行，具体整治包括堵漏、侧向微扰动注浆、地面道路卸载和回填、隧道内部钢板加固等4个主要的修复措施。

（1）堵漏

由于管片接头是隧道防水的薄弱部位，地下水通常通过这些部位进入隧道内部。隧道渗漏水出现后，水土流失会导致了侧向压力的损失，从而加剧横向变形和渗漏水的恶性循环发展。聚氨酯具有遇水膨胀发泡的特性，容易在管片外壁形成隔水膜，可以有效地堵塞渗水通道，阻止外部水源进入隧道内部，减缓渗漏水病害。如图 8所示，现场优先通过标准块上的注浆孔向管片壁后注入聚氨酯进行堵漏，对于渗漏面积大且严重的区域，则利用邻接块上的注浆孔进行注浆处理，现场聚氨酯注浆采用两侧对称压注的方式进行。

图  8  聚氨酯注浆堵漏

Figure  8.  Polyurethane grouting for waterproof

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（2）侧向微扰动注浆

为防止该区域隧道变形的进一步加剧，减缓隧道结构病害的恶化，采用微扰动注浆对该区间隧道变形进行修复。注浆示意图如图 9所示，由于出入库线隧道相距5.1 m，并且入库线隧道的收敛变形大小及范围均大于出库线隧道，故对C495—C535环外侧4.2 m及3.6 m位置进行2排注浆，对R455—R560环外侧4.2，3.6 m位置及内侧2.4，2.7 m进行4排注浆，计划注浆506孔。加固深度为隧道底以上5.2 m内，注浆孔沿隧道纵向孔距为1.2 m，横向孔距为0.6 m。

图  9  注浆示意图

Figure  9.  Diagram of grouting treatment

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（3）道路卸载和回填

入库线隧道正上方存在两条明浜，道路施工和明浜的直接回填是造成隧道出现收敛大变形的主要原因（图 4）。对其卸载成为控制隧道进一步变形的重要措施，结合实际工程的需要，采用EPS材料对隧道正上方的道路施工区域进行回填处理，从而减小路面荷载、降低作用在隧道顶部的附加荷载，继而减轻道路施工对下卧隧道的变形影响。换填过程中涉及到地表超挖，超挖深度确定的主要原则：①保证路面设计高度不变；②道路换填以及明浜回填不会产生新的附加荷载。

（4）钢板加固

通过对隧道收敛变形和接头张开量分析，入库线隧道R480—R545、出库线隧道C490—C530收敛变形大于60 mm，并出现了渗漏水、管片裂缝、掉块、接头张开等病害，说明隧道结构刚度出现衰减。文献[22]认为，当软土地区隧道收敛变形超过80 mm后，隧道结构对外界条件的变化十分敏感，需要对隧道进行结构补强措施。Liu等^[23]的足尺试验结果表明，采用钢板加固后，隧道的刚度和承载能力分别提高了31%和38%。上海2号线局部大变形区域同样也曾采用钢板对隧道结构进行补强，加固后长期效果良好^[21]。因此本案例同样采用钢板进行结构加固。图 10为现场采用钢板加固的示意图，管片全环加固体系由5块厚度为30 mm、宽度为850 mm钢板以及2根钢拉板，其中钢板1和钢板2带有牛腿结构，钢板布置方案可参见文献[21，23]。

图  10  钢板加固示意图

Figure  10.  Reinforcement of tunnel by steel plate

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3.2   隧道整治效果分析

在变形修复过程中，对隧道相关区域的垂直位移、水平位移、收敛变形以及封顶块接头张开量进行量测。现场注浆过程中管片环会在注浆压力作用下出现一定的水平位移，过大的水平位移会导致管片环横向错台变形的产生，可能引发环缝出现渗漏水。为避免这个问题，沿隧道纵向采用跳孔注浆的方式，并遵循“均匀、少量、多点、多次”的有序可控注浆原则进行。

注浆过程中隧道的竖向位移和水平位移如图 11所示。由图 11可以看出，隧道发生了一定程度的隆起变形，最大隆起量约为11 mm，出现在入库线隧道R510—R520区间内，由于注浆过程中也伴随着道路卸载，因此隧道的隆起变形是注浆和卸载共同作用的结果。此外，注浆过程中入库线隧道的水平位移量大于出库线隧道，但是平均变形量分别约为2，1 mm，且最大横向错台量小于2 mm，对隧道横向水平位移影响比较小，说明注浆安排比较合理。

图  11  注浆过程中隧道发生的位移

Figure  11.  Displacements of tunnel during grouting

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注浆前后的隧道收敛变形如图 12所示，图 12中隧道收敛变形改善量是指注浆前后隧道收敛变形的差值。入库线隧道的收敛变形改善量最大值为72 mm，出现在R525环；出库线隧道收敛变形改善量最大值为59 mm，出现在C510环。由于在R500—R530环区域内注浆孔的分布密度高，使得该区域内隧道收敛变形改善量明显大于其他区域。

图  12  注浆前后隧道的收敛变形

Figure  12.  Horizontal convergence deformations of tunnel before and after grouting

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注浆过程中，隧道收敛变形随时间的变化趋势如图 13所示。在R505—R535环区间内（如图 13（a）所示），隧道收敛变形整体呈现快速减小的趋势。在8月30日—9月2日及9月26日—10月1日这两个时间段内注浆工作暂时停止，导致收敛变形变化量有所减小；11月29日以后，对若干已完成的注浆孔进行重复注浆，使得收敛变形变化量有所增加。在R470—R500环及R540—R555环区间内，由于注浆点位比较少，收敛变形变化量明显小于R505—R535环。对比这两个区间的收敛变形变化量，说明注浆量对收敛变形具有明显影响。出库线隧道收敛变形的变化趋势（图 13（a））与入库线基本一致，不再赘述。

图  13  注浆过程中隧道收敛变形的变化曲线

Figure  13.  Curves of horizontal convergence deformation of tunnel during grouting

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根据Zhang等^[24]、Liu等^[25]、Zhao等^[26]的现场实测数据，在不同的注浆阶段中隧道横截面变化以及收敛变化趋势如图 14所示。注浆前，由于隧道周围水土压力以及地面堆载的影响，隧道横截面呈现“横鸭蛋”大变形，见图 14（a）；注浆过程中，浆液产生的水平压力使得隧道侧向作用力增加，隧道收敛变形相对初始状态有所减小，隧道横截面尺寸得到一定程度的恢复，见图 14（b）；注浆结束后，随着隧道外超孔隙水压力的消散以及土体的固结，隧道收敛变形有所增加，由于注浆过程对土体的微扰动以及浆液的凝固和硬化，隧道周围土体力学性质得到改善，使得隧道收敛变形不会完全恢复到注浆前的状态，见图 14（c），（d）。

图  14  注浆过程中隧道收敛变形的变化曲线

Figure  14.  Variation curves of tunnel convergence deformation during grouting

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Liu等^[25]、Zhao等^[26]分别对南京地区注浆微扰动效果进行了详细的实测数据归纳和分析，结果表明注浆结束后隧道收敛变形恢复量约为改善量的30%。从图 13中可以看出，本文案例中注浆结束后隧道收敛变形虽然有所恢复，但恢复量不是很明显，原因在于以下3个方面：①土层的原因。上海地区和南京地区存在一定的差异，Zhang等^[24]对上海地区注浆微扰动效果进行分析，结果表明注浆结束后隧道收敛变形恢复量约为改善量的15%左右，同样小于Liu等^[25]和Zhao等^[26]的实测结果。②注浆工艺以及注浆方案。本案例遵循“均匀、少量、多点、多次”的有序可控注浆原则进行，并伴随着重复注浆，这与Zhao等^[26]的施工工艺存在明显差异。③道路卸载EPS回填以及钢板加固。由于本案例中隧道大变形是隧道正上方道路修筑以及明浜回填引起的，在注浆过程中道路卸载同时进行着，这在一定程度上也能够减小隧道的收敛变形；此外注浆结束后相应管片环立即进行了钢板加固，隧道抵抗变形的能力得到大幅度提高，有效抑制了隧道变形的发展。

3.3   注浆量与隧道收敛变形的关系

通过定量分析注浆量与隧道收敛变形的关系，进一步研究注浆微扰动对隧道变形的改善效果。如图 14（b）所示，注浆过程与圆孔扩张比较类似，为方便后续分析，将注浆过程简化为平面应变问题，并假设注浆仅仅引起周围土体产生水平位移、忽略土体可能产生的竖向位移。一般而言，浆液的扩散使注浆孔周围土体同时产生水平向左和向右的位移，但仅仅向着隧道方向的位移将起到改善隧道变形的作用。因此，就每一个注浆孔而言，注浆有效体积V_g为单孔注浆量的一半。在假设注浆前后隧道横截面形式均为“横鸭蛋”型的基础上，Zhang等^[24]认为注浆前后，隧道横截面的体积变化量V_t为

式中：$\Delta {D_b}$为注浆前隧道的收敛变形；$\Delta {D_a}$注浆后隧道的收敛变形，本文定义为注浆刚结束时隧道的收敛变形；R为隧道半径。需要注意的是，由于现场注浆形成的浆液直径和隧道管片环的长度均为1.2 m，因此式（1）还需要乘以1.2。

图 15为有效注浆量与隧道体积变化量的关系，并总结了Zhao等^[26]和Zhang等^[24]的实测数据。从图 15中可以看出，有效注浆量与隧道管片环体积变化量之间没有明显的回归关系，总体而言，注浆量越大，管片环的体积变化量越大。定义管片环体积变化量V_g与有效注浆量V_t之间的比值V_g/V_t为注浆有效率。图 16（a）表明，入库线隧道的注浆有效率介于0.026~0.06，平均值为0.04，与Zhang等^[24]的实测结果比较吻合；图 15（b）表明，出库线隧道的注浆有效率介于0.054~0.088，平均值为0.071，Zhao等^[26]的实测数据大部分位于这个范围。对比图 15（a），（b）可以知道，入库线隧道的注浆有效率小于出库线隧道，原因在于这两条隧道的初始收敛变形不同。

图  15  有效注浆量与隧道体积变化量之间的关系

Figure  15.  Relationship between efficient grouting and volume recovery of tunnel

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图  16  钢板加固后隧道收敛变形的变化曲线

Figure  16.  Curves of horizontal convergence deformation of tunnel after installing steel plates

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图 4表明，入库线隧道在R500—R530环区间内收敛变形均值约为120 mm（19.4‰），最大值为159 mm（25.6‰），出库线隧道在相应区间内的收敛变形约为60~80 mm（9.6‰~12.9‰），出库线隧道注浆前的收敛变形明显小于入库线。因此，注浆前隧道收敛变形能够影响注浆有效率，通常来讲收敛变形越大，注浆有效率越小。而Zhao等^[26]和Zhang等^[24]提到的案例中（图 16），注浆前隧道的收敛变形分别为68~79 mm（10.9‰~12.7‰）和124~186 mm（20‰~30‰），与出库线和入库线隧道比较接近，注浆有效率结果也与出库线和入库线隧道一致，进一步说明了初始收敛变形和注浆有效率的关系。

需要指出的是，由于相关案例的数据总结不多，因此上述规律只是一个初步的结论，精确量化关系尚有待于进一步的验证和改进，特别是有效注浆量和隧道体积变化量之间的定量关系。

钢板加固后，2021年3月29日重新布置了隧道收敛变形监测点，以2021年3月29日的收敛变形为初值，变形增量如图 16所示。钢板加固区间内，入库线和出库线隧道收敛变形增量变化不大，说明钢板加固后隧道的变形已经趋于稳定。

4.   结论

本文介绍了隧道正上方道路施工对隧道结构变形的影响以及产生的结构病害，并介绍了具体的整治方案，详细分析了侧向微扰动注浆对隧道变形的修复效果，得到以下4点结论。

（1）对于浅埋地铁隧道，道路施工引起隧道横向变形增量约为30~50 mm，局部明浜回填会加剧变形的发展，两者的联合作用对致使隧道最大收敛变形高达159 mm，从而引发各类结构病害，给隧道安全运营带来严重的隐患。因此需要重视此类工程对隧道的影响。

（2）侧向微扰动注浆能够对已发生横向变形的隧道进行变形修复，现场数据表明注浆量与横向变形修复量存在定量关系，并且受注浆前隧道横向变形影响明显。

（3）为控制侧向微扰动注浆引起的隧道水平变形过大，注浆应该沿隧道纵向应采用跳孔注浆的方式，并遵循“均匀、少量、多点、多次”的有序可控注浆原则进行，以实现变形协调。

（4）卸载后采取的EPS换填以及钢板加固在有效地控制隧道变形发展的同时，又能满足工程建设的实际需求。

为了保证地铁隧道的安全运营，对于类似本文涉及到的工程案例，如何在保证工程正常建设需求的同时，又能保障隧道结构安全，是地铁工作者面临的新挑战。本文的研究工作可以为类似工程中隧道的安全管控提供有益的参考。