联络通道顶管法施工始发端主隧道破洞力学行为分析

Mechanical Behavior Analysis of Main Tunnel Breakthrough at the Launching End during Connecting Channel Pipe Jacking Construction

摘要

为探究联络通道顶管法施工始发端主隧道破洞力学响应机制，依托郑州地铁12号线胡庄站—龙子湖西站区间联络通道工程，建立始发端主隧道破洞施工三维仿真模型，研究破洞过程中主隧道结构力学行为演变规律，并通过主隧道内表面应变现场监测数据与模拟结果的对比，验证所建模型的可靠性。结果表明：破洞施工对洞口两侧约1倍主隧道直径范围内的管片变形影响较为显著，且该范围内的土压力发生明显变化，洞口两侧的土压力在拆撑阶段增加76 kPa；在顶进施工过程中，主隧道顶部3 m和底部2 m范围内的地层发生塑性变形，其周围水土压力在300 kPa左右变化；内支撑结构能有效分担主隧道所受的地层压力，从而降低管片结构内力；主隧道破洞后，洞口上下端内力急剧减小，其损失的荷载向洞口两侧衬砌环转移，致使洞口两侧管片内力显著增加，并在其外弧面产生10.5 MPa的拉应力，该区域的钢混复合管片能够确保结构安全；破洞附近的C50混凝土管片内表面在切削阶段与拆撑阶段的拉应力分别为3.2和3.1 MPa，均超过抗拉强度，为防止其产生张拉裂缝，可将其替换为内覆钢板衬砌管片。

Abstract

To investigate the mechanical response mechanism of the main tunnel breakthrough at the starting end of connecting channel pipe jacking, a 3D simulation model was established for Zhengzhou Metro Line 12 at Huzhuang-Longzihu West Station. The evolution laws of the mechanical behavior of the main tunnel structure during the breakthrough process was studied and model reliability was verified by comparing field strain monitoring data of the inner surface of the main tunnel with simulation results. The results indicate that breakthrough significantly affects the deformation of tunnel segments within approximately 1 tunnel diameter on both sides of the opening with notable soil pressure changes of 76 kPa during support removal. During jacking, plastic deformation occurs within 3 m above and 2 m below the main tunnel, with surrounding soil and water pressure fluctuating around 300 kPa. The internal support structure effectively redistributes stratum pressure acting on the main tunnel, reducing internal force. After the breakthrough in the main tunnel, internal forces at the upper and lower ends of the opening decrease sharply. The lost load is transferred to the lining rings on both sides of the opening, resulting in a significant increase in the internal forces of the segments on both sides, generating a tensile stress of 10.5 MPa on the outer arc surface of these segments. The steel-concrete composite segments in this area ensure structural safety. Inner surface tensile stresses of the C50 concrete segments near the opening during cutting and support removal reach 3.2 MPa and 3.1 MPa, respectively, both exceeding the tensile strength—replacement with steel-clad liner segments prevents tensile cracks.

Graphical abstract

关键词

力学响应 / 主隧道 / 破洞过程 / 现场监测 / 仿真模型 / 顶管法

Key words

Mechanical response / Main tunnel / Breakthrough process / Field monitoring / Simulation model / Pipe Jacking

联络通道位于2条主线隧道之间，具有排水、防火、人员疏散等功能，是隧道结构的重要辅助设施^［1］。目前，在软弱地层或富水砂层中，地铁联络通道普遍采用冻结加固土体并结合矿山法进行开挖施工^［2-4］。该技术经过多年实践，已较为成熟，并积累了丰富的研究成果^［5-7］。然而，冻结法施工仍面临开挖风险高、工后融沉大、施工周期长等问题。近年来，随着机械化施工装备空间集约化程度提高，联络通道顶管法施工技术得到快速发展，因其具有安全性高、施工周期短等特点，在地下空间开发中展现出广阔的应用前景^［8］。

在联络通道顶管法施工过程中，始发端主隧道需承受施工所需的顶推反力，且隧道从完整的管状结构转变为开口结构，受力状态不断发生变化^［9-11］。深入研究始发破洞过程中主隧道结构力学响应^［12-13］，对优化施工参数、确保隧道结构安全具有重要指导意义^［14-16］。在围绕始发破洞过程中主隧道结构受力特性方面，众多学者已开展了相关研究。在模型试验方面，朱瑶宏等^［17］、柳献等^［18］开展了机械法联络通道破洞过程的7整环足尺模型试验，探讨了内支撑体系与主隧道共同受力过程以及主隧道环间传力机制，分析了切削过程中主隧道衬砌内力变化规律；LU等^［19］通过背推式和反拉式联络通道顶管法施工模型试验，对2种施工模式下的主隧道外部土压力、环间错台和结构应力进行了对比分析；黄毅等^［20］采用刀盘磨削主隧道管片模型试验，分析了主隧道结构在不同切削力条件下的内力分布规律。在数值模拟方面，张明聚等^［21］建立了反拉式顶管法联络通道施工数值模型，研究了施工过程对主隧道结构力学行为的影响；Wang等^［22］建立了联络通道机械法施工三维仿真模型，分析了破洞前后主隧道管片的内力变化规律；王儒等^［23］利用ABQUS有限元软件建立了主隧道破洞施工数值模型，对比分析了环梁加固洞门和钢混复合管片洞门在破洞施工过程中的力学变化差异；周东勇^［24］建立了3环错缝拼装的隧道数值模型，分析了隧道破洞施工对衬砌环承载性能的影响；张付林等^［25］建立了主隧道机械法破洞施工数值模型，分析了联络通道T接部位在不同强度下的力学响应；郑镇跡等^［26］通过刀盘切削盾构隧道的精细化模型，研究了内覆钢板衬砌管片在破洞施工过程中的受力特性。

从现有研究看，破洞施工过程中主隧道结构力学响应主要采用模型试验和数值模拟等方法进行分析。相较于模型试验，现场试验更能真实反映结构在地层环境中的力学特性，其监测结果对工程实践具有更直接的指导意义。然而，联络通道顶管法施工尚处于新兴阶段，相关施工案例和现场监测还较为匮乏，尤其缺少始发端主隧道在破洞施工过程中的力学响应系统分析。

本文依托郑州地铁12号线联络通道顶管法施工工程，开展衬砌管片应变现场监测，建立始发端主隧道破洞施工三维仿真模型，深入研究破洞过程中主隧道结构应力、变形规律及内力变化特征，分析隧道内力重分布和环间传力变化规律，明确隧道受扰动范围和结构薄弱位置，旨在为联络通道顶管法施工提供理论指导。

1 工程概况

1.1　工程地质条件

依托工程为郑州地铁12号线胡庄站—龙子湖西站盾构区间联络通道，起点里程为ZK18+671.082，终点里程为ZK20+129.550，隧道全长1 458.468 m。区间联络通道位置为左线ZK19+206.365（右线YK19+195.000）处，该通道采用刀盘直径为3.29 m的顶管机掘进施工。主隧道覆土厚度为15 m，线间距为13 m，施工区域的地层参数见表1。联络通道主要穿越A_②52细砂层，地下水位为10 m。

1.2　主隧道结构设计

主隧道外径为6 200 mm，内径为5 500 mm，环宽1 500 mm。主隧道衬砌结构如图1所示。从图1可以看出：单环衬砌由6块管片错缝拼装而成，按“3+2+1”的分块模式，具体为3块67.5°的标准块（A1，A2，A3），2块68°的邻接块（B1，B2）和1块21.5°的封顶块（K）；特殊地，破洞处结构由6块钢混复合式管片整体焊接而成，开口区域为可切削的玻璃纤维筋混凝土结构，其余均为C50钢筋混凝土管片。

1.3　内支撑结构设计

顶管机位于内支撑结构体系的中间位置，在后撑板上安设了为顶管机提供顶推反力的千斤顶，后支撑板可将顶推反力分散为均布力作用于靠背侧管片上，降低了主隧道管片因局部应力集中而引起的变形超限和破坏风险。内支撑由竖向支撑杆、横向支撑杆和撑板组成，其结构形式如图2所示。支撑杆与撑板通过千斤顶连接，具备伸缩调节功能，能够为主隧道结构提供预设的支撑力。

2 始发端主隧道破洞施工数值模拟

2.1　模型建立

根据现有研究成果，隧道施工对地层的影响范围通常取隧道直径的3~5倍^［27］。由于该工程的隧道直径为6.2 m，可将地层模型空间尺寸x×y×z（其中x为联络通道开挖方向，y为主隧道方向，z为竖直方向）设定为70 m×43.5 m×40 m，建立始发端主隧道破洞施工数值模型如图3所示。图中：左右线主隧道分别建立29环管片，以破洞中心环为0环，其左侧依次命名为－1环至－14环，右侧依次命名为1环至14环。

模型周围设置为法向约束，底部为固定约束，顶部为自由面。在模型中，施工顶推力和预支撑力均通过均布荷载形式施加在主隧道管片上，其中顶推反力作用于－2环—2环左侧，刀盘顶推力作用于主隧道待切削位置处，预支撑力作用范围为－2环—2环。土体和管片均采用实体单元，土体与管片接触位置处设置为共节点，满足变形协调关系，螺栓采用植入式梁单元，将其嵌入到管片实体单元中，管片间相互作用通过界面接触单元进行连接^［28］。土体采用摩尔-库伦本构模型，其余结构均为线弹性模型，材料力学参数见表2。

2.2　施工过程模拟

主隧道破洞施工过程分为5个阶段，依次为初始阶段、预撑阶段、切削阶段、成洞阶段和拆撑阶段，各施工阶段具体介绍如下。

初始阶段：双线主隧道贯通，联络通道施工设备尚未就位，主隧道结构承受地层压力。

预撑阶段：施工设备安装就位，完成预支撑力施加。单组竖向预支撑力为500 kN（以预支撑范围内隧道顶部水土荷载的50%为参考^［18］），横向撑板与管片接触处不施加水平预支撑力。

切削阶段：根据现场施工监测数据，管片切削过程中，顶推力基本保持在2 500 kN左右小幅波动，因此本模型取2 500 kN作为施工顶推力。在模型中，将刀盘顶推力2 500 kN水平均匀施加于破洞处管片内表面，同时－2环至2环左侧240°~300°范围内受到2 500 kN的水平顶推反力。

成洞阶段：主隧道破洞完成后，刀盘顶推力和顶推反力撤除，此时主隧道在开口状态下受预支撑力与地层压力共同作用，洞口处土体受到150 kPa的土仓压力。

拆撑阶段：洞门环梁施作完成后，内支撑体系中的千斤顶逐步卸力回缩，撑板与隧道内表面分离，施工台车驶出主隧道，此时主隧道开口处管片与洞门环梁共同承受地层压力。

主隧道在各施工阶段的受力情况如图4所示（以0环为例）。

随着顶进距离增加，联络通道管片与周围地层间的摩阻力将逐渐增加，导致主隧道承受的顶反推力也随之增加。由于联络通道外径为3.26 m，通道长度为13 m，通道与所在地层间的平均摩阻力约为20 kPa，因此顶推反力计算值从2 500 kN逐渐增加至5 161 kN。顶进过程中顶推反力实际值与计算值的对比情况如图5所示。图中：顶进距离为0 m表示主隧道开始破洞。

从图5可以看出：顶推反力的实际值与计算值变化趋势基本一致。为使计算过程与实际施工保持一致，模型中的顶推反力施加以实际值为准。

2.3　网格尺寸影响

模型网格划分采用局部到整体的方法，先对隧道管片进行划分，然后对隧道周围土体采用由密到稀渐变网格的划分方式，整体生成高质量、稳定性强的六面体网格单元^［27］。为研究模型网格尺寸对计算结果的影响，将隧道管片网格划分的平均尺寸L分别设为10，8，6和 4 cm，如图6所示。

以0环拱顶径向位移为分析对象，其在不同网格尺寸下的对比情况如图7所示。从图7可以看出：随着隧道网格逐渐加密，计算结果差异逐渐减小，相邻2次间的平均误差分别为9.9%，3.3%和2.5%。当相邻2次的计算误差在5%以下时，网格尺寸对计算结果的影响在可接受范围内，同时在考虑计算效率的情况下，选取管片网格平均尺寸为6 cm，此时模型计算可取得较好效果。

2.4　模型验证

2.4.1　主隧道应变现场监测

选取始发端主隧道－1环、0环、1环作为监测对象，衬砌环内表面环向应变监测点布置如图8所示。从图8可以看出：以衬砌环顶部为0°，沿顺时针方向每隔30°布置1个环向应变监测点；由于破洞施工原因，0环右侧60°~120°范围内未安设环向应变片，因此0环共有9个环向应变监测点；－1环和1环右侧管片被部分切除，在其90°位置的剩余管片中间布设了1个环向应变监测点，其余监测点均布设在管片的中间位置。监测起始点为内支撑开始向主隧道施加预支撑力时。

2.4.2　破洞两侧应变增量监测结果对比

测试结果均为相较于初始阶段（双线主隧道开挖完成后）的增量应变。当其为正值时，表示该位置产生了附加拉伸应变；当为负值时，则表示附加压缩应变。

－1环和1环的环向应变增量变化情况如图9所示。从图9可以看出：在破洞施工过程中，这2环的环向应变增量变化特征基本一致，差异相对较小，这是由于洞口两侧结构对称，且承受相同荷载，故－1环与1环应具有相同的力学响应，这一现象表明应变监测结果较为可靠；拱顶0°和拱底180°位置的环向应变增量均呈现出先增大、后减小、再增大的变化趋势；而左拱腰270°位置和拱顶0°的环向应变增量变化趋势相反；右拱腰90°位置的环向应变增量近似呈线性减小的变化特征。

2.4.3　环向应变增量计算值与实测值对比

0环和1环各角度环向应变增量计算值与实测值对比结果如图10所示。从图10可以看出：在破洞过程中，1环右侧60°~120°范围内的环向应变增量发生了显著变化，原因是主隧道破洞后，1环右侧管片被部分破除，导致该区域结构抗变形能力降低，在地层荷载作用下，1环90°位置处的内表面产生了明显的附加压缩变形；模型计算结果略低于实测值，这是由于数值模型中未考虑现场施工过程中刀盘切削管片时产生的振动效应；总体而言，0环和1环的环向应变增量模拟值与实测值的平均绝对偏差分别为8.0×10^－6和7.4×10^－6，2者吻合度较高，表明建立的数值模型较为准确。

3 始发端主隧道破洞力学响应

3.1　管片环变形

主隧道水平直径和竖向直径相对于初始阶段（主隧道开挖完成后）的增量变化曲线如图11所示。图中：正值为直径增大；负值为直径减小。从图11可以看出：破洞施工对-8环至8环范围内（约为洞口两侧2倍主隧道直径）的管片变形产生了影响，尤其对洞口两侧4环（约1倍主隧道直径）内的管片变形影响较为显著；相较于初始阶段，-8环至8环范围内的管片环在破洞施工过程中经历了4个主要增量变形阶段，即竖椭圆型（预撑阶段）、横椭圆型（切削阶段）、竖椭圆型（成洞阶段）、横椭圆型（拆撑阶段）；在破洞施工过程中，管片环竖向和水平附加径向变形量均保持在2.5 mm以内。

在破洞施工过程中，主隧道呈阶段性“竖椭圆型”和“横椭圆型”增量变形交替变化，可能会对管片接缝处的密封效果产生不利影响。为使隧道变形在破洞施工过程中处于相对稳定状态，预支撑力应根据不同施工阶段下的隧道变形状态进行合理调整。由于预撑阶段隧道发生“竖椭圆型”增量变形，因此应降低其竖向预支撑力，维持施工设备在隧道中稳定即可；而在切削阶段应适当提高竖向预支撑力，以减少隧道在横向顶推力作用下产生的“横椭圆型”增量变形；在成洞阶段应适当降低竖向预支撑力，以减小其“竖椭圆型”增量变形。

3.2　主隧道周围土压力

破洞施工过程中主隧道周围附加土压力变化曲线如图12所示。图中：附加土压力为主隧道在后续施工阶段的土压力与初始阶段的土压力之差。从图12可以看出：破洞施工对－4环至4环范围内管片附加土压力影响显著，各阶段呈现出明显的阶段性变化特征；预撑阶段，破洞附近管片环顶部和底部附加土压力增大，左右侧附加土压力减小，这是由于破洞区域附近管片环发生“竖椭圆型”增量变形，即管片环水平直径减小，竖向直径增大；切削阶段，破洞附近管片环顶部和底部的附加土压力减小，而左右侧附加土压力则增大，这是由于施加水平顶推力后，破洞附近的管片环发生了“横椭圆型”增量变形，与预撑阶段的变形响应相反；成洞阶段，破洞附近管片环呈“竖椭圆型”增量变形，而－1环和1环右侧（洞口两侧）附加土压力却显著增加，这是因为在主隧道破洞后，洞口位置土体失去管片支护作用，受到150 kPa的土仓压力作用，该值小于破洞中心处的水平静止土压力计算值185 kPa，因此洞口处土体有向主隧道靠拢的趋势，进而增加了洞口周围管片与土体之间的挤压作用；拆撑阶段，拆除内支撑后隧道在开口状态下承担外部水土压力，发生了“横椭圆型”增量变形，隧道顶部、底部与左侧附加土压力较小，而右侧破洞附近管片附加土压力变化较为显著，尤其是洞口两侧（－1环和1环右侧）附加土压力达到最大值76 kPa，原因是拆除内支撑后洞口两侧管片向外变形增加，进一步加剧了该处管片与土体之间的挤压作用。

由于周围土压力变化与隧道横断面变形有关，因此在破洞施工过程中，可根据图11中的隧道变形特征，合理调整竖向预支撑力，使隧道变形处于相对稳定状态。同时设置与地层压力相匹配的土仓压力，减小对地层的扰动。竖向预支撑力调整后的施加情况为：在预撑阶段施加50 kN，以保持内支撑结构稳定；在切削阶段施加500 kN，以降低隧道在横向顶推力作用下产生的“横椭圆型”增量变形；在成洞阶段施加100 kN，以减小隧道“竖椭圆型”增量变形。

从图12还可以看出，1环右侧90°位置处的附加土压力变化最为显著，因此以该处附加土压力为研究对象，其土仓压力和竖向预支撑力优化前后的对比情况如图13所示。从图13可以看出：在竖向预支撑力保持500 kN不变的情况下，该处附加土压力近似呈线性增加，每阶段平均增加36 kPa；而在竖向预支撑力根据图11中隧道变形特征进行合理调整后，其附加土压力显著降低，在预撑阶段至成洞阶段呈平稳缓慢增加，表明通过调整预支撑力，可使隧道处于相对稳定的状态，从而减少对地层的扰动。

3.3　地表沉降变形

破洞施工将影响隧道横断面变形，进而对地层产生不同程度的扰动^［29］。由于破洞施工过程中0环变形较为明显，因此以0环顶部横向地表沉降为研究对象，其变化分布特征如图14所示。图中：x=0 m为0环拱顶正上方位置。从图14可以看出：0环拱顶正上方的地表沉降变化较为显著，其值沿0环中心向两侧逐渐减小；随着施工过程推进，地层受扰动效应逐渐增加，地表沉降变形随之增大，并在拆撑阶段达到最大值2.6 mm；总体来看，破洞施工对地层扰动较小，地表所发生的沉降变形在可控范围内，表明在富水砂层中采用联络通道顶管法施工可有效控制地表沉降。

3.4　管片环内力

通过主隧道管片环变形分析可知，破洞施工对洞口两侧约1倍主隧道直径范围内的管片变形影响较为显著，且洞口两侧结构对称，因此选取了0环至3环管片为研究对象，分析其在破洞过程中内力变化规律。

3.4.1　轴力

主隧道0环至3环管片在破洞施工过程中的环向轴力分布情况如图15所示。图中：轴力正值表示管片受拉力；负值表示管片受压力。

从图15可以看出以下结论。

（1）在初始阶段，管片环的轴力呈横椭圆形分布，左右拱腰的轴力大于拱顶和拱底，这是由于主隧道在地层中所受的竖向地层压力大于侧向地层压力；进入预撑阶段后，直接与上下内支撑板接触的0环至2环管片的轴力有所下降，表明内支撑结构能够有效分担主隧道所受的地层压力，从而降低管片结构轴力；在切削阶段，0环和1环管片轴力减少较为显著，分析其原因在于水平顶推力对隧道左右侧外部水土压力产生了一定抵消作用，使管片轴力减小，其中0环受顶推作用力最大，其轴力下降更为明显。

（2）主隧道成洞后，0环右拱腰60°~120°范围内管片被完全切除，60°和120°位置处成为悬臂端，环内应力释放，导致0环右侧60°和120°位置处管片轴力急剧降低，损失的荷载向洞口两侧衬砌环转移，其中1环右侧90°位置处承担了大部分荷载，相较于预撑阶段，其轴力增加了446 kN（36.2%），而2环和3环距破洞区域相对较远，环间内力传递作用减弱，其轴力增加幅度相对较小；拆除内支撑后，由于主隧道0环至3环管片失去了内支撑体系为其分担外部水土荷载的作用，致使各环管片轴力有所增加，并在1环右拱腰90°位置处达到最大值2 098 kN。

3.4.2　弯矩

主隧道0环至3环管片在破洞施工过程中的弯矩分布特征如图16所示。图中：弯矩正值表示管片向外弯曲变形（外侧受拉，内侧受压）；负值表示管片向内弯曲变形（外侧受压，内侧受拉）。

从图16可以看出以下结论。

（1）在破洞施工过程中，各环拱顶和拱底管片弯矩均为负值，左右拱腰管片弯矩均为正值，表明0环至3环管片在初始阶段至拆撑阶段总体变形均呈“横椭圆型”分布，具体表现为拱顶和拱底管片向内弯曲变形，左右拱腰管片向外弯曲变形。

（2）从初始阶段到预撑阶段，0环至3环管片弯矩有所下降，主要是因为内支撑体系的竖向预支撑力有效减小了管片环横椭圆变形，从而降低了管片弯矩；进入切削阶段，受到水平向外的顶推力作用，管片环横椭圆变形程度增加，致使0环至3环管片弯矩有所增大，特别是在1环右拱腰90°位置处的弯矩达到了最大值290 kN · m，相较于预撑阶段增加了114 kN · m（64.8%）。

（3）主隧道成洞后，水平顶推力消失，管片环横椭圆变形程度减小，弯矩随之降低，在1环右拱腰90°位置处弯矩较切削阶段减小了124 kN · m（42.8%）；拆除支撑后，由于内支撑的卸载作用，主隧道需独自承担外部地层荷载，导致管片环轴力与横椭圆变形程度增大，因此，0环至3环的管片弯矩有所增加，其中1环右拱腰90°位置的弯矩为234 kN · m，相比成洞阶段增加了68 kN · m（41.0%）。

3.5　管片环应力

主隧道破洞位置附近管片最大主应力分布特征如图17所示，普通混凝土管片与钢混复合管片的最大主应力对比情况如图18所示。从图17和图18可以看出：在破洞施工过程中，－1环和1环右侧剩余管片的外弧面形成了明显的拉应力集中区域，其最大拉应力出现在切削阶段，达到10.5 MPa，该处的钢混复合结构能够保障其安全；而普通混凝土管片在切削阶段和拆撑阶段的最大拉应力分别为3.2和3.1 MPa，均已超过C50混凝土的抗拉强度标准值2.64 MPa。

较大的拉应力导致在0环顶部、1环和－1环底部的混凝土内表面出现了拉伸损伤，为避免混凝土管片内表面出现张拉裂缝，在双线主隧道施工时，将0环B2块和±1环A2块的混凝土管片替换为内覆钢板特殊衬砌管片。内覆钢板特殊衬砌管片具体结构形式详见文献［26］，并将其与钢混复合管片进行整体焊接，以提高破洞位置附近管片承载性能与抗拉性能。切削阶段和拆撑阶段管片损伤位置和处理措施如图19所示。

3.6　顶进施工对周围地层的影响

地层塑性区的分布对隧道的稳定性起着关键作用。联络通道顶进施工过程中主隧道0环中心横断面的周围地层塑性区分布变化情况如图20所示。图中：红色区域为塑性变形较大的位置；蓝色区域为塑性变形较小的位置。从图20可以看出：随着联络通道顶进距离增加，主隧道承受的顶推反力逐渐增大，其周围地层塑性变形也随之增加，拱顶地层塑性变形较拱底明显；在顶进过程中，主隧道周围地层塑性区主要分布在主隧道顶部3 m和底部2 m范围内，尤其是在左右拱肩和拱脚位置处塑性变形较为显著，为避免隧道周围地层发生液化现象，应对主隧道破洞环的左右拱肩和拱脚的土体进行加固处理。

由于主隧道0环和1环受破洞施工影响较大，因此选取了联络通道顶进施工过程中主隧道0环和1环中心横断面的径向水土压力为分析对象，其分布图如图21所示。从图21可以看出：在联络通道顶进施工过程中，0环和1环的径向水土压力在300 kPa左右变化，其顶部水土压力略小于底部；随着顶进距离增加，主隧道－2环至2环左侧承受的顶推反力逐渐增大，致使0环和1环左侧管片向外变形，这增加了左侧管片与地层间的挤压作用，故0环和1环240°~270°范围内的地层水土压力有所增加，但增加幅度并不明显；整体上来看，联络通道顶进施工过程中主隧道周围水土压力变化较小。

4 适用性讨论

联络通道顶管法施工技术作为近年来发展起来的一种新型工法，具有安全、高效、环保等技术优势，对地下空间的发展起到了积极的促进作用^［30］。

1）应用场景

该技术可广泛应用于城市地下空间的多层次和网络化建设工程中，特别适用于地铁、公路隧道区间的联络通道以及地铁出入口、风井、市政综合管廊检修井等工程，展现出广阔的应用前景。

2）地质条件

联络通道顶管法施工技术具有施工周期短、作业环境安全可控、对周边环境影响小等优点，其能够在软土层、粉细砂层、高富水砂卵层、重风化岩层、岩土复合地层等多种地质环境中应用。尤其在软土和破碎等不良地质条件下施工时，其优越性更为明显。

3）通道长度

在联络通道顶管法施工中，由始发端主隧道承担顶推反力的作用。随着顶推距离增加，联络通道管片与周围地层间的摩擦阻力将逐渐增加，导致所需顶推反力也随之增大，这将影响主隧道结构安全稳定性。该技术适用于地铁联络通道短距离施工，根据目前工程经验，通道长度一般不超过25 m。因此在地铁隧道中心线间距较短时，采用该技术能取得较好施工效果。

5 结 论

（1）破洞施工对洞口两侧约1倍主隧道直径范围内的管片变形影响较为显著，且变形程度随与破洞位置距离减小而逐渐加剧，直径最大变形量为2.5 mm。在该范围内，管片所受的土压力也发生了显著变化，洞口两侧的土压力在拆撑阶段增加了76 kPa。土压力变化主要由主隧道横断面变形和洞口处土体向主隧道靠拢的共同作用所致。因此，应根据不同阶段的隧道变形状态合理调整预支撑力，使其变形处于相对稳定状态，以减少对地层的扰动。同时，应设置与开挖面水平土压力相平衡的土仓压力，以维持破洞位置处土体的稳定性，避免引发地表沉陷。

（2）内支撑结构能够有效分担主隧道所受的地层压力，从而降低管片结构内力。主隧道破洞后，洞口上下端内力出现了骤降现象，其损失的荷载通过环间作用重新分配至邻近环，导致洞口两侧内力显著增加，并在拆撑阶段达到最大。在施工过程中，破洞区域管片环的内力变化较为明显，环间内力传递主要发生在洞口位置的邻近环。

（3）在破洞施工过程中，钢混复合管片与混凝土管片交界处出现了应力集中现象，并在洞口两侧管片外弧面形成了明显的拉应力带，最大拉应力为10.5 MPa，该处的钢混复合管片能够保证其安全。而破洞环顶部和底部的混凝土管片内表面，在切削阶段和拆撑阶段产生的拉应力均已超过其抗拉强度，出现了拉伸损伤。为避免混凝土管片产生张拉裂缝，可将其替换为内覆钢板衬砌管片。

（4）通过优化破洞位置附近管片结构设计，可有效提高联络通道顶管法施工技术安全可靠性。研究结果丰富了现场施工案例，为今后联络通道顶管法施工提供理论参考。

参考文献

[1] 李孟凯，蔡海兵，洪荣宝，等.平面斜交联络通道冻结温度场分析及工程应用研究［J］.铁道科学与工程学报，2022，19（5）：1374-1384.

[2] LI Mengkai， CAI Haibing， HONG Rongbao， et al. Analysis and Engineering Application of Freezing Temperature Field in Planar Skew Connecting Passage ［J］. Journal of Railway Science and Engineering， 2022， 19 （5）： 1374-1384. in Chinese

[3] ZHOU F C， ZHOU P， LI J Y， et al. Key Parameters Design Method of AGF Method for Metro Connecting Passage in Water-Rich Coastal Area ［J］. KSCE Journal of Civil Engineering， 2022， 26 （12）： 5301-5317.

[4] ZHENG L F， GAO Y T， ZHOU Y， et al. A Practical Method for Predicting Ground Surface Deformation Induced by the Artificial Ground Freezing Method ［J］. Computers and Geotechnics， 2021， 130： 103925.

[5] 张松，岳祖润，张基伟，等.联络通道冻结施工近隧道端土体温度场分布及管片保温措施优化［J］.中国铁道科学，2020，41（3）：95-102.

[6] ZHANG Song， YUE Zurun， ZHANG Jiwei， et al. Distribution of Soil Temperature Field Close to Tunnel End and Optimization of Segment Insulation Measures in Cross-Passage Construction by Artificial Ground Freezing Method ［J］. China Railway Science， 2020， 41 （3）： 95-102. in Chinese

[7] LIU X， NOWAMOOZ H， SHEN Y P， et al. Heat Transfer Analysis in Artificial Ground Freezing for Subway Cross Passage under Seepage Flow ［J］. Tunnelling and Underground Space Technology， 2023， 133： 104943.

[8] LI Z M， CHEN J， SUGIMOTO M， et al. Numerical Simulation Model of Artificial Ground Freezing for Tunneling under Seepage Flow Conditions ［J］. Tunnelling and Underground Space Technology， 2019， 92： 103035.

[9] LI X K， LI X， LIU S， et al. Thermal-Seepage Coupled Numerical Simulation Methodology for the Artificial Ground Freezing Process ［J］. Computers and Geotechnics， 2023， 156： 105246.

[10] LI X L， LI P C， LIU X F， et al. Surface Subsidence Pattern of Construction of Pipe Jacking in Water-Rich Sand Layer Cross Passage Measured and Numerical Simulation Analysis ［J］. Structures， 2024， 60： 105949.

[11] 管攀峰，郭振坤，伍鹏李，等.基于壳-接触模型的盾构隧道开口力学分析［J］.现代隧道技术，2020，57（5）：143-153.

[12] GUAN Panfeng， GUO Zhenkun， WU Pengli， et al. Analysis of Mechanical Behavior of Shield Tunnel Openings Based on Shell-Contact Model ［J］. Modern Tunnelling Technology， 2020， 57 （5）： 143-153. in Chinese

[13] GAO X J， LI P F， ZHANG M J， et al. Effect of Local Openings on Bearing Behavior and Failure Mechanism of Shield Tunnel Segments ［J］. Underground Space， 2024， 16： 183-205.

[14] TAN Z S， LI Z L， TANG W， et al. Research on Stress Characteristics of Segment Structure during the Construction of the Large-Diameter Shield Tunnel and Cross-Passage ［J］. Symmetry， 2020， 12 （8）： 1246.

[15] ZHANG W G， TANG X C， YANG W Y， et al. Review of Tunnels and Tunnelling under Unfavourable Geological Conditions ［J］. Geological Journal， 2024， 59 （9）： 2668-2689.

[16] 柴少波，胡军，周永强，等.软硬地层接触面倾角对盾构隧道纵向力学性能的影响［J］.中国铁道科学，2024，45（5）：135-146.

[17] CHAI Shaobo， HU Jun， ZHOU Yongqiang， et al. Influence of Interface Inclination Angle of Soft-Hard Strata on Longitudinal Mechanical Properties of Shield Tunnel ［J］. China Railway Science， 2024， 45 （5）： 135-146. in Chinese

[18] SUN W X， LIU H L， ZHANG W G， et al. Determination of Groundwater Buoyancy Reduction Coefficient in Clay： Model Tests， Numerical Simulations and Machine Learning Methods ［J］. Underground Space， 2023， 13： 228-240.

[19] 高晓静，李鹏飞，张明聚，等.局部失效盾构隧道管片承载特性及破坏机理［J］.中国公路学报，2023，36（11）：302-311.

[20] GAO Xiaojing， LI Pengfei， ZHANG Mingju， et al. Bearing Characteristics and Failure Mechanism of Partially Failed Segments in Shield Tunnels ［J］. China Journal of Highway and Transport， 2023， 36 （11）： 302-311. in Chinese

[21] LIN Q T， LU D C， LEI C M， et al. Mechanical Response of Existing Tunnels for Shield Under-Crossing in Cobble Strata Based on the Model Test ［J］. Tunnelling and Underground Space Technology， 2022， 125： 104505.

[22] 朱瑶宏，高一民，董子博，等.顶管法T接隧道结构受力足尺试验研究［J］.隧道建设：中英文，2019，39（9）：1392-1401.

[23] ZHU Yaohong， GAO Yimin， DONG Zibo， et al. Full-Scale Experimental Study on Structural Mechanism of T-Connected Tunnel Constructed by Pipe Jacking Method ［J］. Tunnel Construction， 2019， 39 （9）： 1392-1401. in Chinese

[24] 柳献，高一民，张姣龙，等.机械法联络通道施工中主隧道的破洞响应分析［J］.岩土工程学报，2020，42（5）：951-960.

[25] LIU Xian， GAO Yimin， ZHANG Jiaolong， et al. Structural Response of Main Tunnel Linings during Construction of Connecting Aisle by Means of Mechanized Drilling ［J］. Chinese Journal of Geotechnical Engineering， 2020， 42 （5）： 951-960. in Chinese

[26] LU P， YUAN D J， JIN D L， et al. Centrifugal Model Tests on the Structural Response of the Shield Tunnel When Constructing Cross Passages by Mechanical Methods ［J］. Tunnelling and Underground Space Technology， 2022， 128： 104621.

[27] 黄毅，刘正好，马险峰，等.机械法联络通道管片切削试验与数值模拟研究［J］.隧道建设：中英文，2022，42（增1）：93-103.

[28] HUANG Yi， LIU Zhenghao， MA Xianfeng， et al. Experimental and Numerical Simulation Study on Segment Cutting of Mechanical Communication Channel ［J］. Tunnel Construction， 2022， 42 （）： 93-103. in Chinese

[29] 张明聚，康博，李鹏飞，等.反拉式顶管法施工联络通道对地铁盾构隧道力学性能影响［J］.隧道建设：中英文，2024，44（6）：1165-1173.

[30] ZHANG Mingju， KANG Bo， LI Pengfei， et al. Influence of Cross-Passage Construction Using Front-Traction Pipe Jacking Method on Mechanical Properties of Metro Shield Tunnel ［J］. Tunnel Construction， 2024， 44 （6）： 1165-1173. in Chinese

[31] WANG J W， LI F C， CHEN Z B， et al. Finite Element Analysis of T-Joint of Mechanical Connecting Channels ［J］. Advances in Mechanical Engineering， 2020， 12 （12）： 1687814020977747.

[32] 王儒，翟五洲，倪海波，等.盾构隧道机械法联络通道破洞施工中管片衬砌洞门结构力学响应的数值模拟研究［J］.隧道建设：中英文，2023，43（增1）：178-188.

[33] WANG Ru， ZHAI Wuzhou， NI Haibo， et al. Numerical Simulation on Mechanical Response of Tunnel Portal with Segment Lining in Mechanized Construction of Cross Passage of Shield Tunnel ［J］. Tunnel Construction， 2023， 43 （）： 178-188. in Chinese

[34] 周东勇.管片破拆对盾构隧道衬砌受力特性的影响研究［J］.隧道建设：中英文，2021，41（增1）：83-88.

[35] ZHOU Dongyong. Influence of Segment Destruction and Removal on Mechanical Characteristics of Shield Tunnel Lining ［J］. Tunnel Construction， 2021， 41 （）： 83-88. in Chinese

[36] 张付林，刘正好，朱瑶宏，等.机械法联络通道T接部位受力特性及弱化分析［J］.岩土工程学报，2022，44（增2）：116-119.

[37] ZHANG Fulin， LIU Zhenghao， ZHU Yaohong， et al. Mechanical Characteristics and Weakening Analysis of T-Joint of Communication Channel ［J］. Chinese Journal of Geotechnical Engineering， 2022， 44 （）： 116-119. in Chinese

[38] 郑镇跡，黄书华，陈湘生，等.超大直径盾构主隧道机械法联络通道特殊衬砌管片受力特性分析［J］.现代隧道技术，2024，61（1）：117-124.

[39] ZHENG Zhenji， HUANG Shuhua， CHEN Xiangsheng， et al. Analysis of Stress Characteristics of Specially Lined Segment of Superlarge-Diameter Shield Main Tunnel during Mechanically Excavating Cross Passage ［J］. Modern Tunnelling Technology， 2024， 61 （1）： 117-124. in Chinese

[40] 黄明辉，陈乐意.富水地层盾构掘进下近接桩-土力学响应分析［J］.铁道标准设计，2019，63（3）：112-118.

[41] HUANG Minghui， CHEN Leyi. Analysis of Mechanics Response of Adjacent Piles-Soil under Shield Excavation in Water-Rich Stratum ［J］. Railway Standard Design， 2019， 63 （3）： 112-118. in Chinese

[42] SHI C H， CAO C Y， LEI M F， et al. Effects of Lateral Unloading on the Mechanical and Deformation Performance of Shield Tunnel Segment Joints ［J］. Tunnelling and Underground Space Technology， 2016， 51： 175-188.

[43] ZHANG J Z， HUANG H W， ZHANG D M， et al. Effect of Ground Surface Surcharge on Deformational Performance of Tunnel in Spatially Variable Soil ［J］. Computers and Geotechnics， 2021， 136： 104229.

[44] 朱瑶宏，张付林.机械法联络通道工程技术研究与应用［M］.北京：中国建筑工业出版社，2021.

[45] ZHU Yaohong， ZHANG Fulin. Research and Application of Mechanical Connecting Passage Engineering Technology ［M］. Beijing： China Architecture & Building Press， 2021. in Chinese

基金资助

国家自然科学基金资助项目(52178401)

河南高校科技创新团队支持计划项目(23IRTSTHN014)

河南省重点科学基金项目(252300421251)