许燕峰

(沈阳地铁集团有限公司，辽宁沈阳 110011)

引言

近年来，随着我国地铁工程的广泛开展，地铁隧道下穿和上跨既有车站、区间结构的实例屡见不鲜。杨志勇等针对盾构隧道上跨施工对既有隧道的变形影响进行研究，并分析加固措施对变形控制的作用[1-2]；徐成华等对盾构掘进造成的地面沉降机理进行理论分析，并提出盾构施工沉降控制的关键点和方法[3]；贾永刚等对隧道下穿既有结构的力学特性进行有针对性的研究[4]，另有多人针对盾构区间上跨、下穿过街通道、干渠、桥梁等建(构)筑物的沉降控制和措施进行研究分析，并对不同地质条件下盾构施工沉降控制提出了可借鉴的技术和方法[5-14]，丁智等采用数值分析方法，通过计算两隧道不同净距与角度工况，得到软土地层既有地铁隧道变形和衬砌内力变化规律[15]。国内外针对地铁工程下穿和上跨既有结构开展了大量的研究工作，但针对新建地铁隧道超近距离下穿和上跨既有地铁结构的研究较少。随着地铁建设的广度和深度的逐步加大，在新建隧道超小净距穿越既有隧道的交叠区域，既有结构的沉降变形控制效果研究就显得尤为重要。

1 工况背景

1.1 工程概况

沈阳地铁10号线中医药大学站—松花江街站区间位于崇山东路下方，线路出中医药大学站后沿崇山东路东行，上穿既有2号线崇-岐暗挖区间人防段，10号线区间隧道为标准单洞单线圆形断面，盾构法施工。10号线盾构区间与既有2号线区间人防段交叠区域平、剖面位置关系如图1和图2所示。

图1 10号线与既有2号线位置关系平面(单位：mm)

图2 10号线与既有2号线位置关系剖面(单位：mm；高程单位：m)

1.2 工程措施

为确保盾构区间顺利完成穿越，利用临时施工竖井对盾构区间左线与既有2号线区间人防段右线交叠区一定范围内土体进行注浆预加固，具体注浆加固范围如图3～图5所示。采用深孔后退式注浆，注浆孔间距0.75 m×0.75 m，注浆浆液为水泥浆。既有2号线区间人防段左线与10号线区间交叠区土体采用盾构管片预留注浆孔进行补偿注浆加固。

图3 注浆加固平面(单位：mm)

图4 注浆加固纵剖面(单位：mm；高程单位：m)

图5 注浆加固横剖面(单位：mm；高程单位：m)

2 数值模拟

2.1 计算工况

10号线盾构区间土体开挖过程中，刀盘与既有2号线区间人防段结构最近距离仅0.176 m，由于盾构施工误差以及不可预料因素，10号线盾壳及管片与既有结构有点接触的可能。新建结构与既有结构如若发生点接触，由于土体与混凝土结构存在巨大的刚度差异，接触点位置会产生集中荷载，将导致既有结构内力增加。拱顶弯矩增加对结构受力不利，可能造成结构开裂破坏。为研究集中荷载对结构产生的影响，建立三维数值模型。为分析10号线盾壳与2号线人防段结构点接触对既有结构及管片结构内力的影响，建立以下5种工况。

①初始状态(未开挖状态)；

②工况1-无注浆+无点接触；

③工况2-无注浆+点接触；

④工况3-注浆+点接触；

⑤工况4-无夹层土+点接触。

其中，初始状态和工况1的内力作为其余工况下内力变化的参考，工况2、3作为对地层注浆效果分析的参考，工况4作为极端工况施工安全性判断的参考。

2.2 计算模型及参数

考虑数值计算模型的边界效应和适用性，模型范围应大于同方向下穿影响区的长度，选取计算模型尺寸为60 m×60 m×50 m(x×y×z，x方向为10号线区间右线前进方向、y方向垂直于x方向，z方向为竖向)，共计67 580个实体单元。土层及注浆层采用实体单元，既有2号线人防区间衬砌、10号线盾壳及管片采用壳单元模拟。除地表采用自由面，四周及底部均施加法向约束。计算模型如图6、图7所示。

图6 三维数值模型(单位：m)

图7 结构交互关系三维模型剖视图

为模拟10号线盾壳与既有2号线人防段结构点接触效果，在相交点处设置短梁以传递竖向荷载，如图8(a)所示，点接触下的整体三维模型如图8(b)所示。同时考虑盾壳内盾构机具所受的重力，将其折算进盾壳的重度中进行加载。

图8 集中荷载作用模型

土层材料采用Mohr-Coulomb准则计算，结构单元采用线弹性本构关系。由于2号线结构的建成时间已超过10年，故对其初支刚度和二衬刚度进行折减，折减系数分别为0.6和0.9。考虑到管片接缝对强度的影响，故对管片的整体刚度进行折减，折减系数为0.75，岩土及结构力学参数见表1、表2。

表1 岩土物理力学参数

表2 结构力学参数

3 结果分析

3.1 点接触对既有人防段结构内力的影响分析

(1)既有人防段结构环向内力分析

图9～图11为既有人防段结构受力分布。

图9 既有人防段结构衬砌环向内力云图(弯矩单位：kN·m；轴力单位：kN)

由图9～图11可知，当10号线盾壳与既有2号线人防段结构不接触，土体开挖后，既有2号线人防段拱顶弯矩减少；当10号线盾壳与既有2号线发生接触，由于结构与周边土体刚度存在巨大差异，拱顶受力集中导致内力增加，弯矩由原始状态的118 kN·m增大至316 kN·m，轴力由原始状态的1 470 kN增大至2 157 kN。对交叠区进行注浆加固后，盾壳与周围土体刚度差异减小，周围土体可承担更多竖向荷载，此时，既有2号线拱顶受力集中现象明显减少，拱顶弯矩减小至48 kN·m。取几种不利工况进行拱顶环向强度及裂缝宽度验算，见表3。

图10 既有人防段结构衬砌环向弯矩

图11 既有人防段结构衬砌环向轴力

表3 既有2号线人防段衬砌环向裂缝宽度验算

由表3可以看出，工况2条件下进行10号线盾构隧道开挖施工，既有2号线人防段结构的计算配筋面积和裂缝宽度均明显增大。工况4条件下交叠区域盾壳为无土接触状态，人防结构承担全部竖向集中荷载(该工况为极端情况)，既有2号线人防段的计算配筋面积达到2 916 mm2，裂缝宽度达到0.19 mm，较工况2有大幅度增大。

(2)既有人防段结构纵向内力分析

由表4可以看出，工况4条件下既有2号线人防段的纵向裂缝宽度由工况2的0.06 mm增大到0.24 mm，表明既有2号线人防段结构拱顶的集中作用明显。

表4 既有2号线人防段衬砌纵向裂缝宽度验算

图12 既有2号线人防段衬砌纵向内力云图(弯矩单位：kN·m；轴力单位：kN)

3.2 点接触对新建盾构管片结构内力的影响分析

盾构管片为永久结构，在计算时可不考虑施工阶段土体卸载作用，但应考虑长期水土压力及结构自重荷载作用。以下针对工况2(无注浆+点接触)和工况3(注浆+点接触)进行模拟分析。

(1)盾构管片环向内力分析

图13 10号线管片环向弯矩云图(单位：kN)

图14 10号线管片环向弯矩

工况2、3下，对10号线区间左、右线管片内力进行强度及裂缝宽度验算，相邻管片弯矩传递系数ε取1.3，计算结果见表5。

图15 10号线管片环向轴力

由图13～图15及表5可知，点接触区域由于管片基底刚度突变，致使10号线管片接触区域内力较大，最大值为216 kN·m，裂缝宽度最大为0.17 mm；采取注浆加固后，10号线管片基底刚度均衡，管片弯矩降低较大，最大值为43 kN·m，裂缝宽度明显减小。由此可得，通过基底加固可以有效改善管片环向受力状态。

(2)盾构管片纵向内力分析

表5 10号线管片环向裂缝宽度验算

由于管片抗纵向变形能力较弱，当其纵向变形或曲率半径达到一定值后，可能出现由于管片环缝张开量过大引起漏水或管片纵向受拉破坏的现象。以下是盾构隧道纵向变形曲率的一般性分析标准：

①R≥15 000 m，环缝张开和螺栓应力均处于较低水平；

②5 000 m≤R<15 000 m，隧道可以工作，有一定安全隐患；

③1 000 m≤R<5 000 m，螺栓塑性，仍可工作，安全隐患更大；

④R<1 000 m，环缝张开>6 mm，漏水漏泥。

由于既有2号线区间、10号线盾构区间与既有结构交叠区域基底刚度较其他区域大，长期竖向荷载作用下，基底刚度分布不均会导致管片的纵向不均匀沉降，尤其当管片与既有结构产生点接触，基底刚度突变对管片纵向受力将更加不利。上穿既有2号线人防段区间的10号线左线盾构管片的纵向相对竖向位移如图16所示。

图16 10号线左线盾构管片纵向相对竖向位移

图17 10号线左线盾构管片曲率半径

由分析可得，在不进行加固的情况下，隧道纵向盾构管片曲率半径多小于15 000 m，个别区域小于5 000 m；基底加固后，盾构管片曲率基本上大于15 000 m。基底加固后交叠区域刚度过渡平缓，对10号线管片纵向受力有利，即使管片与既有线发生点接触，其纵向曲率半径仍满足要求。

4 结论

(1)通过数值分析可知，盾壳与既有线点接触会使既有2号线结构拱顶出现集中荷载，导致既有2号线结构拱顶弯矩和裂缝宽度增大，这是由于土体与混凝土结构的巨大刚度差异导致的。

(2)对10号线和既有2号线的交叠区域进行注浆加固后，既有2号线区间结构拱顶所受弯矩减小明显。由此可知，对交叠区域进行注浆加固可有效降低超小距离盾构上穿施工对既有结构的影响，降低施工风险。

(3)在盾构施工过程与后期使用阶段，交叠区域注浆加固对10号线管片环向、纵向受力均有改善，有利于管片的长期使用。