新建地鐵與既有線交疊區域地基處理加固分析

許燕峰

(沈陽地鐵集團有限公司，遼寧沈陽 110011)

引言

近年來，隨著我國地鐵工程的廣泛開展，地鐵隧道下穿和上跨既有車站、區間結構的實例屢見不鮮。楊志勇等針對盾構隧道上跨施工對既有隧道的變形影響進行研究，并分析加固措施對變形控制的作用[1-2]；徐成華等對盾構掘進造成的地面沉降機理進行理論分析，并提出盾構施工沉降控制的關鍵點和方法[3]；賈永剛等對隧道下穿既有結構的力學特性進行有針對性的研究[4]，另有多人針對盾構區間上跨、下穿過街通道、干渠、橋梁等建(構)筑物的沉降控制和措施進行研究分析，并對不同地質條件下盾構施工沉降控制提出了可借鑒的技術和方法[5-14]，丁智等采用數值分析方法，通過計算兩隧道不同凈距與角度工況，得到軟土地層既有地鐵隧道變形和襯砌內力變化規律[15]。國內外針對地鐵工程下穿和上跨既有結構開展了大量的研究工作，但針對新建地鐵隧道超近距離下穿和上跨既有地鐵結構的研究較少。隨著地鐵建設的廣度和深度的逐步加大，在新建隧道超小凈距穿越既有隧道的交疊區域，既有結構的沉降變形控制效果研究就顯得尤為重要。

1 工況背景

1.1 工程概況

沈陽地鐵10號線中醫藥大學站—松花江街站區間位于崇山東路下方，線路出中醫藥大學站后沿崇山東路東行，上穿既有2號線崇-岐暗挖區間人防段，10號線區間隧道為標準單洞單線圓形斷面，盾構法施工。10號線盾構區間與既有2號線區間人防段交疊區域平、剖面位置關系如圖1和圖2所示。

圖1 10號線與既有2號線位置關系平面(單位：mm)

圖2 10號線與既有2號線位置關系剖面(單位：mm；高程單位：m)

1.2 工程措施

為確保盾構區間順利完成穿越，利用臨時施工豎井對盾構區間左線與既有2號線區間人防段右線交疊區一定范圍內土體進行注漿預加固，具體注漿加固范圍如圖3～圖5所示。采用深孔后退式注漿，注漿孔間距0.75 m×0.75 m，注漿漿液為水泥漿。既有2號線區間人防段左線與10號線區間交疊區土體采用盾構管片預留注漿孔進行補償注漿加固。

圖3 注漿加固平面(單位：mm)

圖4 注漿加固縱剖面(單位：mm；高程單位：m)

圖5 注漿加固橫剖面(單位：mm；高程單位：m)

2 數值模擬

2.1 計算工況

10號線盾構區間土體開挖過程中，刀盤與既有2號線區間人防段結構最近距離僅0.176 m，由于盾構施工誤差以及不可預料因素，10號線盾殼及管片與既有結構有點接觸的可能。新建結構與既有結構如若發生點接觸，由于土體與混凝土結構存在巨大的剛度差異，接觸點位置會產生集中荷載，將導致既有結構內力增加。拱頂彎矩增加對結構受力不利，可能造成結構開裂破壞。為研究集中荷載對結構產生的影響，建立三維數值模型。為分析10號線盾殼與2號線人防段結構點接觸對既有結構及管片結構內力的影響，建立以下5種工況。

①初始狀態(未開挖狀態)；

②工況1-無注漿+無點接觸；

③工況2-無注漿+點接觸；

④工況3-注漿+點接觸；

⑤工況4-無夾層土+點接觸。

其中，初始狀態和工況1的內力作為其余工況下內力變化的參考，工況2、3作為對地層注漿效果分析的參考，工況4作為極端工況施工安全性判斷的參考。

2.2 計算模型及參數

考慮數值計算模型的邊界效應和適用性，模型范圍應大于同方向下穿影響區的長度，選取計算模型尺寸為60 m×60 m×50 m(x×y×z，x方向為10號線區間右線前進方向、y方向垂直于x方向，z方向為豎向)，共計67 580個實體單元。土層及注漿層采用實體單元，既有2號線人防區間襯砌、10號線盾殼及管片采用殼單元模擬。除地表采用自由面，四周及底部均施加法向約束。計算模型如圖6、圖7所示。

圖6 三維數值模型(單位：m)

圖7 結構交互關系三維模型剖視圖

為模擬10號線盾殼與既有2號線人防段結構點接觸效果，在相交點處設置短梁以傳遞豎向荷載，如圖8(a)所示，點接觸下的整體三維模型如圖8(b)所示。同時考慮盾殼內盾構機具所受的重力，將其折算進盾殼的重度中進行加載。

圖8 集中荷載作用模型

土層材料采用Mohr-Coulomb準則計算，結構單元采用線彈性本構關系。由于2號線結構的建成時間已超過10年，故對其初支剛度和二襯剛度進行折減，折減系數分別為0.6和0.9。考慮到管片接縫對強度的影響，故對管片的整體剛度進行折減，折減系數為0.75，巖土及結構力學參數見表1、表2。

表1 巖土物理力學參數

表2 結構力學參數

3 結果分析

3.1 點接觸對既有人防段結構內力的影響分析

(1)既有人防段結構環向內力分析

圖9～圖11為既有人防段結構受力分布。

圖9 既有人防段結構襯砌環向內力云圖(彎矩單位：kN·m；軸力單位：kN)

由圖9～圖11可知，當10號線盾殼與既有2號線人防段結構不接觸，土體開挖后，既有2號線人防段拱頂彎矩減少；當10號線盾殼與既有2號線發生接觸，由于結構與周邊土體剛度存在巨大差異，拱頂受力集中導致內力增加，彎矩由原始狀態的118 kN·m增大至316 kN·m，軸力由原始狀態的1 470 kN增大至2 157 kN。對交疊區進行注漿加固后，盾殼與周圍土體剛度差異減小，周圍土體可承擔更多豎向荷載，此時，既有2號線拱頂受力集中現象明顯減少，拱頂彎矩減小至48 kN·m。取幾種不利工況進行拱頂環向強度及裂縫寬度驗算，見表3。

圖10 既有人防段結構襯砌環向彎矩

圖11 既有人防段結構襯砌環向軸力

表3 既有2號線人防段襯砌環向裂縫寬度驗算

由表3可以看出，工況2條件下進行10號線盾構隧道開挖施工，既有2號線人防段結構的計算配筋面積和裂縫寬度均明顯增大。工況4條件下交疊區域盾殼為無土接觸狀態，人防結構承擔全部豎向集中荷載(該工況為極端情況)，既有2號線人防段的計算配筋面積達到2 916 mm2，裂縫寬度達到0.19 mm，較工況2有大幅度增大。

(2)既有人防段結構縱向內力分析

由表4可以看出，工況4條件下既有2號線人防段的縱向裂縫寬度由工況2的0.06 mm增大到0.24 mm，表明既有2號線人防段結構拱頂的集中作用明顯。

表4 既有2號線人防段襯砌縱向裂縫寬度驗算

圖12 既有2號線人防段襯砌縱向內力云圖(彎矩單位：kN·m；軸力單位：kN)

3.2 點接觸對新建盾構管片結構內力的影響分析

盾構管片為永久結構，在計算時可不考慮施工階段土體卸載作用，但應考慮長期水土壓力及結構自重荷載作用。以下針對工況2(無注漿+點接觸)和工況3(注漿+點接觸)進行模擬分析。

(1)盾構管片環向內力分析

圖13 10號線管片環向彎矩云圖(單位：kN)

圖14 10號線管片環向彎矩

工況2、3下，對10號線區間左、右線管片內力進行強度及裂縫寬度驗算，相鄰管片彎矩傳遞系數ε取1.3，計算結果見表5。

圖15 10號線管片環向軸力

由圖13～圖15及表5可知，點接觸區域由于管片基底剛度突變，致使10號線管片接觸區域內力較大，最大值為216 kN·m，裂縫寬度最大為0.17 mm；采取注漿加固后，10號線管片基底剛度均衡，管片彎矩降低較大，最大值為43 kN·m，裂縫寬度明顯減小。由此可得，通過基底加固可以有效改善管片環向受力狀態。

(2)盾構管片縱向內力分析

表5 10號線管片環向裂縫寬度驗算

由于管片抗縱向變形能力較弱，當其縱向變形或曲率半徑達到一定值后，可能出現由于管片環縫張開量過大引起漏水或管片縱向受拉破壞的現象。以下是盾構隧道縱向變形曲率的一般性分析標準：

①R≥15 000 m，環縫張開和螺栓應力均處于較低水平；

②5 000 m≤R<15 000 m，隧道可以工作，有一定安全隱患；

③1 000 m≤R<5 000 m，螺栓塑性，仍可工作，安全隱患更大；

④R<1 000 m，環縫張開>6 mm，漏水漏泥。

由于既有2號線區間、10號線盾構區間與既有結構交疊區域基底剛度較其他區域大，長期豎向荷載作用下，基底剛度分布不均會導致管片的縱向不均勻沉降，尤其當管片與既有結構產生點接觸，基底剛度突變對管片縱向受力將更加不利。上穿既有2號線人防段區間的10號線左線盾構管片的縱向相對豎向位移如圖16所示。

圖16 10號線左線盾構管片縱向相對豎向位移

圖17 10號線左線盾構管片曲率半徑

由分析可得，在不進行加固的情況下，隧道縱向盾構管片曲率半徑多小于15 000 m，個別區域小于5 000 m；基底加固后，盾構管片曲率基本上大于15 000 m。基底加固后交疊區域剛度過渡平緩，對10號線管片縱向受力有利，即使管片與既有線發生點接觸，其縱向曲率半徑仍滿足要求。

4 結論

(1)通過數值分析可知，盾殼與既有線點接觸會使既有2號線結構拱頂出現集中荷載，導致既有2號線結構拱頂彎矩和裂縫寬度增大，這是由于土體與混凝土結構的巨大剛度差異導致的。

(2)對10號線和既有2號線的交疊區域進行注漿加固后，既有2號線區間結構拱頂所受彎矩減小明顯。由此可知，對交疊區域進行注漿加固可有效降低超小距離盾構上穿施工對既有結構的影響，降低施工風險。

(3)在盾構施工過程與后期使用階段，交疊區域注漿加固對10號線管片環向、縱向受力均有改善，有利于管片的長期使用。