隧道密貼下穿既有車站差異性沉降控制研究

王軍趙春鑫梁爾斌吳圣智

(1.山東建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院，山東 濟南 250101； 2.中鐵十四局集團有限公司，山東 濟南 250101)

0 引言

隨著我國經(jīng)濟發(fā)展帶動城市化建設(shè)，對城市軌道交通的需求日益增加，新增地鐵隧道與既有地鐵隧道相交的情況也更加常見，為了盡可能減少換乘距離，新建車站一般都采取正交下穿既有車站的施工方法，難免會遇到下穿既有車站變形縫的情況，如何控制變形縫處差異性沉降，同時確保暗挖車站的施工安全，是目前隧道施工面臨的一個難題[1]，樁基托換作為一種安全、可靠且對既有建筑物影響小的技術(shù)，已成為解決這類問題的重要方法[2-3]。

專家學(xué)者們針對隧道施工中的樁基托換和暗挖車站下穿對既有地鐵車站沉降影響，做了一系列的研究與分析，其中也包括下穿既有建筑物變形縫的情況，但主要是變形縫左、右側(cè)結(jié)構(gòu)剛度相同的工程。何海健等[4]在國內(nèi)暗挖車站下穿既有車站工程案例分析的基礎(chǔ)上，系統(tǒng)地歸納了現(xiàn)有下穿技術(shù)措施。許鋒[5]、王建濤等[6]和陳啟輝等[7]介紹了一系列暗挖下穿既有地鐵車站的監(jiān)控量測方法。趙良云等[8]采用工程類比、理論研究和有限元分析的方法，基于地質(zhì)條件，研究了既有地鐵車站的變形控制。唐貴和等[9]介紹了廣州地鐵6 號線下穿某既有建筑物時使用的樁基托換技術(shù)的施工工藝，及托換工程中的監(jiān)測方案。李紅等[10]為規(guī)避隧道下穿工程施工過程中出現(xiàn)的地表沉降、地下管道變形與隧道坍塌等現(xiàn)象，提出隧道樁基主動托換加固效果仿真評價方法。朱正國等[11]依托實際工程進行數(shù)值模擬計算，總結(jié)出既有車站的沉降與開挖步的關(guān)系。張文龍[12]提出了考慮變形縫因素的Pasternak 地基模型解析解，并且以清華園盾構(gòu)隧道下穿某一區(qū)間結(jié)構(gòu)驗證了地基模型的有效性。陶連金等[13]用桿單元連接變形縫，分析了變形縫處的沉降以及兩側(cè)既有結(jié)構(gòu)。鄭剛等[14]結(jié)合現(xiàn)場監(jiān)測和有限元模擬，得出變形縫會削弱結(jié)構(gòu)剛度、加劇結(jié)構(gòu)沉降的結(jié)論。杜文等[15]通過數(shù)值模擬與實際監(jiān)測數(shù)據(jù)相結(jié)合的研究方法，得出千斤頂可有效控制變形縫處差異性沉降的結(jié)論。大多數(shù)學(xué)者對下穿既有車站的施工方法以及既有車站的沉降研究較多，而對既有車站變形縫處沉降的研究較少，尤其是對變形縫兩側(cè)結(jié)構(gòu)剛度不一樣的研究更為少見。

因此，依托北京M16 號線蘇州街站下穿M10 號線蘇州街站工程，采用數(shù)值模擬和現(xiàn)場數(shù)據(jù)研究既有地鐵車站的沉降，得出既有結(jié)構(gòu)變形縫處的沉降規(guī)律，可為類似新建隧道密貼下穿變形縫兩側(cè)剛度不同的既有建(構(gòu))筑物提供參考。

1 工程背景

1.1 工程概況

16 號線蘇州街站地處蘇州街路，與海淀南路上的10 號線蘇州街站在十字路口處相交，如圖1 所示。下穿段10 號線蘇州街站為單雙層設(shè)計，單層段與雙層段之間有20 mm 寬變形縫，如圖2 所示。由于變形縫處只能傳遞壓力而不能傳遞彎矩和剪力，為了防止差異性沉降過大，將單雙層交界處底板設(shè)計為承插口形式，如圖3 所示。

圖1 蘇州街站平面示意圖

圖2 M10 號線變形縫示意圖

圖3 底板變形縫構(gòu)造圖示意圖

受10 號線埋深控制，16 號線蘇州街站采用端廳形式，其中下穿段車站為平頂直墻矩形結(jié)構(gòu)形式，施工方法為暗挖法施工，其中左、右線斷面分別為9.4 m×8.8 m和9.4 m×7.7 m。

1.2 工程地質(zhì)和施工方法

根據(jù)巖土詳勘報告，車站場區(qū)地質(zhì)分布情況從上到下分別是雜填土①層、粉質(zhì)黏土③層、粉土③層、細粉砂③層、卵石⑤層、卵石⑦層、粉質(zhì)黏土⑧層和卵石⑨層，具體分布情況如圖4 所示。

圖4 地質(zhì)情況剖面圖/mm

下穿段采用了洞樁托換法施工，導(dǎo)洞開挖時，在開挖驗證全斷面注漿加固地層超前支護效果的前提下，可取消留核心土進行全斷面開挖，以盡快封閉成環(huán)。初期支護施工后，應(yīng)及時對拱頂背后進行回填注漿，注漿漿液采用1∶1 水泥漿，注漿壓力控制在0.3～0.5 MPa。導(dǎo)洞開挖完成后進行鉆孔灌注樁施工，然后進行樁頂托梁施工。導(dǎo)洞內(nèi)閉合二襯結(jié)構(gòu)施作完畢后，經(jīng)檢驗強度達到設(shè)計要求后，在既有車站底板下按照設(shè)計位置安裝千斤頂，施工工序示意圖如圖5 所示。

圖5 施工工序示意圖

1.3 千斤頂分階段頂升沉降控制措施

1.3.1 托換體系

現(xiàn)階段我國對下穿工程中既有線的變形控制標準越來越嚴格，以北京為例，北京地鐵下穿工程中既有線沉降控制標準為3 mm，為滿足這一標準要求，工程使用了千斤頂頂升主動托換技術(shù)。采用的千斤頂?shù)闹睆綖?00 mm、高度為750 mm、凈重為1.82 t，行程為550 mm，單臺千斤頂頂升力為1 000 t。千斤頂按照設(shè)計位置布置在既有車站底板下，通過可編程邏輯控制器(Programmable Logic Controller， PLC)控制系統(tǒng)同步控制，系統(tǒng)額定壓力、最大流量分別為63 MPa、1.7 L/min， 同步精度、速度分別為0.1 mm和0.5～1 mm/min。千斤頂布置圖如圖6 所示。

圖6 千斤頂布置圖

PLC 控制系統(tǒng)由液壓系統(tǒng)(油泵、油缸等)、檢測傳感器和計算機控制系統(tǒng)等部分組成，可以全自動完成同步移位，實現(xiàn)力和位移控制、操作閉鎖、過程顯示和故障報警等多種功能。

1.3.2 千斤頂分階段控制方法

千斤頂同步頂升分為3 個階段，分別是邊導(dǎo)洞千斤頂預(yù)壓頂升階段、整體頂升階段和新建單層體施工結(jié)束沉降補償階段。

邊導(dǎo)洞內(nèi)圍護結(jié)構(gòu)施工結(jié)束之后，當(dāng)強度達到設(shè)計要求時，千斤頂統(tǒng)一接入PLC 控制系統(tǒng)進行預(yù)壓頂升。當(dāng)既有車站底板上方監(jiān)測點產(chǎn)生的隆起量為0.2 mm≤δ≤0.5 mm 時，需要馬上停止頂升，然后使用電磁球閥保壓。

3.3 長效常態(tài)教育與培訓(xùn)對提高護士職業(yè)性腰背痛知識水平的必要性 針對護士流失率逐年上升［6］;護士不斷更新以及習(xí)慣容易反復(fù)的現(xiàn)狀，提高護士職業(yè)性腰背痛的認知水平是一個長期的過程。作為醫(yī)院的管理者，必須對此問題有全面的認識，階段性的培訓(xùn)只能代表現(xiàn)階段的結(jié)果。因此，建立長效常態(tài)機制開展綜合教育與培訓(xùn)，提高護士職業(yè)性腰背痛認知水平是非常必要的，如此方能減少護士職業(yè)性腰背痛的發(fā)生，確保護理質(zhì)量，提高護士和患者的滿意度。

中導(dǎo)洞內(nèi)所有圍護結(jié)構(gòu)施工結(jié)束之后，當(dāng)強度達到設(shè)計要求時，使用PLC 控制系統(tǒng)進行整體頂升。當(dāng)既有車站底板上方監(jiān)測點產(chǎn)生的隆起量δ在為0.2 mm≤δ≤0.5 mm 時，需要馬上停止頂升，然后使用電磁球閥保壓。

為了補償下穿段施工時既有車站產(chǎn)生的沉降，當(dāng)新建車站的閉合二襯結(jié)構(gòu)經(jīng)檢測強度達到設(shè)計要求后，通過PLC 系統(tǒng)操作全部千斤頂開始頂升作業(yè)，頂升距離最多不得高于既有車站已產(chǎn)生的沉降量，待頂升結(jié)束后，使用電磁球閥保壓。

2 變形縫兩側(cè)差異性沉降數(shù)值模擬

基于彈性地基梁理論建立暗挖車站下穿既有地鐵車站的沉降計算模型，并就蘇州街站下穿增層工程進行計算。蘇州街站的托換方式采取的是千斤頂頂升，由于下穿段上方既有10 號線蘇州街站單層段和雙層段之間存在變形縫，在考慮模型參數(shù)時除了千斤頂頂升力，還需要考慮變形縫處兩側(cè)底板承插口對差異性沉降的影響。

2.1 數(shù)值模型

采用有限元軟件GTS NX 進行建模分析，模型采用彈性本構(gòu)模型。模型包括了既有地鐵車站雙層段和單層段，其中雙層段寬為26 m、高為16 m，而單層段寬為16 m、高為10 m。建模時長度各取100 m；模型上表面為沒有約束的自由面，周邊的4 個表面約束法線方向的位移，下表面約束3 個方向的位移；將既有車站簡化為理想的彈性材料，不考慮地下水的滲流作用，變形縫兩側(cè)結(jié)構(gòu)通過彈性彈簧進行連接，不考慮防水材料的弱連接，而結(jié)構(gòu)與土體之間的相互作用采用曲面彈簧進行代替，以此來模擬彈性地基梁，示意圖如圖7 所示。根據(jù)以上數(shù)據(jù)及假設(shè)建立有限元模型，模型節(jié)點總數(shù)為129 309 個，單元總數(shù)為190 852 個，如圖8 所示。

圖7 彈性地基梁模型示意圖

圖8 有限元模型示意圖

2.2 主要參數(shù)

根據(jù)施工前檢測推定10 號線蘇州街站結(jié)構(gòu)混凝土強度等級達到C40，既有車站模型尺寸按照實際尺寸取值，截面形狀為矩形，采用3D 實體單元建模，本構(gòu)模型選取彈性本構(gòu)模型，取彈性模量為32 500 GPa、泊松比為0.2、密度為23 kg/m2。根據(jù)實際地質(zhì)情況和工況算出不同埋深時的土壓力，土壓力取值見表1。在模型中通過曲面彈簧模擬結(jié)構(gòu)與土體之間的相互作用，曲面彈簧的關(guān)鍵參數(shù)為地基反力系數(shù)，根據(jù)實際地質(zhì)情況，地基反力系數(shù)取30 000 kN/m2。千斤頂力采用均布荷載的方式施加。

表1 土壓力表單位:kN·m-2

2.3 結(jié)果與分析

既有地鐵車站在下穿隧道施工結(jié)束后的主應(yīng)力云圖如圖9 所示。既有車站最大壓應(yīng)力為3.0 MPa，僅為抗壓強度設(shè)計值的15%，而最大拉應(yīng)力為1.6 MPa，占抗拉強度設(shè)計值的93%，仍在安全范圍內(nèi)，能夠保證既有車站結(jié)構(gòu)安全。

圖9 主應(yīng)力云圖

2.3.1 承插口結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析

承插口結(jié)構(gòu)作為防止變形縫產(chǎn)生差異性沉降的重要部位，需要單獨進行應(yīng)力分析，承插口處應(yīng)力云圖如圖10 所示，圖中線框框取部位即為承插口結(jié)構(gòu)，節(jié)點編號從左往右依次是1～33。提取整個施工過程中承插口處應(yīng)力變化數(shù)據(jù)進行分析，如圖11所示。

圖10 承插口應(yīng)力云圖

圖11 施工過程承插口應(yīng)力變化曲線

由圖11 可以看出，施工進程對承插口處應(yīng)力影響非常大。壓應(yīng)力峰值分別出現(xiàn)在邊導(dǎo)洞開挖時承插口兩側(cè)位置和中導(dǎo)洞開挖時承插口中部位置，其值均為2.8 MPa。從整體上看，承插口壓應(yīng)力先隨著邊導(dǎo)洞施工開挖逐漸增大到峰值，在加入邊導(dǎo)洞千斤頂力后約下降到1.8 MPa。之后，隨著中導(dǎo)洞的開挖，承插口壓應(yīng)力再一次達到峰值，直至中導(dǎo)洞安裝千斤頂后承插口應(yīng)力才下降到0.5 ～1.3 MPa之間，由此可見，承插口和千斤頂都能有效緩解變形縫處產(chǎn)生差異性沉降。

從整體上看，在中導(dǎo)洞開挖前承插口應(yīng)力變化并不大，并且應(yīng)力最大值都出現(xiàn)在中部，在中導(dǎo)洞開挖后承插口應(yīng)力變化起伏較大，承插口中部也變成了應(yīng)力最小的地方。初步分析是因為導(dǎo)洞開挖時既有車站產(chǎn)生沉降，但由于既有車站兩端連接的幾乎是無限長的剛體，且車站側(cè)面也有土壓力加持，所以變形縫處受沉降影響顯著，而其中變形縫中部即承插口中部受到的影響最大，所以呈現(xiàn)出承插口中部壓應(yīng)力大于兩邊的現(xiàn)象。

承插口壓應(yīng)力隨導(dǎo)洞開挖而增大，是因為既有車站產(chǎn)生沉降后，變形縫左、右兩側(cè)由于差異性沉降而壓迫承插口造成的。加入千斤頂后，其主動頂升力可以有效控制變形縫處差異性沉降，進一步減緩了承插口的壓迫作用，所以承插口壓應(yīng)力會隨著千斤頂?shù)募尤攵鴾p小。

2.3.2 變形縫沉降分析

不同施工階段既有車站沉降云圖如圖12 所示。為了更加準確地分析變形縫處的差異性沉降，提取不同施工階段的既有車站變形縫兩側(cè)沉降和中線沉降繪制曲線，如圖13、14 所示。

圖12 既有車站沉降云圖

由圖13 可知，既有車站整體沉降特征為變形縫處沉降較大，而遠離變形縫處兩端沉降較小，大致呈U 形，符合越臨近下穿段施工位置，既有車站受開挖影響越大的規(guī)律。對比既有車站單層段和雙層段的整體沉降，可看出單層段沉降比雙層段高了約1 mm，說明單層段比上層段更容易受到施工影響。其中沉降最大值出現(xiàn)在土方開挖階段節(jié)點9-2 處，其值達到了7.6 mm。

在邊導(dǎo)洞開挖階段，邊導(dǎo)洞上方節(jié)點沉降值均高于兩側(cè)節(jié)點沉降值，呈現(xiàn)出W 形趨勢，這是由于開挖土體擾動造成的，而變形縫處采取了承插口設(shè)計，在變形縫處產(chǎn)生沉降時可加強兩側(cè)底板聯(lián)系，所以變形縫處差異性沉降并不大，其值僅為0.15 mm。在初次安裝千斤頂之后，由于千斤頂?shù)闹鲃诱{(diào)節(jié)功能，沉降趨勢幾乎穩(wěn)定。中導(dǎo)洞開挖階段與土方開挖階段并沒有造成過大不均勻沉降，而是在開挖之前的基礎(chǔ)上產(chǎn)生了進一步整體沉降，但由于采用了圍護結(jié)構(gòu)體系和主動托換措施，造成的沉降并不大，其中中導(dǎo)洞開挖較上一階段沉降了0.6 mm，土方開挖較上一階段沉降了0.4 mm。

由圖13 和14 可知，變形縫處沉降呈現(xiàn)出中間沉降大，兩端沉降小的規(guī)律，差異性沉降值在0.1 ～0.4 mm 之間波動，處于安全可控范圍內(nèi)。

圖13 既有車站變形縫兩側(cè)模擬沉降對比曲線圖

圖14 既有車站中線模擬沉降對比曲線圖

3 既有車站沉降監(jiān)測分析

為保障在暗挖期間不影響既有10 號線的日常使用，需要對既有車站進行沉降監(jiān)測，測點布設(shè)在施工導(dǎo)洞周邊及拱頂上方，地面鉆孔60 cm，到達原狀土后灌入細砂，然后安置80 cm 長的Φ20 鋼筋，使用全站儀進行觀測，測點布置圖如圖15 所示。

圖15 既有車站沉降測點布置圖

截取隧道下穿整個施工期間的沉降監(jiān)測數(shù)據(jù)，根據(jù)施工方法可分為5 個時間段，繪制各個時間段既有車站變形縫左、右兩側(cè)沉降圖和中線沉降圖，分別如圖16、17 所示。

圖16 既有車站變形縫兩側(cè)實測沉降對比曲線圖

圖17 既有車站中線實測對比沉降曲線圖

根據(jù)圖16 和17 分析可知:

(1)在兩側(cè)小導(dǎo)洞開挖和初期支護階段，由于JG6-2 和JG10-2 離邊導(dǎo)洞最近，所以受擾動影響最為嚴重，兩測點沉降值分別為-1.34 和-1.21 mm。即使未施作圍護體系，變形縫處差異性沉降也僅為0.1 mm，說明既有車站變形縫兩側(cè)底板采用承插口設(shè)計可有效減少變形縫處差異性沉降。該階段既有車站沉降趨勢呈現(xiàn)出邊導(dǎo)洞附近測點沉降較大，越遠離邊導(dǎo)洞位置的測點沉降越小，最遠端兩側(cè)測點甚至出現(xiàn)隆起，隆起最大值為JG2-2 的0.61 mm，初步分析是因為邊導(dǎo)洞處沉降過大而導(dǎo)致遠端被翹起。

(2)在邊導(dǎo)洞施作鉆孔灌注樁和托梁階段，邊導(dǎo)洞上方測點沉降值雖然較上一階段仍增大，但沉降趨勢卻截然相反，其中JG7-2 測點就比相鄰測點沉降小，呈現(xiàn)出局部被頂升的趨勢。該階段變形縫處差異性沉降為0.09 mm，既有車站兩端隆起值也趨于0，初步分析是因為施作圍護結(jié)構(gòu)及托梁后，結(jié)構(gòu)有了圍護體系，受力相對穩(wěn)定。

(3)在邊導(dǎo)洞埋置千斤頂和中導(dǎo)洞開挖階段，該階段既有車站沉降曲線呈現(xiàn)U 形，變形縫處差異性沉降為0.05 mm。而沉降最大值為-1.96 mm，出現(xiàn)在中導(dǎo)洞上方測點JG8-2 處，受中導(dǎo)洞開挖影響并不大，初步分析是由于邊導(dǎo)洞受千斤頂頂升控制。綜上所述，千斤頂主動托換對控制變形縫處差異性沉降具有顯著作用。

(4)在中導(dǎo)洞施作鉆孔灌注樁并埋置千斤頂階段，整體沉降曲線與上一階段幾乎相同。JG8-2 相較兩側(cè)測點沉降下降約0.05 mm，初步分析是因為中導(dǎo)洞施作鉆孔灌注樁頂升造成的。變形縫處差異性沉降為0.06 mm，較上一階段無明顯變化。

(5)在土方開挖及拱頂襯砌階段，整體沉降趨勢與上一階段相比只有下穿段處略有增大，其余部分并無明顯變化，這是由于土方開挖擾動造成的。變形縫處差異性沉降為0.05 mm，并未受到嚴重擾動影響。從整體來看，變形縫左側(cè)整體沉降比右側(cè)稍大，證明單層段比雙層段更容易受到施工的影響。

4 結(jié)論

為了滿足隧道下穿既有車站變形縫處差異性沉降要求，通過數(shù)值模擬和工程實測，基于平頂直墻暗挖＋千斤頂主動托換的施工方法，深入研究了既有車站變形縫兩側(cè)差異性沉降，主要得出以下結(jié)論:

(1)施工期間既有車站沉降最大值為-2.04 mm，變形縫處差異性沉降最大值為0.12 mm，表明千斤頂主動托換的施工方法可以有效地將既有車站的沉降控制在安全范圍內(nèi)。

(2)密貼下穿施工時，既有結(jié)構(gòu)變形縫處會產(chǎn)生一定差異性沉降，由于受上方覆土的影響單層段的沉降會大于雙層段的。

(3)變形縫兩側(cè)底板采用了承插口設(shè)計，數(shù)值分析表明，承插口應(yīng)力先是隨著施工開挖增大，而后隨著千斤頂頂力的施加變小，證明承插口和千斤頂均能緩解既有車站變形縫處差異性沉降。