來弘鵬，王騰騰，張林杰，袁 野，羅 維

(1.長安大學(xué)公路學(xué)院，陜西 西安 710064；2.中鐵北京工程局集團有限公司，北京 102308)

0 引言

隨著城市的發(fā)展，地下工程數(shù)量日益增多，新建隧道穿越已建隧道的工程也越來越多。盾構(gòu)下穿施工過程中，不可避免對地層及既有隧道產(chǎn)生擾動，引起隧道結(jié)構(gòu)的變形。因此，確保盾構(gòu)施工時既有結(jié)構(gòu)穩(wěn)定、保障地鐵正常運營已成為研究熱點。

針對此，國內(nèi)外眾多學(xué)者從理論分析、數(shù)值模擬、模型試驗等方面進行研究，取得了相應(yīng)的成果。例如：Yin等[1]以深圳地鐵9號線下穿4號線隧道為例，研究了EPB盾構(gòu)盾尾空隙對既有建筑物沉降的影響，并利用三維有限元法分析了MJS工法的作用；Lin等[2]基于長沙地鐵某工程，利用數(shù)值模擬研究了新建雙線隧道斜下穿時既有隧道的變形、內(nèi)力特性，分析了盾構(gòu)隧道施工對地表沉降槽的影響；Li等[3]采用自動高性能全站儀系統(tǒng)連續(xù)監(jiān)測了深圳地鐵蛇口線雙跨隧道在不同下穿階段的位移以及襯砌性能；Jin等[4]基于深圳地鐵下穿施工實例的大量監(jiān)測數(shù)據(jù)，分析了新建盾構(gòu)隧道下穿時既有隧道及地表的變形和襯砌應(yīng)力，研究了既有隧道沉降的影響因素，并提出了一種預(yù)測既有隧道沉降的經(jīng)驗公式；張瓊方等[5]以杭州地鐵4號線近距離下穿既有地鐵1號線為研究對象，對盾構(gòu)施工參數(shù)、既有地鐵變形進行監(jiān)測，提出了保證既有隧道安全的施工措施；張冬梅等[6]基于Kerr 地基梁理論，建立了新建隧道施工對上方已建隧道影響的解析分析方法；魏綱等[7]基于 Mindlin 位移解和隨機介質(zhì)理論，考慮正面附加推力、盾殼與土體之間的摩擦力、附加注漿壓力和土體損失，研究了類矩形盾構(gòu)施工引起的土體豎向位移及各因素的影響；張治國等[8]基于鏡像法與 Winker 地基模型，提出了類矩形盾構(gòu)隧道施工誘發(fā)鄰近管線變形的簡化計算方法；來弘鵬等[9]以西安地鐵1號線二期下穿既有1號線出入段線為依托，通過現(xiàn)場調(diào)研、數(shù)值模擬和現(xiàn)場監(jiān)測等方法研究了施工參數(shù)對既有隧道軌道高差的沉降影響規(guī)律；林志軍[10]以長沙地鐵3號線盾構(gòu)隧道下穿武廣高速鐵路瀏陽河隧道工程為依托，采用理論分析、數(shù)值計算等方法對盾構(gòu)下穿施工過程中既有高鐵隧道響應(yīng)規(guī)律進行了研究。

綜上所述，關(guān)于盾構(gòu)施工的數(shù)值模擬工作已取得較大進展。如文獻[11-14]在模型中考慮了盾構(gòu)土艙壓力、注漿壓力、漿液硬化的影響；文獻[15]在計算中考慮了等代層與盾尾空隙的關(guān)系；文獻[16]則提出了一種考慮地層損失率的動態(tài)調(diào)控方法。但目前關(guān)于盾構(gòu)下穿的計算模型大多進行了簡化，鮮有考慮盾殼與周圍土體摩擦力的實際分布對計算結(jié)果的影響，而摩擦力又是盾構(gòu)掘進引起既有隧道附加應(yīng)力變化、水平及豎向位移的重要因素[17-19]；另外，在黃土地區(qū)盾構(gòu)下穿過程中土艙壓力、摩擦力、注漿壓力等施工參數(shù)對既有隧道結(jié)構(gòu)變形的影響尚不完善。

鑒于此，本文綜合考慮盾構(gòu)自重、盾構(gòu)四周土壓力實際分布特征，推導(dǎo)盾構(gòu)掘進中盾殼與土體摩擦力計算公式，并采用FLAC 3D有限差分軟件的Fish語言，模擬盾構(gòu)下穿施工流程；依托西安地鐵5號線新建盾構(gòu)隧道近距離下穿已建2號線的工程實際，設(shè)計接近區(qū)、穿越區(qū)和脫離區(qū)3個區(qū)段施工參數(shù)調(diào)整方案；研究盾構(gòu)下穿過程中既有隧道左右線豎向位移和橫向水平位移規(guī)律、各施工參數(shù)對結(jié)構(gòu)變形的影響機制，最終將模擬結(jié)果與現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)對比，以驗證研究成果的合理性。

1 工程概況

既有西安地鐵2號線埋深9.4 m，為標(biāo)準馬蹄形斷面，斷面寬度6.3 m，高6.6 m，初期支護厚25 cm，二次襯砌厚30 cm；西安地鐵5號線南稍門—文藝路盾構(gòu)區(qū)間隧道左、右線將橫向垂直下穿2號線南稍門站前區(qū)間隧道，下穿凈距2.5～2.6 m，埋深18.5 m，其平面圖和剖面圖分別見圖1和圖2。

圖1 西安地鐵5號線下穿既有2號線平面圖Fig.1 Plan view showing Xi′an metro line No.5 crossing underneath line No.2

圖2 西安地鐵5號線下穿既有2號線剖面圖(單位:m)Fig.2 Profile showing Xi′an metro line No.5 crossing underneath line No.2 (unit:m)

2 盾殼與土體摩擦力計算公式及數(shù)值實現(xiàn)

2.1 盾殼與土體摩擦力計算公式

關(guān)于盾殼與土體摩擦力的計算，文獻[18]通過將盾構(gòu)兩側(cè)土壓力簡化為均布壓力，給出了簡化的計算模型，如圖3(a)所示；考慮盾構(gòu)兩側(cè)實際土壓力的分布，本文對摩擦力計算公式進行了改進，如圖3(b)所示。

(a)簡化計算模型

側(cè)向土壓力qe與豎向土壓力pe1、pe2在盾構(gòu)徑向的分力p1、p2之和為支持力的大小，其中側(cè)向土壓力qe左右對稱，計算公式為：

qe=Kγ[hN+r(1-sinθ)]。

(1)

式中：K為盾構(gòu)所處地層的靜止側(cè)壓力系數(shù)，一般按K=1-sinφ計算，φ為土體內(nèi)摩擦角，(°);γ為土體容重，kN/m3；hN為盾構(gòu)頂部埋深，m。

故側(cè)向土壓力在盾構(gòu)徑向單位長度的分力p1計算公式為：

dp1=[KγhNcosθ+Kγr(1-sinθ)cosθ]rdθ。

(2)

對于豎向土壓力，考慮到盾構(gòu)自重對底部土體的作用，其頂部土壓力與底部土壓力計算公式分別為：

pe1=γ[hN+r(1-sinθ)]；

(3)

(4)

式(3)—(4)中：W為盾構(gòu)自重，kN;r為盾構(gòu)刀盤半徑，m；lsh為盾構(gòu)長度，m。

故豎向土壓力在盾構(gòu)徑向單位長度上、下部分的分力P2的計算公式分別為：

dp2上={γ(K+1)[hN+r(1-sinθ)]}rdθ；

(5)

(6)

因此，盾構(gòu)與周圍土體摩擦力的計算公式分別為：

dFf1=η(dp1+dp2上)dlsh；

(7)

dFf2=η(dp1+dp2下)dlsh。

(8)

根據(jù)式(7)—(8)，盾殼與周圍土體摩擦力分布形式如圖4所示，表現(xiàn)為：1)盾殼與土體之間的摩擦力呈現(xiàn)上部小、下部大的特點(原因其一為盾構(gòu)自重引起底部土體產(chǎn)生抗力，造成土體與盾殼之間接觸壓力的增大，進而引起摩擦力的增大；其二為深度不同造成盾構(gòu)頂部與底部所受豎向、側(cè)向土壓力的差異)；2)摩擦力沿盾殼四周不均勻分布，且其分布形式與內(nèi)摩擦角、盾構(gòu)埋深、土體重度的改變無關(guān)，摩擦力最大位置為盾構(gòu)下部與水平面約呈70°夾角處，摩擦力最小位置為盾構(gòu)最左與最右側(cè)；3)摩擦力大小與內(nèi)摩擦角、隧道埋深、土體重度呈正相關(guān)性，但各因素對摩擦力的影響原因不同，內(nèi)摩擦角的增大不僅造成摩擦系數(shù)的增長，同時也能導(dǎo)致靜止側(cè)壓力系數(shù)的增大、水平土壓力的增大進而引起土壓力徑向分力的增大，而埋深與重度的變化僅能造成土壓力在徑向分力的變化。

(a)

2.2 盾構(gòu)施工參數(shù)計算及施工區(qū)段劃分

根據(jù)文獻[9-10]，目前常用的盾構(gòu)土艙壓力計算公式為：

pe=σh=K∑γh。

(9)

式中：pe為盾構(gòu)土艙壓力，kPa;γ為土體重度，kN/m3;σh為水平土壓力；h為盾構(gòu)隧道拱頂埋深。

注漿壓力計算公式為：

(10)

根據(jù)式(9)—(10)，可求得本工程基準土艙壓力為0.18 MPa，注漿壓力為0.25 MPa。

盾構(gòu)近距離下穿已建隧道時由于已建隧道部位土體被置換成隧道結(jié)構(gòu)，其正面土壓力值會發(fā)生顯著變化[20]，因此，穿越中心水平土壓力應(yīng)為：

σh=K[γ(h1+h2)+T]。

(11)

式中：h1為既有隧道拱頂埋深，m;h2為既有隧道與新建隧道凈距，m;T為既有隧道結(jié)構(gòu)單位長度自重。

根據(jù)式(11)，本工程下穿中心土艙壓力為0.14 MPa?？紤]到注漿壓力過大對既有隧道底部土體的擾動過大，結(jié)合工程實際取下穿段注漿壓力為0.20 MPa?？紤]到盾構(gòu)施工每環(huán)土艙壓力調(diào)整量不宜大于10 kPa，若每環(huán)調(diào)整過大，則易對既有隧道產(chǎn)生較大擾動，因此盾構(gòu)施工參數(shù)由正常掘進參數(shù)調(diào)整到下穿參數(shù)時需要過渡區(qū)間。

結(jié)合文獻[21]所述盾構(gòu)隧道施工的影響范圍，盾構(gòu)下穿既有結(jié)構(gòu)時次要影響范圍

lI=(D+h2+2r)tanα。

(12)

式中：D為既有地鐵隧道等效直徑，m，可用等代圓法計算；α為盾構(gòu)隧道影響角，(°)，取值范圍一般為5°±φ/2。

根據(jù)式(12)，則本工程各區(qū)段長度分別為：

l1=l3=lI=13.37 m；

(13)

l2=2D+lS=21 m。

(14)

式(13)—(14)中：l1，l2，l3分別為接近區(qū)、穿越區(qū)和脫離區(qū)區(qū)段的長度；lS為既有隧道間距。

最終，本文選定既有隧道兩側(cè)一定范圍為調(diào)整區(qū)間，設(shè)計了盾構(gòu)下穿的工況設(shè)計方案，如表1及圖5所示。

表1 盾構(gòu)下穿施工參數(shù)設(shè)計方案Table 1 Construction parameters for shield tunneling MPa

圖5 盾構(gòu)下穿既有隧道分區(qū)示意圖Fig.5 Segmentation of shield tunnel crossing underneath existing tunnel

2.3 數(shù)值實現(xiàn)

2.3.1 模型概況

根據(jù)隧道結(jié)構(gòu)實際尺寸及圣維南原理，沿新建隧道軸線取70 m，沿既有地鐵方向取70 m，上部地層取至地表，既有區(qū)間隧道結(jié)構(gòu)與新建隧道間距2.5 m，如圖6所示，模型最終大小為70 m×70 m×60 m。最終，模型共包括節(jié)點152 606個，單元307 402個。土層及隧道襯砌結(jié)構(gòu)材料物理力學(xué)參數(shù)分別如表2和表3所示。土體采用摩爾-庫侖模型，既有隧道襯砌結(jié)構(gòu)及新建盾構(gòu)管片單元均采用彈性體模型；對模型底部及四周施加約束，上表面為自由面。注漿體等代層物理參數(shù)依據(jù)文獻[11]和[22]并結(jié)合盾構(gòu)掘進試驗段漿液抗壓強度現(xiàn)場測試結(jié)果擬定。

圖6 計算模型Fig.6 Calculation model

2.3.2 盾構(gòu)下穿施工過程模擬

新建5號線盾構(gòu)隧道采用剛度遷移法進行模擬(見圖7)，每次循環(huán)開挖一個管片長度(1.5 m)；考慮盾構(gòu)的長度及質(zhì)量，對盾殼單元采用彈性體模型，根據(jù)工程實際賦予相應(yīng)的重度、彈性模量等參數(shù)，土艙壓力通過對掌子面施加面荷載模擬，注漿壓力通過對土體施加徑向荷載模擬，摩擦力通過對盾殼外圍土體施加對應(yīng)大小的橫向荷載模擬，頂推力通過對管片單元施加節(jié)點力模擬。根據(jù)計算公式，摩擦力并不是均勻分布在盾殼與土體接觸面上的，每一點處的摩擦力大小均與該點對應(yīng)的坐標(biāo)和角度有關(guān)，因此本文通過FLAC 3D內(nèi)置的Fish語言，以角度和坐標(biāo)為變量，在與盾殼接觸的土體部分施加對應(yīng)大小的荷載的方法，模擬摩擦力對土體的影響，以提升數(shù)值計算結(jié)果的準確性，使其結(jié)果更加貼合實際工程。

表2 土層物理力學(xué)參數(shù)Table 2 Physico-mechanical parameters of soil

表3 材料物理力學(xué)參數(shù)Table 3 Physico-mechanical parameters of material

n代表盾構(gòu)掘進時的環(huán)數(shù)。圖7 新建盾構(gòu)隧道施工過程模擬Fig.7 Simulation of construction process of shield tunnel

2.3.3 監(jiān)測點布置

由于既有隧道受盾構(gòu)施工擾動最大的位置一般位于其與新建隧道軸向交叉處，故在新建隧道軸向上方的既有隧道斷面處設(shè)置拱頂、仰拱、拱腰4個監(jiān)測點，如圖8所示。

圖8 既有隧道監(jiān)測點設(shè)置圖Fig.8 Layout of monitoring points for existing tunnel

3 計算結(jié)果分析

3.1 盾構(gòu)逐環(huán)掘進中既有隧道結(jié)構(gòu)位移規(guī)律

圖9示出各工況既有隧道結(jié)構(gòu)拱頂、仰拱、拱腰隨盾構(gòu)逐環(huán)推進的位移曲線，由圖可知：1)既有隧道拱頂、拱腰、仰拱處的豎向位移趨勢均表現(xiàn)為先隆起、后沉降，各位置在盾尾脫離前一直保持隆起趨勢，且隨著刀盤接近，結(jié)構(gòu)隆起逐步增大；而在盾構(gòu)通過、壓力消散后，各處變形曲線下降，隆起變形量均逐漸減小，表現(xiàn)為沉降趨勢。既有隧道結(jié)構(gòu)隆起的原因是盾構(gòu)掘進對前方土體的擠壓作用，土艙壓力的施加使得前方土體產(chǎn)生附加接觸壓力[23-24]，摩擦力引起盾構(gòu)四周土體產(chǎn)生與隧道掘進方向一致的水平位移，二者均引起前方地層的隆起，并進而造成既有結(jié)構(gòu)隨土體產(chǎn)生隆起位移。2)對比分析既有隧道結(jié)構(gòu)豎向變形可知，各位置隆起量、橫向水平位移量從大到小依次為右側(cè)拱腰>仰拱>拱頂>左側(cè)拱腰，右側(cè)和左側(cè)拱腰最大隆起量差分別為2.22、2.01 mm，橫向水平位移差分別為1.98、1.70 mm。而位移曲線增長的區(qū)間與其受土艙壓力、摩擦力、注漿壓力綜合作用的時間一致，各因素對右側(cè)拱腰作用時間最長，拱頂與仰拱次之，左側(cè)拱腰最短，故結(jié)構(gòu)各處隆起量大小及隆起趨勢持續(xù)時間主要取決于其受盾構(gòu)掘進過程中土艙壓力、注漿壓力、摩擦力作用的時長。3)由于盾構(gòu)掘進先下穿通過既有隧道左線后下穿右線，土艙壓力、注漿壓力、摩擦力對左右線既有隧道作用的時間不同，造成變形曲線中二者量值、增減趨勢的差異；在豎向位移方面，右線既有隧道結(jié)構(gòu)與左線拱頂、仰拱、左側(cè)拱腰、右側(cè)拱腰最大隆起量差分別約為1.96、1.98、1.82、2.01 mm；橫向水平位移方面，左右線既有結(jié)構(gòu)橫向位移均表現(xiàn)為隨刀盤接近而增大，盾尾通過后逐漸穩(wěn)定的趨勢，二者最大變形量差較小，拱頂、仰拱、左側(cè)拱腰、右側(cè)拱腰4個監(jiān)測點分別為0.19、0.46、0.33、0.30 mm，但隧道左右線結(jié)構(gòu)變形穩(wěn)定所需的時間不同，左線水平變形約在盾構(gòu)掘進至35環(huán)時穩(wěn)定，右線則需在掘進至45環(huán)時才趨于穩(wěn)定。

(a)既有隧道左線豎向位移

3.2 既有結(jié)構(gòu)位移影響因素研究

選取土艙壓力pe=0.09～0.18 MPa、注漿壓力pg=0.10～0.25 MPa、摩擦因數(shù)ηf=0.20～0.50，對比不同工況下既有左線隧道右拱腰豎向位移進行影響分析。不同土艙壓力條件下既有結(jié)構(gòu)位移曲線見圖10，由圖可知，隨著土艙壓力的增大，既有結(jié)構(gòu)在刀盤到達前(0—21環(huán))的隆起趨勢增強，在盾構(gòu)通過時(16—26環(huán))的隆起值增大，盾尾脫離至施工完成階段(26—52環(huán))的沉降值減小。各工況豎向變形曲線之差在盾構(gòu)下穿段逐漸增大，在盾尾脫離處達到最大，結(jié)合圖11和12中盾尾脫離前(0—26環(huán))各曲線相差極小，表明此過程既有結(jié)構(gòu)豎向位移受土艙壓力影響程度最深；而在盾構(gòu)離開后不同工況既有結(jié)構(gòu)豎向位移差值變動較小，施工完成后其沉降大小差異的原因為先前隆起量的不同，表明盾構(gòu)脫離后既有結(jié)構(gòu)豎向位移受土艙壓力影響程度較小，故土艙壓力的主要作用區(qū)間為盾尾脫離前(0—26環(huán))。

圖10 不同土艙壓力條件下既有結(jié)構(gòu)位移曲線Fig.10 Displacement of existing structure under different soil chamber pressures

不同注漿壓力條件下既有結(jié)構(gòu)位移曲線見圖11，由圖可知，注漿壓力的變動對盾尾脫離前既有結(jié)構(gòu)豎向位移變化并無明顯作用，其對既有結(jié)構(gòu)位移的主要影響區(qū)段應(yīng)為盾尾脫離至施工完成階段(26—52環(huán))，且表現(xiàn)為隨著注漿壓力的增大，作用在盾尾空隙上的支護壓力增大，既有結(jié)構(gòu)在盾構(gòu)通過后的沉降量減小，沉降趨勢放緩。因此，為減小盾構(gòu)通過后地層及既有結(jié)構(gòu)的沉降，應(yīng)及時進行盾尾注漿，并設(shè)置合理的注漿壓力。

不同摩擦因數(shù)下既有結(jié)構(gòu)變形曲線見圖12，由圖可知，摩擦力對既有結(jié)構(gòu)位移的影響區(qū)段可分為盾構(gòu)機身通過階段(21—26環(huán))與盾尾脫離后階段(26—52環(huán))。在盾構(gòu)機身通過階段，結(jié)構(gòu)隆起量隨著摩擦力的增大而增加，而盾尾脫離后隨著摩擦力的增大，既有結(jié)構(gòu)豎向沉降值及沉降趨勢逐漸增大。其原因應(yīng)為盾構(gòu)機身通過時摩擦力帶動周圍土體產(chǎn)生與掘進方向一致的水平位移，土體向前位移引起前方地層隆起，使既有結(jié)構(gòu)隨之向上隆起；而盾構(gòu)通過后摩擦力又造成盾尾后方空隙增大，上方地層向下移動填補空隙，造成了地層沉降的加劇，并使得既有隧道隨之產(chǎn)生沉降，因此，過大的摩擦力對地層及既有結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定有較大負面影響，工程中應(yīng)及時向盾殼周圍注入膨潤土泥漿，以盡量減少盾構(gòu)掘進時盾殼與土體之間的摩擦力。

圖11 不同注漿壓力條件下既有結(jié)構(gòu)位移曲線Fig.11 Displacement of existing structure under different grouting pressures

圖12 不同摩擦因數(shù)下既有結(jié)構(gòu)變形曲線Fig.12 Displacement of existing structure under different friction coefficients

4 現(xiàn)場實施效果評價

4.1 現(xiàn)場監(jiān)測點布設(shè)

為評價2.2節(jié)計算給出的盾構(gòu)下穿施工參數(shù)、參數(shù)調(diào)整區(qū)間對已建2號線區(qū)間隧道變形的控制效果，并驗證數(shù)值計算結(jié)果的準確性，在盾構(gòu)施工影響范圍(DK15+389～+449)內(nèi)設(shè)置11個監(jiān)測斷面，如圖13所示；在每個監(jiān)測斷面內(nèi)左右線隧道軌道道床及拱頂設(shè)置A—F6個監(jiān)測點，如圖14所示，對既有區(qū)間隧道變形進行監(jiān)測。

圖13 監(jiān)測斷面布設(shè)圖Fig.13 Layout of monitoring section

圖14 現(xiàn)場監(jiān)測點布設(shè)圖Fig.14 Layout of monitoring points

4.2 現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果分析

雙線盾構(gòu)隧道施工完成后，實測既有區(qū)間隧道左右線道床變形及數(shù)值模擬計算結(jié)果如圖15所示。本文采用考慮摩擦力的計算模型，其結(jié)果與實測值誤差為11%，較以往不考慮摩擦力計算模型小24%，且小于均勻分布模型的15%，表明了該模擬方法的正確性。實測值與計算曲線均表現(xiàn)為：道床最大變形處位于左線盾構(gòu)隧道與其交叉位置測點；右線道床最大沉降處位于右線盾構(gòu)隧道與既有隧道交叉位置測點處，對于盾構(gòu)下穿工程而言，由于盾構(gòu)施工中土體及土中隧道結(jié)構(gòu)與盾構(gòu)的距離最近，受施工參數(shù)影響最大，且施工后受施工影響原先被擠壓的土體在盾構(gòu)通過后孔隙水壓的降低、釋放會發(fā)生沉降，所以受盾構(gòu)擾動最大的部分應(yīng)當(dāng)為新建隧道與既有隧道交叉位置，實際施工中應(yīng)當(dāng)對此區(qū)域多加監(jiān)測；另外，既有隧道左右線道床變形雖略有不同，但最大沉降均小于6 mm，最大上浮小于5 mm，滿足GB 50911—2013《城市軌道交通工程監(jiān)測技術(shù)規(guī)范》[21]、CJJ/T 202—2013《城市軌道交通結(jié)構(gòu)安全保護技術(shù)規(guī)范》[25]中的要求，因此本文確定的施工參數(shù)對于控制道床變形起到良好效果。

(a)既有隧道左線道床A測點變形

圖16示出既有2號線區(qū)間隧道襯砌拱頂沉降變化及實測與計算對比。實測值與本模型計算結(jié)果偏差較小，誤差約14%，遠小于不考慮摩擦力計算模型的31%，且小于均勻分布模型的23%。與道床沉降類似，隧道拱頂變形曲線較為符合“沉降槽曲線”[26-27]的形式，最大沉降處位于盾構(gòu)隧道中心線上方，距離盾構(gòu)軸線越遠沉降量越??；右線隧道拱頂沉降整體較小，最大沉降僅為1.91 mm，證明了施工盾構(gòu)參數(shù)調(diào)整較為及時有效；在采用本文所提出的施工參數(shù)調(diào)整后，既有隧道左右線最大拱頂沉降量均小于6 mm，符合GB 50911—2013《城市軌道交通工程監(jiān)測技術(shù)規(guī)范》[21]、CJJ/T 202—2013《城市軌道交通結(jié)構(gòu)安全保護技術(shù)規(guī)范》[25]中的要求，因此本文確定的施工參數(shù)對于拱頂沉降的控制效果也較為理想。

(a)既有隧道左線E測點變形

5 結(jié)論與建議

1)考慮盾殼自重及盾構(gòu)四周土壓力的分布特征，推導(dǎo)了盾殼-土體摩擦力的計算公式，分析了其分布特征，并基于Fish語言應(yīng)用于FLAC 3D中，較為真實地反映了盾構(gòu)下穿過程中盾殼與土體之間摩擦力對既有結(jié)構(gòu)的影響。

2)在下穿過程中，既有隧道結(jié)構(gòu)豎向變形表現(xiàn)為隨盾構(gòu)逐環(huán)推進結(jié)構(gòu)逐漸隆起，在盾構(gòu)離開、壓力消散后呈現(xiàn)沉降的趨勢；橫向水平位移則表現(xiàn)為隨盾構(gòu)接近而逐漸增大，盾尾通過后逐漸穩(wěn)定；由于土艙壓力、摩擦力、注漿壓力擾動程度不同，左右線隧道結(jié)構(gòu)之間、隧道不同結(jié)構(gòu)之間變形差異較大，兩隧道結(jié)構(gòu)變形量由大至小依次為右側(cè)拱腰>仰拱>拱頂>左側(cè)拱腰；既有結(jié)構(gòu)隆起為右線大于左線。

3)在盾構(gòu)下穿的不同階段，既有結(jié)構(gòu)豎向位移的主要影響因素不同。在刀盤到達前，既有結(jié)構(gòu)的隆起主要受土艙壓力影響；而在盾構(gòu)機身通過時，既有結(jié)構(gòu)的豎向隆起隨土艙壓力、摩擦力的增大而增大；在盾尾通過后，既有結(jié)構(gòu)的沉降隨注漿壓力的增大以及摩擦力的減小而減小。因此，應(yīng)設(shè)置合理的施工參數(shù)，并及時注入膨潤土泥漿等措施減小摩擦力，以穩(wěn)定開挖面、減少地層及既有結(jié)構(gòu)的沉降。

4)根據(jù)現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)反饋，本模型計算結(jié)果與實測值偏差分別約為10%和14%，小于不考慮摩擦力和均勻分布摩擦力的計算模型，驗證了本文對摩擦力影響分析的合理性及數(shù)值模擬方法的準確性；既有運營中2號線隧道道床最大變形量及拱頂最大沉降量均小于規(guī)范所要求的6 mm，表明本文所確定的盾構(gòu)施工參數(shù)及參數(shù)調(diào)整方法對于控制本工程既有隧道變形、保障運營安全起到了良好的控制作用。

5)由于本文在計算過程中未考慮地下水、運營列車荷載、地面建筑物的影響，造成計算結(jié)果與實測值仍有一定偏差，因此，建議在之后的研究中可針對以上因素進行更加全面細致的分析。