大直徑盾構隧道下穿高鐵無砟軌道路基預加固方案研究

王文謙，劉 方，金張瀾，岳 嶺

(中鐵工程設計咨詢集團有限公司，北京 100055)

引言

近年來，我國高速鐵路建設事業蓬勃發展，以“八縱八橫”為代表的高鐵網漸成體系[1]。大量的基礎設施建設使得城市用地日益緊張，城市地下空間開發利用快速發展，新建高鐵、城際等以隧道形式穿越既有鐵路路基工程逐漸增多[2-4]。高鐵無砟軌道路基對軌道的平順度要求極高[5]，路基沉降控制要求比普通鐵路、公路嚴格得多，因此，在隧道下穿此類路基施工時，一旦隧道掘進引起的變形超過路基的承載極限，將會危害高鐵的運營安全[6]。

目前，許多學者對隧道下穿路基的變形控制措施進行了研究。程巧建等[7]分析了采用不同加固措施下地鐵隧道下穿鐵路路基的變形影響，與實測值對比后確定了合理的盾構掘進參數；蔡小培[8]采用有限元方法研究了城區盾構下穿高速鐵路施工對軌道結構變形的影響；郝坤[9]以某大跨公路隧道下穿高速鐵路路基為研究對象，建立有限元模型模擬開挖支護過程，對下穿方案的安全性和可行性進行了評價；王樂明[10]分析了大直徑高鐵隧道下穿對既有地鐵運營線路路基段結構的影響。

盡管已有上述研究，但缺乏大直徑盾構隧道下穿既有高鐵無砟軌道路基工程的研究[11-12]，尤其是缺乏路基防護方案的相關研究。以某規劃高速鐵路盾構隧道下穿既有滬寧高速鐵路無砟軌道路基為工程背景，研究不同路基防護方案下路基、軌道變形的控制效果，提出了合理的防護設計參數，旨在為大直徑盾構下穿既有高鐵路基提供合理的防護方案。

1 研究背景

1.1 工程概況

規劃某高速鐵路以盾構隧道形式下穿既有滬寧城際鐵路無砟軌道路基段。該盾構隧道外徑14.3 m，壁厚0.6 m，設計時速350 km。新建盾構隧道由北向南掘進，與既有路基交角84°，采用泥水平衡盾構機，隧道覆土厚度為43 m。新建盾構隧道與既有鐵路平面位置關系如圖1所示。

圖1 新建高鐵盾構隧道與既有鐵路平面關系示意

既有鐵路為雙線鐵路，設計時速300 km，下穿段為無砟軌道路基段，地基采用CFG樁加固，樁徑0.5 m，間距1.8 m，樁長13.50 m，正方形布置。

隧址區第四系覆蓋層較厚，一般大于120 m。表層發育人工堆積層及第四系全新統湖沼積、海積淤泥質粉質黏土、粉質黏土、粉土、粉細砂等，厚度15～35 m；其下為第四系上更新統湖沼積、沖海積粉質黏土、粉土、粉細砂等，下伏基巖埋深大，對擬建工程無影響。地下水穩定埋深為0.40～3.3 m。

工程地質剖面如圖2所示，大直徑盾構隧道穿越地層主要為8-2和8-21粉質黏土層，可塑～軟塑，干強度中等，韌性中等，壓縮性中等，分布連續；既有鐵路路基下覆地層為4-21粉土層和4-22粉砂層，稍密～中密，飽和，壓縮性中等。

圖2 工程地質剖面(單位：m)

1.2 軌道平順性控制要求

在軟土地層中，大直徑盾構穿越施工造成的路基變形周期長、控制難度大，為保證軌道安全運行，無砟軌道路基變形應滿足線路平順性、結構穩定性和扣件調整能力的要求，需制定專門的路基變形控制方案。

根據TG/GW115—2012《高速鐵路無砟軌道線路維修規則(試行)》，350 km/h線路靜態幾何尺寸容許偏差管理值應滿足表1的要求。

表1 線路軌道靜態幾何尺寸容許偏差管理值

目前，對高鐵路基變形的控制標準未有明確數值規定，參照劉建友[6]提出的盾構下穿路基變形控制標準計算方法，按保守考慮，認為扣件的最大可調整量與當前已用調整量、軌道當前平順度及工后沉降之和相同，安全系數取1.8，結合本文工程相關參數可得路基沉降控制值為3.9 mm。

1.3 大直徑盾構下穿無砟軌道路基段防護方案

為控制大直徑盾構掘進產生的地層變形，保障既有線路的運營安全，需采取合理的防護措施，參照目前國內下穿鐵路路基的相關工程案例[2-5]，結合工程特點，擬定如下幾種防護方案。

(1)方案1：管幕加固方案

向路基底部打設管幕，管幕可對上方路基起到支撐作用，達到控制路基沉降的目的。如圖3所示，主要步驟為：在既有路基兩側基坑開挖后施作管幕導向墻及擴大基礎，隨后在基底沿橫向打設φ300 mm@500 mm的管幕。管幕采用熱軋無縫鋼管(φ300 mm，壁厚9.5 mm)。

圖3 管幕加固方案(單位：m)

(2)方案2：豎井底部注漿方案(圖4)

圖4 豎井底部注漿方案(單位：m)

在路基一側打設豎井至CFG樁底部，通過注漿對地層進行加固，這種加固方式不會破壞路基加固體系，注漿范圍大，對路基沉降控制效果較好。主要步驟為：在既有路基北側打設臨時豎井至既有鐵路CFG樁基礎下方2.5 m，沿既有線方向施作橫洞后，在橫洞內打設管棚并斜向注漿加固樁底土體，厚度10 m，注漿管采用φ50 mm熱軋無縫鋼管。

(3)方案3：保壓循環注漿方案(圖5)

圖5 保壓循環注漿方案(單位：m)

向路基底部打設注漿管形成循環管路，通過施加注漿壓力對上方路基起到抬升作用，在下穿過程中加強變形監測并調節注漿壓力，對路基變形起主動控制作用。主要步驟為：在滬寧高鐵路基兩側開挖基坑后，施作注漿導向墻及擴大基礎；隨后在路基基底橫向打設5排φ50 mm鋼質袖閥管至另一側基坑，形成循環管路；向注漿管內注入緩凝型漿液使其循環流動，主動控制路基變形。

2 計算模型

依據下穿段落的地質條件，采用有限差分軟件FLAC3D建立三維數值計算模型，分析下穿既有高鐵路基的力學響應，確定合理的防護方案。下穿段隧道覆土厚度為43 m，模型兩側邊界長約5倍盾構直徑，開挖方向長度150 m，底部約束位移，側邊界約束法向位移，上邊界為自由邊界。

土體材料采用Mhor-colmub本構模型，參數按地勘報告確定。盾殼、管幕、袖閥管參數按鋼材取值；同步注漿層用等代層模擬，厚度取20 cm；盾構管片及二次注漿采用實體單元，均假定為各向同性的彈性體；既有路基CFG樁采用Pile單元模擬。模型如圖6所示，計算參數見表2。

圖6 數值計算模型

表2 地層及支護結構參數

初始地應力平衡后，隨后模擬盾構隧道開挖，首先，沿隧道軸線方向開挖1環范圍內的土體(環寬2 m)，每步開挖后的地層應力釋放采用“節點反力法”(分兩次釋放，開挖后釋放系數為0.35)[13]；隨后，施作Shell單元模擬盾構機身，開挖5環后通過修改實體和結構單元參數，模擬盾構機沿隧道軸線方向推進、管片拼裝、同步注漿，同步注漿滯后管片拼裝1環、二次注漿滯后3環，不考慮施工停頓等影響。計算方案采用表3所示的組合，方案1～方案3分別如圖6(c)～國；圖6(e)所示，方案4包括盾構同步注漿和二次注漿。在方案3中，保壓循環注漿方案的加固范圍為100 m×50 m，厚6.0 m，采用實體單元模擬，網格劃分為5層，參考文獻[14]中的多層小導管注漿加固模擬方法，為模擬保壓循環注漿效果，在盾構通過路基中心線前后3環時，在加固區中間兩層單元上施加法向壓力25 kPa模擬注漿膨脹過程，盾構通過路基中心線3環后，按線性逐漸減小，模擬膨脹壓力的消散過程，該過程中，加固區地層參數隨注漿次數的增加而逐步提高。

表3 計算方案

3 結果分析

針對不同防護方案下的路基沉降、軌道靜態幾何偏差等進行分析，確定防護方案，并對施工參數進行計算分析。

3.1 既有路基變形分析3.1.1 路基沉降

選取既有路基中心所在的橫剖面為監測斷面，監測斷面與盾構隧道軸線方向垂直。路基最終的沉降槽曲線如圖7所示。

圖7 既有鐵路路基的沉降槽曲線

由圖7可知，方案4的沉降值遠大于其他方案，最大沉降值達28.6 mm。方案1、方案2的沉降槽寬度接近，反彎點在軸線兩側25.4 m處。

方案2中，由于路基一側的豎井及橫通道開挖使得沉降槽曲線略微偏向豎井側；方案3對既有路基的沉降控制效果顯著，不僅降低了最大沉降值，還使沉降槽的反彎點曲線變得平緩，對軌道的高低、軌向的控制十分有利。根據計算結果，路基加固范圍應在隧道軸線兩側約40 m。

圖8為3種不同防護方案下盾構開挖面通過路基中心約6 m后的隧道軸線上方地表縱向沉降曲線。隨著盾構通過路基中心線，沉降值迅速增加，通過路基中心線后方約40 m后，地面沉降曲線逐漸趨于平緩，表明路基及地層變形已趨于穩定。以方案2為例，盾構開挖面30 m后既有鐵路路基的沉降速度加快，盾構開挖面前后30 m的范圍內路基變形較大，超出該范圍后盾構開挖的影響逐漸減弱。

圖8 不同防護方案下隧道軸線縱向地表沉降曲線

防護方案的目的在于控制既有鐵路路基的整體變形，僅對既有路基底部地層采取加固措施不能完全控制大直徑盾構掘進帶來的沉降，方案3的路基沉降值明顯小于其他方案，表明通過保壓循環注漿對路基變形的主動控制效果較好。

表4給出了不同方案下路基中心點的最大沉降值。由表4可知，采用方案4時(無防護措施)，盾構掘進造成的地層損失較大，最大沉降值達28.56 mm。由圖8可知，采用方案1時，既有鐵路路基的最大沉降值為12.92 mm，大于方案2和方案3，表明在路基下方進行注漿加固雖能減小盾構開挖對地層的擾動，但方案1、方案2在盾尾脫出后(-10 ～ 0 m)的豎向位移下降速率明顯增大。采用方案3時，路基中心點沉降僅有3.13 mm，原因是在盾構下穿過程中進行了保壓循環注漿壓力，使盾尾脫出后(-10 ～ 0 m)的豎向變形速率明顯變小，該范圍的沉降值均較為接近。因此，方案3對既有鐵路路基變形的控制效果最顯著，且沉降變化曲線平緩，有利于軌道的平順性控制。

表4 既有鐵路路基的最大沉降值

3.1.2 軌道平順性分析

提取防護方案1～方案3的軌道軌距、水平、高低、軌向數據，如表5所示。分析盾構下穿既有鐵路路基產生的軌道變形特征，與表1中的線路軌道靜態幾何尺寸容許偏差管理值進行比較。

表5 軌道偏差計算值與控制值比較

由表5可知，盾構下穿施工主要引起路基發生豎向位移，水平位移較小。軌道的軌距、水平、軌向等的變形值均遠小于控制值，軌道水平是兩條鋼軌的軌頂高差。模擬結果表明，盾構下穿施工后引起鋼軌處的水平差異沉降小，因此，軌道高低是盾構下穿施工的主要控制指標。

在3種不同防護方案下，采用方案1時，軌道高低超過了經常保養控制值，采用方案2時超過了作業驗收控制值，不利于軌道的平順性控制，必要時需通過扣件進行調節。方案3通過主動控制路基變形來調節軌道變形，軌道高低值僅為0.21 mm，軌向值為0.23 mm，遠小于2 mm的作業驗收控制值，控制效果明顯。

3.2 防護方案參數分析

基于上節的計算分析，僅通過洞內同步注漿、二次注漿加固措施來控制大直徑盾構下穿造成路基沉降，最大沉降值為28.56 mm，不利于軌道的平順性控制，無法滿足高鐵的安全運營，需選擇合適的防護措施，由于地層軟弱，大盾構掘進擾動極易引發地層變形，方案3既可提前加固防護路基，又可在盾構通過時采用具有補償性質的保壓循環注漿來主動控制路基變形，因此，選擇方案3作為既有高鐵路基的防護方案。為確定方案3的設計參數，設置不同的袖閥管間距、注漿壓力進行計算，以路基沉降值為指標確定合理參數指導實際施工。

(1)袖閥管間距影響

取袖閥管直徑為50 mm，分別計算在袖閥管間距為0.6，0.5，0.4，0.3 m時既有路基中心點的沉降值，計算結果如圖9所示。由圖9可見，注漿管間距的增大會導致地表沉降量增加，但增量不大，最大與最小值相差約為2.4 mm，因此，注漿管間距合適即可，建議的注漿管間距為0.4 m。

圖9 不同注漿管間距下路基中心沉降值

(2)注漿壓力的影響

在確定φ50 mm注漿管間距為0.4 m的條件下，分別計算保壓循環注漿壓力為15，20，25，30，40 kPa時既有路基中心線沉降槽分布，計算結果如圖10所示。由圖10可知，當保壓循環注漿壓力低于20 kPa時，路基最大沉降值超過3.9 mm，當保壓循環注漿壓力為25～30 kPa 可滿足沉降控制要求，保壓循環注漿壓力不宜過大(即注漿壓力超過40 kPa時)，否則會導致路基整體隆起，不利于高鐵運營安全。

圖10 不同注漿壓力下路基中心位置的沉降槽分布

3.3 大直徑盾構下穿施工變形控制措施

表6總結了目前國內類似盾構工程下穿既有鐵路路基的工程案例[15-20]，多為標準直徑6.2 m的盾構下穿既有路基工程，歸納的工程實例中以黏土、粉質黏土等軟弱地層為主，采用的加固方法以旋噴樁加固及路基底部注漿加固為主。對于下穿無砟軌道路基的實測最大沉降值為5.6 mm，有砟軌道路基的實測最大沉降值則相對較大，可作為大直徑盾構下穿既有無砟軌道路基沉降控制提供參考，基于3.2節的模擬結果，軟土地層大直徑盾構下穿既有無砟軌道路基的沉降控制措施應符合如下要求。

表6 類似盾構下穿既有路基工程案例

(1)軟土地層受大直徑盾構下穿影響較大，影響區位于隧道軸線左右兩側-40～+40 m，保壓循環注漿方案中，應控制該區域的注漿壓力值，依據沉降槽曲線的反彎點可將影響范圍劃分為主影響區和次影響區，主影響區為隧道軸線兩側約 25 m，沿掘進方向的加固范圍應大于80 m。

(2)選擇保壓循環注漿方案作為盾構下穿既有路基的防護方案，采用φ50 mm鋼質袖閥管進行加固，間距不宜大于0.4 m，隧道軸線兩側約 25 m的主影響區可加密注漿，更好的形成循環注漿管路，注漿壓力應控制合理，不宜超過40 kPa，否則易產生隆起，施工時應注意根據監測結果調整該注漿壓力及范圍。

(3)大直徑盾構自身的掘進參數也應進行合理控制，尤其是下穿施工段的泥水倉壓力、同步注漿、推力、扭矩等參數應進行優化控制。

4 結論

(1)只通過盾構掘進措施控制大直徑盾構下穿軟土地層造成的沉降無法滿足高鐵安全運營，基于對大直徑盾構下穿既有無砟軌道路基的研究，提出的3種路基防護方案變形控制效果由高到低依次為：保壓循環注漿方案>豎井底部注漿加固方案>管幕加固方案。

(2)盾構下穿施工引起的鋼軌差異沉降小，軌道高低可作為盾構下穿既有路基施工的主要控制指標。保壓循環注漿方案盾構通過后路基中心點沉降3.13 mm，可通過主動控制路基變形來調節軌道變形，軌道高低值為0.21 mm，軌向值為0.23 mm，遠小于2 mm作業驗收控制值，控制效果明顯。

(3)基于既有高鐵路基沉降控制要求，確定了保壓循環注漿的加固橫縱向范圍應為隧道軸線兩側約40 m，合理注漿壓力不宜超過40 kPa，注漿管間距不宜大于0.4 m，可為工程施工提供借鑒參考。