上軟下硬地層袖閥管注漿對盾構下穿民房擾動控制分析*

楊 劍,趙志堅,彭啟輝,喬亞飛

(1.中鐵南方投資集團有限公司,廣東 深圳 518000; 2.同濟大學土木工程學院,上海 200092)

0 引言

由于城市地表建(構)筑物和地下交通網越來越密集,新建隧道穿越既有地上建(構)筑物已經成為我國軌道交通建設的常態[1]。隧道開挖會引起地表沉降,可能會導致地表建(構)筑物出現不均勻沉降,影響建(構)筑物的正常使用甚至結構安全。因此,盾構下穿鄰近建(構)筑物的沉降控制成為共同關注的問題[2]。

深圳市地質條件較為復雜,總體上,隨著埋深增加,地層力學參數顯著提高,屬于典型的上軟下硬復合地層;局部地層不均勻現象較為嚴重,即使根據地表建(構)筑物周邊的地質鉆孔數據也難以評估建(構)筑物下的地層分布[3],這為隧道穿越施工擾動控制帶來了更大的挑戰。

目前國內外對隧道穿越施工過程中地表建筑物的保護方法有平移法、頂升法、樁基托換法和注漿保護法等。平移法主要應用于具有較高保護價值的地表建筑,可將建筑整體旋轉或平移以改變建筑的空間位置,使其遠離施工擾動源,保護建筑主體結構[4]。頂升法常用于密貼穿越既有結構工程中,可采用千斤頂將上方結構整體頂升,以彌補穿越施工對上方結構造成的擾動[5-6]。當地下建(構)筑物侵犯既有樁基時,一般采用新增樁基或承臺的方法對既有樁基進行托換,以維持原有的樁基承載力[7]。袖閥管注漿法具有在注漿區域內任意段反復注漿以及同一根管內可采用不同注漿材料等顯著優點而得到迅速推廣,在城市地鐵工程中得到廣泛應用[8]。在淺埋暗挖隧道穿越既有地表建筑的有關案例中,由于新建隧道與地表建筑的凈距較小,既有建筑對隧道開挖引起的施工擾動較為敏感,袖閥管注漿加固是常見的建筑地基加固方法[9]。在盾構下穿施工案例中,部分工程受到高透水性地層、復合地層等不良地質條件的影響,亦采用袖閥管注漿用于既有建(構)筑物的加固[8,10]。在以上軟下硬地層為典型地質條件的深圳地區,袖閥管注漿加固技術雖有應用于深基坑工程[11]的先例,但鮮有研究探討深圳上軟下硬地層地鐵穿越工程中的袖閥管注漿加固技術對穿越擾動的控制效果。

本文依托深圳市軌道交通11號線二期某盾構區間下穿既有老舊民房工程,建立了袖閥管注漿加固和未加固兩種工況下的盾構穿越三維有限元數值模型。結合前期地表監測數據驗證了模型計算結果的可靠性,而后基于未加固模型分析了老舊民房袖閥管注漿加固的必要性,基于袖閥管注漿加固模型分析了加固對穿越擾動的控制效果,最后結合穿越過程中的監測數據分析了袖閥管注漿加固對穿越擾動的控制規律。形成了四環節一體的袖閥管注漿加固穿越擾動控制方案:穿越前加固必要性模擬驗證→加固效果模擬評估→穿越期間施工擾動監測→穿越后加固效果分析,最終確保了穿越施工安全。袖閥管注漿加固是確保深圳地區上軟下硬地層中盾構下穿老舊民房施工安全的一項關鍵措施,本文可為類似工況下的穿越擾動控制提供參考。

1 工程概況

深圳軌道交通11號線二期某區間采用外徑6.48m的土壓平衡盾構施工,C50混凝土管片的外徑為6.00m,壁厚0.35m,標準環寬為1.50m,采用錯縫拼裝。在某穿越節點,新建隧道左、右線先后掘進,在110～180環穿越地表園西5棟、園西1棟兩處老舊民房,如圖1所示。在該節點,隧道左、右線均埋深24.80m,軸線間距11.56m,自地表至隧道拱頂共7個土層,依次為素填土、淤泥質砂、粗砂、礫質黏性土、全風化花崗巖、強風化花崗巖、中風化花崗巖,為典型的上軟下硬復合地層,新建隧道位于全風化花崗巖地層中。

圖1 隧道與房屋相對位置關系

被下穿的園西5棟及園西1棟于1989年建成,均為7層磚混結構,園西5棟長59.50m,最寬處12.50m;園西1棟長32.60m,寬10.70m;兩棟民房長邊與盾構軸線夾角5.13°,園西5棟東南角點侵入右線隧道輪廓1.78m,園西1棟則被右線下穿。經檢測機構評定,兩處民房的質量等級均為B級,整體老化較嚴重,且在穿越過程中仍有居民居住,為保障盾構穿越施工安全,對兩棟民房制定了袖閥管注漿加固方案。在園西5棟附近如圖2a所示范圍內預埋2排φ60袖閥管(間距1m×1m),在園西1棟附近如圖2b所示范圍內預埋3排φ60袖閥管對房屋進行預注漿加固,斜管角度≤45°,加固深度為承臺底至穿透砂層不小于1m(約深11.90m)。

圖2 袖閥管注漿加固范圍

采用100型工程地質鉆機套管護壁進行引孔;注漿設備采用ZBSB-70-11型注漿泵,如圖3a所示。注漿管采用單向袖閥管注漿,如圖3b所示;制漿材料采用42.5普通硅酸鹽水泥,水灰比1∶1。加強對房屋的監測,確保注漿過程中對房屋不造成劇烈擾動。注漿加固完成后,對加固體進行鉆芯取樣檢驗,無側限抗壓強度不小于0.5MPa。

圖3 袖閥管注漿設備

在園西5棟及園西1棟樓房四周埋設沉降監測靶點,重點關注四角沉降,如圖2所示,在穿越過程中以不低于1次/d的頻率監測民房沉降,并上傳至風險信息管理系統,如圖4所示?？紤]到民房老化嚴重,居民照常居住以及地質環境復雜的現狀,參考GB 50911—2013《城市軌道交通工程監測技術規范》和深圳地區穿越民房工程案例[12-14],將民房沉降預警值設置為15mm,控制值設置為20mm。

圖4 施工風險信息管理系統

2 三維有限元數值模型

2.1 模型概況

為了充分考慮盾構對周圍建筑的影響,選取以園西5棟為中央沿盾構軸線取長300m、寬150m、深60m范圍內的地表建筑、地層及新建隧道作為建模對象,建立三維有限元數值模型,如圖5所示。地表建筑包括了位于新建隧道北側的園西5棟(7層)、園西1棟(7層)、愛華49號樓(7層)、愛華51號樓(8層)以及位于新建隧道南側的南園路149號(7層)、南園路159號(7層)、南園路173號(9層)等共計10棟建筑物。在該模型內,建筑物距離模型左右邊界超過30m,前后邊界超過50m,可忽略邊界效應。

圖5 三維有限元模型

土體、盾殼、注漿層、襯砌均采用三維實體單元按照實際尺寸進行建模,注漿層厚度取0.14m。為了更真實地還原建筑物剛度,參考房屋檢測報告對建筑內部的墻立面進行簡化建模,地表建筑均采用殼單元進行模擬,殼厚度240mm,并將房屋內部的框架結構和外立面砌體結構分為兩種材料分別賦予屬性參數。

為了評估袖閥管注漿加固對盾構擾動的影響,在未加固模型的副本上建立袖閥管注漿加固的盾構穿越數值模型。按照袖閥管加固方案的具體尺寸,將園西5棟和1棟下部加固范圍內的土體劃分為加固區,如圖6內的虛線框所示。

圖6 袖閥管加固模型

模型左右、前后、底側均約束法向位移,上表面為自由邊界。參考盾構實際施工參數設置,開挖面支護力在靜止土壓的基礎上提高20kPa,注漿壓力在開挖斷面頂部靜止土壓的基礎上提高10kPa,沿重力方向上施加漿液重度梯度。

2.2 參數取值

未加固和加固兩個模型中的土體均采用莫爾-庫倫模型[3],力學特性參數與地勘報告一致,如表 1所示。加固后土體參數參照文獻[13]與原土體一同采用莫爾-庫倫模型,力學特性參數統一取彈性模量4.5GPa,內摩擦角40°,黏聚力4MPa。

表1 地層物理力學參數

此外,注漿層依據參考資料取半固態漿液參數,管片襯砌考慮接頭影響,模量折減為混凝土模量的75%。盾殼重度依據盾構機整體質量計算。建筑物外立面結構和內部框架結構分別按照砌體和混凝土進行參數賦值。考慮到園西5棟和1棟的結構有一定程度的老化,混凝土和砌體結構的模量依據房屋監測報告進行折減。模型結構材料參數如表2所示。

表2 結構參數取值

2.3 穿越過程模擬

考慮到該模型長300m(200環),為了提高計算效率并兼顧精細化模擬的需求,每個開挖步開挖2環,每步施工流程如下:①注銷該步對應環土體,激活相應環盾殼,同時激活前方開挖面支護力;②6環過后,盾尾脫出,注銷當前盾殼,激活注漿層和管片;③激活注漿層的同時激活注漿壓力;④2環過后,注漿壓力消散。依此步驟先開挖隧道左線,左線施工完畢后再依此步驟開挖隧道右線,如圖7所示。

3 模型檢驗及加固必要性驗

圖8對比分析了未加固模型處沉降槽的數值計算結果與現場DBCY1～DBCY5測點實測地表沉降槽。數值計算的沉降槽很好地再現了實測結果,并與深圳當地經驗相吻合。左、右線過5D(D為開挖直徑)后數值計算的最大沉降量分別為9.1,15.0mm,實測最大沉降分別為9.6,16.0mm,數值計算結果誤差小于7%?？梢娊⒌臄抵的Ｐ秃蛥悼梢暂^真實地反映深圳地區復合地層盾構施工誘發的地表變形規律,可用于分析盾構穿越的擾動規律和機制。

圖8 沉降槽曲線對比驗證

為了驗證袖閥管注漿加固的必要性,分別從未加固模型計算結果中提取圖2所示園西5棟和園西1棟的角點沉降,如圖9所示。其中圖9a表明,左線穿越園西5棟后,角點1～4的沉降增量分別為3.3,4.9,2.8,1.2mm,右線穿越后,角點1～4的沉降量分別為10.0,13.1,8.7,5.6mm。如圖9a虛線劃分所示,每個角點的沉降歷程大致可分為5個階段,在左、右線正穿越民房的2個階段內,4個角點的沉降均迅速增大,其余階段保持穩定。角點2因靠近沉降槽中央,其最終沉降量最大,離新建隧道越遠角點沉降越小;角點1和4總是先于角點2和3開始沉降,這是由于角點1和4總是先迎來盾構機到達。

圖9 未加固模型角點沉降歷程

如圖9b所示,園西1棟角點沉降歷程同園西5棟類似,可分為5個階段,但由于園西1棟被右線下穿,各角點最終沉降量更大,其中角點2最大達到了14.8mm,其次是角點1,為13.1mm;角點3為9.0mm;角點4為7.3mm。由于右線距離兩棟民房更近,因此無論是園西5棟還是1棟,右線掘進誘發的角點沉降增量相比左線都更大。

通過對未加固模型計算結果分析,盾構穿越園西1棟和園西5棟誘發的角點沉降最大將達到13.1mm和14.8mm,非常接近設置的房屋沉降預警值15mm?？紤]到數值模擬假定了較理想的地質條件、施工參數和推進進度,而實際施工時往往因為開艙換刀、盾構檢修等延長盾構穿越的作業時間,加劇盾構穿越誘發的擾動,使得民房沉降監測值高于數值模擬計算結果。因此若預先不對園西5棟、1棟兩處民房進行處理,穿越引起的兩棟民房沉降極易超過預警值,誘發工程風險?；诖?有必要依照事先編制的袖閥管注漿加固方案,在穿越前對兩處民房的地基進行注漿加固,以降低盾構穿越對民房的擾動,保障穿越施工安全。

4 加固效果評估及監測對比分析

在穿越前,通過對袖閥管注漿加固穿越模型的分析,評估注漿加固對穿越擾動的控制效果。由未加固模型的計算結果可知,園西5棟及1棟的角點1,2相比角點3,4沉降更大,因此控制角點1,2的沉降不超限即可保證民房整體結構安全。提取注漿加固模型中園西5棟及1棟的角點1,2沉降歷程,如圖10所示。

圖10 實測與模擬角點沉降歷程對比

由圖10a可知,加固后園西5棟角點1,2的最終沉降分別由10.0,13.1mm下降到5.8,7.7mm,下降了約40%。

由圖10b可知,加固后園西1棟角點1,2的最終沉降分別由13.1,14.8mm下降到6.5,5.9mm,降幅分別為50%,60%;角點2加固后沉降降幅更大,甚至出現了加固前角點2的沉降較大,加固后角點2的沉降反而小于角點1的情況,這是由于角點2附近的加固區域相較于角點1附近更寬,以致注漿加固對角點2附近的沉降抑制更明顯。

總體來看,數值模擬總結的園西5棟及1棟的沉降歷程規律與加固前類似,同樣可分為5個階段,但最終沉降相比加固前有明顯下降,其中園西1棟最大沉降的降幅高于園西5棟,這是由于園西1棟的加固范圍明顯比園西5棟更大所致。數值模擬表明,袖閥管注漿加固對于抑制建筑物沉降有著明顯的作用,降低盾構穿越的擾動較好。

在盾構穿越過程中,連續記錄了兩處民房測點沉降,其中兩處民房各自測點1的沉降監測數據如圖9所示。為了便于對比,已根據掌子面距測點的距離將監測數據轉換至數值模擬施工步坐標系下。圖9a中園西5棟測點1的實測沉降與加固后數值模擬沉降演變歷程幾乎一致,在左、右線穿越園西5的過程中,測點沉降迅速增大,而后趨于穩定。在左右線穿越后,測點1實測沉降分別穩定在3.1,6.2mm附近,這與數值模擬計算的1.9mm和5.8mm吻合較好。圖9b中所示園西1棟角點1的實測沉降在左、右線穿越后分別穩定在3.2,7.0mm附近,同樣與數值模擬結果的2.6,6.4mm較為接近。兩個測點的實測結果均略大于數值模擬結果,這與實際地層分布和盾構參數設置有關,但總體趨勢吻合,可見本文提出的數值模擬方法可較好地在穿越前評估袖閥管注漿加固的擾動控制效果。

此外,為了評估注漿加固對地表沉降的影響,提取加固前、加固后模型以及現場監測在園西5棟剖面處的地表沉降,如圖11所示。數值模擬和實際監測數據表明,加固區域后的地表沉降槽呈現明顯的不對稱分布。沒有加固的左線側地表沉降與加固前幾乎一致,而在園西5棟加固土體寬度范圍內,其地表沉降整體上相比加固前有所減小。這是由于袖閥管注漿加固深入砂層,加固的土體范圍較大,可以有效抑制深部土體變形向地表沉降的傳遞,進而導致在加固土體寬度范圍內的沉降相比加固前有所減小。

圖11 園西5附近實測與模擬地表沉降對比

5 結語

依托深圳軌道交通11號線二期某盾構區間穿越節點,實施了穿越前加固必要性模擬驗證、加固效果模擬評估、穿越期間施工擾動監測、穿越后加固效果分析四環節一體的袖閥管注漿加固穿越擾動控制方案,評估分析了袖閥管注漿加固的擾動控制效果。

1)在雙線盾構先后下穿既有民房的過程中,民房的測點沉降歷程可分為5個階段,其中兩線分別正下穿的階段沉降迅速增大,其余階段趨于穩定。

2)袖閥管注漿加固有效降低了兩處被穿越民房的角點沉降40%以上,起到了良好的擾動控制作用。

3)注漿加固可有效降低加固范圍內的地表沉降,使得地表沉降槽出現非對稱分布。

4)本文提出的四環節一體的袖閥管注漿加固穿越擾動控制方案保障了盾構穿越的安全施工,兼顧了安全與效益,對類似工程可提供有價值的參考。

本文建立的數值模擬方法可較好模擬盾構穿越過程,計算結果中地表沉降、民房測點沉降歷程與實際趨勢較吻合,準確再現了袖閥管注漿加固在盾構穿越節點對民房的擾動控制。但應注意數值模擬采用了較為理想的施工參數,實際中穿越擾動控制應是多因素疊加作用的結果。