盾構隧道下穿高鐵路基變形影響規律及加固優化研究

王立新，王 強，苗 苗，汪 珂，李儲軍，邱軍領

(1.中鐵第一勘察設計院集團有限公司,西安 710043; 2.西安理工大學土木建筑工程學院,西安 710048;3.長安大學公路學院,西安 710064; 4.陜西華山路橋集團有限公司,西安 710016)

引言

近年來,中國城市建設速度不斷加快,城市地下空間利用率逐年攀升[1-3]。伴隨著地鐵的快速修建,因地鐵隧道開挖而出現的各種下穿工程越來越復雜[4-7]。因此,隧道下穿既有工程而帶來的各種影響引起了國內外學者的廣泛研究。

在探究隧道下穿對上部既有建筑物的變形影響規律方面,王睿等[8]采用現場監測與數值模擬相結合的方法分析了暗挖施工對既有地鐵車站的軌道沉降、影響范圍、橫斷面變形等影響;周丁恒等[9]以實際工程為背景,利用有限元數值模擬和現場監測,對比分析了京張高鐵隧道豎向位移和橫向位移隨施工步變化特征;楊萬精等[10]采用數值模擬軟件研究了雙線盾構隧道近距離下穿既有地鐵時,不同工況下地表位移規律。在驗證隧道下穿施工方法的可行性方面,馬相峰等[11]通過FLAC3D數值模擬和現場監測數據結合,分析了路基的變形規律,實踐證明地層注漿加固對控制路基沉降具有有效性;仇文革等[12]以實際工程為依據,采用工法比較、數值模擬、現場監測反饋等方法,研究了砂卵石地層中盾構下穿敏感區域時地表沉降規律及控制措施。在利用室內相似試驗優化施工參數方面,宋洋等[13]依托實際工程,通過室內相似試驗對現場參數進行優化分析,并通過數值模擬,對掘進參數進行對比。在綜述方面,魏綱等[14]將盾構施工對鄰近隧道影響的模型試驗研究進行綜述,總結歸納了各種不同因素情況下盾構施工對既有隧道造成的影響。

為深入研究盾構隧道下穿高鐵路基變形影響規律,對隧道加固措施進行優化,以西安市某地鐵線路下穿既有高鐵路基為依托,通過室內模型試驗和數值模擬綜合分析,論證了隧道盾構過程中,采取加固措施后對既有工程的變形情況有所抑制,總結了盾構隧道下穿高鐵路基時的變形特征,驗證了管幕工法的加固效果,以期為后續工程施工提供參考。

1 工程概況

西安某地鐵三期工程線路全長10.61 km,均為地下線,設7座車站,平均站間距1.52 km,最大站間距2 231 m,最小站間距909 m。

地鐵工程下穿某火車站西側區域,包括高鐵、普通客運鐵路和貨運鐵路,其中鐵路路基均采用CFG樁基處理,樁間距1.8 m,樁徑0.4 m,樁長13 m。下穿區域內的鐵路路基土體屬于復合地基,高鐵路基地層依次為:新黃土(Q3eol)、古土壤(Q3el)、細砂(Q3al)、粉質黏土(Q3al)、中砂(Q3al)、粗砂(Q3al),如圖1所示。

圖1 地鐵工程下穿高鐵路基地質剖面(單位:m)Fig.1 Section view of the subway project passing through the high-speed railway foundation from below (unit: m)

地鐵盾構隧道內徑5.4 m,襯砌管片厚0.3 m,隧道外徑6.0 m。襯砌管片寬1.5 m,每環分6塊,錯縫拼裝。地鐵隧道盾構下穿鐵路范圍內,涉及隧道左線673.2 m,右線671.9 m,左右線間距為17.0～18.13 m,盾構隧道洞頂覆土18.2 ～21.3 m,隧道拱頂與CFG樁豎向最小距離為3.24 m,與鐵路線交角約為93°。隧道主要穿越粉質黏土地層,呈青灰色、褐黃色等,成份以黏粒為主,粉粒為次,黏性較好,刀切面較光滑,土質不均,手搓可成條狀,局部見少量結核,夾零星硬塑粉質黏土。孔隙比為0.60,液性指數為0.26,壓縮系數為0.22 MPa-1。

2 模型試驗

2.1 模型試驗設計

為研究盾構隧道施工對上部既有高鐵復合地基受力變形的影響規律,以及隧道開挖過程中采取不同加固工法下對鐵路路基的影響程度,特采用室內模型試驗的方法對比不同加固狀態下,盾構施工時對既有高鐵復合地基的影響,具體包括無加固、超前管幕工法加固與地表袖閥管注漿加固3種工法。

本試驗以相似定律為依據,使用量綱分析法,結合試驗條件,確定模型與原型適合的相似比n取30。此外,在本相似模型試驗中,將幾何尺寸L和重度γ作為基本物理量,本模型試驗的幾何相似比CL=30,重度相似比Cγ=1,計算得出各種物理量參數的相似比,見表1。

表1 物理參數相似比Tab.1 Similarity ratio of physical parameters

結合依托工程的實際工況,本次室內試驗所用的模型試驗箱尺寸為160 cm×165 cm×100 cm(長×寬×高)。使用自制的模型設備進行盾構開挖模擬,該設備由刀頭、盾殼、旋轉電機、頂升桿、出土傳送帶等附件組成,可模擬在旋轉頂進的過程中刀頭切削土體、盾殼支護圍巖、傳送帶出土的過程。試驗所用模型箱和主要器材如圖2所示。

圖2 試驗模型箱及主要試驗器材Fig.2 Test model box and main test equipment

試驗過程中在模型箱內填筑的圍巖土體力學參數根據工程勘測數據和模型相似比確定。由于隧道主要穿越粉質黏土層,為簡化實驗過程,對隧道上覆土體進行自重應力計算,求出加權平均重度,以此為基礎配制模型試驗的圍巖材料。與多層土的實際工況相比,由此產生的誤差在允許范圍內。

通過土工實驗,最終確定圍巖材料石膏、膨潤土、石英粉、石英砂、水,其質量比例關系為3∶3∶6∶7∶4時,是最佳配合比。由此得到的實驗土體,實測密度ρ為1.72 g/cm3,彈性模量E為304 kPa,黏聚力c為13.9 kPa,內摩擦角φ為23°,近似滿足模型試驗土體力學參數。

選取石膏、重質碳酸鈣和水作為原料制作CFG樁模型。為使其滿足試驗要求,可不斷改變配比并測試其彈性模量。根據測試結果,當石膏、重質碳酸鈣和水的質量比為10∶5∶4時,制成的試件近似滿足試驗要求。為模擬復合地基中褥墊層的作用,可鋪設粉細砂來實現其效果,模型試驗各材料參數如表2所示。

表2 模型試驗材料力學參數Tab.2 Mechanical parameters of materials in model tests

此外,本試驗通過改變加固措施,分析盾構隧道開挖過程對上部既有高鐵CFG樁復合地基的影響規律,共分為3組工況,分別為無加固工況、超前管幕加固工況及袖閥管注漿加固工況。超前管幕為單樁組合而成的圍護結構,不方便試驗的開展。為便于試驗,采用高密度聚乙烯板(HDPE)模擬超前管幕,彈性模量約為600 MPa,泊松比為0.2,長度55 cm,高度35 cm,厚度約為6 mm。HDPE板共計3塊,設置在盾構隧道開挖區域外側,拱頂與兩側各1塊,與隧道開挖輪廓間距為10 cm。

袖閥管注漿采用功率為910 W的注漿機,輸出壓力可達15 000 PSI(Pounds per square inch)。本次試驗注漿壓力的設計值為65 kPa,結束注漿后注漿寬度為盾構隧道模擬開挖內輪廓凈寬的2倍,即40 cm,深度為隧道拱頂以上16 cm至隧道以下8 cm,注漿深度24 cm。

2.2 模型試驗監測方案

試驗通過改變加固措施,分析盾構隧道開挖過程對上部既有高鐵CFG樁復合地基的影響規律。進行試驗前將配制好的黃土分層填實,同時把管片、PE板和測量元件安置在既定位置處,然后開始盾構的開挖工作。

本次模型試驗使用微型應變式土壓力計測量圍巖徑向壓力,采用工程型靜態應變采集儀收集應力變化數據,同時使用軟件實時記錄實驗數據。在模型箱土層中埋設土壓力元件時,根據測點埋設位置進行標號并使二者一一對應,以便于后期數據的采集處理。模型試驗的復合地基CFG群樁共3排,每排12根樁,試驗過程中將應變片粘貼在每根CFG樁樁頂和樁底處。為便于測試和研究,試驗時在地表設置2條測線,并選取一定量的測試點;同時,分別在隧道中心截面和隧道中心截面后15 cm處設置監測斷面,并設置一定量的測試點。地表測線、隧道監測斷面和CFG樁布置如圖3所示,監測斷面壓力盒布置如圖4所示。

圖3 模型箱俯視及實驗布置示意(單位:cm)Fig.3 Top view of model box and schematic diagram of experimental layout (unit: cm)

圖4 監測斷面壓力盒布置Fig.4 Layout drawing of pressure box for monitoring section

2.3 模型試驗結果與分析

2.3.1 地表沉降分析

由于最終試驗所測得的數據不夠直觀,因此,試驗所測得的數據均根據相似理論換算成原型。

根據室內模型試驗,在盾構隧道不加固、采用管幕工法加固和袖閥管注漿加固時,盾構隧道按照圖3所示方向先后掘進至測線1和測線2正下方,地表均產生了豎向沉降。將這3種工況下,掘進至兩條測線位置時,測線上各測點的沉降值繪制成沉降曲線,如圖5所示。

圖5 模型試驗地表沉降曲線Fig.5 Surface subsidence of model test

由圖5可知,地表沉降范圍主要集中在盾構開挖區域正上方,地表的豎向沉降值以隧道軸線為中心向兩側逐漸減小。各加固工況下,地表測線1和測線2均在D4監測點處產生了沉降最大值。無加固工況下,測線1和測線2的最大沉降值分別為17.9 mm和23.8 mm;采用管幕加固時,測線1和測線2的最大沉降值分別減小到12.6 mm和17.0 mm,較無加固工況減小29.6%和28.6%;采用袖閥管注漿加固時,測線1和測線2的最大沉降值分別減小到14.4 mm和19.5 mm,較無加固工況減小19.6%和18.0%。

上述試驗結果表明:在隧道開挖過程中對地層進行加固,可有效減少地表沉降值,且管幕加固工法比袖閥管注漿加固工法更有效,地表沉降更小。

2.3.2 CFG樁軸力分析

根據室內模型試驗,盾構隧道近接會造成上方復合地基中樁基礎的軸力增大。施工完成后,復合地基B排CFG樁的軸力比A排和C排更大,樁基軸力最大值位于盾構中心位置上方B7樁基的樁底處。以B排樁為例,模型試驗測得的樁頂及樁底軸力值如圖6所示。

圖6 CFG樁樁底和樁頂軸力值Fig.6 The axial force values at the bottom and top of CFG piles

由圖6可知,隧道開挖過程中,其正上方的CFG樁軸力值增大較多,樁基礎的附加軸力沿隧道軸線向兩邊逐漸遞減,CFG樁樁頂和樁底的最大附加軸力值均出現在B7樁基處。無加固工況下,樁頂和樁底的最大附加軸力值分別為93.0 kN和132.6 kN;采用管幕工法加固后,樁頂和樁底的最大附加軸力值分別為71.4 kN和89.7 kN,較無加固情況分別減小23.23%和32.35%;采用袖閥管注漿加固后,樁頂和樁底的最大附加軸力值分別為77.7 kN和100.8 kN,較無加固情況分別減小16.47%和23.98%。

上述試驗結果表明:盾構隧道下穿既有高鐵復合地基時,對上方CFG群樁的附加軸力影響較大,軸力值增加最多的樁位于隧道開挖正上方。此外,近接施工對樁頂和樁底附加軸力的影響占整個施工過程中樁身附加軸力增量的比值分別為59.9%和60.1%。

2.3.3 圍巖徑向壓力分析

根據室內模型試驗,可測得3種工況下每個監測斷面處監測點的圍巖徑向壓力變化值,如圖7所示。圖7中曲線表示圍巖徑向壓力值相對于未開挖時圍巖初始應力值的變化值。

圖7 圍巖徑向壓力值Fig.7 Radial pressure value of surrounding rock

由圖7可知,與無加固工況相比,采用管幕加固和袖閥管注漿加固后,盾構隧道圍巖的壓力釋放幅度均有所減緩,其中管幕工法的加固效果更為顯著;在3種工況下,圍巖徑向壓力變化值均在拱頂、拱底最大,其次是左右拱肩、拱腳處,左右拱腰處的壓力變化值在監測點中最小。此外,監測斷面二處的圍巖徑向壓力變化值略大于監測斷面一處。

為進一步研究圍巖徑向壓力隨開挖時間的變化規律,對室內模型試驗中監測斷面處壓力盒采集的數據進行整理。在3種工況下,兩個監測斷面圍巖徑向壓力隨時間變化曲線分別如圖8～圖10所示。

圖8 無加固工況圍巖徑向壓力Fig.8 Radial pressure of surrounding rock without reinforcement

圖9 管幕工法加固工況圍巖徑向壓力Fig.9 Radial pressure of surrounding rock under the reinforcement condition of pipe curtain method

圖10 袖閥管注漿加固工況圍巖徑向壓力Fig.10 Radial pressure of surrounding rock under grouting reinforcement of sleeve valve tube

圖8～圖10中曲線為圍巖徑向壓力相對于未開挖時圍巖初始應力的變化值,并非圍巖壓力絕對值,負值代表壓力減小。上述統計結果可得出以下規律。

(1)在微型盾構機掘進的前90 min內,斷面一處的應力變化趨勢并不明顯;當掘進至監測斷面一附近時,應力出現較為明顯的變化,且拱頂與拱底的變化幅度最大;在盾構隧道掘進穿越監測斷面后,圍巖應力趨于穩定。

(2)監測斷面二處的壓力變化規律與監測斷面一類似,在掘進的前120 min內,壓力變化趨勢并不明顯;當掘進至監測斷面附近時,應力出現較為明顯的變化;隨后圍巖壓力趨于穩定。

(3)在無加固工況下,隧道拱頂處壓力最大,圍巖徑向壓力最大變化值為10.23 kPa;拱底處圍巖徑向壓力變化值為9.35 kPa;左右拱腰處圍巖徑向壓力最大變化值較為接近,為7.56 kPa。

(4)管幕工法加固與袖閥管注漿加固工況下,圍巖徑向壓力變化規律與無加固工況類似。拱頂處圍巖徑向壓力最大變化值分別為7.33 kPa和8.39 kPa,與無加固相比分別減少了28.35%和17.99%;拱底處圍巖徑向壓力最大變化值分別為6.91 kPa和7.74 kPa,與無加固相比分別減少了26.09%和10.27%;拱腰處圍巖徑向壓力最大變化值分別為5.98 kPa和6.62 kPa,與無加固相比分別減少了20.89%和12.44%。

綜上所述,結合試驗數據分析地表沉降、CFG樁軸力和圍巖徑向壓力的規律可以得出,采用管幕工法加固和袖閥管注漿加固后,均極大地改善了圍巖穩定性,其中管幕工法加固效果更為顯著。

3 數值模擬

3.1 模型建立

根據室內模型試驗結果,結合地表袖閥管注漿加固與管幕加固兩種工法的特點,擬采用超前管幕工法進行加固。為驗證室內模型試驗的準確性,利用仿真軟件并結合實際工況建立三維模型,進行數值分析。

根據圣維南原理,充分考慮實際工程情況,模型尺寸取120 m×90 m×45 m(長×寬×高)。其中,道床厚0.28 m,支撐層厚0.4 m,上路基厚0.9 m,下路基厚1.8 m,褥墊層厚2.5 m;CFG樁樁徑為0.6 m,樁間距1.8 m,樁長13 m;盾構隧道外徑6.0 m,內徑5.4 m,襯砌管片厚0.3 m,盾構機盾殼厚0.2 m;管片混凝土等級為C50。

根據實際工況定義施工階段,計算管幕工法加固后高鐵路基的變形值,進而分析加固效果。施工工況模擬時,對盾構隧道上半斷面地層進行管幕工法加固,加固半徑為2 m,模型尺寸與網格劃分如圖11所示。

圖11 管幕工法加固模型(單位:m)Fig.11 Numerical model of pipe curtain reinforcement method (unit: m)

將三維模型中的地層自上而下劃分為5層,所有土層均采用等厚度實體單元模擬,土體采用摩爾-庫倫本構彈塑性模型,土體參數由地質勘察報告等相關工程資料確定,如表3所示。高鐵路基包括道床、支撐層、高鐵路基和CFG復合地基等各部分材料屬性與參數如表4所示。

表3 土層物理力學參數Tab.3 Physical and mechanical parameters of soil layer

表4 盾構隧道及高鐵路基材料屬性及參數Tab.4 Attributes and parameters of shield tunnels and high-speed railway foundation materials

3.2 加固后模擬結果分析

3.2.1 路基位移分析

數值模擬盾構隧道施工完成后,根據其計算結果,提取模型中路基特定測點的豎向和橫向位移,探究其變形規律。測點布置如圖12所示。路基豎向沉降和橫向變形如圖13所示。

圖12 既有高鐵路基位移測點布置Fig.12 Layout of measuring points for displacement of existing high-speed railway foundation

圖13 既有高鐵路基豎向沉降和橫向變形Fig.13 Vertical settlement and lateral deformation of existing high-speed railway foundation

由圖13可知,盾構隧道開挖完成后,最大沉降區域位于左、右線地鐵中軸線所在區域上方偏右線位置。施工完成后,就豎向位移來看,高鐵路基測點17沉降值最大,為6.02 mm。

現行TB 10621—2014《高速鐵路設計規范》[15]及《新建時速300～350公里客運專線鐵路設計暫行規定》等規定的鐵路路基沉降標準值,只針對于正常修建過程中高鐵路基和軌道的沉降變形,未考慮隧道近接施工對既有高鐵路基的影響。結合以往案例[16-17]考慮,地鐵隧道盾構導致既有高鐵路基結構產生豎向變形只需保持在扣件的調整范圍內,并結合規范要求制定出合理的變形控制指標即可。

在實踐中可將路基沉降指標劃分為4個等級,即I、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ;分別對應4種狀況,即低度危險狀況、中度危險狀況、高度危險狀況、極高危險狀況。路基沉降危險性的判定基準如表5所示。

表5 路基沉降安全性判定基準Tab.5 Judgment criteria for the safety of roadbed settlement

數值模擬中,路基最大沉降為6.02 mm,因此,路基最大沉降滿足了高鐵路基豎向位移控制標準。就橫向位移來看,路基左側土體橫向最大值沿Y軸正向偏移,最大值為0.22 mm,雙線隧道中軸線右側路基土體橫向位移最大值為0.25 mm。在現有規范中,沒有路基橫向位移的控制標準,只有軌道幾何尺寸容許位移管理值,且數值模擬中路基橫向位移很小,故此認為對工程影響不大。

3.2.2 道床位移分析

盾構隧道施工完成后,根據數值模擬計算結果,提取模型中道床特定測點的豎向和橫向位移,探究其變形規律。測點布置如圖14所示,道床豎向沉降和橫向變形如圖15所示。

圖14 既有高鐵道床位移測點布置Fig.14 Displacement measuring point layout of existing high-speed railway bed

圖15 既有高鐵道床豎向沉降和橫向變形Fig.15 Vertical settlement and lateral deformation of existing high-speed railway bed

由圖15可知,盾構隧道施工完成后,道床最大豎向位移位于監測點16處,最大沉降值為4.08 mm。根據TB 10182—2017《公路與市政工程下穿高速鐵路技術規程》[18]和《客運專線300～350 km/h軌道不平順管理值》中的具體相關規定,以及結合相似案例[19-21]分析,考慮高鐵線路軌道幾何尺寸容許位移管理值,道床豎向位移變形控制標準如表6所示。

表6 道床豎向位移安全性判定基準Tab.6 Safety judgment criteria for vertical displacement of track bed

3.2.3 加固效果分析

盾構隧道下穿既有高鐵路基時,上部結構的豎向位移遠大于橫向位移,且橫向位移很小,滿足施工控制標準,故僅需選擇高鐵路基豎向位移來分析加固效果。

對數值模型中管幕單元設置加固與未加固兩種狀況參數,在施工階段中修改邊界屬性、激活或鈍化材料屬性,對比無加固措施和采用管幕工法加固后路基和道床的豎向位移,提取分析數據對比,如圖16所示。

圖16 有無加固條件下既有高鐵路基及道床豎向位移對比Fig.16 Comparison of vertical displacement of existing high-railway foundation with or without reinforcement

由圖16可知,盾構隧道掘進過程中無加固和采用管幕工法加固時,路基和道床的豎向沉降變化趨勢一致,但管幕工法能夠使得高鐵路基豎向沉降大幅度減少。管幕工法加固后,既有高鐵路基和道床的最大豎向位移分別減少33.78%和45.08%。管幕加固可有效減小地鐵盾構隧道開挖掘進所引起的上部高鐵路基豎向位移,極大地改善地層穩定性,降低隧道開挖卸荷對周圍環境的影響,加固控制效果顯著,滿足高鐵路基安全規范標準要求。

4 結論

通過室內模型試驗定性分析3種工況下,地表沉降、CFG樁軸力以及圍巖徑向壓力的規律,得到適用該工程的加固方法;然后,在數值模擬中進行全工況模擬,分析采用管幕工法加固時,路基、道床等部位的定量變形規律,同時其規律特征也可以與模型試驗結果相互印證。研究證實了管幕工法加固對于減小盾構隧道下穿既有高鐵路基影響具有不錯的效果,主要結論如下。

(1)室內試驗采用管幕工法加固時,在CFG群樁復合地基前方和上方的地表沉降分別減小29.6%和28.6%,采用袖閥管注漿加固工況在CFG群樁復合地基前方、上方的地表沉降分別減小19.6%,18.0%。兩種加固方法可有效減小下方地鐵盾構隧道施工掘進所導致的地表沉降值,減弱隧道開挖卸荷所帶來的影響。

(2)盾構隧道近接群樁基礎的過程中,CFG群樁軸力值增大較多的區域為隧道開挖正上方樁基。相比無加固工況,室內試驗中采用管幕工法加固后CFG樁最大附加軸力值減小32.35%,采用袖閥管注漿加固后附加軸力值減小23.98%。

(3)相比無加固工況,采用管幕工法加固和袖閥管注漿加固后,盾構隧道周圍圍巖的壓力釋放幅度均有所減緩,其中管幕工法的加固效果更為顯著。

(4)數值分析表明,盾構地鐵隧道采取管幕工法加固后,與未加固工況相比,路基沉降量減少33.78%,軌道沉降量減少45.08%。管幕工法加固后有效減小下方地鐵盾構隧道開挖掘進所引起的上部高鐵路基豎向位移,降低了隧道開挖卸荷對周圍環境的影響,加固控制效果顯著。