黃文君，鄭明新，歐陽林，2，鄒文亮，陳養(yǎng)強(qiáng)

(1.華東交通大學(xué)道橋與巖土工程研究所，江西 南昌 330013;2.中國建筑西南勘察設(shè)計(jì)研究院有限公司，四川 成都 610081;3.南昌鐵路局福建地方鐵路有限責(zé)任公司，福建 福州 350013;4.中土集團(tuán)福州勘察設(shè)計(jì)研究院有限公司，福建 福州 350013)

0 引言

盾構(gòu)法施工技術(shù)已廣泛應(yīng)用于城市地鐵的建設(shè)當(dāng)中，同時(shí)，盾構(gòu)隧道下穿既有鐵路線工程也趨于頻繁。目前對(duì)盾構(gòu)法施工的研究已取得一些成果:普遍認(rèn)為對(duì)軟弱地層進(jìn)行注漿加固處理能有效改善施工影響范圍內(nèi)土體的物理力學(xué)性質(zhì)，對(duì)提高復(fù)合地基的抗變形能力效果明顯，能有利于減少隧道下穿既有線時(shí)路基的變形［1－5］;徐希磊［6］通過數(shù)值分析，得出了不同加固方案和盾構(gòu)參數(shù)對(duì)普速車場軌道沉降的變化趨勢(shì)，并提出合理控制建議;柴雨芳［7］分析認(rèn)為，隨著隧道開挖的深入，路基、地表、拱頂豎向位移響應(yīng)逐漸增強(qiáng)，在隧道貫通處達(dá)到最大，是列車通過時(shí)隧道施工的最不利位置;Lambrughi等［8］使用FLAC3D建立了土壓平衡盾構(gòu)施工開挖的三維模型，分析了開挖施工及土性參數(shù)對(duì)地表沉降的影響;Z X Zhang等［9］使用PFC2D建立隧道開挖模型，分析了隧道開挖面土壓力及隧道覆土厚度對(duì)地表沉降的影響，得出當(dāng)支撐壓力略大于場地初始水平應(yīng)力時(shí)，對(duì)減少地表沉降和變形有利的結(jié)論;廖少明等［10］認(rèn)為，盾構(gòu)推進(jìn)時(shí)其背部易拖帶或存留黏聚力較大的黏土，這種背土效應(yīng)將造成盾構(gòu)在掘進(jìn)過程中其上方土體發(fā)生隆起而盾尾后方土體出現(xiàn)大量突沉;宋天田等［11］采用理論分析與計(jì)算的方法，重點(diǎn)對(duì)同步注漿的注漿壓力和注漿量進(jìn)行了分析和研究，獲得在3個(gè)主要影響因素下注漿壓力的確定方法，注漿量與注漿填充率、推進(jìn)速度的關(guān)系，及注漿壓力及注漿量的量化方法。

總體而言，以上研究主要集中于路基加固效果，盾構(gòu)在掘進(jìn)過程中本身對(duì)土體的擾動(dòng)影響，或是對(duì)施工的某個(gè)環(huán)節(jié)進(jìn)行單獨(dú)研究，而同時(shí)針對(duì)施工中盾構(gòu)土艙壓力、盾尾注漿量和盾尾注漿壓力等多個(gè)施工參數(shù)的研究則相對(duì)較少。本文結(jié)合福州市軌道交通1號(hào)線下穿福州火車站鐵路工程，采用MIDAS/GTS軟件對(duì)雙線盾構(gòu)隧道下穿過程進(jìn)行動(dòng)態(tài)模擬，研究路基加固與否的沉降變形，以及盾構(gòu)土艙壓力、盾尾注漿量和注漿壓力對(duì)路基沉降的影響。

1 工程概況

福州市軌道交通1號(hào)線下穿福州火車站鐵路工程段位于福州火車站西端咽喉區(qū)，區(qū)間線路由2臺(tái)復(fù)合式盾構(gòu)分別沿上行線和下行線由北往南先后掘進(jìn)。隧道雙線曲線半徑均為400 m，線間距為11～16.8 m，縱斷面為V字型坡，最大縱坡為29‰，最小縱坡為4‰。鐵路1—5股道位于原有夯填塊石加固路基位置，盾構(gòu)下穿期間列車限速為45 km/h，隧道與鐵路交角為45°，平面關(guān)系如圖1所示。隧道支護(hù)采用預(yù)制鋼筋混凝土管片，管片外徑為 6.2 m，內(nèi)徑為 5.5 m，寬1.2 m，厚0.35 m。根據(jù)巖土工程勘察報(bào)告，隧道穿越區(qū)間地層主要由雜填土、淤泥、粉質(zhì)黏土、殘積礫(砂)質(zhì)黏性土、全風(fēng)化巖及散體狀強(qiáng)風(fēng)化巖組成。地下水類型主要為上層滯水及承壓水－潛水，埋深2.5 m，水位變化幅度為1～3 m，隧道施工采用人工降水。

圖1 盾構(gòu)隧道與鐵路平面關(guān)系圖Fig.1 Plan showing relationship between shield tunnel and existing railway

2 有限元模型建立

2.1 基本模型建立

根據(jù)線路縱斷面圖，對(duì)1—5股夯填塊石路基區(qū)域開展隧道施工數(shù)值分析。隧道位置取區(qū)域內(nèi)雙線隧道最小間距14.56 m及最不利埋深12.66 m，模型橫向自雙洞兩外側(cè)各擴(kuò)展5倍洞徑，豎向自隧道底部起向下取3倍洞徑，長度為56 m。地層和壁后注漿體屬性為實(shí)體單元，采用摩爾－庫侖本構(gòu)模型;支護(hù)管片由開挖隧道外輪廓線析取得到，屬性為板單元，采用線彈性本構(gòu)模型;地層－壁后注漿體、壁后注漿體－管片單元為接觸連接。模型四周為限制水平方向約束，底面為限制豎直方向約束，上表面為自由約束。

在原始地層條件下，無列車荷載作用于鐵路基床的模型如圖2所示。

圖2 路基不加固情況計(jì)算模型網(wǎng)格Fig.2 Grid of computation model of railway subgrade without reinforcement

考慮到較厚淤泥層的存在，采用袖閥管注漿對(duì)地層進(jìn)行加固處理，計(jì)算模型如圖3所示。豎向加固范圍為隧道洞底至淤泥層頂面，橫向加固范圍從對(duì)稱面擴(kuò)展到兩隧道外側(cè)1倍洞徑邊緣;并按實(shí)際進(jìn)出站車次情況，對(duì)5條路基面施加均布荷載。

圖3 路基加固后計(jì)算模型網(wǎng)格Fig.3 Grid of computation model of reinforced railway subgrade

2.2 模型參數(shù)選取

根據(jù)巖土工程勘察報(bào)告和路基加固工程方案設(shè)計(jì)，各土層物理力學(xué)參數(shù)見表1，加固后土層及材料性質(zhì)參數(shù)如表2所示。

表1 土層物理力學(xué)參數(shù)表Table 1 Physical and mechanical parameters of different strata

表2 加固后土層及材料性質(zhì)參數(shù)表Table 2 Properties and parameters of reinforced strata and materials

2.3 模型主要內(nèi)容及其確定

為盡可能準(zhǔn)確模擬隧道施工過程，真實(shí)反映路基變形特征，模型主要考慮內(nèi)容如下:

1)隧道掘進(jìn)方式。為減少盾構(gòu)對(duì)地層的擾動(dòng)，上行線隧道和下行線隧道各分為7段，采用上行線隧道先掘進(jìn)下行線隧道后掘的方式完成施工。

2)列車荷載。隧道下穿鐵路路基期間，進(jìn)出站列車限速小于45 km/h，對(duì)路基面垂直于施加為寬度5.6 m，大小為 59.02 kPa 的等效靜載［12］。

3)土艙壓力。盾構(gòu)中心線位置距地表15.76 m，土艙壓力分4 種情況分別取 1.0，1.2，1.5，2.0 倍盾構(gòu)中心點(diǎn)處的靜止土壓力垂直作用于隧道前方未開挖土體，靜止土壓力大小為p0==0.45 ×(19.3 ×4.71+15.7 ×6.72+18.8 ×4.33)≈125.0 kPa。

4)盾尾注漿率。管片外側(cè)同步注漿厚度約為0.04 m，通過改變注漿材料彈性模量E的方式等代不同注漿率。

5)盾尾注漿壓力。根據(jù)盾構(gòu)中心線處土的自重應(yīng)力控制盾尾注漿壓力，盾尾注漿壓力分4種情況分別取 1.0，1.1，1.2，1.5 倍土的自重應(yīng)力垂直作用于開挖隧道外輪廓線土體，土的自重應(yīng)力大小為σz==19.3 ×4.71+15.7 ×6.72+18.8 ×4.33≈277.8 kPa。

6)鐵路路基及軌道結(jié)構(gòu)變形。假定既有鐵路的路基和軌道結(jié)構(gòu)變形是一致的。

2.4 盾構(gòu)開挖過程模擬

根據(jù)隧道實(shí)際的開挖過程，數(shù)值模擬分為4步實(shí)現(xiàn):

1)對(duì)開挖面施加均布荷載以模擬土艙壓力的作用。

2)移除開挖面處相應(yīng)土體以模擬隧道開挖，同時(shí)施加隧道環(huán)向壓力荷載以模擬盾尾注漿壓力。

3)激活析取單元以模擬管片的安裝。

4)激活盾尾注漿實(shí)體單元以模擬盾尾注漿率，同時(shí)去掉第1步施加的開挖面均布荷載和第2步施加的隧道環(huán)向壓力荷載，并在新的開挖面上施加相應(yīng)均布荷載。

按此步驟，循序漸進(jìn)實(shí)行分段開挖，上行線施工完成后再進(jìn)行下行線施工，經(jīng)17步完成整個(gè)模型的計(jì)算。

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 路基未加固情況結(jié)果分析

圖4給出了當(dāng)上行線和雙線貫通時(shí)路基在無列車荷載作用下的沉降情況。當(dāng)上行線貫通時(shí)，隧道周邊土體受擾動(dòng)明顯，上行線正上方路基出現(xiàn)了較大的沉降位移，最大沉降量為14.24 mm;當(dāng)下行線也貫通時(shí)，路基沉降進(jìn)一步增大且表現(xiàn)為向雙線對(duì)稱面發(fā)展的特征，路基在靠近上行線隧道位置出現(xiàn)最大沉降，沉降量為33.01 mm，此時(shí)沿鐵路線方向出現(xiàn)20.25 mm局部最大差異沉降。

按文獻(xiàn)［13］要求，該工況下路基最大沉降33.01 mm和差異沉降 20.25 mm均已超過容許值15 mm和5 mm，故需對(duì)路基進(jìn)行加固處理。

3.2 路基加固后結(jié)果分析

3.2.1 土艙壓力的影響

分別取1.0，1.2，1.5，2.0 倍土壓力作為土艙壓力進(jìn)行計(jì)算。圖5為上行線隧道開挖至45 m和下行線隧道開挖至45 m處的模型情況。

圖6給出了在不同土艙壓力作用下地表縱向沉降變形特征曲線圖。當(dāng)上行線隧道掘進(jìn)至45 m處時(shí)，在1.0倍土艙壓力作用下，盾尾最大沉降為6.69 mm;在1.2倍土艙壓力作用下，盾尾最大沉降為6.11 mm;在1.5倍土艙壓力作用下，盾尾最大沉降為5.84 mm，此時(shí)盾構(gòu)正前方42.5 m處土體出現(xiàn)0.23 mm的隆起;在2.0倍土艙壓力作用下，盾尾最大沉降為8.77 mm，盾構(gòu)正前方42.5 m處土體表現(xiàn)出1.66 mm的隆起。類似地，當(dāng)下行線隧道掘進(jìn)至45 m處時(shí)，在土艙壓力為1.0，1.2，1.5 倍土壓力作用下，雙線隧道對(duì)稱面正上方路基的沉降進(jìn)一步增加。以上情況路基最大沉降均出現(xiàn)在中間第3條路基面，先前受到擾動(dòng)的路基沉降量反而有所減小。

圖4 盾構(gòu)隧道施工引起地層豎向位移云圖Fig.4 Contour of vertical displacement of strata induced by shield tunneling

可見，在盾構(gòu)掘進(jìn)過程中，較小的土艙壓力會(huì)引起路基產(chǎn)生較大的沉降變形;太大的土艙壓力對(duì)土體造成較大擾動(dòng)，不僅會(huì)導(dǎo)致盾構(gòu)正前方土體出現(xiàn)隆起，還會(huì)進(jìn)一步使原先受擾動(dòng)的土體在盾構(gòu)通過后出現(xiàn)更大程度的沉降變形。因此，盾構(gòu)掘進(jìn)過程中，土艙壓力取1.2 ～1.5 倍土壓力比較合適。

3.2.2 盾尾注漿率的影響

圖7給出了在上行線和雙線貫通時(shí)，在不同注漿率下的路基沉降橫斷面圖。當(dāng)上行線全線貫通時(shí)，路基最大沉降位于上行線隧道正上方。在30%注漿率時(shí)，路基最大沉降量為7.00 mm;在60%注漿率時(shí)，路基最大沉降量為6.11 mm;在100%注漿率時(shí)，路基最大沉降量為5.15 mm。相比無注漿情況，沉降分別減少了 1.88，2.77，3.73 mm。當(dāng)雙線貫通時(shí)，同一注漿率下路基沉降進(jìn)一步增大，路基沉降槽有向雙線對(duì)稱面靠近的趨勢(shì)。

圖5 隧道開挖至不同位置模型圖Fig.5 Models of shield tunneling

可見，在盾構(gòu)隧道施工過程中，路基沉降隨注漿率的增加而減少，較高的盾尾同步注漿率能減少路基沉降量達(dá)到50%以上。

3.2.3 盾尾注漿壓力的影響

圖8給出了路基在不同注漿壓力下的沉降曲線。當(dāng)上行線貫通時(shí)，注漿壓力采用1.1倍和1.2倍土體自重應(yīng)力能有效減少路基沉降，最大沉降分別為6.11 mm和6.69 mm;當(dāng)注漿壓力為1.0 倍和1.5 倍土體自重應(yīng)力時(shí)，路基均出現(xiàn)較大沉降，沉降值分別為8.22 mm和9.25 mm。雙線貫通后，同一注漿壓力下路基沉降進(jìn)一步增大，路基沉降槽有向雙線對(duì)稱面靠近的趨勢(shì)。

可見，過小的注漿壓力和過大的注漿壓力均會(huì)產(chǎn)生較大的工后沉降。由于盾構(gòu)掘進(jìn)對(duì)土層的擾動(dòng)，加上可能存在超挖等因素的影響，1.0倍土體應(yīng)力的注漿壓力并不能保證將漿液充分沖入到間隙空間;過大的注漿壓力容易造成跑漿現(xiàn)象，伴隨隧道本身的沉降而引起路基沉降。因此，在盾構(gòu)隧道施工過程中，注漿壓力取1.1～1.2倍土體自重應(yīng)力較為合適。

圖6 不同土艙壓力下路基沉降縱斷面圖Fig.6 Longitudinal profile of railway subgrade settlement under different excavation chamber pressures

圖7 不同注漿率下路基沉降橫斷面圖Fig.7 Profile of railway subgrade settlement under different shield tail grouting rates

圖8 不同注漿壓力下路基沉降橫斷面圖Fig.8 Profile of railway subgrade settlement under different shield tail grouting pressures

4 結(jié)論與討論

1)袖閥管注漿加固鐵路路基能有效減少盾構(gòu)隧道下穿期間路基沉降變形，加固后的路基沉降減少量能達(dá)到50%以上。

2)在雙線盾構(gòu)隧道掘進(jìn)過程中，先行隧道正上方路基沉降略大于后行隧道正上方路基沉降，雙線貫通時(shí)路基最大沉降位置較靠近先行隧道，可見后行隧道掘進(jìn)施工會(huì)對(duì)先行隧道周圍土體造成二次擾動(dòng)，增大先行隧道正上方路基沉降。

3)不同土艙壓力、盾尾注漿率和盾尾注漿壓力等主要掘進(jìn)參數(shù)對(duì)路基沉降均有較大影響。施工中應(yīng)嚴(yán)格保證盾尾注漿率，過大或過小的土艙壓力和盾尾注漿壓力均會(huì)引起路基產(chǎn)生較大的沉降變形，土艙壓力取1.2～1.5倍盾心處土壓力、盾尾注漿壓力取1.1～1.2倍盾心處土體自重應(yīng)力較為合適。

以上結(jié)論能反應(yīng)鐵路路基在路基加固和盾構(gòu)隧道施工過程的變形特征，對(duì)合理施工具有指引性作用。但本文沒有考慮鐵路路基在地下水位變化以及復(fù)雜列車荷載作用下的變形，這在今后的研究中有必要進(jìn)行深入探討。

5 致謝

該論文由華東交通大學(xué)道橋與巖土工程研究所鄭明新教授指導(dǎo)完成，特此致謝。

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