盾構施工工藝對鐵路路基沉降影響的數值分析

黃文君，鄭明新，歐陽林，2，鄒文亮，陳養強

(1.華東交通大學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計研究院有限公司，四川 成都 610081;3.南昌鐵路局福建地方鐵路有限責任公司，福建 福州 350013;4.中土集團福州勘察設計研究院有限公司，福建 福州 350013)

0 引言

盾構法施工技術已廣泛應用于城市地鐵的建設當中，同時，盾構隧道下穿既有鐵路線工程也趨于頻繁。目前對盾構法施工的研究已取得一些成果:普遍認為對軟弱地層進行注漿加固處理能有效改善施工影響范圍內土體的物理力學性質，對提高復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路基的變形［1－5］;徐希磊［6］通過數值分析，得出了不同加固方案和盾構參數對普速車場軌道沉降的變化趨勢，并提出合理控制建議;柴雨芳［7］分析認為，隨著隧道開挖的深入，路基、地表、拱頂豎向位移響應逐漸增強，在隧道貫通處達到最大，是列車通過時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施工開挖的三維模型，分析了開挖施工及土性參數對地表沉降的影響;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地表沉降的影響，得出當支撐壓力略大于場地初始水平應力時，對減少地表沉降和變形有利的結論;廖少明等［10］認為，盾構推進時其背部易拖帶或存留黏聚力較大的黏土，這種背土效應將造成盾構在掘進過程中其上方土體發生隆起而盾尾后方土體出現大量突沉;宋天田等［11］采用理論分析與計算的方法，重點對同步注漿的注漿壓力和注漿量進行了分析和研究，獲得在3個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、推進速度的關系，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，盾構在掘進過程中本身對土體的擾動影響，或是對施工的某個環節進行單獨研究，而同時針對施工中盾構土艙壓力、盾尾注漿量和盾尾注漿壓力等多個施工參數的研究則相對較少。本文結合福州市軌道交通1號線下穿福州火車站鐵路工程，采用MIDAS/GTS軟件對雙線盾構隧道下穿過程進行動態模擬，研究路基加固與否的沉降變形，以及盾構土艙壓力、盾尾注漿量和注漿壓力對路基沉降的影響。

1 工程概況

福州市軌道交通1號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，區間線路由2臺復合式盾構分別沿上行線和下行線由北往南先后掘進。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，盾構下穿期間列車限速為45 km/h，隧道與鐵路交角為45°，平面關系如圖1所示。隧道支護采用預制鋼筋混凝土管片，管片外徑為 6.2 m，內徑為 5.5 m，寬1.2 m，厚0.35 m。根據巖土工程勘察報告，隧道穿越區間地層主要由雜填土、淤泥、粉質黏土、殘積礫(砂)質黏性土、全風化巖及散體狀強風化巖組成。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 盾構隧道與鐵路平面關系圖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

根據線路縱斷面圖，對1—5股夯填塊石路基區域開展隧道施工數值分析。隧道位置取區域內雙線隧道最小間距14.56 m及最不利埋深12.66 m，模型橫向自雙洞兩外側各擴展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體單元，采用摩爾－庫侖本構模型;支護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 路基不加固情況計算模型網格Fig.2 Grid of computation model of railway subgrade without reinforcement

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

圖3 路基加固后計算模型網格Fig.3 Grid of computation model of reinforced railway subgrade

2.2 模型參數選取

根據巖土工程勘察報告和路基加固工程方案設計，各土層物理力學參數見表1，加固后土層及材料性質參數如表2所示。

表1 土層物理力學參數表Table 1 Physical and mechanical parameters of different strata

表2 加固后土層及材料性質參數表Table 2 Properties and parameters of reinforced strata and materials

2.3 模型主要內容及其確定

為盡可能準確模擬隧道施工過程，真實反映路基變形特征，模型主要考慮內容如下:

1)隧道掘進方式。為減少盾構對地層的擾動，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，進出站列車限速小于45 km/h，對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 倍盾構中心點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。根據盾構中心線處土的自重應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 倍土的自重應力垂直作用于開挖隧道外輪廓線土體，土的自重應力大小為σz==19.3 ×4.71+15.7 ×6.72+18.8 ×4.33≈277.8 kPa。

6)鐵路路基及軌道結構變形。假定既有鐵路的路基和軌道結構變形是一致的。

2.4 盾構開挖過程模擬

根據隧道實際的開挖過程，數值模擬分為4步實現:

1)對開挖面施加均布荷載以模擬土艙壓力的作用。

2)移除開挖面處相應土體以模擬隧道開挖，同時施加隧道環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)激活盾尾注漿實體單元以模擬盾尾注漿率，同時去掉第1步施加的開挖面均布荷載和第2步施加的隧道環向壓力荷載，并在新的開挖面上施加相應均布荷載。

按此步驟，循序漸進實行分段開挖，上行線施工完成后再進行下行線施工，經17步完成整個模型的計算。

3 計算結果分析

3.1 路基未加固情況結果分析

圖4給出了當上行線和雙線貫通時路基在無列車荷載作用下的沉降情況。當上行線貫通時，隧道周邊土體受擾動明顯，上行線正上方路基出現了較大的沉降位移，最大沉降量為14.24 mm;當下行線也貫通時，路基沉降進一步增大且表現為向雙線對稱面發展的特征，路基在靠近上行線隧道位置出現最大沉降，沉降量為33.01 mm，此時沿鐵路線方向出現20.25 mm局部最大差異沉降。

按文獻［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，故需對路基進行加固處理。

3.2 路基加固后結果分析

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行計算。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。當上行線隧道掘進至45 m處時，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，此時盾構正前方42.5 m處土體出現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，盾構正前方42.5 m處土體表現出1.66 mm的隆起。類似地，當下行線隧道掘進至45 m處時，在土艙壓力為1.0，1.2，1.5 倍土壓力作用下，雙線隧道對稱面正上方路基的沉降進一步增加。以上情況路基最大沉降均出現在中間第3條路基面，先前受到擾動的路基沉降量反而有所減小。

圖4 盾構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，在盾構掘進過程中，較小的土艙壓力會引起路基產生較大的沉降變形;太大的土艙壓力對土體造成較大擾動，不僅會導致盾構正前方土體出現隆起，還會進一步使原先受擾動的土體在盾構通過后出現更大程度的沉降變形。因此，盾構掘進過程中，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，在不同注漿率下的路基沉降橫斷面圖。當上行線全線貫通時，路基最大沉降位于上行線隧道正上方。在30%注漿率時，路基最大沉降量為7.00 mm;在60%注漿率時，路基最大沉降量為6.11 mm;在100%注漿率時，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。當雙線貫通時，同一注漿率下路基沉降進一步增大，路基沉降槽有向雙線對稱面靠近的趨勢。

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。當上行線貫通時，注漿壓力采用1.1倍和1.2倍土體自重應力能有效減少路基沉降，最大沉降分別為6.11 mm和6.69 mm;當注漿壓力為1.0 倍和1.5 倍土體自重應力時，路基均出現較大沉降，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一步增大，路基沉降槽有向雙線對稱面靠近的趨勢。

可見，過小的注漿壓力和過大的注漿壓力均會產生較大的工后沉降。由于盾構掘進對土層的擾動，加上可能存在超挖等因素的影響，1.0倍土體應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象，伴隨隧道本身的沉降而引起路基沉降。因此，在盾構隧道施工過程中，注漿壓力取1.1～1.2倍土體自重應力較為合適。

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 結論與討論

1)袖閥管注漿加固鐵路路基能有效減少盾構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到50%以上。

2)在雙線盾構隧道掘進過程中，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，雙線貫通時路基最大沉降位置較靠近先行隧道，可見后行隧道掘進施工會對先行隧道周圍土體造成二次擾動，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參數對路基沉降均有較大影響。施工中應嚴格保證盾尾注漿率，過大或過小的土艙壓力和盾尾注漿壓力均會引起路基產生較大的沉降變形，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力較為合適。

以上結論能反應鐵路路基在路基加固和盾構隧道施工過程的變形特征，對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雜列車荷載作用下的變形，這在今后的研究中有必要進行深入探討。

5 致謝

該論文由華東交通大學道橋與巖土工程研究所鄭明新教授指導完成，特此致謝。

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