地鐵盾構區間下穿擋墻式鐵路路堤變形控制措施研究

宋月光

(中鐵工程設計咨詢集團有限公司，北京 100055)

近年來，隨著我國地鐵建設的快速發展，地鐵盾構區間隧道下穿工程逐步增多。其中，針對盾構區間隧道下穿鐵路路基工程已開展大量研究，部分學者采用數值分析的方法對盾構區間下穿鐵路路基的地表沉降進行了三維仿真數值模擬[1-4]，也有學者采用風險分析的方法對盾構區間下穿鐵路風險進行分析[5-6]。另外，盧裕杰采用風險分析結合數值計算的方法分析盾構下穿對鐵路站場路基的影響[7]；季大雪通過理論計算結合數值分析的方法對盾構推進引起鐵路沉降進行計算分析[8]；韓彥斌等利用專家調查法和層次分析法對盾構隧道穿越鐵路股道的施工風險進行統計和評估[9]；袁建議等對盾構隧道下穿鐵路對管片襯砌承受列車荷載引起的附加動應力進行研究[10]；蔡小培等對盾構下穿施工引起高速鐵路軌道的變形特征進行了研究[11]；龔倫等采用3D動力有限元對列車荷載引起下穿隧道的振動影響進行研究[12]。不難發現，以往研究多針對土質邊坡路基，盾構與鐵路的夾角均大于45o，且主要關注對鐵路路基及軌道的保護，而對鐵路的重要附屬設施接觸網立柱的保護鮮有涉及。以下結合北京地鐵13號線盾構區間下穿東北環鐵路工程，對盾構區間小交角下穿擋墻式鐵路路堤及接觸網立柱的工程風險及控制措施進行研究。

1 工程概況

本工程盾構區間下穿東北環鐵路，區間左線與鐵路交角為45°，區間右線與鐵路交角為33°。下穿段鐵路位于昌平區北京龍祥制版工業園西側，為雙線電氣化鐵路，設計速度為110 km/h，國鐵Ⅱ級，有砟軌道。鐵路路堤兩側擋墻采用扶壁式鋼筋混凝土結構，擋墻高5.6 m，縱向節長7.5 m。區間隧道下穿接觸網立柱4根，其中，正穿GJ58號立柱；鄰近側穿GJ57、SJ33、SJ34號立柱，區間隧道與立柱水平凈距分別為4.18 m、8.3 m、3.3 m；立柱采用φ700鋼筋混凝土樁基礎，基礎埋深約4.2 m。區間隧道下穿鐵路平面、立面位置關系分別如圖1、圖2所示。

圖1 區間隧道下穿鐵路平面位置關系(單位：m)

圖2 東北環鐵路擋墻式路堤設計(單位：m)

區間隧道直徑為6 m、管片厚0.3 m，隧道左右線拱頂與擋墻底間垂直凈距分別為11.899 m、11.934 m。隧道上部地層為素填土、黏質粉土、粉質黏土、中砂層，隧道洞身基本位于中砂層，隧道基底位于粉質黏土層。地下水位于地面以下9.5 m(為潛水)，隧道位于地下水位以下。區間隧道下穿鐵路立面位置關系及地質情況如圖3所示。

圖3 區間隧道下穿鐵路立面位置關系(單位：m)

2 工程風險分析

2.1 與鐵路交角

區間與鐵路交角較小，區間左線與鐵路交角為45°，區間右線與鐵路交角僅33°。小角度下穿增大了對鐵路的影響范圍，從而增加鐵路軌道的整體變形及縱向不均勻變形。

2.2 軌道變形

盾構隧道開挖會使隧道周邊土體產生應力釋放，引起隧道上方土體變形，進而引起軌道變形。軌道變形過大會引起軌道高低不平順、軌距變化、三角坑等病害。軌道高低不平順會增加列車通過時的沖擊力，加速軌道及道床結構的變形，對車輛設備及行車安全構成危害；軌距過大或過小，在與其他因素共同作用下可能會引起脫軌或爬軌；三角坑會引起輪軌作用力發生變化，其高點會使車輛出現側滾，同時對車體附加一個垂直力，使車輛產生垂直振動，其低點會使車輛懸空減載，同時使車輛轉向架扭曲變形，嚴重時可能造成列車脫軌。

2.3 擋墻變形

擋墻為路堤的支護構件，擋墻一旦發生較大變形或傾斜，勢必引起路堤及軌道結構產生較大變形，嚴重時路堤可能發生垮塌；擋墻沿縱向每7.5 m設置了一道伸縮縫，兩區間隧道均跨縫穿越，結構伸縮縫處極易產生較大的差異沉降，進而引起軌道產生較大的突變變形，嚴重影響行車安全。因此，需采取措施嚴格控制擋墻整體變形及縱向不均勻變形。

2.4 接觸網立柱變形

接觸網是列車供電裝置，若接觸網立柱沉降傾斜過大，會對列車運行產生嚴重影響，本工程區間正穿接觸網立柱1根，側穿接觸網立柱3根、最近水平距離僅3.3 m，為確保鐵路運營及施工安全，需對接觸網立柱采取防護措施。

2.5 地面超載影響

路堤較現狀地面高約4 m，存在較大的地面超載，盾構掘進時，超載會增大盾殼與土體間的摩擦力及刀盤正面水土壓力，而盾構推力主要由這兩部分作用力組成[13]，盾構下穿施工時應及時調整盾構推力，主動控制變形；同時，地面超載也會增大管片結構受力。

2.6 盾尾空隙填充

盾構機外徑大于隧道管片外徑，在盾構機尾部管片與土體間存在較大空隙，根據相關研究，盾構隧道的大部分沉降由盾尾空隙引起[14]，本工程變形要求嚴格，盾尾空隙填充填料的選擇及填充的及時性是變形控制的重點。

3 工程控制措施

依據風險分析，從鐵路防護、盾構施工控制、管片結構設計等方面采取措施控制下穿鐵路風險。

3.1 鐵路防護措施

(1)扣軌加固措施

東北環鐵路采用碎石道床，軌道結構整體性較差，為盡量減小盾構施工期間軌道的縱向不均勻變形及軌道間的差異變形，采用了3-5-3扣軌，如圖4所示。

圖4 扣軌設計(單位：mm)

扣軌從盾構隧道中線向兩側對稱進行，采用隔六換一。枕木尺寸220 mm×280 mm×3 200 mm，鋼軌采用43 kg/m軌，鋼軌與枕木間通過扣板及U形螺栓相連。扣軌加固范圍按距盾構隧道影響線外延3 m考慮，總長125 m。

(2)擋墻及路堤基底加固

為提高擋墻及路堤基底的剛度及整體性，減少盾構施工期間擋墻及軌道結構變形，對擋墻及路堤基底進行注漿加固。根據盾構施工對鐵路影響程度不同，將加固區分為主加固區及次加固區，平面加固范圍：主加固區為隧道兩側各0.7H(H為盾構隧道底至地面距離)，次加固區為隧道兩側0.7H～1.0H。立面加固范圍：基底墊層以下5 m(如圖5、圖6所示)。

圖5 注漿加固平面(單位：m)

圖6 注漿加固立面(單位：m)

主加固區在盾構施工前完成注漿加固；次加固區根據盾構施工監測情況確定是否需要進行注漿加固。采用先周邊后中間、跳孔間隔注漿，漿液采用水泥漿。注漿時應嚴格控制注漿壓力，注漿壓力以水泥漿液能順利注入為原則，盡量采用較小的注漿壓力，防止因注漿壓力控制不當引起路堤隆起，確保鐵路正常運營。

(3)擋墻伸縮縫加固

為提高擋墻的整體性，減小伸縮縫處的差異沉降，采用槽鋼對擋墻伸縮縫進行加固。槽鋼沿豎向設置3排(排距1.6 m)，每排均采用雙拼[32b槽鋼，槽鋼與擋墻間通過化學錨栓連接，如圖7所示。

圖7 擋墻加固設計(單位：mm)

(4)接觸網立柱加固

為提高接觸網立柱整體穩定性，除鄰近鐵路側外，其余三面均架設鋼斜撐。鋼斜撐采用雙拼L80 mm×50 mm×5 mm角鋼，斜撐一端與立柱加強槽鋼焊接，另一端與基礎預埋鋼板焊接，立柱基礎鄰近擋墻側利用既有擋墻結構、其余位置設置混凝土基礎，如圖8、圖9所示。

圖8 接觸網立柱加固平面(單位：mm)

圖9 接觸網立柱加固立面(單位：mm)

3.2 盾構施工控制措施

(1)土倉壓力

土倉壓力過低，會造成刀盤前方土體向土倉內移動，進而引起地面沉降。地面超載會使隧道下穿路基時刀盤前方的土壓力與正常掘進段相比有所提高，根據理論計算大約提高10%。因此，隧道下穿掘進時，應注意及時提高土倉壓力，以平衡增加的土壓力，主動控制沉降。

(2)盾構總推力

由于地面超載的存在，根據理論計算，下穿路基期間，盾構總推力會比正常掘進段提高15%左右。盾構推力過大會引起地面隆起，過小會引起地面沉降。因此，盾構進入下穿路基影響區域前，應適當提高推力，通過影響區后應適當降低推力，具體數值根據監測情況調整，主動控制沉隆。

(3)同步注漿

同步注漿是盾尾空隙填充、減小變形的關鍵工序。相較于傳統的同步注漿材料，克泥效漿液具有凝結時間快、粘稠度高、抗稀釋性和擋水性好、抗沉陷性強等特點。多個已實施工程的實踐表明，該漿液在控制變形方面具有一定的優勢。另外，應保證同步注漿的及時性，同步注漿速度應與盾構掘進速度相匹配。

3.3 管片結構設計措施

(1)管片配筋加強

路堤段超載較大，根據計算，下穿路堤段管片受力較一般段增大約25%，管片配筋應進行加強，管片主筋直徑由18 mm調整為22 mm，其余配筋根據受力計算結果也做相應調整。

(2)預留二次加強注漿孔

為控制工后沉降，在隧道普通段上半斷面3個注漿孔的基礎上，再增加4個預留注漿孔，一旦工后沉降較大，立即進行二次深孔加強注漿。

4 數值模擬分析

4.1 計算模型與參數

計算采用三維有限元數值模擬的方法[15]，計算軟件采用MIDAS GTS NX，根據區間隧道與鐵路路堤的相對位置關系及隧道施工影響范圍，確定模型總尺寸為250 m(長)×140 m(寬)×60 m(深)。隧道管片結構采用殼單元，擋墻、鐵路路堤、土體采用實體單元，接觸網立柱采用梁單元模擬，土體本構關系采用理想彈塑性模型，并滿足摩爾-庫侖屈服準則。列車荷載按ZKH荷載考慮[16]。由于擋墻采取了加固措施，模擬計算時不考慮伸縮縫的影響，按整體結構考慮。接觸網立柱計算時未考慮加固措施。盾構直徑6 m，盾構開挖直徑6.28 m，兩者間空隙采用注漿填充。管片、擋墻、接觸網立柱、注漿層為理性線彈性材料。邊界條件：模型底部施加豎向固定位移約束，模型四周約束為各面的法向位移約束，地表為自由面。計算模型如圖10所示。

圖10 計算模型

各層土的物理力學參數取值見表1。

表1 地層物理力學參數

模型其他材料物理力學參數取值見表2。

表2 模型其他材料物理力學參數

4.2 計算工況及施工過程模擬

計算分兩個工況：①考慮擋墻及路堤基底注漿加固；②及不考慮擋墻及路堤基底注漿。

根據現場施工的實際情況，先開挖右線后開挖左線，開挖進尺為1.2 m。每一開挖步序分兩個計算步：①開挖土體單元(包括盾構隧道土體、管片環、背后注漿層)，在開挖面上施加法向力以維持開挖面受力平衡，法向力取0.15 MPa；②激活管片及注漿層，模擬管片安裝及背后注漿。

4.3 計算結果分析

(1)軌道變形

沿東北環鐵路縱向軌道中心線處斷面的軌道最終沉降曲線見圖11。由圖11可知，沉降曲線整體呈“W”形，低點基本位于隧道左右線上方；軌道最大沉降發生在地鐵右線隧道上方，不注漿加固工況沉降值為8.34 mm、注漿加固工況為4.23 mm；不注漿加固工況左線隧道上方最大沉降值為7.10 mm、注漿加固工況為3.74 mm。不注漿加固工況軌道最大水平位移為1.87 mm，注漿加固工況為0.77 mm，水平位移總體向隧道掘進方向偏移。

圖11 東北環鐵路軌道沉降槽曲線

(2)擋墻變形

通過對南北兩側擋墻變形數值及規律的對比分析，兩側擋墻的變形規律基本一致，變形數值也基本相當，北側擋墻變形略大于南側擋墻，北側擋墻的沉降曲線見圖12。根據計算結果，沉降曲線在兩隧道間呈平緩、平順變化，說明與軌道相比擋墻結構整體性好、剛度大、抗變形能力強。擋墻結構最大沉降不注漿加固工況為7.47 mm、注漿加固工況為3.88 mm，位于右線隧道上方；左線隧道上方最大沉降值不注漿加固工況為6.46 mm、注漿加固工況為3.49 mm；擋墻最大水平位移不注漿加固工況為1.03 m，注漿加固工況為0.322 mm，水平位移總體向盾構掘進方向偏移。

圖12 東北環鐵路擋墻沉降槽曲線

(3)接觸網立柱變形

施工影響范圍內各接觸網立柱沉降值見表3。

由表3可知，右線隧道正穿接觸網立柱(GJ58)沉降值及水平位移最大，不注漿加固工況沉降值為7.12 mm、注漿加固工況為3.76 mm；不注漿加固工況水平位移為1.83 mm、注漿加固工況為1.05 mm。

表3 各接觸網立柱沉降 mm

綜上，軌道、擋墻及接觸網立柱的最大沉降值均位于右線隧道上方，如不采取注漿加固措施，最大沉降值均大于沉降控制指標(5 mm)，不滿足要求；采取注漿加固措施后，沉降值大為降低，且最大沉降值均小于5 mm，滿足控制指標要求。

5 與實測數據的對比分析

針對下穿鐵路工程制定了專項監測方案，根據監測數據，繪制軌道、擋墻及GJ58號接觸網立柱實測沉降曲線，并與注漿加固工況計算預測的沉降曲線進行對比，如圖13所示。

圖13 預測與實測沉降曲線對比

由圖13可知，軌道、擋墻及GJ58號接觸網立柱預測與實測沉降曲線變化趨勢基本一致；軌道、擋墻沉降的實測最大值(分別為3.96 mm、3.51 mm)小于計算最大值(分別為4.23 mm、3.88 mm)，但兩者相差不大(均在10%以內)。盾尾空隙填充是控制沉降的關鍵工序，沉降實測值小于計算值，說明填充材料克泥效漿液在控制變形方面效果較好，同時也說明在施工過程中注漿時機控制得當。接觸網立柱沉降實測值(1.54 mm)小于計算值(3.76 mm)，實測值約為計算值的41%，這主要是因為數值模擬時接觸網立柱沒有考慮加固措施。從實測數據看，采取加固措施后，接觸網立柱沉降值大為降低，安全性進一步提高。總的來看，實測變形數值均滿足相關控制指標要求，所采取的工程措施安全可靠。

6 結論

(1)采取注漿加固措施后，沉降值約為不采取注漿加固措施時的50%，說明對擋墻及路堤基底進行注漿加固是控制沉降的有效措施。

(2)從計算值與實測值的對比看，實測沉降曲線與計算預測的沉降曲線基本一致，軌道及擋墻的實測變形值與注漿加固工況下的計算變形值基本相當(差異均在10%以內)，驗證了數值模擬結果的可靠性及采取的工程措施有效性。

(3)軌道沉降曲線整體呈“W”形，擋墻沉降曲線在兩隧道間呈平緩變化，且擋墻的變形數值要小于軌道，說明擋墻由于整體性好、剛度大，其抗變形能力優于軌道。

(4)接觸網立柱實測沉降值為計算沉降值(數值計算時未考慮立柱加固措施)的41%左右，說明采取加固措施后，接觸網立柱的抗變形能力大為提升，為保證鐵路運營安全，對受下穿影響較大的接觸網立柱采取加固措施是必要的。