盾構(gòu)隧道下穿高鐵路基變形影響規(guī)律及加固優(yōu)化研究

王立新，王 強(qiáng)，苗 苗，汪 珂，李儲(chǔ)軍，邱軍領(lǐng)

(1.中鐵第一勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司,西安 710043; 2.西安理工大學(xué)土木建筑工程學(xué)院,西安 710048;3.長(zhǎng)安大學(xué)公路學(xué)院,西安 710064; 4.陜西華山路橋集團(tuán)有限公司,西安 710016)

引言

近年來(lái),中國(guó)城市建設(shè)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(kāi)挖而出現(xiàn)的各種下穿工程越來(lái)越復(fù)雜[4-7]。因此,隧道下穿既有工程而帶來(lái)的各種影響引起了國(guó)內(nèi)外學(xué)者的廣泛研究。

在探究隧道下穿對(duì)上部既有建筑物的變形影響規(guī)律方面,王睿等[8]采用現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法分析了暗挖施工對(duì)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(shí)際工程為背景,利用有限元數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè),對(duì)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(wàn)精等[10]采用數(shù)值模擬軟件研究了雙線盾構(gòu)隧道近距離下穿既有地鐵時(shí),不同工況下地表位移規(guī)律。在驗(yàn)證隧道下穿施工方法的可行性方面,馬相峰等[11]通過(guò)FLAC3D數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)結(jié)合,分析了路基的變形規(guī)律,實(shí)踐證明地層注漿加固對(duì)控制路基沉降具有有效性;仇文革等[12]以實(shí)際工程為依據(jù),采用工法比較、數(shù)值模擬、現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)反饋等方法,研究了砂卵石地層中盾構(gòu)下穿敏感區(qū)域時(shí)地表沉降規(guī)律及控制措施。在利用室內(nèi)相似試驗(yàn)優(yōu)化施工參數(shù)方面,宋洋等[13]依托實(shí)際工程,通過(guò)室內(nèi)相似試驗(yàn)對(duì)現(xiàn)場(chǎng)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化分析,并通過(guò)數(shù)值模擬,對(duì)掘進(jìn)參數(shù)進(jìn)行對(duì)比。在綜述方面,魏綱等[14]將盾構(gòu)施工對(duì)鄰近隧道影響的模型試驗(yàn)研究進(jìn)行綜述,總結(jié)歸納了各種不同因素情況下盾構(gòu)施工對(duì)既有隧道造成的影響。

為深入研究盾構(gòu)隧道下穿高鐵路基變形影響規(guī)律,對(duì)隧道加固措施進(jìn)行優(yōu)化,以西安市某地鐵線路下穿既有高鐵路基為依托,通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬綜合分析,論證了隧道盾構(gòu)過(guò)程中,采取加固措施后對(duì)既有工程的變形情況有所抑制,總結(jié)了盾構(gòu)隧道下穿高鐵路基時(shí)的變形特征,驗(yàn)證了管幕工法的加固效果,以期為后續(xù)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(zhǎng)10.61 km,均為地下線,設(shè)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(cè)區(qū)域,包括高鐵、普通客運(yùn)鐵路和貨運(yùn)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(zhǎng)13 m。下穿區(qū)域內(nèi)的鐵路路基土體屬于復(fù)合地基,高鐵路基地層依次為:新黃土(Q3eol)、古土壤(Q3el)、細(xì)砂(Q3al)、粉質(zhì)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(zhì)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(gòu)隧道內(nèi)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(huán)分6塊,錯(cuò)縫拼裝。地鐵隧道盾構(gòu)下穿鐵路范圍內(nèi),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(gòu)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(zhì)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(zhì)不均,手搓可成條狀,局部見(jiàn)少量結(jié)核,夾零星硬塑粉質(zhì)黏土?？紫侗葹?.60,液性指數(shù)為0.26,壓縮系數(shù)為0.22 MPa-1。

2 模型試驗(yàn)

2.1 模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)

為研究盾構(gòu)隧道施工對(duì)上部既有高鐵復(fù)合地基受力變形的影響規(guī)律,以及隧道開(kāi)挖過(guò)程中采取不同加固工法下對(duì)鐵路路基的影響程度,特采用室內(nèi)模型試驗(yàn)的方法對(duì)比不同加固狀態(tài)下,盾構(gòu)施工時(shí)對(duì)既有高鐵復(fù)合地基的影響,具體包括無(wú)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(yàn)以相似定律為依據(jù),使用量綱分析法,結(jié)合試驗(yàn)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(yàn)中,將幾何尺寸L和重度γ作為基本物理量,本模型試驗(yàn)的幾何相似比CL=30,重度相似比Cγ=1,計(jì)算得出各種物理量參數(shù)的相似比,見(jiàn)表1。

表1 物理參數(shù)相似比Tab.1 Similarity ratio of physical parameters

結(jié)合依托工程的實(shí)際工況,本次室內(nèi)試驗(yàn)所用的模型試驗(yàn)箱尺寸為160 cm×165 cm×100 cm(長(zhǎng)×寬×高)。使用自制的模型設(shè)備進(jìn)行盾構(gòu)開(kāi)挖模擬,該設(shè)備由刀頭、盾殼、旋轉(zhuǎn)電機(jī)、頂升桿、出土傳送帶等附件組成,可模擬在旋轉(zhuǎn)頂進(jìn)的過(guò)程中刀頭切削土體、盾殼支護(hù)圍巖、傳送帶出土的過(guò)程。試驗(yàn)所用模型箱和主要器材如圖2所示。

圖2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ拖浼爸饕囼?yàn)器材Fig.2 Test model box and main test equipment

試驗(yàn)過(guò)程中在模型箱內(nèi)填筑的圍巖土體力學(xué)參數(shù)根據(jù)工程勘測(cè)數(shù)據(jù)和模型相似比確定。由于隧道主要穿越粉質(zhì)黏土層,為簡(jiǎn)化實(shí)驗(yàn)過(guò)程,對(duì)隧道上覆土體進(jìn)行自重應(yīng)力計(jì)算,求出加權(quán)平均重度,以此為基礎(chǔ)配制模型試驗(yàn)的圍巖材料。與多層土的實(shí)際工況相比,由此產(chǎn)生的誤差在允許范圍內(nèi)。

通過(guò)土工實(shí)驗(yàn),最終確定圍巖材料石膏、膨潤(rùn)土、石英粉、石英砂、水,其質(zhì)量比例關(guān)系為3∶3∶6∶7∶4時(shí),是最佳配合比。由此得到的實(shí)驗(yàn)土體,實(shí)測(cè)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(nèi)摩擦角φ為23°,近似滿足模型試驗(yàn)土體力學(xué)參數(shù)。

選取石膏、重質(zhì)碳酸鈣和水作為原料制作CFG樁模型。為使其滿足試驗(yàn)要求,可不斷改變配比并測(cè)試其彈性模量。根據(jù)測(cè)試結(jié)果,當(dāng)石膏、重質(zhì)碳酸鈣和水的質(zhì)量比為10∶5∶4時(shí),制成的試件近似滿足試驗(yàn)要求。為模擬復(fù)合地基中褥墊層的作用,可鋪設(shè)粉細(xì)砂來(lái)實(shí)現(xiàn)其效果,模型試驗(yàn)各材料參數(shù)如表2所示。

表2 模型試驗(yàn)材料力學(xué)參數(shù)Tab.2 Mechanical parameters of materials in model tests

此外,本試驗(yàn)通過(guò)改變加固措施,分析盾構(gòu)隧道開(kāi)挖過(guò)程對(duì)上部既有高鐵CFG樁復(fù)合地基的影響規(guī)律,共分為3組工況,分別為無(wú)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(hù)結(jié)構(gòu),不方便試驗(yàn)的開(kāi)展。為便于試驗(yàn),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(zhǎng)度55 cm,高度35 cm,厚度約為6 mm。HDPE板共計(jì)3塊,設(shè)置在盾構(gòu)隧道開(kāi)挖區(qū)域外側(cè),拱頂與兩側(cè)各1塊,與隧道開(kāi)挖輪廓間距為10 cm。

袖閥管注漿采用功率為910 W的注漿機(jī),輸出壓力可達(dá)15 000 PSI(Pounds per square inch)。本次試驗(yàn)注漿壓力的設(shè)計(jì)值為65 kPa,結(jié)束注漿后注漿寬度為盾構(gòu)隧道模擬開(kāi)挖內(nèi)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(yàn)監(jiān)測(cè)方案

試驗(yàn)通過(guò)改變加固措施,分析盾構(gòu)隧道開(kāi)挖過(guò)程對(duì)上部既有高鐵CFG樁復(fù)合地基的影響規(guī)律。進(jìn)行試驗(yàn)前將配制好的黃土分層填實(shí),同時(shí)把管片、PE板和測(cè)量元件安置在既定位置處,然后開(kāi)始盾構(gòu)的開(kāi)挖工作。

本次模型試驗(yàn)使用微型應(yīng)變式土壓力計(jì)測(cè)量圍巖徑向壓力,采用工程型靜態(tài)應(yīng)變采集儀收集應(yīng)力變化數(shù)據(jù),同時(shí)使用軟件實(shí)時(shí)記錄實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)。在模型箱土層中埋設(shè)土壓力元件時(shí),根據(jù)測(cè)點(diǎn)埋設(shè)位置進(jìn)行標(biāo)號(hào)并使二者一一對(duì)應(yīng),以便于后期數(shù)據(jù)的采集處理。模型試驗(yàn)的復(fù)合地基CFG群樁共3排,每排12根樁,試驗(yàn)過(guò)程中將應(yīng)變片粘貼在每根CFG樁樁頂和樁底處。為便于測(cè)試和研究,試驗(yàn)時(shí)在地表設(shè)置2條測(cè)線,并選取一定量的測(cè)試點(diǎn);同時(shí),分別在隧道中心截面和隧道中心截面后15 cm處設(shè)置監(jiān)測(cè)斷面,并設(shè)置一定量的測(cè)試點(diǎn)。地表測(cè)線、隧道監(jiān)測(cè)斷面和CFG樁布置如圖3所示,監(jiān)測(cè)斷面壓力盒布置如圖4所示。

圖3 模型箱俯視及實(shí)驗(yàn)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(jiān)測(cè)斷面壓力盒布置Fig.4 Layout drawing of pressure box for monitoring section

2.3 模型試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.3.1 地表沉降分析

由于最終試驗(yàn)所測(cè)得的數(shù)據(jù)不夠直觀,因此,試驗(yàn)所測(cè)得的數(shù)據(jù)均根據(jù)相似理論換算成原型。

根據(jù)室內(nèi)模型試驗(yàn),在盾構(gòu)隧道不加固、采用管幕工法加固和袖閥管注漿加固時(shí),盾構(gòu)隧道按照?qǐng)D3所示方向先后掘進(jìn)至測(cè)線1和測(cè)線2正下方,地表均產(chǎn)生了豎向沉降。將這3種工況下,掘進(jìn)至兩條測(cè)線位置時(shí),測(cè)線上各測(cè)點(diǎn)的沉降值繪制成沉降曲線,如圖5所示。

圖5 模型試驗(yàn)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(gòu)開(kāi)挖區(qū)域正上方,地表的豎向沉降值以隧道軸線為中心向兩側(cè)逐漸減小。各加固工況下,地表測(cè)線1和測(cè)線2均在D4監(jiān)測(cè)點(diǎn)處產(chǎn)生了沉降最大值。無(wú)加固工況下,測(cè)線1和測(cè)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(shí),測(cè)線1和測(cè)線2的最大沉降值分別減小到12.6 mm和17.0 mm,較無(wú)加固工況減小29.6%和28.6%;采用袖閥管注漿加固時(shí),測(cè)線1和測(cè)線2的最大沉降值分別減小到14.4 mm和19.5 mm,較無(wú)加固工況減小19.6%和18.0%。

上述試驗(yàn)結(jié)果表明:在隧道開(kāi)挖過(guò)程中對(duì)地層進(jìn)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(jù)室內(nèi)模型試驗(yàn),盾構(gòu)隧道近接會(huì)造成上方復(fù)合地基中樁基礎(chǔ)的軸力增大。施工完成后,復(fù)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(gòu)中心位置上方B7樁基的樁底處。以B排樁為例,模型試驗(yàn)測(cè)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(kāi)挖過(guò)程中,其正上方的CFG樁軸力值增大較多,樁基礎(chǔ)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(xiàn)在B7樁基處。無(wú)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(wú)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(wú)加固情況分別減小16.47%和23.98%。

上述試驗(yàn)結(jié)果表明:盾構(gòu)隧道下穿既有高鐵復(fù)合地基時(shí),對(duì)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(kāi)挖正上方。此外,近接施工對(duì)樁頂和樁底附加軸力的影響占整個(gè)施工過(guò)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(jù)室內(nèi)模型試驗(yàn),可測(cè)得3種工況下每個(gè)監(jiān)測(cè)斷面處監(jiān)測(cè)點(diǎn)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(duì)于未開(kāi)挖時(shí)圍巖初始應(yīng)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(wú)加固工況相比,采用管幕加固和袖閥管注漿加固后,盾構(gòu)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(jiān)測(cè)點(diǎn)中最小。此外,監(jiān)測(cè)斷面二處的圍巖徑向壓力變化值略大于監(jiān)測(cè)斷面一處。

為進(jìn)一步研究圍巖徑向壓力隨開(kāi)挖時(shí)間的變化規(guī)律,對(duì)室內(nèi)模型試驗(yàn)中監(jiān)測(cè)斷面處壓力盒采集的數(shù)據(jù)進(jìn)行整理。在3種工況下,兩個(gè)監(jiān)測(cè)斷面圍巖徑向壓力隨時(shí)間變化曲線分別如圖8～圖10所示。

圖8 無(wú)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(duì)于未開(kāi)挖時(shí)圍巖初始應(yīng)力的變化值,并非圍巖壓力絕對(duì)值,負(fù)值代表壓力減小。上述統(tǒng)計(jì)結(jié)果可得出以下規(guī)律。

(1)在微型盾構(gòu)機(jī)掘進(jìn)的前90 min內(nèi),斷面一處的應(yīng)力變化趨勢(shì)并不明顯;當(dāng)掘進(jìn)至監(jiān)測(cè)斷面一附近時(shí),應(yīng)力出現(xiàn)較為明顯的變化,且拱頂與拱底的變化幅度最大;在盾構(gòu)隧道掘進(jìn)穿越監(jiān)測(cè)斷面后,圍巖應(yīng)力趨于穩(wěn)定。

(2)監(jiān)測(cè)斷面二處的壓力變化規(guī)律與監(jiān)測(cè)斷面一類似,在掘進(jìn)的前120 min內(nèi),壓力變化趨勢(shì)并不明顯;當(dāng)掘進(jìn)至監(jiān)測(cè)斷面附近時(shí),應(yīng)力出現(xiàn)較為明顯的變化;隨后圍巖壓力趨于穩(wěn)定。

(3)在無(wú)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(guī)律與無(wú)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(wú)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(wú)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(wú)加固相比分別減少了20.89%和12.44%。

綜上所述,結(jié)合試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析地表沉降、CFG樁軸力和圍巖徑向壓力的規(guī)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(wěn)定性,其中管幕工法加固效果更為顯著。

3 數(shù)值模擬

3.1 模型建立

根據(jù)室內(nèi)模型試驗(yàn)結(jié)果,結(jié)合地表袖閥管注漿加固與管幕加固兩種工法的特點(diǎn),擬采用超前管幕工法進(jìn)行加固。為驗(yàn)證室內(nèi)模型試驗(yàn)的準(zhǔn)確性,利用仿真軟件并結(jié)合實(shí)際工況建立三維模型,進(jìn)行數(shù)值分析。

根據(jù)圣維南原理,充分考慮實(shí)際工程情況,模型尺寸取120 m×90 m×45 m(長(zhǎng)×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(zhǎng)13 m;盾構(gòu)隧道外徑6.0 m,內(nèi)徑5.4 m,襯砌管片厚0.3 m,盾構(gòu)機(jī)盾殼厚0.2 m;管片混凝土等級(jí)為C50。

根據(jù)實(shí)際工況定義施工階段,計(jì)算管幕工法加固后高鐵路基的變形值,進(jìn)而分析加固效果。施工工況模擬時(shí),對(duì)盾構(gòu)隧道上半斷面地層進(jìn)行管幕工法加固,加固半徑為2 m,模型尺寸與網(wǎng)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(shí)體單元模擬,土體采用摩爾-庫(kù)倫本構(gòu)彈塑性模型,土體參數(shù)由地質(zhì)勘察報(bào)告等相關(guān)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(fù)合地基等各部分材料屬性與參數(shù)如表4所示。

表3 土層物理力學(xué)參數(shù)Tab.3 Physical and mechanical parameters of soil layer

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

3.2 加固后模擬結(jié)果分析

3.2.1 路基位移分析

數(shù)值模擬盾構(gòu)隧道施工完成后,根據(jù)其計(jì)算結(jié)果,提取模型中路基特定測(cè)點(diǎn)的豎向和橫向位移,探究其變形規(guī)律。測(cè)點(diǎn)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(cè)點(diǎn)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(gòu)隧道開(kāi)挖完成后,最大沉降區(qū)域位于左、右線地鐵中軸線所在區(qū)域上方偏右線位置。施工完成后,就豎向位移來(lái)看,高鐵路基測(cè)點(diǎn)17沉降值最大,為6.02 mm。

現(xiàn)行TB 10621—2014《高速鐵路設(shè)計(jì)規(guī)范》[15]及《新建時(shí)速300～350公里客運(yùn)專線鐵路設(shè)計(jì)暫行規(guī)定》等規(guī)定的鐵路路基沉降標(biāo)準(zhǔn)值,只針對(duì)于正常修建過(guò)程中高鐵路基和軌道的沉降變形,未考慮隧道近接施工對(duì)既有高鐵路基的影響。結(jié)合以往案例[16-17]考慮,地鐵隧道盾構(gòu)導(dǎo)致既有高鐵路基結(jié)構(gòu)產(chǎn)生豎向變形只需保持在扣件的調(diào)整范圍內(nèi),并結(jié)合規(guī)范要求制定出合理的變形控制指標(biāo)即可。

在實(shí)踐中可將路基沉降指標(biāo)劃分為4個(gè)等級(jí),即I、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ;分別對(duì)應(yīng)4種狀況,即低度危險(xiǎn)狀況、中度危險(xiǎn)狀況、高度危險(xiǎn)狀況、極高危險(xiǎn)狀況。路基沉降危險(xiǎn)性的判定基準(zhǔn)如表5所示。

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

數(shù)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(biāo)準(zhǔn)。就橫向位移來(lái)看,路基左側(cè)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(cè)路基土體橫向位移最大值為0.25 mm。在現(xiàn)有規(guī)范中,沒(méi)有路基橫向位移的控制標(biāo)準(zhǔn),只有軌道幾何尺寸容許位移管理值,且數(shù)值模擬中路基橫向位移很小,故此認(rèn)為對(duì)工程影響不大。

3.2.2 道床位移分析

盾構(gòu)隧道施工完成后,根據(jù)數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果,提取模型中道床特定測(cè)點(diǎn)的豎向和橫向位移,探究其變形規(guī)律。測(cè)點(diǎn)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(cè)點(diǎn)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(gòu)隧道施工完成后,道床最大豎向位移位于監(jiān)測(cè)點(diǎn)16處,最大沉降值為4.08 mm。根據(jù)TB 10182—2017《公路與市政工程下穿高速鐵路技術(shù)規(guī)程》[18]和《客運(yùn)專線300～350 km/h軌道不平順管理值》中的具體相關(guān)規(guī)定,以及結(jié)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(biāo)準(zhǔn)如表6所示。

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

3.2.3 加固效果分析

盾構(gòu)隧道下穿既有高鐵路基時(shí),上部結(jié)構(gòu)的豎向位移遠(yuǎn)大于橫向位移,且橫向位移很小,滿足施工控制標(biāo)準(zhǔn),故僅需選擇高鐵路基豎向位移來(lái)分析加固效果。

對(duì)數(shù)值模型中管幕單元設(shè)置加固與未加固兩種狀況參數(shù),在施工階段中修改邊界屬性、激活或鈍化材料屬性,對(duì)比無(wú)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(shù)據(jù)對(duì)比,如圖16所示。

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

由圖16可知,盾構(gòu)隧道掘進(jìn)過(guò)程中無(wú)加固和采用管幕工法加固時(shí),路基和道床的豎向沉降變化趨勢(shì)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(gòu)隧道開(kāi)挖掘進(jìn)所引起的上部高鐵路基豎向位移,極大地改善地層穩(wěn)定性,降低隧道開(kāi)挖卸荷對(duì)周圍環(huán)境的影響,加固控制效果顯著,滿足高鐵路基安全規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)要求。

4 結(jié)論

通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)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(guī)律,得到適用該工程的加固方法;然后,在數(shù)值模擬中進(jìn)行全工況模擬,分析采用管幕工法加固時(shí),路基、道床等部位的定量變形規(guī)律,同時(shí)其規(guī)律特征也可以與模型試驗(yàn)結(jié)果相互印證。研究證實(shí)了管幕工法加固對(duì)于減小盾構(gòu)隧道下穿既有高鐵路基影響具有不錯(cuò)的效果,主要結(jié)論如下。

(1)室內(nèi)試驗(yàn)采用管幕工法加固時(shí),在CFG群樁復(fù)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(fù)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(gòu)隧道施工掘進(jìn)所導(dǎo)致的地表沉降值,減弱隧道開(kāi)挖卸荷所帶來(lái)的影響。

(2)盾構(gòu)隧道近接群樁基礎(chǔ)的過(guò)程中,CFG群樁軸力值增大較多的區(qū)域?yàn)樗淼篱_(kāi)挖正上方樁基。相比無(wú)加固工況,室內(nèi)試驗(yàn)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(wú)加固工況,采用管幕工法加固和袖閥管注漿加固后,盾構(gòu)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(shù)值分析表明,盾構(gòu)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(gòu)隧道開(kāi)挖掘進(jìn)所引起的上部高鐵路基豎向位移,降低了隧道開(kāi)挖卸荷對(duì)周圍環(huán)境的影響,加固控制效果顯著。