盾构施工工艺对铁路路基沉降影响的数值分析

黄文君，郑明新，欧阳林，2，邹文亮，陈养强

(1.华东交通大学道桥与岩土工程研究所，江西 南昌 330013;2.中国建筑西南勘察设计研究院有限公司，四川 成都 610081;3.南昌铁路局福建地方铁路有限责任公司，福建 福州 350013;4.中土集团福州勘察设计研究院有限公司，福建 福州 350013)

0 引言

盾构法施工技术已广泛应用于城市地铁的建设当中，同时，盾构隧道下穿既有铁路线工程也趋于频繁。目前对盾构法施工的研究已取得一些成果:普遍认为对软弱地层进行注浆加固处理能有效改善施工影响范围内土体的物理力学性质，对提高复合地基的抗变形能力效果明显，能有利于减少隧道下穿既有线时路基的变形［1－5］;徐希磊［6］通过数值分析，得出了不同加固方案和盾构参数对普速车场轨道沉降的变化趋势，并提出合理控制建议;柴雨芳［7］分析认为，随着隧道开挖的深入，路基、地表、拱顶竖向位移响应逐渐增强，在隧道贯通处达到最大，是列车通过时隧道施工的最不利位置;Lambrughi等［8］使用FLAC3D建立了土压平衡盾构施工开挖的三维模型，分析了开挖施工及土性参数对地表沉降的影响;Z X Zhang等［9］使用PFC2D建立隧道开挖模型，分析了隧道开挖面土压力及隧道覆土厚度对地表沉降的影响，得出当支撑压力略大于场地初始水平应力时，对减少地表沉降和变形有利的结论;廖少明等［10］认为，盾构推进时其背部易拖带或存留黏聚力较大的黏土，这种背土效应将造成盾构在掘进过程中其上方土体发生隆起而盾尾后方土体出现大量突沉;宋天田等［11］采用理论分析与计算的方法，重点对同步注浆的注浆压力和注浆量进行了分析和研究，获得在3个主要影响因素下注浆压力的确定方法，注浆量与注浆填充率、推进速度的关系，及注浆压力及注浆量的量化方法。

总体而言，以上研究主要集中于路基加固效果，盾构在掘进过程中本身对土体的扰动影响，或是对施工的某个环节进行单独研究，而同时针对施工中盾构土舱压力、盾尾注浆量和盾尾注浆压力等多个施工参数的研究则相对较少。本文结合福州市轨道交通1号线下穿福州火车站铁路工程，采用MIDAS/GTS软件对双线盾构隧道下穿过程进行动态模拟，研究路基加固与否的沉降变形，以及盾构土舱压力、盾尾注浆量和注浆压力对路基沉降的影响。

1 工程概况

福州市轨道交通1号线下穿福州火车站铁路工程段位于福州火车站西端咽喉区，区间线路由2台复合式盾构分别沿上行线和下行线由北往南先后掘进。隧道双线曲线半径均为400 m，线间距为11～16.8 m，纵断面为V字型坡，最大纵坡为29‰，最小纵坡为4‰。铁路1—5股道位于原有夯填块石加固路基位置，盾构下穿期间列车限速为45 km/h，隧道与铁路交角为45°，平面关系如图1所示。隧道支护采用预制钢筋混凝土管片，管片外径为 6.2 m，内径为 5.5 m，宽1.2 m，厚0.35 m。根据岩土工程勘察报告，隧道穿越区间地层主要由杂填土、淤泥、粉质黏土、残积砾(砂)质黏性土、全风化岩及散体状强风化岩组成。地下水类型主要为上层滞水及承压水－潜水，埋深2.5 m，水位变化幅度为1～3 m，隧道施工采用人工降水。

图1 盾构隧道与铁路平面关系图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

根据线路纵断面图，对1—5股夯填块石路基区域开展隧道施工数值分析。隧道位置取区域内双线隧道最小间距14.56 m及最不利埋深12.66 m，模型横向自双洞两外侧各扩展5倍洞径，竖向自隧道底部起向下取3倍洞径，长度为56 m。地层和壁后注浆体属性为实体单元，采用摩尔－库仑本构模型;支护管片由开挖隧道外轮廓线析取得到，属性为板单元，采用线弹性本构模型;地层－壁后注浆体、壁后注浆体－管片单元为接触连接。模型四周为限制水平方向约束，底面为限制竖直方向约束，上表面为自由约束。

在原始地层条件下，无列车荷载作用于铁路基床的模型如图2所示。

图2 路基不加固情况计算模型网格Fig.2 Grid of computation model of railway subgrade without reinforcement

考虑到较厚淤泥层的存在，采用袖阀管注浆对地层进行加固处理，计算模型如图3所示。竖向加固范围为隧道洞底至淤泥层顶面，横向加固范围从对称面扩展到两隧道外侧1倍洞径边缘;并按实际进出站车次情况，对5条路基面施加均布荷载。

图3 路基加固后计算模型网格Fig.3 Grid of computation model of reinforced railway subgrade

2.2 模型参数选取

根据岩土工程勘察报告和路基加固工程方案设计，各土层物理力学参数见表1，加固后土层及材料性质参数如表2所示。

表1 土层物理力学参数表Table 1 Physical and mechanical parameters of different strata

表2 加固后土层及材料性质参数表Table 2 Properties and parameters of reinforced strata and materials

2.3 模型主要内容及其确定

为尽可能准确模拟隧道施工过程，真实反映路基变形特征，模型主要考虑内容如下:

1)隧道掘进方式。为减少盾构对地层的扰动，上行线隧道和下行线隧道各分为7段，采用上行线隧道先掘进下行线隧道后掘的方式完成施工。

2)列车荷载。隧道下穿铁路路基期间，进出站列车限速小于45 km/h，对路基面垂直于施加为宽度5.6 m，大小为 59.02 kPa 的等效静载［12］。

3)土舱压力。盾构中心线位置距地表15.76 m，土舱压力分4 种情况分别取 1.0，1.2，1.5，2.0 倍盾构中心点处的静止土压力垂直作用于隧道前方未开挖土体，静止土压力大小为p0==0.45 ×(19.3 ×4.71+15.7 ×6.72+18.8 ×4.33)≈125.0 kPa。

4)盾尾注浆率。管片外侧同步注浆厚度约为0.04 m，通过改变注浆材料弹性模量E的方式等代不同注浆率。

5)盾尾注浆压力。根据盾构中心线处土的自重应力控制盾尾注浆压力，盾尾注浆压力分4种情况分别取 1.0，1.1，1.2，1.5 倍土的自重应力垂直作用于开挖隧道外轮廓线土体，土的自重应力大小为σz==19.3 ×4.71+15.7 ×6.72+18.8 ×4.33≈277.8 kPa。

6)铁路路基及轨道结构变形。假定既有铁路的路基和轨道结构变形是一致的。

2.4 盾构开挖过程模拟

根据隧道实际的开挖过程，数值模拟分为4步实现:

1)对开挖面施加均布荷载以模拟土舱压力的作用。

2)移除开挖面处相应土体以模拟隧道开挖，同时施加隧道环向压力荷载以模拟盾尾注浆压力。

3)激活析取单元以模拟管片的安装。

4)激活盾尾注浆实体单元以模拟盾尾注浆率，同时去掉第1步施加的开挖面均布荷载和第2步施加的隧道环向压力荷载，并在新的开挖面上施加相应均布荷载。

按此步骤，循序渐进实行分段开挖，上行线施工完成后再进行下行线施工，经17步完成整个模型的计算。

3 计算结果分析

3.1 路基未加固情况结果分析

图4给出了当上行线和双线贯通时路基在无列车荷载作用下的沉降情况。当上行线贯通时，隧道周边土体受扰动明显，上行线正上方路基出现了较大的沉降位移，最大沉降量为14.24 mm;当下行线也贯通时，路基沉降进一步增大且表现为向双线对称面发展的特征，路基在靠近上行线隧道位置出现最大沉降，沉降量为33.01 mm，此时沿铁路线方向出现20.25 mm局部最大差异沉降。

按文献［13］要求，该工况下路基最大沉降33.01 mm和差异沉降 20.25 mm均已超过容许值15 mm和5 mm，故需对路基进行加固处理。

3.2 路基加固后结果分析

3.2.1 土舱压力的影响

分别取1.0，1.2，1.5，2.0 倍土压力作为土舱压力进行计算。图5为上行线隧道开挖至45 m和下行线隧道开挖至45 m处的模型情况。

图6给出了在不同土舱压力作用下地表纵向沉降变形特征曲线图。当上行线隧道掘进至45 m处时，在1.0倍土舱压力作用下，盾尾最大沉降为6.69 mm;在1.2倍土舱压力作用下，盾尾最大沉降为6.11 mm;在1.5倍土舱压力作用下，盾尾最大沉降为5.84 mm，此时盾构正前方42.5 m处土体出现0.23 mm的隆起;在2.0倍土舱压力作用下，盾尾最大沉降为8.77 mm，盾构正前方42.5 m处土体表现出1.66 mm的隆起。类似地，当下行线隧道掘进至45 m处时，在土舱压力为1.0，1.2，1.5 倍土压力作用下，双线隧道对称面正上方路基的沉降进一步增加。以上情况路基最大沉降均出现在中间第3条路基面，先前受到扰动的路基沉降量反而有所减小。

图4 盾构隧道施工引起地层竖向位移云图Fig.4 Contour of vertical displacement of strata induced by shield tunneling

可见，在盾构掘进过程中，较小的土舱压力会引起路基产生较大的沉降变形;太大的土舱压力对土体造成较大扰动，不仅会导致盾构正前方土体出现隆起，还会进一步使原先受扰动的土体在盾构通过后出现更大程度的沉降变形。因此，盾构掘进过程中，土舱压力取1.2 ～1.5 倍土压力比较合适。

3.2.2 盾尾注浆率的影响

图7给出了在上行线和双线贯通时，在不同注浆率下的路基沉降横断面图。当上行线全线贯通时，路基最大沉降位于上行线隧道正上方。在30%注浆率时，路基最大沉降量为7.00 mm;在60%注浆率时，路基最大沉降量为6.11 mm;在100%注浆率时，路基最大沉降量为5.15 mm。相比无注浆情况，沉降分别减少了 1.88，2.77，3.73 mm。当双线贯通时，同一注浆率下路基沉降进一步增大，路基沉降槽有向双线对称面靠近的趋势。

图5 隧道开挖至不同位置模型图Fig.5 Models of shield tunneling

可见，在盾构隧道施工过程中，路基沉降随注浆率的增加而减少，较高的盾尾同步注浆率能减少路基沉降量达到50%以上。

3.2.3 盾尾注浆压力的影响

图8给出了路基在不同注浆压力下的沉降曲线。当上行线贯通时，注浆压力采用1.1倍和1.2倍土体自重应力能有效减少路基沉降，最大沉降分别为6.11 mm和6.69 mm;当注浆压力为1.0 倍和1.5 倍土体自重应力时，路基均出现较大沉降，沉降值分别为8.22 mm和9.25 mm。双线贯通后，同一注浆压力下路基沉降进一步增大，路基沉降槽有向双线对称面靠近的趋势。

可见，过小的注浆压力和过大的注浆压力均会产生较大的工后沉降。由于盾构掘进对土层的扰动，加上可能存在超挖等因素的影响，1.0倍土体应力的注浆压力并不能保证将浆液充分冲入到间隙空间;过大的注浆压力容易造成跑浆现象，伴随隧道本身的沉降而引起路基沉降。因此，在盾构隧道施工过程中，注浆压力取1.1～1.2倍土体自重应力较为合适。

图6 不同土舱压力下路基沉降纵断面图Fig.6 Longitudinal profile of railway subgrade settlement under different excavation chamber pressures

图7 不同注浆率下路基沉降横断面图Fig.7 Profile of railway subgrade settlement under different shield tail grouting rates

图8 不同注浆压力下路基沉降横断面图Fig.8 Profile of railway subgrade settlement under different shield tail grouting pressures

4 结论与讨论

1)袖阀管注浆加固铁路路基能有效减少盾构隧道下穿期间路基沉降变形，加固后的路基沉降减少量能达到50%以上。

2)在双线盾构隧道掘进过程中，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，双线贯通时路基最大沉降位置较靠近先行隧道，可见后行隧道掘进施工会对先行隧道周围土体造成二次扰动，增大先行隧道正上方路基沉降。

3)不同土舱压力、盾尾注浆率和盾尾注浆压力等主要掘进参数对路基沉降均有较大影响。施工中应严格保证盾尾注浆率，过大或过小的土舱压力和盾尾注浆压力均会引起路基产生较大的沉降变形，土舱压力取1.2～1.5倍盾心处土压力、盾尾注浆压力取1.1～1.2倍盾心处土体自重应力较为合适。

以上结论能反应铁路路基在路基加固和盾构隧道施工过程的变形特征，对合理施工具有指引性作用。但本文没有考虑铁路路基在地下水位变化以及复杂列车荷载作用下的变形，这在今后的研究中有必要进行深入探讨。

5 致谢

该论文由华东交通大学道桥与岩土工程研究所郑明新教授指导完成，特此致谢。

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