软土地区盾构隧道下穿新建铁路的地基处理方案研究

2013-09-25周顺华宫全美

城市轨道交通研究 2013年2期

黄龙周顺华宫全美

（同济大学道路与交通工程教育部重点实验室，200092，上海∥第一作者，硕士研究生）

随着铁路和轨道交通的不断发展，地铁隧道穿越铁路路基的情况也越来越多，地铁盾构隧道的施工可能会引起铁路轨面不平顺，甚至影响到铁路的运行安全，对基本处于同期施工的两者来说，新建铁路软土地基的加固方案在设计阶段就应予以考虑。工程界和学术界对盾构隧道施工引起地表沉降的规律进行了大量研究［1－4］，但对于软土地区盾构隧道下穿新建铁路的工程经验相对较少。

本文以宁波地铁1号线二期工程下穿新建铁路北环线为工程背景，根据工程实际情况，新建北环线与宁波轨道交通1号线二期工程基本处于同期施工，则在盾构施工时就会遇到下穿新建北环线的问题，考虑新建铁路地基处理与地铁下穿加固结合在一起。由于新建铁路对轨道平顺性有较高要求，特别是道岔区，如果地基处理措施不当，隧道施工、长期运营引起的轨面不平顺会影响铁路的运营甚至安全。因此有必要在盾构施工前选择合理的地基加固形式，可为将来类似工程的设计、施工提供一些参考。

1 工程概况

1.1 盾构穿越情况

宁波地铁1号线二期五乡西站—五乡站区间下穿新建铁路北环线，隧道采用土压平衡盾构施工，盾构内径5.5m，外径6.2m，管片宽度为1.2m，厚度为35cm，管片采用通缝拼装形式。盾构穿越铁路处隧道中心距地表12.2m，线间距约为11.7m，坡度为6‰的单面坡，穿越段盾构曲线半径为450m，以相交角51°穿越铁路。

盾构下穿的新建铁路为国家一级双线客货共线铁路，设计线间距5.0m，路基宽度20m（包括一条改迁的北仑支线构成三股道的道岔区），路基高度2.35m，采用有砟轨道结构形式。下穿平剖面关系图如图1、图2所示。

1.2 地层特点

盾构主要穿越土层②2a淤泥、②3淤泥质粉质黏土，该两层土为高含水量、高压缩性、低强度土层，具有明显的触变性，受扰动后易引起较大变形且变形的持续时间较长。土层参数见表1所示。

图1 盾构穿越铁路平面示意图

图2 盾构穿越铁路剖面图（单位：m）

表1 土层参数表

2 盾构穿越处铁路地基处理方案选择

盾构下穿处土层主要为淤泥和淤泥质粉质黏土，渗透系数小、灵敏性高，施工扰动或上覆荷载引起的地基沉降需要很长的时间才能完成，如果地基处理不合适，将会产生较大的工后沉降。为避免上述情况的发生，选取搅拌桩和桩板两种地基加固处理方式进行对比分析。

搅拌桩加固方案：搅拌桩桩径650mm间距，650mm满堂加固，加固竖向范围为从地面至隧道下方3m，桩长18m，桩尖处在③2粉质黏土夹粉砂层，地铁隧道两侧加固至5m范围，铁路线路两侧加固范围超过路基边坡坡脚1m（见图3）。

图3 搅拌桩加固图（单位：mm）

桩板加固方案：在两隧道中间及两侧采用钻孔灌注桩（桩径1 500mm，3排布置，两侧桩长54m，桩端进入⑨1粉质黏土层，中间桩长73m，桩端进入⑨2圆砾层，桩间距5.0m）＋混凝土筏板（混凝土强度C30）（长×宽×厚＝41.0m×22.8m×1.5m）的加固方案。其中在桩和板之间设置托梁，梁宽2m，厚1m，长度与混凝土板一致，其余尺寸详见图4、图5所示。

图4 桩板加固平面图（单位：m）

2.1 搅拌桩加固方案

在对新建北环线进行搅拌桩加固效果分析之前，首先对同处宁波地区、同样采用搅拌桩处理方式的某一高速有砟线路进行分析。

该铁路地处滨海平原及滩涂区，广布着第四系淤泥和淤泥质土，局部地段夹有粉细砂等透镜体，软塑至流塑状，具有压缩性高和欠固结、孔隙比大、承载力低等特点，土质情况如表2所示。

图5 剖面图（单位：mm）

表2 土层参数

选取与本工段土质情况类似的三个断面进行分析，断面里程分别为DK146＋503、DK146＋600和断面DK146＋670。路基高度分别为4.2m、5.4m和5.2m，采用搅拌桩地基加固，桩径0.5m，其余尺寸详见图6所示。

采用TB 10106—2010《铁路工程地基处理技术规程》中的规范法（以下简为“《规程》”）并结合实测数据对搅拌桩加固后的铁路路基进行沉降控制效果分析。

《规程》中复合地基沉降

式中：

S1——加固区沉降量；

S2——下卧层沉降量；

ms——沉降经验修正系数。

ms与地基条件、荷载强度等因素有关，根据地区沉降观测资料及经验确定，对于软土地基，其值可取1.0～1.2，此处取1.2。

加固区采用复合模量法进行计算，下卧层采用Boussinesq法进行计算。计算结果如表3所示。

通过对表3中的沉降计算结果进行分析，相比于运营后现场实测沉降情况（工后沉降），采用规范法计算所得沉降是偏小的，实测工后沉降约为计算总沉降的2～4倍。这说明现有条件下实际施工效果与理论计算的理想状态有些差距，为了安全起见，应当在理论计算值的基础上对沉降值进行2～4倍的修正预估。

图6 不同断面地层情况（单位：m）

表3 沉降计算及实测结果 mm

2.2 新建北环线搅拌桩加固沉降效果预估

采取同样方法对新建北环线进行搅拌桩沉降计算，此处还选取21m桩长进行补充计算。沉降计算及预估结果如表4所示。

表4 沉降计算及预估结果 mm

根据《铁路路基设计规范》（TB 1001—2005）规定Ⅰ级铁路工后沉降不应大于20cm。表4表明采用搅拌桩加固，铁路沉降难以满足规范要求。考虑后期盾构曲线掘进施工对土体产生的再扰动以及铁路与地铁运营的相互影响，采用搅拌桩进行地基加固对铁路路基的沉降控制难以达到预期效果，并且采用搅拌桩进行土体加固以后会造成盾构隧道纵向的不均匀沉降，这对于隧道结构是不利的。

2.3 桩板加固方案

由于搅拌桩加固方案在沉降控制方面不能满足要求，因此分析了采用桩板方案进行加固的处理效果。

分别采用空间壳模型和两跨连续梁模型利用Sap软件分别计算桩顶反力，按最不利情况，即不考虑土对板的支承作用，假设板与土分开。空间壳模型图如图7所示。

计算结果中桩最大桩顶反力为9 799.4kN，边桩最大桩顶反力5 685.4kN。

图7 空间壳模型

式中：

μp——应力集中系数；

l——桩身长度，即等于加固区厚度h（边桩按54m计，中桩按73m计），m；

Ep——桩身材料变形模量；

由于边桩钻孔桩桩尖已进入⑨1层粉质黏土层，中桩桩尖进入⑨2圆砾层中，持力层较好，忽略路基本体变形，路基沉降只与桩体本身的压缩沉降有关，根据公式：

pbo——桩底端端承力密度（由地勘资料获得）；

P——根据桩顶反力除以相应面积计算得到。

边桩最大压缩沉降3.1mm，中桩最大压缩沉降7.1mm，倾斜率0.02%。

因此考虑采用桩板加固方案，铁路路基沉降能满足要求，并且对于隧道结构本身也是有利的。

3 盾构施工对新建北环线的影响

3.1 计算模型

选取下穿节点处断面，建立二维有限元模型，土体采用硬化弹塑性模型（HS），钢筋混凝土板、钻孔桩均采用板单元来模拟，桩与土体间加入接触单元模拟两者间的相对滑移关系，为保守起见，此处考虑盾构施工时列车荷载影响，按ZK荷载进行并均布到路基面上，轴重按25t计，数值模拟按照实际施工中先开挖右线隧道、后开挖左线隧道的顺序进行，考虑地层损失率为1%。模型如图8所示。

图8 模型图

3.2 铁路线路沉降分析

右线隧道和双线隧道开挖完成后的线路沉降曲线如图9所示。

图9 隧道完成后线路沉降曲线

右线隧道和双线隧道开挖完成后的一、二、三号桩的水平位移如图10所示。

由上图可知，右线隧道完成后地表沉降为1.69 mm，最大位置出现在右线隧道上方的地表处，这部分的位移主要是由板的变形引起的，此时桩的水平位移最大值出现在三号桩，最大为1.07mm；双线完成后最大地表沉降为1.82mm，最大水平位移出现在一号桩，最大值为1.48mm，由上图还可以看出地表沉降大致可以分为三段，以一、三号两个边桩为界，在边桩以内呈现沉降槽的形式，而在两侧由于边桩的水平位移而呈现勺子形沉降位移曲线。

路基面沉降变形最大值不超过2mm，因此对轨道高低不平顺影响很小。

3.3 桩侧土负摩阻力分析

在盾构隧道双线贯通以及右线贯通两种工况下，现分别选取施工对桩基影响较大的二、三号桩进行分析，二、三号桩及桩侧土体竖向位移如图11、图12所示。

图10 隧道完成后桩基水平位移

图11 二号桩及桩侧土体竖向位移

图12 三号桩及桩侧土体竖向位移

可知对于二、三号桩，根据负摩阻力的定义［7］，负摩阻区主要集中在桩顶以下约11m位置处，在该位置处桩侧土与桩身沉降基本相等，在此埋深以上桩侧土相对桩身产生了向下的位移，这部分区域土对桩的摩擦力为负摩阻力，对桩基承载力的发挥来说是不利的。

3.4 桩基承载力验算

《铁路桥涵地基和基础设计规范》［8］规定钻孔灌注桩的容许承载力

考虑桩顶以下11m范围内的负摩阻力作用，计算得盾构施工影响时的钻孔灌注桩的容许承载力中桩为9 463.8.8kN，而中桩最大桩顶反力加上桩身自重与桩身入土部分所占同体积土重之差为10 310.4kN；边桩容许承载力为5 078.5kN，边桩最大桩顶反力加上桩身自重与桩身入土部分所占同体积土重之差为6 063.4kN，承载力已小于桩基受到的外力作用，但是由式（1）可知，钻孔桩的容许承载力包含2倍的安全系数，而且考虑到负摩阻力作用后钻孔桩的容许承载力基本接近桩所受外力作用，因此可以认为承载力满足要求。