佛山地铁盾构隧道深厚软土地层预处理方法探究

朱建峰

(佛山市铁路投资建设集团有限公司， 广东 佛山 528000)

0 引言

城市轨道交通具有安全、快捷、准时、大运能、绿色环保等突出特点，对推进城市现代化进程、改善交通运输环境、引导优化城市空间布局、带动城市经济创新发展发挥了巨大推动作用。截至2018年底，我国内地累计35个城市开通了城市轨道交通系统，运营线路185条，总里程5 761.4 km；已有53个城市开工建设轨道交通，在建线路258条(段)，总计6 374 km，可研批复投资额累计42 688.5亿元。目前，我国城市轨道交通运营线路规模、在建线路规模和客流规模均居全球第一，我国已成为名副其实的“城轨大国”[1]。随着运营里程的增加，线路病害越来越多，对运营安全造成重大影响，尤其是穿越深厚软土地层的盾构隧道，投入了巨额费用进行病害治理。由于软土地层具有高压缩性、固结时间长等特性，在长期循环荷载作用下，饱和淤泥质土会出现软化现象，从而导致土体承载能力降低，叠加周边环境变化影响，对穿越此类地层的盾构隧道造成不均匀沉降、结构变形超限、渗漏水、局部结构劣化等病害，影响隧道结构全寿命使用功能[2]。

现有文献及设计多以盾构隧道掘进后引起的地表沉降及建(构)筑物变形为切入点进行研究。梁剑雄[3]提出了采用水泥搅拌桩对盾构隧道周边深厚软土进行地基处理，解决了新光快速路在地铁隧道上方地层处理问题。王先仁[4]使用高压旋喷桩对地铁基坑软基进行加固处理，介绍其施工原理，并提出技术应用要点。武有根[5]在施工场地比较狭小和地下管线复杂的情况下，将SMW工法应用于加固某盾构隧道出洞时的周围软土地层，取得了良好的效果和经济效益。已有文献对影响盾构隧道自身结构全寿命周期使用功能的问题研究较少。本文以佛山地铁3号线软土地层盾构区间工程为例，根据项目实际建设条件，通过现状调研、数值分析及工程类比，提出在盾构施工前，对软弱地层采取针对性预处理的思路与措施，保证软弱地层盾构隧道的安全施工及隧道结构的全寿命周期使用功能。

1 工程概况

佛山地铁3号线线路全长约69.5 km，其中高架段约8.7 km，过渡段约1.3 km，地下段约59.5 km；共设37座车站。线路沿线广泛分布第四系海陆交互相淤

泥〈2-1A〉和淤泥质土层〈2-1B〉，厚度0.60～45.0 m。3号线区间盾构隧道全断面穿越软弱土层区段所占比例如图1所示，隧道全断面软土区段长度占区间全长比例超过60%的区间有7个，有5个区间甚至达到100%。经调研佛山与典型软土地区软土层的物理力学特性及厚度分布对比(见表1)，与上海等典型软土地区的土层相比，佛山地铁3号线所涉及的软土地层含水量更高、压缩模量更低。如： 南京典型软土层平均含水量为41.3%，上海地区淤泥质软土层平均含水量为49.8%，宁波地区淤泥质软土层平均含水量为47.8%等。从盾构施工风险控制和运营期结构服役性能维持的角度分析，佛山地铁3号线面临的问题更加严峻。建设过程中应充分吸取类似工程的经验和教训，根据周边环境及施工条件，在盾构掘进前对深厚软弱层区段进行预加固，且有效控制加固效果，降低隧道后期产生变形和病害的风险。

图1佛山地铁3号线各区间全断面穿越软弱土层区段比例直方图

Fig. 1 Proportional histogram of sections with full-section crossing soft soil of Foshan Metro Line No. 3

表1 佛山与典型软土地区软土层的物理力学特性及厚度分布对比

2 地基加固方法比选

目前，地铁盾构隧道工程常用的地层加固法主要有搅拌桩法、旋喷桩法、注浆法、SMW工法桩以及冻结法等[6-10]，综合对比分析见表2。每种加固方法均有其适用条件，根据佛山地铁3号线沿线软弱土层广泛分布的特点，从适用性、工程效率和投资等方面综合考虑，在淤泥地层中推荐采用三轴深层水泥搅拌桩工法[11]处理淤泥地层。

表2 软土地层土体加固方法综合对比分析

3 地基加固方案研究

据Winkler假定，抗力系数与土的软硬程度有关，土层越坚硬，能提供的抗力越大。工程实践也表明，当隧道两侧有较大抗力时，可以减小横向变形和拱腰处的弯矩，提高隧道长期使用性能[12-14]。在进行盾构隧道软土地层加固设计时，应首先确定加固区合理的宽度与深度。针对佛山地铁3号线深厚软土区间，通过对多种三轴搅拌桩布置方案的比选，确定对2种地层加固方案进行深入研究。

方案Ⅰ(见图2)： 采用φ850@600三轴深层水泥搅拌桩加固，搅拌桩布置形式为格栅状，横向三轴水泥搅拌桩的间距在靠近隧道中心为1.8 m、两侧为2.4 m，纵向三轴水泥搅拌桩间距为2.4 m。竖向加固深度为隧道顶部以上3 m，穿透淤泥层，深入土性较好的土层中0.5 m；或竖向加固深度为隧道顶部以上3 m至隧道底部以下3 m。

方案Ⅱ(见图3)： 将隧道范围内三轴水泥搅拌桩间距由1.8 m增加至2.4 m，并在隧道拱腰位置加设1排三轴水泥搅拌桩，其他同方案Ⅰ。

首先，采用二维有限元模型计算确定合理的地基加固范围，验证2种方案加固范围的合理性；其次，基于格栅式加固方式，建立三维有限元模型，分析2种方案中管片内力与收敛变形差异，确定最优方案，同时检验格栅式加固是否会造成管片结构产生应力集中现象而不利于结构安全。

(a) 三轴搅拌桩加固平面图 (b) 2-2剖面图 (c) 1-1剖面图

图2加固方案Ⅰ示意图(单位： mm)

Fig. 2 Reinforcement scheme Ⅰ(unit： mm)

(a) 三轴搅拌桩加固平面图 (b) 2-2剖面图 (c) 1-1剖面图

图3加固方案Ⅱ示意图(单位： mm)

Fig. 3 Reinforcement scheme Ⅱ(unit： mm)

3.1 地基加固范围研究

为验证方案中地基加固范围的合理性，建立二维有限元模型，采用地层分析法将隧道和地层视为共同受力的统一体系，计算土和结构相互作用对盾构隧道的影响，计算中通过位移协调条件使地层应力与衬砌结构内力保持平衡。土体采用15节点平面单元及摩尔-库仑(理想弹塑性)材料模型来模拟。

选取3号线某区间全断面穿越〈2-1B〉淤泥质土层且下覆淤泥质土层最厚处作为计算典型断面。盾构隧道采用6.0 m内径、管片厚度350 mm、宽度1.5 m的错缝拼装管片，6块式。隧道中心埋深21 m，土层由上至下的地层分布以及计算选用的土层参数见表3。

表3 土层物理力学参数

3.1.1 加固宽度研究

二维有限元模型如图4所示，土体宽80 m，深54 m，模型底部固定，两侧施加竖向约束。为研究不同加固范围对盾构隧道附加变形的影响，横向加固范围分别取为隧道左右两侧3、4、6、8 m，并计算不加固条件下的横断面收敛变形以进行比对[15]。

图5示出当加固宽度为隧道左右两侧3、4、6、8 m时，不同加固宽度对隧道水平收敛变形的影响。相较于未加固地层，当加固宽度为3 m时，隧道横向收敛变形减小约25%，再继续增加加固宽度，地层加固对隧道变形的控制不明显，故将加固宽度控制在3 m左右。

(a) 加固模型

(b) 未加固模型

图4加固与未加固二维有限元模型

Fig. 4 Two-dimensional finite element models of reinforced and unreinforced soil

图5 加固宽度对隧道水平直径变化量的影响

Fig. 5 Effect of different reinforcement widths on variation of tunnel horizontal diameter

3.1.2 加固深度研究

为验证加固深度的合理性，分别取0.5、1、2 m作为模型中加固区深入持力层的深度(见图6)。图7示出当加固宽度为隧道左右两侧3 m、加固深度为从淤泥土顶部至底部以下0.5 m、1 m及2 m时，得到不同加固深度对隧道水平收敛变形的影响。加固深度从淤泥质土层以下0.5 m提高到1 m甚至2 m时，隧道的水平直径变化量基本保持不变，说明当将软弱层贯穿后，增加加固深度不能明显提高隧道周围土体的支撑能力。

图6 改变加固区深度

图7 加固深度对隧道水平直径变化量的影响(加固宽度3 m)

Fig. 7 Effect of reinforcement depth on variation of tunnel horizontal diameter (horizontal diameter of 3 m)

综合盾构始发/接收端头加固经验及上述计算结果： 地基竖向加固范围应满足隧道拱顶以上3 m至隧道底以下一定深度。对于深厚软弱土层，理论上有必要将三轴水泥搅拌桩打入下部较好的土层中，考虑到工程的经济性，加固深度至隧道底部0.5D～1.5D(D为隧道外径)是可行的，可根据沉降控制的实际要求进行调整；对于下卧软弱土层较薄的，将三轴水泥搅拌桩打入下部较好持力层中，深度0.5 m左右。

3.2 管片内力计算

三维有限元模型尺寸为40 m×7.5 m×54 m，隧道环宽1.5 m，包含5环管片。根据加固设计方案Ⅰ、Ⅱ，建立不同格栅状加固体模型，并在盾构开挖前激活，同时建立不加固模型用于对比，如图8所示。选取第3环管片中心断面(位于桩间土处)作为内力对比参照，结果如图9所示。

(a) 方案Ⅰ

(b) 方案Ⅱ

(c) 未加固

(a) 方案Ⅰ

(b) 方案Ⅱ

(c) 未加固

计算结果表明： 未加固时，隧道顶部、底部受压，拱腰部分受拉；而在格栅加固作用下，全断面弯矩具有以下特征。1)在格栅加固搅拌桩的作用下，弯矩出现波动，但无明显的应力集中现象；方案Ⅰ最大弯矩为123.51 kN·m，弯矩总体减小约45.11%；方案Ⅱ最大弯矩为127.76 kN·m，弯矩总体减小约43.22%。2)隧道结构受到两侧搅拌桩约束，侧向弯矩将减小，同时由于有较大的侧向抗力，使得隧道顶、底部不会出现受拉的情况，全环呈现整体受压状态。2种加固方案中，隧道结构均无明显的应力集中现象。

3.3 管片收敛变形

提取上述模型的横向与竖向收敛变形进行分析，见表4。根据CJJ/T 202—2013《城市轨道交通结构安全保护技术规范》规定： 隧道径向收敛的控制值应小于20 mm，取隧道直径的收敛变形限值为20 mm。隧道未加固时横向收敛变形超限。相比于未加固方案，方案Ⅰ和方案Ⅱ隧道两侧土体抗力均有提高，隧道断面变形减小较多。其中，方案Ⅰ横向收敛变形相比于未加固时减小35.04%，竖向收敛变形相比于未加固时减小32.16%；方案Ⅱ横向收敛变形相比于未加固时减小42.74%，竖向收敛变形相比于未加固时减小35.68%。根据隧道横断面变形量值的比较，方案Ⅱ在控制变形的能力上较优。

表4不同加固方案的隧道横断面变形

Table 4 Cross-sectional deformation of tunnels with different reinforcement schemes mm

综上，从改善结构内力、减小结构变形的角度，方案Ⅰ与方案Ⅱ的加固效果均较为明显，且程度相近，均不会在隧道结构中造成明显的应力集中现象。但方案Ⅰ拱腰位置的1排三轴水泥搅拌桩外边界与隧道管片外边界重合，在结构最危险区域未提供有效的保护，而且隧道中心线附近的三轴水泥搅拌桩布置密度大于拱腰两侧，不具科学性且稍显浪费；同时，拱腰两侧附近加固宽度不足，当周边存在扰动时，在拱腰薄弱位置无法提供足够的侧向抗力，隧道的横向变形以及拱腰的弯矩相对更易增大[16]。方案Ⅱ将隧道范围内三轴水泥搅拌桩间距由1.8 m增加至2.4 m，并在隧道拱腰位置加设1排三轴水泥搅拌桩，使隧道侧部约68°左右的结构衬砌位于抗力区内，弱化隧道中线附近的加固密度并相对增强拱腰位置及外侧区域的加固范围，使隧道两侧的加固区宽度延伸接近3.0 m，控制变形能力优于方案Ⅰ。综合考虑将方案Ⅱ定为实施方案。

4 地基加固方案实施效果监测分析

施工现场采用方案Ⅱ对佛山地铁3号线软弱区间从地面进行预加固，目前已经顺利实现6个区间隧道贯通。在隧道施工期间，于全断面每组布置4个变形监测点和8个应力监测点(见图10)。根据目前监测数据，弯矩最大为139.8 kN·m，隧道累计变形量均控制在±12 mm以内。对监测数据初步进行拟合分析，分析结果显示，在格栅搅拌桩加固作用下，无明显的应力集中现象，隧道顶、底部没有出现受拉的情况，呈现整体受压的状态。

图10 隧道内力监测点布置示意图(单位： cm)

5 结论与讨论

通过对佛山地铁3号线盾构隧道深厚软弱土层加固深入研究，结合目前施工监测数据分析，得出结论如下：

1)佛山地区淤泥、淤泥质土具有明显的含水量高、灵敏度大、压缩性高、长距离分布、抗剪强度低等特点，盾构掘进前采取三轴搅拌桩预加固措施，对保证盾构安全施工具有重要意义，对保持隧道全寿命周期服役能力的作用有待进一步的实践检验。

2)根据数值分析，盾构隧道穿越深厚淤泥层时的加固宽度宜不小于拱腰外侧3 m，深度应进入下部较好持力层0.5 m左右或隧道底部0.5D～1.5D。

3)采用格栅式加固，有针对性地弱化隧道中线附近的加固密度并相对增强拱腰位置外侧区域的加固范围，可进一步提高隧道变形控制能力。

目前本项目已列为科研攻关课题，监测工作将持续至开通运营后5年，下一步将根据监测数据及运营状况对隧道服役性能进行跟踪评估分析。