朱连臣,王渭明,王有旗,张洪昌,蔡文辉,郑东平

(1.中铁二十五局集团有限公司,广州 510600； 2.中铁二十五局集团第五工程有限公司,山东青岛 266000； 3.山东科技大学土木工程与建筑学院,山东青岛 250101)

1 概述

随着我国城市规模快速拓展和人们出行需求日益提高，城市轨道交通以其特有的高速快捷、运载量大、安全舒适和低碳环保等优势成为交通系统的主导。截至2016年底，全国共有约50个城市轨道交通建设获国务院批复，“十三五”期间我国城市轨道交通建成投运线路将超过4 000 km[1]。城市轨道交通的纵横延伸发展，致使盾构隧道的线路敷设及环境条件越发苛刻，将不可避免地穿越铁路及卵石流塑等复杂地质环境。

目前关于盾构下穿铁路变形规律及施工控制等方面已经取得了较为丰硕的成果。杨兵明[2]、宋宪贺[3]通过工程实例，采用理论分析、数值模拟、室内相似模型试验、现场监测等多种研究手段，对盾构隧道施工引起的地表变形、控制标准及施工对策进行了全面研究；许朋成、何平[4]采用数值模拟与现场监测数据进行对比的方法，并结合北京地铁10号线二期工程下穿京沪高铁、京津城际、京九铁路的工程案例，研究了盾构下穿对地层、轨道变形规律以及列车的动力响应影响；王国富等[5]、张迪等[6]通过数值模拟分析了盾构隧道下穿铁路变形及力学状态，并提出了相应的加固措施[7-9]；李阳[10]选取了3个安全性指标和7个安全影响因素对盾构下穿高速铁路安全评价体系进行了研究，并开发出了“盾构下穿高速铁路安全评价系统”软件用于实际工程的安全评价。

上述研究成果通过理论分析、数值模拟与现场监测相结合，对单一地层或力学性质相近地层盾构下穿铁路及其构筑物的地表变形规律与安全控制标准进行深入研究，但对卵石流塑等多相地层盾构开挖的研究及其控制技术相对匮乏，往往根据现场经验进行规律分析与变形控制。本文针对该领域的不足，以长沙轨道交通3号线烈士公园东路站—丝茅冲站区间盾构隧道下穿京广铁路框架桥为背景，采用“袖阀管注浆技术”主动改善围岩应力场状态，并通过“深层二次注浆”补偿地层损失，使其施工所引起的力学行为朝着有利方向发展，减少卵石流塑地层盾构施工对地表变形及铁路框架桥所产生的二次损害。

2 盾构下穿加固技术分析

2.1 工程概况

长沙轨道交通3号线烈士公园东路—丝茅冲站区间主要沿车站北路由南向北敷设，区间单线长度约1.5 km，在出营盘东路站约0.9 km后，于三角塘地区下穿京广铁路框架桥，框架桥主洞身长30 m，框架桥中心线与京广铁路中心线斜交42.59°，区间盾构隧道与京广铁路平面位置关系见图1。

图1 区间盾构隧道与京广铁路平面位置关系

区间左右线均采用盾构法施工，盾构直径为6.0 m，隧道内径5.4 m，盾构管片型式为平板型。管片外径6 m，内径5.6 m，管片厚度0.3 m，环宽1.5 m。左右线间距约12.5 m，区间下穿京广铁路段长度约31.5 m，隧道顶距京广铁路框架桥底部约14.6 m。

框架桥顶面至京广铁路轨顶最大距离为1.53 m，孔径为1-8.0 m+2-8.0 m+1-8.0 m，中间2-8.0 m为机动车道，净高5.80 m，两侧1-8.0 m为人行道及非机动车道，净高7.3 m。框架桥共分3个箱涵，两侧非机动车道各1个箱涵，中间2个机动车道和1个箱涵，每个箱涵又分3块，共9块，块与块之间无任何连接。图2为盾构区间与京广铁路框架桥相对位置关系。

图2 盾构区间与京广铁路框架桥相对位置关系

2.2 施工主要风险点分析

长沙轨道交通3号线烈士公园东路站—丝茅冲站区间盾构下穿京广铁路框架桥施工中，需保证公路与铁路的正常运营，但此区间现场施工环境复杂，地层沉降控制极其困难，主要风险点如下。

(1)施工现场管线复杂

框架桥上方设置有1对接触网立柱，立柱采用钢结构形式，其基础与框架桥结构为一个整体。框架桥西南方向依次分布电信、电力、路灯、弱电、铸铁的给水管等管线，东北方向依次为弱电、钢管的天然气、路灯、电信、铁通等管线，北侧布设有雨水管道，因此，该处线网密集，线路条件较为复杂，盾构施工过程不可避免地引起土体应力释放，导致土体变形，直接威胁各类管线安全。

(2)区间隧道上方存在卵石

盾构下穿京广铁路框架桥段，隧道拱顶以上地层主要为卵石、细砂以及填土层，上覆土层约14.6 m，砂卵石层厚约3.0 m，卵石地层颗粒之间孔隙较大，黏聚力较小，力学性质不稳定，且在无水状态下，颗粒之间点对点传力，地层反应灵敏。盾构掘进过程中，由于地层松动破坏了拱顶上方原本相对稳定或平衡状态而产生坍塌，引起围岩发生较大扰动。

(3)框架桥变形过大

盾构下穿框架桥施工过程中，地应力场的扰动导致框架桥结构产生变形，由于组成框架桥的9节箱涵之间无任何连接，各箱涵沉降值存在明显差异，使框架桥产生较大变形，影响正常运营。

2.3 加固技术研究

盾构隧道开挖势必会造成周围土体的扰动，间接影响既有铁路框架桥变形，结合上述风险点，为避免开挖过程附加变形及二次支护，采取以下控制措施：(1)袖阀管注浆地层加固处理；(2)注浆孔打设注浆管深层二次注浆。

(1)袖阀管注浆地层加固处理

采用袖阀管注浆地层加固处理分以下两种方式布设：

①在框架桥底板上打设竖向孔注浆，注浆管采用φ48 mm钢管，间距2.0 m×2.0 m，梅花形布置，竖向注浆孔后期兼做加固体检测孔及跟踪注浆孔。

②框架桥外侧打设斜向注浆孔，注浆管采用φ76 mm钢管，间距1.0 m×1.0 m，梅花形布置；袖阀管注浆施工参数如下。

a.袖阀管采用φ76(φ48)×3.5 mm钢管。

b.注浆加固前，应在类似地层进行现场注浆试验，确定合理的注浆参数，检验施工方法和设备，确保地层注浆加固的施工质量。

c.注浆材料采用42.5普通硅酸盐水泥浆，水灰比为(0.6∶1)～(1∶1)，注浆压力为0.4～2.0 MPa，注浆压力逐步提升。加固体底部0.7 m范围内以及最外围一排袖阀管采用42.5普通硅酸盐水泥和35Be′水玻璃的双液浆，水泥浆水灰比为1∶1，水玻璃模数为2.5～3.3，水泥-水玻璃双液浆体积比MC∶S=0.8～1∶1。

d.斜向注浆孔注浆扩散半径设计为1.0 m，竖向注浆孔注浆扩散半径不小于0.5 m，注浆范围横向加固至框架桥结构外侧8.8 m，盾构隧道上方加固区长44.77 m，厚9 m，如图3所示。

图3 袖阀管注浆地层加固处理纵断面(单位：m)

(2)注浆孔打设注浆管深层二次注浆

为严格控制地层后期沉降，确保铁路运营安全，在盾构穿越段(距离框架桥前后20 m)通过向注浆孔中打设一定长度的注浆管进行深层二次补充压浆，以减小盾构施工引起的拱顶松动，注浆范围为隧道拱顶150°范围，浆液采用42.5级普通硅酸盐水泥和35Be′水玻璃的双液浆，水泥浆水灰比为1∶1，水泥浆与水玻璃体积比为1∶1，注浆压力0.3～0.8 MPa，如图4所示。

图4 注浆管深层二次注浆示意

3 盾构施工数值模拟

3.1 建立数值模型

通过Midas-GTS有限元软件，对卵石流塑软硬地层盾构下穿铁路框架桥建立三维精细化模型，尺寸为100 m×80 m×40 m(X×Y×Z)，上边界自由，四周受水平约束，底面为竖向约束。隧道围岩采用Mohr-Coulomb准则，框架桥、管片衬砌采用实体弹性模型，盾壳及盾尾注浆采用shell单元。计算模型如图5所示，地层物理力学参数及加固层参数如表1所示。

图5 数值计算模型

表1 土体物理力学参数

3.2 盾构掘进参数说明

(1)施工荷载取值

①地面超载为10 kPa。

②盾构掘进模拟中，开挖面支护压力取静止土压力，为120 kPa，保证开挖面压力平衡[11]。

③根据《铁路隧道设计规范》(TB 10003—2016)[12]相关规定，列车荷载为21.62 kPa，轨道自重18 kPa，汽车荷载10 kPa。

(2)盾构掘进过程模拟

①在隧道开挖面施加支护压力模拟盾构推力。

②每次开挖进尺为管片宽度1.5 m，包括管片部分和内部土体。

③开挖该环土体后，在管片外围施做壳体shell单元，赋以盾壳力学参数，用于模拟盾壳对围岩的支撑作用。

④隧道开挖5环后，开始施做盾构管片，并将shell单元赋以注浆体1的参数，用于模拟盾尾注浆的凝固过程，再开挖5环后，将shell单元赋以注浆体2的参数，用于模拟盾尾注浆完全硬化，盾构管片、注浆体等力学参数如表2所示。

表2 盾构结构力学参数

⑤依次进行，直至盾构开挖完成。

4 加固控制效果分析

在盾构推进过程中，由于推进应力扰动、围岩应力释放以及地质力学性质迥异等因素的影响[13]，在开挖区间地层加固前后地表沉降、框架桥结构变形、既有轨道稳定性情况如下所述。

4.1 地表沉降分析

(1)围岩变形分析

图6为盾构隧道横断面围岩竖向位移云图，可以看出：①受框架桥上部荷载作用，框架桥与地表接触位置围岩变形明显增大，横向变形影响范围约为1.5倍的框架桥宽度；②盾构隧道施工影响线范围与水平向夹角约为45°，且框架桥位于影响范围之内，隧道开挖对围岩产生二次扰动，引起围岩应力再次重分布，影响框架桥的稳定性；③左线盾构隧道开挖对围岩变形影响较大，变形最大值达37.54 mm，因此在盾构隧道开挖前对地层进行加固十分必要。

图6 横断面竖向位移云图

(2)横断面地表沉降分析

图7为对地层加固前后横断面地表沉降曲线，可以看出：①横断面地表沉降呈现正态分布，符合Peck沉降曲线[14]，峰值沉降出现在隧道轴线处，左、右两侧逐渐减小呈对称分布；②当左线隧道开挖后，不采取地层加固时，地表最大沉降达30.82 mm，采取地层加固措施，沉降量控制在19.21 mm，当双线贯通后，由于右线隧道开挖的叠加效应，致使地表沉降量有所增加，最大沉降值为35.13 mm，超出规范允许值30 mm，加固后沉降值控制在20.38 mm；③盾构隧道开挖掘进过程中，框架桥荷载作用致使地表沉降值出现突变，采取地层加固可有效减小框架桥处地表沉降值，相对未加固工况减少约42.0%。

图7 横断面地表沉降曲线(单位：mm)

4.2 框架桥结构变形

图8为框架桥结构变形位移云图，由于组成框架桥的9节箱涵之间无任何连接，故对其进行编号，其沉降量如表3所示，由表3可以看出：盾构施工对地应力场的扰动导致框架桥结构发生变形，箱涵之间存在明显的差异沉降，盾构隧道下穿框架桥过程中，总体呈现沉降趋势，且最大沉降量均在先行施工隧道上部，沿隧道掘进方向，框架桥相对差异沉降较小。未加固时，桥涵的最大沉降发生在1号块，沉降值为7.18 mm，沿铁路方向的最大差异沉降量为3.88 mm；加固后，桥涵的最大沉降发生在7号块，沿铁路方向的最大差异沉降量为2.03 mm，符合规范值5 mm[15]。

图8 框架桥结构位移云图

表3 各框架桥结构最大沉降mm

4.3 既有轨道稳定性分析

框架桥的变形势必会影响既有轨道的稳定性，严重时可能造成既有线路的破坏，影响列车运营安全，且长沙轨道交通3号线烈士公园东路站—丝茅冲站区间盾构下穿京广铁路框架桥箱涵之间无任何连接，各箱涵沉降值存在差异，增加了框架桥的变形，从而引起铁路路基不均匀沉降，进而导致既有铁路线路发生变形。为了分析既有轨道的稳定性，分别在框架桥上方沿3股轨道方向每隔2 m设置1个监测点，通过有限元分析，得到既有轨道最终变形量监测结果，如图9所示，由图9可知：①沿隧道掘进方向，轨道沉降值增大，相邻轨道差值为0.3～0.5 mm，加固后沉降差值控制在3～4 mm，符合规范规定值6 mm；②位于先行施工隧道上方轨道沉降量较大，最大沉降量达6.03 mm，地层加固后框架桥沉降减小，轨道沉降得到控制；③由于组成框架桥的9节箱涵之间无任何连接，箱涵之间存在明显的差异沉降，不采取地层加固时，最大差异沉降为2.89 mm；地层加固后，最大差异沉降为1.50 mm。从图中可以发现，地层加固能够有效控制框架桥的差异沉降，相对于未加固工况，差异沉降减小约48.1%。

图9 既有轨道沉降曲线(单位：mm)

5 结论

以长沙轨道交通3号线烈士公园东路站—丝茅冲站区间盾构隧道下穿京广铁路框架桥为背景，研究了在卵石流塑地层加固前后盾构开挖对地表及框架桥的影响，并分析了轨道稳定性，得出如下结论。

(1)通过分析盾构下穿区间风险点，提出了袖阀管注浆地层加固和注浆孔打设注浆管深层二次注浆技术，并通过数值模拟探讨了加固前后围岩变形、地表沉降、框架桥及轨道稳定性。

(2)未采取地层加固措施时，围岩变形较大，横断面地表沉降呈现正态分布，峰值沉降出现在隧道轴线处，最大值为35.1 mm，超过规范标准值；先行隧道对框架桥影响较大，且框架桥的9节箱涵之间无任何连接，增大了框架桥的变形，最大变形为1号桥涵，变形值达到7.18 mm，铁路路基出现不均匀沉降；采取地层加固措施后，地表沉降得到有效控制，减小到20.38 mm，先行隧道对框架桥影响减小，地层加固能够有效控制框架桥的差异沉降，相对于未加固工况，差异沉降减小约48.1%。

(3)本工程表明，盾构穿越卵石流塑地层时，为保证顺利穿越，应对地层进行固结处理，主动改善围岩应力场状态，促使其施工所引起的力学行为向有利方向发展，避免拟建工程对既有结构的二次损害，达到控制变形的目的。