膨胀地层盾构施工扰动对既有地铁车站影响规律分析

崔庆华

(河南省路桥建设集团有限公司,河南商丘 476000)

0 引言

随着机械化、自动化施工理念的逐步推广与应用,盾构法在城市隧道工程建设中得到越来越多的应用[1-2]。城市环境修建隧道,施工过程中难免对周边建构筑物产生影响,如建筑基础沉降、隆起,建筑开裂及结构失稳[3]等问题。如今已有众多学者就隧道近接建构筑物沉降的问题开展了研究。王闯等[4]基于广东城际铁路下穿群桩基础进行研究,提出了盾构隧道施工对桩基应力扰动和变形扰动的影响分区方法。袁鹏等[5]依托穿黄隧道盾构近接穿越临堤桩基工程,采用数值模拟与现场测试方法,分析了隔离桩+高压旋喷桩加固+钢花管预注浆加固的综合加固方案在不同施工条件下的适应性。李进军等[6]基于上海虹桥综合交通枢纽工程地铁2号线和10号线穿越西航站楼桩基础工程背景,分析了单隧道及多隧道工况穿越对PHC桩基础的影响。可见现有研究中,主要探讨方向为施工期中盾构隧道近接施工的影响,而对建筑物长期的影响研究较为缺乏。

在我国西南地区,膨胀地层十分常见。盾构隧道在膨胀岩土地层掘进将对周围地层产生扰动并改变其含水率,易引起膨胀性地层产生局部膨胀并形成附加的膨胀荷载[7]。有学者认为地层膨胀量与膨胀力与膨胀土厚度以及上覆荷载的大小有关[8],且一定条件下膨胀岩土的膨胀作用会增大结构的变形与受力,给建筑带来风险[9]。同时膨胀岩土还有另一个重要的特性则是“吸软化”[10]。吕海波等[11]对南宁地区的膨胀土进行了三轴剪切试验,发现膨胀土抗剪强度随干湿循环次数的增加而降低。徐彬等[12]通过直剪试验与三轴试验,发现膨胀岩土的粘聚力随干湿循环次数呈双曲线关系衰减,并逐渐达到残余值。这都说明,膨胀岩土的地层性质将随着膨胀循环次数的增大而衰减。

所以当盾构隧道位于膨胀地层近接既有建筑施工时,建筑物不仅将面临盾构隧道施工期带来的影响,同时还将受到因施工扰动后膨胀地层长期变化带来的影响。现今还未有学者对膨胀地层的膨胀及循环软化作用对既有建筑的影响进行探究。本文将以南宁某铁路盾构隧道于膨胀地层下穿地铁车站为工程背景,建立精细化数值计算模型,综合分析膨胀地层的膨胀效应及循环软化效应对既有建筑结构的影响。

1 数值计算模型

1.1 工程背景

工程位于广西自治区南宁江南区市区,盾构隧道主体结构为单层装配式管片衬砌,管片环分为9块,由“1块封顶块+2快邻接块+6块标准块”组成。管片外径φ12.4 m,内径φ11.3 m,幅宽2 m,采用C50混凝土材料。管片环断面示意如图1所示。

图1 管片环断面示意(单位:mm)

隧道位于里程范围DK5+402～DK5+428斜穿南宁地铁5号线周家坡站,隧道顶部与车站底板净距11.7 m。周家坡车站长165.6 m,宽22.1 m,高20.33 m,车站底板布置有4根直径φ1 m,长26.5 m的加固桩。盾构隧道施工中,采用提前注浆方案对周围地层进行防护,注浆层以车站中心对称布置总长为30 m。隧道与车站的相关关系见图2。

图2 隧道与车站位置关系(单位:mm)

1.2 模型建立

依据隧道斜穿南宁地铁5号线周家坡车站工程背景,采用有限元软件构建三维数值计算模型,考虑边界效应的影响,模型长210 m,宽120 m,高90 m。数值模型如图3所示。模型主体包含管片结构、地铁车站、加固桩和注浆层。

图3 三维数值计算模型

假设隧道穿越车站区段地层不发生变化,地层示意如图4所示。隧道断面地层从上至下依次为圆砾土、粉质黏土、中风化泥岩以及中风化粉砂岩,其中中风化泥岩地层具有南宁地区典型膨胀性质。地层参数见表1。

表1 地层参数

图4 地层断面示意

1.3 膨胀土模拟

1.3.1 膨胀特性模拟

数值计算中膨胀岩土采用Mohr-Coulomb本构模型,膨胀地层的应变施加方式采用热膨胀取代湿膨胀。在FLAC3D软件中通过设置地层线热膨胀系数αt与温差ΔT2个参数,控制岩土体的膨胀。计算公式见式(1)。

ε=αt×ΔT

(1)

根据地质勘测结果,隧道所处地区中风化泥岩自由膨胀率δ在37%～71%,体积膨胀率ε在6%～30%。本文中取ε=25%进行计算。

1.3.2 循环软化特性

循环软化特性主要指膨胀岩土在重复吸水膨胀失水收缩的过程中岩体强度的衰减[13]。膨胀土经历干湿循环作用后,土体强度发生显著变化,主要表现为土体的粘聚力发生衰减,其内摩擦角变化不大[14]。吕海波等[11]得到粘聚力的衰减拟合公式见式(2)。

(2)

式中:η为粘聚力衰减率;a为极限衰减;n为干湿循环次数;b,λ为拟合参数。根据曾召田[15]对南宁原状膨胀土室内干湿循环强度试验,采用上述公式拟合,得到a为0.97;b为1.96;λ为2.35。试验证明文献[16]膨胀土强度在5次干湿循环后变化不再明显,计算中n取1～5。

1.4 计算流程

如图5所示，模拟流程：①初始地应力平衡后以2 m为进尺循环开挖隧道核心土，同时赋予管片结构，当隧道掘进至车站底部30 m范围施加注浆层保护；②隧道开挖完成后，提高膨胀地层温度模拟地层膨胀；③降低温度至初值，同时对膨胀地层强度参数进行衰减，模拟膨胀地层失水软化过程。④重复②、③步，直至5次循环后膨胀土性质不再衰减。

图5 计算流程示意

2 数值计算结果

分别监控地铁车站边墙、地铁车站底板以及加固桩的沉降,监测点位见图6。其中边墙测点选取隧道轮廓上方与边墙交界位置(BQ);底板测点选取隧道穿越车站中心位置(DB);加固桩沉降测点选取加固桩底部位置(Z)。

图6 计算测点选取

2.1 隧道开挖车站沉降分析

图7表示隧道开挖阶段地铁车站随着隧道开挖进程的沉降量变化规律。由图7可知:

图7 隧道开挖阶段车站沉降量

(1)隧道掘进首先经过BQ-1、BQ-2测点位置的车站左墙。随着盾构掘进,车站左墙沉降迅速发展,盾构开挖至23环时隧道上部有注浆层保护,沉降速度开始放缓。在盾构穿越车站后,车站左墙反向上位移,沉降量有所降低,累计沉降在5 mm左右。

(2)测点BQ-3、BQ-4位于车站右墙, 0～23环掘进过程中右墙沉降相对左墙较小。隧道穿越车站时沉降同样明显放缓。当掘进通过车站底部后,车站右墙沉降迅速增大至6～6.5 mm,直至盾构离开30 m左右沉降放缓,并逐渐趋于稳定。

(3)对于车站底板沉降,沉降总体上持续增大,掘进至车站前沉降量增长较快,当隧道穿越车站后沉降逐渐放缓,最终沉降量为5.57 mm。

从总体沉降量变化规律可以看出,车站首先经过车站左墙车站左墙沉降量大于右墙沉降量,车站此时向左倾斜;隧道开挖经过车站中心后,车站右侧沉降增大,车站左侧轻微隆起,偏转开始恢复,最终车站右侧沉降略大于左侧。

2.2 隧道开挖加固桩沉降分析

如图8所示,隧道开挖阶段不同位置加固桩的沉降总体规律相似。加固桩在隧道掘进至车站过程发生较大沉降,掘进穿越车站过程沉降恢复,而后隧道远离车站区段后车站再度发生沉降。联系图7可知,隧道掘进至车站前车站发生偏转,此时加固桩受力支撑车站,同时自身由于受力影响发生变形的同时有较大沉降。随着隧道掘进穿越车站部分,此时地层收到注浆层的加固作用,同时车站右墙沉降加速车站整体偏转减小,加固桩受力减小,沉降量随之恢复。隧道远离车站时,加固桩伴随车站整体发生少量沉降。当车站沉降不均时,加固桩受力发生被动沉降,由此可推断加固桩可在一定程度上削弱车站沉降不均导致的倾斜问题。

图8 隧道开挖阶段加固桩沉降量

2.3 循环膨胀作用车站沉降分析

随着膨胀多次循环,土体强度逐渐衰减,其中土体剩余强度可由1-η计算。从图9来看,随着膨胀循环的进行,车站主体随着土体的循环软化再次沉降。当膨胀发生时,膨胀地层向车站向上释放位移,此时车站有向上位移趋势;当膨胀地层“失水软化”时,车站失去膨胀力支撑再次沉降,沉降量相对膨胀发生前有所增大。随着膨胀过程车站各位置沉降量趋于均匀,以DB测点作为车站沉降量参考,隧道开挖后车站沉降5.57 mm,膨胀循环后总沉降为7.65 mm,循环膨胀使车站沉降提升了37.34%。

图9 循环膨胀阶段车站沉降量

2.4 膨胀作用车站受力分析

图10(a)为隧道开挖阶段结束时车站最大主应力受力情况,车站主体与加固桩受到压应力,仅隧道底板及中柱位置受到拉应力。图10(b)为车站受到地层膨胀效应后,由于土体的挤压,车站受到压应力增大至7.87 MPa。此时加固桩在临近车站位置因“阻止”车站向上膨胀位移影响而受到拉应力,最大为1.92 MPa。同时加固桩的存在也在一定程度上减弱了膨胀效应对车站的影响。当膨胀地层循环膨胀后见图10(c),车站受力恢复且整体受力与开挖结束时受力规律相似,量值上有较小的增加。总体来说,车站和加固桩为C40混凝土,可承受最大40 MPa压应力以及4～5 MPa的拉应力,膨胀引起的受力变化不会导致结构破坏。

图10 车站受力分析

3 结论

本文基于南宁某大直径铁路盾构隧道与膨胀地层近接地铁车站施工为工程背景,建立了精细化数值分析模型,模拟了隧道掘进以及膨胀地层膨胀—软化过程中地铁车站的沉降及受力规律,得出结论:

(1)隧道施工期掘进扰动将导致车站主体产生约5.57 mm的沉降。车站沉降的同时会产生轻微倾斜,加固桩布置于车站底部有利于抵抗不均匀沉降。

(2)膨胀地层循环膨胀后地层强度逐渐衰减,导致上覆车站再度沉降至7.65 mm。车站受到循环膨胀作用导致的沉降约为隧道开挖导致沉降的37.34%,设计施工时应考虑膨胀地层受扰动后的二次沉降问题。

(3)膨胀土吸水膨胀会导致周围建构筑物受力增大,失水收缩后对周边受力影响恢复。膨胀土受力影响主要集中于膨胀阶段。