膨脹地層盾構施工擾動對既有地鐵車站影響規律分析

崔慶華

(河南省路橋建設集團有限公司,河南商丘 476000)

0 引言

隨著機械化、自動化施工理念的逐步推廣與應用,盾構法在城市隧道工程建設中得到越來越多的應用[1-2]。城市環境修建隧道,施工過程中難免對周邊建構筑物產生影響,如建筑基礎沉降、隆起,建筑開裂及結構失穩[3]等問題。如今已有眾多學者就隧道近接建構筑物沉降的問題開展了研究。王闖等[4]基于廣東城際鐵路下穿群樁基礎進行研究,提出了盾構隧道施工對樁基應力擾動和變形擾動的影響分區方法。袁鵬等[5]依托穿黃隧道盾構近接穿越臨堤樁基工程,采用數值模擬與現場測試方法,分析了隔離樁+高壓旋噴樁加固+鋼花管預注漿加固的綜合加固方案在不同施工條件下的適應性。李進軍等[6]基于上海虹橋綜合交通樞紐工程地鐵2號線和10號線穿越西航站樓樁基礎工程背景,分析了單隧道及多隧道工況穿越對PHC樁基礎的影響?？梢姮F有研究中,主要探討方向為施工期中盾構隧道近接施工的影響,而對建筑物長期的影響研究較為缺乏。

在我國西南地區,膨脹地層十分常見。盾構隧道在膨脹巖土地層掘進將對周圍地層產生擾動并改變其含水率,易引起膨脹性地層產生局部膨脹并形成附加的膨脹荷載[7]。有學者認為地層膨脹量與膨脹力與膨脹土厚度以及上覆荷載的大小有關[8],且一定條件下膨脹巖土的膨脹作用會增大結構的變形與受力,給建筑帶來風險[9]。同時膨脹巖土還有另一個重要的特性則是“吸軟化”[10]。呂海波等[11]對南寧地區的膨脹土進行了三軸剪切試驗,發現膨脹土抗剪強度隨干濕循環次數的增加而降低。徐彬等[12]通過直剪試驗與三軸試驗,發現膨脹巖土的粘聚力隨干濕循環次數呈雙曲線關系衰減,并逐漸達到殘余值。這都說明,膨脹巖土的地層性質將隨著膨脹循環次數的增大而衰減。

所以當盾構隧道位于膨脹地層近接既有建筑施工時,建筑物不僅將面臨盾構隧道施工期帶來的影響,同時還將受到因施工擾動后膨脹地層長期變化帶來的影響?，F今還未有學者對膨脹地層的膨脹及循環軟化作用對既有建筑的影響進行探究。本文將以南寧某鐵路盾構隧道于膨脹地層下穿地鐵車站為工程背景,建立精細化數值計算模型,綜合分析膨脹地層的膨脹效應及循環軟化效應對既有建筑結構的影響。

1 數值計算模型

1.1 工程背景

工程位于廣西自治區南寧江南區市區,盾構隧道主體結構為單層裝配式管片襯砌,管片環分為9塊,由“1塊封頂塊+2快鄰接塊+6塊標準塊”組成。管片外徑φ12.4 m,內徑φ11.3 m,幅寬2 m,采用C50混凝土材料。管片環斷面示意如圖1所示。

圖1 管片環斷面示意(單位:mm)

隧道位于里程范圍DK5+402～DK5+428斜穿南寧地鐵5號線周家坡站,隧道頂部與車站底板凈距11.7 m。周家坡車站長165.6 m,寬22.1 m,高20.33 m,車站底板布置有4根直徑φ1 m,長26.5 m的加固樁。盾構隧道施工中,采用提前注漿方案對周圍地層進行防護,注漿層以車站中心對稱布置總長為30 m。隧道與車站的相關關系見圖2。

圖2 隧道與車站位置關系(單位:mm)

1.2 模型建立

依據隧道斜穿南寧地鐵5號線周家坡車站工程背景,采用有限元軟件構建三維數值計算模型,考慮邊界效應的影響,模型長210 m,寬120 m,高90 m。數值模型如圖3所示。模型主體包含管片結構、地鐵車站、加固樁和注漿層。

圖3 三維數值計算模型

假設隧道穿越車站區段地層不發生變化,地層示意如圖4所示。隧道斷面地層從上至下依次為圓礫土、粉質黏土、中風化泥巖以及中風化粉砂巖,其中中風化泥巖地層具有南寧地區典型膨脹性質。地層參數見表1。

表1 地層參數

圖4 地層斷面示意

1.3 膨脹土模擬

1.3.1 膨脹特性模擬

數值計算中膨脹巖土采用Mohr-Coulomb本構模型,膨脹地層的應變施加方式采用熱膨脹取代濕膨脹。在FLAC3D軟件中通過設置地層線熱膨脹系數αt與溫差ΔT2個參數,控制巖土體的膨脹。計算公式見式(1)。

ε=αt×ΔT

(1)

根據地質勘測結果,隧道所處地區中風化泥巖自由膨脹率δ在37%～71%,體積膨脹率ε在6%～30%。本文中取ε=25%進行計算。

1.3.2 循環軟化特性

循環軟化特性主要指膨脹巖土在重復吸水膨脹失水收縮的過程中巖體強度的衰減[13]。膨脹土經歷干濕循環作用后,土體強度發生顯著變化,主要表現為土體的粘聚力發生衰減,其內摩擦角變化不大[14]。呂海波等[11]得到粘聚力的衰減擬合公式見式(2)。

(2)

式中:η為粘聚力衰減率;a為極限衰減;n為干濕循環次數;b,λ為擬合參數。根據曾召田[15]對南寧原狀膨脹土室內干濕循環強度試驗,采用上述公式擬合,得到a為0.97;b為1.96;λ為2.35。試驗證明文獻[16]膨脹土強度在5次干濕循環后變化不再明顯,計算中n取1～5。

1.4 計算流程

如圖5所示，模擬流程：①初始地應力平衡后以2 m為進尺循環開挖隧道核心土，同時賦予管片結構，當隧道掘進至車站底部30 m范圍施加注漿層保護；②隧道開挖完成后，提高膨脹地層溫度模擬地層膨脹；③降低溫度至初值，同時對膨脹地層強度參數進行衰減，模擬膨脹地層失水軟化過程。④重復②、③步，直至5次循環后膨脹土性質不再衰減。

圖5 計算流程示意

2 數值計算結果

分別監控地鐵車站邊墻、地鐵車站底板以及加固樁的沉降,監測點位見圖6。其中邊墻測點選取隧道輪廓上方與邊墻交界位置(BQ);底板測點選取隧道穿越車站中心位置(DB);加固樁沉降測點選取加固樁底部位置(Z)。

圖6 計算測點選取

2.1 隧道開挖車站沉降分析

圖7表示隧道開挖階段地鐵車站隨著隧道開挖進程的沉降量變化規律。由圖7可知:

圖7 隧道開挖階段車站沉降量

(1)隧道掘進首先經過BQ-1、BQ-2測點位置的車站左墻。隨著盾構掘進,車站左墻沉降迅速發展,盾構開挖至23環時隧道上部有注漿層保護,沉降速度開始放緩。在盾構穿越車站后,車站左墻反向上位移,沉降量有所降低,累計沉降在5 mm左右。

(2)測點BQ-3、BQ-4位于車站右墻, 0～23環掘進過程中右墻沉降相對左墻較小。隧道穿越車站時沉降同樣明顯放緩。當掘進通過車站底部后,車站右墻沉降迅速增大至6～6.5 mm,直至盾構離開30 m左右沉降放緩,并逐漸趨于穩定。

(3)對于車站底板沉降,沉降總體上持續增大,掘進至車站前沉降量增長較快,當隧道穿越車站后沉降逐漸放緩,最終沉降量為5.57 mm。

從總體沉降量變化規律可以看出,車站首先經過車站左墻車站左墻沉降量大于右墻沉降量,車站此時向左傾斜;隧道開挖經過車站中心后,車站右側沉降增大,車站左側輕微隆起,偏轉開始恢復,最終車站右側沉降略大于左側。

2.2 隧道開挖加固樁沉降分析

如圖8所示,隧道開挖階段不同位置加固樁的沉降總體規律相似。加固樁在隧道掘進至車站過程發生較大沉降,掘進穿越車站過程沉降恢復,而后隧道遠離車站區段后車站再度發生沉降。聯系圖7可知,隧道掘進至車站前車站發生偏轉,此時加固樁受力支撐車站,同時自身由于受力影響發生變形的同時有較大沉降。隨著隧道掘進穿越車站部分,此時地層收到注漿層的加固作用,同時車站右墻沉降加速車站整體偏轉減小,加固樁受力減小,沉降量隨之恢復。隧道遠離車站時,加固樁伴隨車站整體發生少量沉降。當車站沉降不均時,加固樁受力發生被動沉降,由此可推斷加固樁可在一定程度上削弱車站沉降不均導致的傾斜問題。

圖8 隧道開挖階段加固樁沉降量

2.3 循環膨脹作用車站沉降分析

隨著膨脹多次循環,土體強度逐漸衰減,其中土體剩余強度可由1-η計算。從圖9來看,隨著膨脹循環的進行,車站主體隨著土體的循環軟化再次沉降。當膨脹發生時,膨脹地層向車站向上釋放位移,此時車站有向上位移趨勢;當膨脹地層“失水軟化”時,車站失去膨脹力支撐再次沉降,沉降量相對膨脹發生前有所增大。隨著膨脹過程車站各位置沉降量趨于均勻,以DB測點作為車站沉降量參考,隧道開挖后車站沉降5.57 mm,膨脹循環后總沉降為7.65 mm,循環膨脹使車站沉降提升了37.34%。

圖9 循環膨脹階段車站沉降量

2.4 膨脹作用車站受力分析

圖10(a)為隧道開挖階段結束時車站最大主應力受力情況,車站主體與加固樁受到壓應力,僅隧道底板及中柱位置受到拉應力。圖10(b)為車站受到地層膨脹效應后,由于土體的擠壓,車站受到壓應力增大至7.87 MPa。此時加固樁在臨近車站位置因“阻止”車站向上膨脹位移影響而受到拉應力,最大為1.92 MPa。同時加固樁的存在也在一定程度上減弱了膨脹效應對車站的影響。當膨脹地層循環膨脹后見圖10(c),車站受力恢復且整體受力與開挖結束時受力規律相似,量值上有較小的增加?？傮w來說,車站和加固樁為C40混凝土,可承受最大40 MPa壓應力以及4～5 MPa的拉應力,膨脹引起的受力變化不會導致結構破壞。

圖10 車站受力分析

3 結論

本文基于南寧某大直徑鐵路盾構隧道與膨脹地層近接地鐵車站施工為工程背景,建立了精細化數值分析模型,模擬了隧道掘進以及膨脹地層膨脹—軟化過程中地鐵車站的沉降及受力規律,得出結論:

(1)隧道施工期掘進擾動將導致車站主體產生約5.57 mm的沉降。車站沉降的同時會產生輕微傾斜,加固樁布置于車站底部有利于抵抗不均勻沉降。

(2)膨脹地層循環膨脹后地層強度逐漸衰減,導致上覆車站再度沉降至7.65 mm。車站受到循環膨脹作用導致的沉降約為隧道開挖導致沉降的37.34%,設計施工時應考慮膨脹地層受擾動后的二次沉降問題。

(3)膨脹土吸水膨脹會導致周圍建構筑物受力增大,失水收縮后對周邊受力影響恢復。膨脹土受力影響主要集中于膨脹階段。