南京地鐵7號線中勝站密貼下穿運營站MJS+水平凍結施工與實測研究

耿天霜, 張 靜, 趙記領, 楊 平, *, 何文龍

(1. 南京地鐵建設有限責任公司, 江蘇 南京 210000; 2. 南京林業大學土木工程學院, 江蘇 南京 210037)

0 引言

隨著地鐵隧道建設數量的增加,市區線路或車站不可避免地發生交疊,施工環境越來越復雜。特別是遇到不良地質時,開挖容易引起涌砂冒水現象,導致既有隧道產生大的變形和地面沉降,對既有隧道的安全運營造成威脅。其中,在富水砂性地層疊線施工難度更大,對開挖區域周圍土體進行加固是減少地表沉降和周圍建(構)筑物變形的有效方法。許多學者對不同加固方案下新建隧道引起的地面沉降及周圍建(構)筑物變形進行了研究[1-4]。目前常用的加固方法有注漿法[5-6]、管棚法[7]、樁基托換法[8]、人工凍結法[9-10]、MJS法[11-12]等,對于特殊工程有時需采用聯合加固的施工方法。

注漿法加固地層具有加固強度高、環境影響小的優點,水泥漿是常用的注漿材料。然而,注漿處理后的土體均勻性較差,在砂性地層無法完全止水[13]。管棚法是為限制圍巖變形并防止隧道掌子面坍塌的一種超前支護加固方法。該工法環境污染小,加固效果好,但施工成本高,單獨使用風險大,在提高防滲透性方面效果差[13]。樁基托換是通過樁將荷載分布到比原基礎更深位置的技術,原有建筑物基礎腐蝕或損壞時,為保證建筑或相鄰建筑的安全和正常使用,有時需要對基礎進行托換,這種技術成本高、工期長,施工復雜[14]。除上述提到的方法外,MJS技術和人工凍結技術也廣泛應用于土體加固中。在使用MJS時通常采用高水泥漿混合比,改良后土體強度高,因此,MJS工法被越來越多地采用[11-12,15]。人工地層凍結技術通常通過低溫鹽水循環來完成[16-17],冷凍溫度可達-30 ℃,具有隔絕地下水效果好、適應性強、污染小等優點,目前已被廣泛使用。

南京地鐵新建7號線下穿既有10號線中勝站時,新建車站頂部和既有車站底板底部間距僅為0.6 m。開挖區域周圍土體為具有承壓高滲透性的粉砂層,若加固質量差,開挖時很容易發生涌砂、冒水現象,引起土體擾動和應力重新分布,導致既有車站顯著下沉甚至破壞。為確保既有地鐵車站和新建車站的安全,采用MJS+水平凍結聯合加固的方法,即采用MJS加固隧道開挖區域周圍的土體,同時在MJS加固區域采用水平凍結法進一步加固。該方法綜合了MJS工法加固體強度高和水平凍結法止水性好的優勢,聯合加固后的凍結水泥土不但具有較強的抗坍塌能力,而且土體摻入水泥后能夠有效抑制凍結法施工過程中的凍脹融沉問題,確保周邊敏感性建(構)筑物的安全。

目前,對于人工凍結法和MJS加固技術在工程上的單獨應用已有很多,但對兩者聯合使用的案例和研究較少。王磊等[18]以上海市軌道交通18號線下穿既有8號線十字換乘車站為背景,采用模型試驗研究了MJS+凍結法加固下的土體凍脹特性、間歇凍結對降低凍脹壓力的作用以及上覆地層對凍脹的約束作用。但未開展MJS水化熱對凍結溫度場的影響研究,也未涉及實際工程應用。韓琳亮等[19]以北京地鐵12號線某車站暗挖地下3層島式站臺車站為背景,分析了不同季節MJS水化熱對凍結區域溫度場的影響,但MJS和凍結加固區為不同區域。本文研究了人工凍結法和MJS聯合加固的加固技術與工藝、考慮水化熱影響的積極凍結時間及凍結溫度場變化規律等,以期研究結果為類似工程提供參考。

1 工程概況

南京新建地鐵7號線呈南北向布置,既有10號線中勝站呈東西向布置。車站總長270.0 m,標準段寬21.9 m,車站上覆土層厚度約為3.2 m。車站底板底部埋深20.76 m,左右端頭井底板埋深22.15 m。車站東側是沙洲東河,東南側是駕校,西南側是醫院,東北側是高層辦公樓,西北側是空地。車站總平面如圖1所示?；娱_挖范圍內土層分布由上至下分別為人工填土、粉砂夾黏土(飽和,可塑)、粉砂(中密,可滲透)、淤泥質粉砂、粉砂夾黏土(稍密,可滲透)?；娱_挖段地質剖面如圖2所示。開挖區域地質條件差,為全斷面含水層,地下水主要為潛水及承壓水,承壓水頭埋深在地面以下2.60～3.20 m,其滲透性高,富水性好,孔隙水壓力大,為90～190 kPa。如果處理不當,開挖時極易出現坍塌、涌砂、冒水等工程問題。為保證既有車站安全運營,需進行零覆土、密貼式下穿。開挖地層處于承壓水層中,施工難度大,因此全斷面承壓水層中的加固止水方案是關鍵。

圖1 中勝站總平面圖

圖2 基坑開挖段地質剖面圖(單位: m)

2 加固方案及施工參數

針對本工程所處地質條件差,具有高水壓、滲透性和富水性好等特點,為保證既有10號線中勝站的正常運營,需嚴格控制既有車站的沉降量和變形量,為此提出MJS+水平凍結法加固的方式。具體加固方案和施工參數如下。

1)MJS加固區域為下穿軌道開挖區左右線兩側各2.3 m,左右線之間3.4 m,底部2.5 m,并沿隧道方向延伸17～27 m,形成一個底部寬27.1 m、直立段高11 m類似“田”字形的加固區,如圖3所示。MJS加固體28 d無側限抗壓強度應達到1.5 MPa。

圖3 MJS+水平凍結加固設計示意圖(單位: m)

2)根據本工程特點確定施工參數(如表1所示)和施工機械(MJS工法鉆機)。

表1 MJS施工參數

3)對MJS加固后的土體進行水平凍結施工,為充分發揮水泥土抑制凍脹融沉的作用,水平凍結范圍應在MJS水泥土加固區內。凍結壁設計厚度為: 兩側豎墻2.3 m,中間豎墻3.4 m,底板2.5 m,頂板1.0 m,中間十字凍結厚度1.0 m(在開挖各區過程中保留中間十字凍結壁,隔絕相鄰開挖區域,對既有站起到支撐作用)。

4)選用φ108 mm×8 mm的20#無縫低碳鋼管作為凍結管。兩端凍結孔、測溫孔及泄壓孔布置一致。依據凍結帷幕設計,共布設凍結孔372個,測溫孔34個(僅對用于溫度分析的2個關鍵節點C5、C7進行了編號),沿車站左右兩線開挖區周圍進行雙排布設。由于車站底板底部為凍結薄弱處,在平行于既有車站底板處共設置46根凍結管,長度為3 m(即土體中1.2 m,地下連續墻中1.8 m),其余凍結管長度為13.5～18.65 m(地下連續墻內1.8 m),凍結管搭接長度為2.0 m。因易發生涌砂、冒水現象,所以在距車站底板0.3 m處的直立段土體中增加1排凍結管。

5)7號線左右線之間的雙排凍結管間距為1.6 m,單排相鄰凍結管間距為1.0 m。兩側及底部的雙排凍結管間距均為1.0 m,其單排內相鄰凍結管間距分別為0.8 m和1.0 m。上部和中間“十”字形凍結管間距為1.0 m。最終形成穩定的“田”字形凍結止水帷幕。具體的凍結管平面布置如圖3所示。凍結設計參數如表2所示。

表2 凍結設計參數

6)冷凍站包括冷凍機組、鹽水循環泵、冷卻水循環泵和冷卻塔等。其中,冷凍機組選用8臺YSLGF300型冷凍機,南北井各布置4臺,運行6臺,備用2臺。在既有10號線中勝站車站底板布設豎向位移監測點,監測凍結及開挖過程中車站底板的位移變化。水平凍結加固現場如圖4所示。

(a) 凍結站

(b) 凍結管路

3 合理開機時間和積極凍結時間預測

當采用人工凍結法和MJS聯合加固時,MJS高摻量的水泥漿水化會產生大量水化熱,水化熱將導致地層溫度上升,積極凍結時間增加[20],因此需要特別注意MJS處理后及凍結過程中的溫度場變化。為選擇合理的開機時間,掌握積極凍結時間,本文采用有限元法對MJS水泥土水化熱影響下的凍結溫度場進行數值模擬。模型的基本假設、尺寸、熱物理參數、荷載處理(單位體積內水泥土釋放水化熱的情況、對流荷載、鹽水溫度計劃)等參考文獻[21]。

分別將MJS施工完成后60、70、80、90、100、110、120 d的地層溫度作為水平凍結的初始土體溫度,將設計凍結壁區域內溫度均達到0 ℃以下時的時間視為積極凍結時間,將MJS加固完成后第110天的水化熱溫度場作為凍結初始溫度場,進行數值模擬得到凍結60 d時的溫度場云圖,如圖5所示。

采用MJS加固土體時,由于水化反應產生了大量的水化熱,端部熱對流的存在帶走了端部水泥土釋放的水化熱,因此水平凍結開始時中部MJS加固體溫度高于端部MJS加固體溫度。水平凍結的實施是在1—3月,當時大氣溫度較低,更利于端部凍結。因此,遠離地下連續墻的土體溫度始終高于靠近地下連續墻的土體溫度,這意味著凍結薄弱區位于MJS加固體的中部。根據模擬結果可知,不同凍結開始時間下的最大積極凍結時間差異僅為2 d。說明凍結開始時間對積極凍結時間的影響并不明顯,主要原因是水化熱發展階段,大多數水化熱在熱梯度下傳遞到水泥土周邊土體中,熱對流僅帶走了很少一部分熱量。因此,推薦MJS水泥土達到設計強度后即開始凍結。根據實際MJS和人工凍結的施工進度計劃預測積極凍結時間為60 d。

(a) 凍結20 d

(b) 凍結60 d

4 凍結過程中的實測溫度

凍結期間用于推算凍結壁厚度的關鍵測溫孔C5和C7的溫度隨凍結時間的變化曲線如圖6所示。由圖6可知,入土深度小的測點溫度始終低于入土深度大的測點,這是因為受前期水平MJS加固體水化放熱的影響,入土深度越大,地層凍結初始溫度越高。積極凍結期間各測溫孔溫度變化整體趨勢大致相同,以C5-3和C5-4為例,可將測溫孔溫度變化劃分為3個階段。

括號內數字代表測溫孔入土深度。

階段1: 受前期MJS水化熱和熱對流的影響,不同位置地層初始溫度各不相同,在凍結加固開始前各測溫孔地層初始凍結溫度為15.1～29.5 ℃。由于鹽水與初始地層溫差大,測溫孔溫度快速下降,隨著溫度降低,測溫孔溫度與地層溫度差異逐漸縮小,降溫速率也逐漸減小。

階段2: 測溫孔溫度接近0 ℃時,由于潛熱影響,土體溫度下降趨勢變緩; 溫度低于0 ℃后,潛熱逐漸釋放完成,溫度降低速度又開始加快,土體溫度繼續下降,當凍結壁厚度接近設計厚度時,發展速度逐漸減緩。

階段3: 凍結壁達到設計厚度,土體降溫趨勢趨于平穩,此時去回路鹽水溫差保持在2 ℃以內,熱交換達到基本平衡狀態。

5 暗挖方案優化

積極凍結完成后即可實施開挖,按CRD法,左右線開挖步序原設計為Ⅰ—Ⅱ—Ⅲ—Ⅳ(如圖7所示)。在冷凍期間及開挖前期因凍脹的持續作用,既有站一直呈隆起趨勢,導致結構柱、底板及道床隆起變形過大,對既有線車站安全運營非常不利。為減小既有車站的凍脹隆起,盡快達到泄壓的目的,開挖順序調整為Ⅰ—Ⅲ—Ⅱ—Ⅳ。Ⅰ區開挖進尺為1/2時將南側中間十字凍結管上部關停,進行Ⅲ區開挖,同步破除Ⅰ區和Ⅲ區之間的凍結壁區;待Ⅲ區開挖進尺為1/2、Ⅰ區開挖結束時進行Ⅱ區開挖,同步破除Ⅰ區和Ⅱ區之間的凍結壁區;待Ⅱ區開挖進尺為1/2、Ⅲ區開挖結束時進行Ⅳ區開挖,同步破除Ⅱ區和Ⅳ區、Ⅲ區和Ⅳ區之間的凍結壁區。

圖7 開挖分區示意圖

原初期支護格柵設計為每隔0.5 m架設1榀普通格柵,每隔1 m架設1榀帶千斤頂的格柵。但千斤頂格柵架設時間過長,約為6 h,普通格柵架設時間約為3 h,因此采用千斤頂格柵架設大大延長了施工工期,不利于掌子面封閉; 且設置千斤頂格柵的目的是控制既有車站結構的沉降,而開挖期間既有車站結構受凍脹影響持續向上隆起變形,因此有必要優化千斤頂格柵。優化后千斤頂格柵改為每隔2 m設置1榀,普通格柵間隔保持不變。經過開挖順序的調整以及千斤頂格柵的優化,施工進度加快,原開挖時間約為80 d,調整后開挖時間縮短至66 d,加快了初期支護封閉速度,縮短了凍結時間。

6 既有車站底板位移分析

車站底板位移監測可分為2個階段: 第1階段是積極凍結階段,由于凍結加固導致MJS加固土體及周圍土體凍脹變形,使正上方既有10號線車站底板產生隆起變形;第2階段是下穿開挖階段,開挖泄壓作用同樣會對上方既有10號線車站結構產生影響。為掌握分析在積極凍結及下穿開挖階段既有10號線車站結構的變形規律,在既有車站底板布設7個豎向位移監測點,如圖8所示。

圖8 既有10號線中勝站豎向位移監測點布置(單位: m)

6.1 凍結期間底板位移分析

積極凍結階段既有車站底板累計豎向位移-時間曲線如圖9所示。由圖可知,積極凍結期間車站底板豎向位移變化可分為4個階段。

1)第1階段各點豎向位移在凍結開始前已達到預警值(15 mm),這是因為在水平凍結加固之前MJS加固致使加固體體積增大導致車站底板隆起。凍結開始之后豎向位移沒有明顯上升趨勢,這是由于初始凍結階段凍結溫度一直維持在-22～-24 ℃,冷量不足。

2)第2階段為快速凍脹階段。為快速達到設計鹽水溫度,增設1臺冷凍機,凍結冷量增大,致使凍結圓柱快速交圈,凍結鋒面快速推進,導致該階段豎向位移發展較快,該段時間較短,位移量整體變化不大,各測點豎向位移基本一致。

3)第3階段為穩定凍脹階段。該階段開始時由于施工機械故障致使冷凍機停運1 d,位移出現了短暫的下降現象。隨后該階段各測點豎向凍脹位移持續穩定增大,在2月4日后中間部位的DB2、DB3、DB4、DB5、DB6豎向位移增長速度變快,變化量大于DB1、DB7。這是因為DB2、DB3、DB4、DB5、DB6位于中間段,其下部對應凍結加固區的雙排凍結管區域,凍結管密集,受多排凍結管疊加效應,凍脹效果更明顯。

圖9 積極凍結階段既有車站底板累計豎向位移-時間曲線(2021年)

4)由于在第3階段結束時車站底板位移超過了15 mm的預警值,對凍結加固區中間雙排凍結管采取關停及間歇凍結處理(間歇凍結管布置見圖3),停止部分凍結管的鹽水循環等控制凍脹變形,同時對凍結加固區域鉆孔取土泄壓(泄壓孔位置見圖3),因此第4階段凍脹變形緩慢。積極凍結結束時車站底板中間位移量最大為33.8 mm,兩端隆起變形最小為21.5 mm,凍脹量差異較大,后期需采取有效措施減小這種差異。

6.2 開挖期間底板位移分析

下穿開挖階段既有10號線中勝站監測點DB1、DB2、DB3、DB4、DB5、DB6、DB7實測累計豎向位移變化曲線如圖10所示。下穿開挖階段車站底板豎向位移變化可分為3個階段。1)第1階段,初始開挖階段掘進速度緩慢,開挖土方量少,且該階段暗挖段右線Ⅰ區掘進深度僅5 m,左線Ⅰ區僅破除1 m厚地下連續墻,開挖工況對上部既有10號線中勝站車站底板豎向位移影響不大,既有車站底板各測點豎向位移仍略有上升。2)第2階段為穩定開挖階段,該階段每個測點豎向位移不再增加,并開始緩慢減小。這是由于為減小車站底板豎向位移,在凍結壁厚度達到基本穩定時采取了間歇凍結使冷量減少的方案。3)第3階段為最終開挖階段,該階段各測點豎向位移基本不再變化,這是由于進入最后開挖階段時,大部分暗挖通道已經挖通,土體擾動因素減小,卸載對結構的影響不明顯。開挖過程中各測點的最大豎向位移均大于開挖結束時的最終豎向位移,且最大值均在車站底板中間DB3、DB4 測點位置,符合下穿暗挖過程中車站底板位移的發展規律。說明本工程采取的凍脹變形控制、開挖變形控制等一系列措施有效,開挖結束時豎向變形的不均勻性得到進一步緩解。

圖10 下穿開挖階段既有車站底板累計豎向位移-時間變化曲線(2021年)

由以上分析可知,MJS+水平凍結聯合加固工法,對上部結構變形的影響主要是積極凍結階段的凍脹作用,開挖期間由于仍有部分凍脹變形,其抵消作用導致開挖期間沉降很小。本工程中扣除MJS加固期間的抬升量后,凍脹引起的隆起量近20 mm。這是由于新建車站底部空間受限,導致后期凍土侵入底部未加固區近1 m,即底部有近1 m的凍土壁為未經水泥土改良的土體,因此整體凍脹變形仍然較大,但在可接受范圍內。

7 結論與建議

全斷面承壓含水層新建車站近貼下穿既有運營車站采用MJS+水平凍結施工技術加固。該加固方案充分利用了MJS和水平凍結技術的優勢,即利用MJS加固承載,采用水平凍結確保止水的同時進一步提高土體承載力。主要結論如下:

1)給出了MJS+水平凍結聯合加固方案與加固參數,預測了考慮MJS水泥土水化熱影響條件下的凍結開機時間(MJS水泥土達到設計強度后即開始凍結)及積極凍結時間(60 d)。實測和模擬結果表明,水平凍結過程中中部MJS加固體溫度一直高于端部MJS加固體溫度,應當加強對中部位置土體溫度的監測。

2)提出了對凍結加固區變形較大部位進行鉆孔取土卸壓、間歇凍結、提高鹽水回路溫度的控制凍脹變形的綜合技術。對開挖方式和開挖順序進行優化,采取千斤頂聯合型鋼支撐技術等措施,控制下穿開挖引起的變形。原開挖時間約80 d,優化后開挖時間縮短至66 d。

3) 凍土帷幕范圍應控制在MJS加固體范圍內,否則土體凍結會對凍脹變形影響較大。MJS施工完成后既有車站底板豎向位移在變形預警值以內。本工程開挖及融沉階段既有車站結構變形較小,最大限度減小了對近貼既有車站結構的影響。工程實測表明,MJS+水平凍結聯合加固方案合理有效,可為今后類似工程提供技術支撐。

本文中開挖工程規模較大,構建的模型網格數量有限,有待進一步優化。開挖過程中溫度場和位移場的影響因素具有不確定性,數值模擬中未考慮全部影響,建議進一步構建并優化數值模型以預測開挖過程中的溫度場和位移場。