Processing math: 100%
  • 全国中文核心期刊
  • 中国科技核心期刊
  • 美国工程索引(EI)收录期刊
  • Scopus数据库收录期刊

软弱地层中基坑土体加固对下卧地铁隧道变形及开挖影响区的控制效果

濮居一, 刘波

濮居一, 刘波. 软弱地层中基坑土体加固对下卧地铁隧道变形及开挖影响区的控制效果[J]. 岩土工程学报, 2021, 43(S2): 146-149. DOI: 10.11779/CJGE2021S2035
引用本文: 濮居一, 刘波. 软弱地层中基坑土体加固对下卧地铁隧道变形及开挖影响区的控制效果[J]. 岩土工程学报, 2021, 43(S2): 146-149. DOI: 10.11779/CJGE2021S2035
PU Ju-yi, LIU Bo. Control effects of soil reinforcement on underlying metro tunnel deformation and influenced zone induced by deep excavation in soft strata[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2021, 43(S2): 146-149. DOI: 10.11779/CJGE2021S2035
Citation: PU Ju-yi, LIU Bo. Control effects of soil reinforcement on underlying metro tunnel deformation and influenced zone induced by deep excavation in soft strata[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2021, 43(S2): 146-149. DOI: 10.11779/CJGE2021S2035

软弱地层中基坑土体加固对下卧地铁隧道变形及开挖影响区的控制效果  English Version

基金项目: 

国家重点研发计划项目 2017YFC0805500

中国博士后科学基金项目 2021M690624

江苏省博士后科研资助计划项目 2021K146B

详细信息
    作者简介:

    濮居一(1982— ),男,博士,高级工程师,主要从事城市轨道交通建设和管理工作。E-mail:pujuyi@163.com

    通讯作者:

    刘波, E-mail: boliu@seu.edu.cn

  • 中图分类号: TU473

Control effects of soil reinforcement on underlying metro tunnel deformation and influenced zone induced by deep excavation in soft strata

  • 摘要: 选择工程中常用的土体加固法,采用有限元数值方法研究软弱地层中坑内土体加固对基坑开挖引起下卧地铁隧道变形特性的影响,通过定义变形控制有效率指标表征隧道变形控制效果,综合考虑变形控制效果和工程经济性,给出坑内土体加固形式和加固强度建议方案,然后利用上述建议方案,研究坑内土体加固对开挖影响区的控制效果。研究表明,坑内土体平面满堂加固形式优于抽条加固和裙边加固,竖向分层加固形式优于回掺式加固和平板式加固;隧道变形控制有效率随加固土强度的增加呈非线性增长,加固土强度存在一个优化值;采用建议的平面满堂式和竖向回掺式(坑底以下加固土强度2.0 MPa、坑底以上加固土强度0.5 MPa)对坑内土体加固后,下卧隧道隆起变形显著降低,且隧道隆起分布特征和隧道变形影响区模式发生了改变,影响区范围也被缩小。
    Abstract: The commonly used soil reinforcement method is selected, and the finite element numerical method is used to study the influences of soil reinforcement in the pit on the deformation characteristics of the underlying metro tunnels caused by excavation. By defining the index of deformation control efficiency, the tunnel deformation control effect is characterized, and considering the deformation control effect and engineering economy together, the suggested scheme for soil reinforcement form and strength in the pit is given. Then, by using the above scheme, the control effect of soil reinforcement on the influenced zone induced by excavation is studied. There sults indicate that the control effect of the overall reinforcement is better than the strip-shaped reinforcement and the skirt-border reinforcement on the plane, and vertically the effect of layered reinforcement is better than the mixed reinforcement and the plate-type reinforcement. The tunnel deformation control efficiency increases non-linearly with the strength of reinforced soil, and there exists an optimal value for reinforced soil strength. After the soil in the pit is reinforced using the suggested overall reinforcement on the plane and the mixed reinforcement vertically (the reinforced soil strength below the base slab is 2.0 MPa, and that above the base slab is 0.5 MPa), the heave deformation of the underlying tunnel is significantly reduced, the distribution characteristics of the tunnel heave and the mode of influenced zone are changed, and the scope of the influenced zone is reduced.
  • 水下抛填散粒料常被用来填筑围堰基础,例如白鹤滩工程围堰、大藤峡二期深水围堰、碾盘山围堰等。水下抛填散粒料的相对密度是围堰和大坝工程设计中最基本的物理参数之一,直接决定了抛填料的强度参数和变形模量,是进行工程变形和稳定分析的关键参数[1],但是如何准确、合理地确定抛填相对密度仍存在困难[2]

    目前,国内外许多学者研究了典型散粒料的抛填密度问题。程永辉等[3]采用静态抛填离心试验方法研究了风化砂、石渣料和砂砾石的水下抛填密度,指出进占式水下抛填深度越大,由于抛填料运动至深部动能也较大,且受后期抛填料的压实作用也越大,因此形成的密度较大。李青云等[4]通过对三峡工程二期深水高土石围堰运行后的实测分析,一般位置的水下部分(66 m高程以下)堰体密度实测值在1.83~1.98 t/m3之间,与用离心模型试验确定的水下抛填风化砂密度(1.75~1.85 t/m3)相比,略有增长,考虑的围堰4 a运行中的固结效应,二者基本一致,有力证明了采用离心模型试验方法确定的风化砂水下抛填密度的科学性和可行性。Mahmoudi等[5]通过开展一系列重塑饱和砂土试样的不同超固结比不排水三轴试验,结果表明初始相对密度以显著的方式控制不排水抗剪强度,初始相对密度的增加导致膨胀性的放大,从而导致不排水抗剪强度的增加[6]。Wei等[7]采用砂子和两种不同粒径的砂砾石混合,砂砾石的粒径分别为5~10,10~20 mm,两种混合料的最大密度和最小密度随着砂砾石含量的增大均逐渐增大,当砂砾石的含量为75%时达到最大值,砂砾石含量相同时粒径较大的砂砾石得到的密度较大。Chang等[8]对松散状态的宽颗粒级配土,通过不同含砾量的间隙级配砂和级配砂的人工配制试样开展系列排水单剪试验,表明砾石土抗剪强度取决于优势颗粒的充填条件,其中颗粒间孔隙比比整体孔隙比更能代表土体的充填条件。Kalman[9]对比分析不同细颗粒掺入粗颗粒时密度变化,混合料的最大密度和最小密度与细颗粒的粒径以及掺入量密切相关,密度基本随着细颗粒掺入量的增加先增大后减小。Chen等[10]指出颗粒材料的岩土力学性能严格依赖于其初始堆积密度、应力水平和粒度分布,二元颗粒土的性能还受其细小颗粒的质量和数量的影响,峰值抗剪强度随细小颗粒含量的变化呈钟形,与初始填充密度和应力水平无关,与粒径比值有关。因此,颗粒材料的抛填密度决定了其物理力学特性,直接影响了围堰构筑物的变形和稳定,但现有研究无法得到统一的研究结论或计算方法,不同区域的抛填料密度跟颗粒大小和级配直接相关。

    以汉江某水电站大坝水下抛填工程为原型条件,开展砂砾石和沙子混合料的进占式水下抛填密度离心试验,将相对密度Dr作为衡量标准,主要研究散粒料颗粒级配等因素对水下抛填密度的影响规律。

    汉江某水电站项目为Ⅱ等大(2)型工程,二期主河床土石坝最大坝高为22.58 m,且坝基需要在水下进行抛投填筑,最大水深为12 m。水下抛填料主要采用汉江河床内的散粒料,为砂砾石和砂子混合料。通过现场筛分得到典型的颗粒级配曲线如图 1所示。

    图  1  现场筛分颗粒级配曲线
    Figure  1.  Grain-size distribution curves obtained from on-site screening

    现场筛分试验结果表明填料的最大粒径小于100 mm,0.5 mm以下的含量分别为24.6%,32.1%,49.1%,而0.5~2 mm之间的含量分别为1.9%,1.8%,2.1%,计算得到三种抛填料的不均匀系数Cu分别为153,169,53,曲率系数Cc分别为4.49、1.14和0.11。其中,不均匀系数Cu是限制粒径与有效粒径的比值,是反映组成土的颗粒均匀程度的一个指标。曲率系数Cc是反映土的粒径级配累计曲线的斜率是否连续的指标系数。当Cu≥5且Cc=1~3的土为级配良好,现场筛分得到的3种砂砾石抛填料颗粒级配曲线。表明XJ2下游围堰为级配良好,而XJ1上游围堰和XJ3下游围堰料场均为级配不良。

    共开展3种抛填料的水下抛填试验,抛填料主包括:XJ-1、XJ-2和XJ-3分别为上游围堰、下游围堰及下游围堰附近的砂砾石。研究内容主要为现场实际12 m水深条件以及12 m水深+14.3 m上覆堆载的水下抛填密度;对比分析不同水深(5~20 m)的水下抛填密度规律。单戗立堵水下抛填离心试验方案如表 1所示。

    表  1  单戗立堵水下抛填离心试验方案
    Table  1.  Centrifugal test plans for single embankment vertical blocking underwater dumping and filling
    编号 抛填料 试验内容
    XJ-1 砂砾石,上游围堰级配 设定最大离心加速度40g,模拟原型进占式抛填方式
    试验工况:12 m水深条件下水下抛填密度;12 m水深+14.3 m上覆堆载下的水下抛填体密度;不同水深(5~20 m)的水下抛填密度变化规律
    XJ-2 砂砾石,下游围堰级配
    XJ-3 砂砾石,下游围堰堤头附近级配
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格

    由于原型填料的粒径尺寸较大,在离心模型试验中不能按原型进行试验,需进行缩尺模拟。综合考虑模型箱和模型断面尺寸,以模型箱最小尺寸的1/20即2 cm作为离心模型试验中砂砾石料的最大限制粒径。本次试验采用等量代替法模拟原型抛填料,即用2~20 mm的各级土料等量代替原型料中20 mm以上的填料,2 mm以下用原型料,模型抛填料级配曲线如图 2所示。

    图  2  模型抛填料颗粒级配曲线
    Figure  2.  Grain-size distribution curves of model materials

    对于粗粒土的相对密度试验,最大密度试验采用振动台法,最小密度试验采用固定体积法,试验结果如表 2所示。3种模型抛填料的最大密度和最小密度分别为2.12,1.88 g/cm3;2.10,1.85 g/cm3;1.99,1.73 g/cm3

    表  2  模型抛填料的最大密度和最小密度
    Table  2.  Maximum and minimum densities of model filling materials
    编号 抛填料 最大密度/(g·cm-3) 最小密度/(g·cm-3)
    XJ-1 砂砾石,上游围堰级配 2.12 1.88
    XJ-2 砂砾石,下游围堰级配 2.10 1.85
    XJ-3 砂砾石,下游围堰堤头附近级配 1.99 1.73
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格

    试验在长江科学院CKY-200型现代化多功能土工离心机上完成。离心机的主要性能参数:有效容量为200g·t;最大加速度200g,无级调速,调速精度0.1g;有效半径3.7 m;吊蓝净空尺寸1.2 m×1.0 m×1.5 m;模型箱尺寸(长×宽×高)为100 cm×40 cm×80 cm。

    试验研制了单戗立堵水下抛填离心试验装置,能够实现离心机运行(离心加速度不大于100g)过程中模拟水下抛填的单戗立堵进占方式,断面设计图如图 3(a)所示,模型图如图 3(b)所示。当离心加速度逐级增大至设计加速度时,启动电动提升装置,通过钢丝绳和滑轮连接,将模型箱中部隔板缓慢拉出,隔板上部填料随着开口增大依次落入模型箱下部的水中。该装置主要特点是通过隔板与滑槽之间采用滑轮接触,尽可能减少摩阻力;设置溢流孔和集水箱,保证抛填模拟过程中水位保持不变。

    图  3  单戗立堵水下抛填离心试验装置
    Figure  3.  Auxiliary devices for centrifugal tests on underwater dumping and filling with single berm vertical blockage

    通过离心试验得到的三种抛填料水下抛填密度结果如表 3图 4所示。表 3为单戗立堵水下抛填后得到平均相对密度,图 4为12 m水深以及12 m水深+14.3m厚上覆堆载条件相对密度-深度的关系。本次试验抛填密度采用灌水法测得,首先通过预留排水管将模型中的水排出,依次将5,12,15,20 m四个深度处一定厚度的抛填料取出,采用灌水法测量取出抛填料的体积,计算得到不同深度处平均干密度,进而计算相对密度Dr。相对密度Dr是指无黏性土处于最松状态的孔隙比与天然状态或给定孔隙比之差和最松状态孔隙比与最紧孔隙比之差的比值。

    表  3  单戗立堵水下抛填离心试验结果
    Table  3.  Centrifugal test results for single embankment vertical blocking underwater dumping and filling
    编号 抛填料 水下抛填密度
    12 m水深条件 12 m水深+14.3 m上覆堆载
    干密度/ (g·cm-3) 相对密度 干密度/(g·cm-3) 相对密度
    XJ-1 砂砾石,上游围堰级配 1.951 0.33 2.012 0.58
    XJ-2 砂砾石,下游围堰级配 1.936 0.36 2.016 0.68
    XJ-3 砂砾石,下游围堰堤头附近级配 1.788 0.27 1.852 0.52
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格
    图  4  相对密度-深度的关系
    Figure  4.  Relationship between relative density and depth

    表 3分析表明,水下抛填密度与颗粒级配是否良好密切相关,12 m水深条件下XJ1~XJ3水下抛填相对密度分别为0.33,0.36,0.27,基本都处于松散~中密的过渡阶段。其中,XJ2的水下抛填密度相对大一些,主要原因是XJ1和XJ3的曲率系数Cc分别为4.49和0.11,为级配不良,而XJ2级配良好。当增加14.3 m厚上覆荷载后,XJ1~XJ3水下抛填相对密度均增大,分别为0.58,0.68和0.52,XJ2达到密实状态,上覆荷载作用能够有效增大抛填区域尤其是浅部抛填料的相对密度。

    图 4表明一定水深条件下抛填料的相对密度随着深度而逐渐增大,与包承纲[1]、程永辉等[3]得到的规律一致。XJ2相对密度显著均大于XJ1和XJ3,主要是因为XJ2级配良好,粒径尺寸逐级减小,较小粒径能够尽可能填补上一级粒径的孔隙。当抛填料上部增加14.3 m上覆堆载时,水下抛填体的相对密度均增大,上部增幅较大,可达0.4以上,随深度增幅逐渐减小,深度20 m时增幅仅为0.03左右。结果表明上覆荷载作用可有效增大相对密度,尤其对于水下抛填形成相对密度较小的浅部抛填料增幅最为显著。当抛填料的级配良好时,水下抛填联合上部堆载作用可使得抛填体达到密实状态(Dr>0.67)。

    基于二元颗粒“填隙”理论[11],建立了散粒料抛填相对密度简化计算方法,主要考虑抛填料级配、抛填深度、上覆堆载等影响因素。两粒径理想颗粒的孔隙比被定义为

    e=e0+Δeh+Δepkfill
    (1)

    则相对密度Dr

    Dr=emaxeemaxemin
    (2)

    式中,e0为初始孔隙比,为最大粒径组的初始孔隙比;ΔehΔep分别为抛填料深度和上覆荷载作用引起的孔隙比变化,可根据固结试验e-p曲线得到;kfill为颗粒级配(不均匀系数Cu和曲率系数Cc)引起的孔隙比变化。

    本次离心模型试验填料为砂砾石,测试得到颗粒相对质量密度Gs为2.65;最大粒径组为10~20 mm,相对密度约为0.38;级配填料的最大孔隙比emax和最小孔隙比emin表 4所示。

    表  4  模型抛填料的最大和最小孔隙比
    Table  4.  Maximum and minimum void ratios of model filling materials
    编号 抛填料 emax emin
    XJ-1 砂砾石,上游围堰级配 0.41 0.25
    XJ-2 砂砾石,下游围堰级配 0.43 0.26
    XJ-3 砂砾石,下游围堰堤头附近级配 0.53 0.33
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格

    根据填料初始为最松散状态的固结试验e-p曲线绘制孔隙比随压力的关系曲线,得到相对密度-竖向压力的关系,如图 5所示。

    图  5  相对密度-竖向压力的关系
    Figure  5.  Relationship between relative density and vertical pressure

    参照Rosin-Rammler采用指数函数表示粒度分布的关系式,粒度分布宽度w

    w=lg(DmaxDmin)=lgDenln100R(Dmax)Denln100R(Dmin)
    (3)

    式中:De为特征粒径;R为筛余量;DmaxDmin分别为最大和最小粒度。XJ2级配良好,颗粒级配引起的孔隙比变化为0.05;XJ1和XJ3级配不良,其值分别为0.14和0.12。

    采用本文提出的散粒料抛填相对密度简化分析方法得到的相对密度与离心试验结果对比如图 6所示。结果表明,计算值与离心试验结果基本一致,最大相对误差小于5%。

    图  6  计算值与离心试验结果对比
    Figure  6.  Comparison between calculated and centrifugal test results

    (1)通过单戗立堵水下抛填砂砾石离心模型试验,研究了汉江某水电站典型级配条件水下抛填密度分布规律和主要影响因素,得到抛填密度随深度的分布规律,分析了颗粒级配特征(不均匀系数Cu和曲率系数Cc)对密度的影响。

    (2)研制了离心场中单戗立堵水下抛填试验装置,该装置使用最大加速度为100g,能够模拟最大抛填水深为30 m,水平抛填范围40 m,实现了抛填过程中水深条件保持不变。

    (3)对于汉江典型砂砾石抛填料,颗粒级配条件对抛填相对密度起着控制作用。当抛填料级配良好时,相对密度较大,当抛填料上部施加一定的堆载后,相对密度会得到进一步提高,平均值可达到相对密实状态。研究成果为围堰和土石坝中水下抛填散粒料的设计和施工提供试验依据。

  • 图  1   坑内土体加固形式和加固强度对ηv值的影响

    Figure  1.   Influences of reinforcement form sand strengths on ηv

    图  2   加固土强度quηv值的影响

    Figure  2.   Influences of reinforced soil strength qu on ηv

    图  3   坑内土体加固后下卧隧道拱顶竖向位移

    Figure  3.   Displacements of underlying tunnel crown after soil reinforcement in pit

    图  4   坑内土体加固后基坑开挖影响区

    Figure  4.   Influenced zones of deep excavation after soil reinforcement in pit

    表  1   坑内土体加固形式

    Table  1   Forms of soil reinforcement in the pit

    平面布置形式竖向布置形式示意图
    满堂加固平板式
    满堂加固回掺式
    满堂加固分层式
    抽条加固平板式
    抽条加固回掺式
    抽条加固分层式
    裙边加固平板式
    裙边加固回掺式
    裙边加固分层式
    下载: 导出CSV

    表  2   土体加固后开挖影响区范围确定参数

    Table  2   Determination parameters of influenced zones after soil reinforcement

    控制值20 mm控制值10 mm控制值5 mm
    N1N2N1N2N1N2
    0.700.801.281.551.902.20
    下载: 导出CSV
  • [1] 城市轨道交通工程监测技术规范:GB 50911—2013[S]. 2014.

    Code for Monitoring Measurement of Urban Rail Transit Engineering: GB 50911—2013[S]. 2014. (in Chinese)

    [2] 丁勇春. 软土地区深基坑施工引起的变形及控制研究[D]. 上海: 上海交通大学, 2009.

    DING Yong-chun. Excavation- induced Deformation and Control in Soft Deposits[D]. Shanghai: Shanghai Jiao Tong University, 2009. (in Chinese)

    [3] 郑刚, 杜一鸣, 刁钰, 等. 基坑开挖引起邻近既有隧道变形的影响区研究[J]. 岩土工程学报, 2016, 38(4): 599-612. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201604004.htm

    ZHENG Gang, DU Yi-ming, DIAO Yu, et al. Influenced zones for deformation of existing tunnels adjacent to excavations[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2016, 38(4): 599-612. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201604004.htm

    [4] 刘波. 软弱地层中基坑开挖卸荷引起临近既有地铁盾构隧道变形及控制方法研究[D]. 南京: 东南大学, 2020: 147-148.

    LIU Bo. Deformation and Its Control of Existing Shield Tunnel Induced by Unloading of Adjacent Foundation Pit Excavation in Weak Stratum[D]. Nanjing: Southeast University, 2020: 147-148. (in Chinese)

    [5] 城市轨道交通结构安全保护技术规范:CJJ/T 202—2013[S]. 2014.

    Technical Code for Protection Structures of Urban Rail Transit: CJJ/T 202—2013[S]. 2014. (in Chinese)

图(4)  /  表(2)
计量
  • 文章访问数:  219
  • HTML全文浏览量:  27
  • PDF下载量:  216
  • 被引次数: 0
出版历程
  • 收稿日期:  2021-08-15
  • 网络出版日期:  2022-12-05
  • 刊出日期:  2021-10-31

目录

/

返回文章
返回