砂卵石地層盾構(gòu)始發(fā)與到達(dá)端頭土體加固范圍研究*

雷金山，殷黎明，楊秀竹，孫軍振

(1．中南大學(xué)土木建筑學(xué)院，湖南長(zhǎng)沙410075;2．中鐵六局集團(tuán)橋隧分公司，北京100036)

盾構(gòu)始發(fā)與到達(dá)是盾構(gòu)施工過程中最為重要的2個(gè)環(huán)節(jié)，據(jù)統(tǒng)計(jì)，在盾構(gòu)法施工的地下工程有70﹪以上的事故發(fā)生在盾構(gòu)進(jìn)出洞的過程中［1］，如滲水漏砂、地表沉降過大等，大都是端頭土體加固范圍或方式選取不合理所致。特別對(duì)于砂卵石地層盾構(gòu)始發(fā)與到達(dá)端頭土體加固范圍的研究，尚處于經(jīng)驗(yàn)借鑒階段。由于砂卵石顆粒之間無膠結(jié)，在砂卵石地層進(jìn)行盾構(gòu)施工，顆粒較大的砂卵石在地層中形成相對(duì)穩(wěn)定的骨架效應(yīng)，使盾構(gòu)施工引起的地表沉降和土體位移具有滯后效應(yīng)［2－5］。在盾構(gòu)始發(fā)與到達(dá)端頭土體加固過程中，不僅要選擇合適的端頭土體加固方法，還需選擇合理的加固范圍;本文結(jié)合長(zhǎng)沙地鐵一號(hào)線某盾構(gòu)始發(fā)站工程實(shí)例，采用MIDAD/GTS有限元分析，對(duì)砂卵石地層盾構(gòu)始發(fā)與到達(dá)端頭土體加固范圍進(jìn)行研究，所得結(jié)論可供類似工程參考。

1 力學(xué)模型與理論分析

砂卵石地層廣泛分布于我國(guó)中部和西南地區(qū)，其特點(diǎn)是顆粒之間的空隙大，顆粒之間無黏聚力，具有高靈敏度，易破壞等性質(zhì);在力學(xué)機(jī)制上表現(xiàn)為強(qiáng)烈的不穩(wěn)定性，主要地層特征呈現(xiàn)為巖體較松散、自穩(wěn)能力差、圍巖整體穩(wěn)定性和強(qiáng)度均較低，但單個(gè)巖塊(卵礫)強(qiáng)度高，比較大的砂卵石顆粒形成臨界拱，在巖土中起到骨架支承的作用。

1．1 模型的建立

在進(jìn)行端頭土體加固研究時(shí)，日本ET GROUT協(xié)會(huì)(JJGA)提出了板塊強(qiáng)度理論［6］，將端頭土體受到的水土合壓力(梯形荷載)簡(jiǎn)化為均布荷載。其力學(xué)計(jì)算模型如圖1所示。

圖1 均布荷載計(jì)算圖Fig．1 Calculation figure of uniform load

吳韜等［7－9］在研究端頭土體加固時(shí)，將端頭土體側(cè)向受到的水土壓力梯形荷載等效為一均布荷載和一三角形反對(duì)稱荷載，端頭加固土體則仍簡(jiǎn)化為圓形薄板。而實(shí)際工程中洞門處一般設(shè)計(jì)為不配筋的旋噴樁，故本文認(rèn)為將端頭加固土體簡(jiǎn)化為矩形薄板，更能反映端頭砂卵石地層盾構(gòu)始發(fā)與到達(dá)時(shí)土體真實(shí)的受力情況。建立加固土體的受力計(jì)算模型，如圖2所示。

1．2 矩形薄板的萊維解

圖2 梯形荷載等效圖Fig．2 Equivalent model of trapezoidal load

解:

其中:

1．3 矩形薄板的應(yīng)力求解

根據(jù)彈性力學(xué)中求解矩形薄板中求解主應(yīng)力的公式可得:

式中:σx和σy為矩形薄板中的2個(gè)主應(yīng)力。根據(jù)應(yīng)力摩爾圓可知，在矩形薄板的任何一點(diǎn)，其最大彎曲應(yīng)力σmax=σx或σmax=σy和最大剪應(yīng)力分別為由于土體抗拉強(qiáng)度遠(yuǎn)小于其抗壓強(qiáng)度［11］，在分析土體的強(qiáng)度破壞準(zhǔn)則的時(shí)候則只需分析加固土體的抗拉強(qiáng)度即可。

假設(shè)矩形加固土體中一點(diǎn)受到的彎曲應(yīng)力為拉應(yīng)力，加固土體的抗拉強(qiáng)度為qc，抗剪強(qiáng)度為τc;則強(qiáng)度準(zhǔn)則定義為:

由以上分析可知，砂卵石地層盾構(gòu)始發(fā)與到達(dá)端頭土體加固范圍，應(yīng)該同時(shí)滿足端頭土體的抗拉強(qiáng)度和抗剪強(qiáng)度要求，即由板塊強(qiáng)度理論得出的端頭土體加固范圍，應(yīng)同時(shí)滿足端頭土體在水土壓力作用下的穩(wěn)定性。

2 工程概況

長(zhǎng)沙軌道交通一號(hào)線某車站總長(zhǎng)152．7 m，標(biāo)準(zhǔn)段寬20．9 m，為島式車站，基坑開挖深度22．8～23．6 m，車站覆土厚度為 2．7～4．2 m，預(yù)留盾構(gòu)始發(fā)與接收條件，盾構(gòu)直徑為6 m。

2．1 地層條件

該站所處地貌上屬于湘江階地地貌，上覆地層主要為第四系河流沖洪積相地層，該區(qū)段不同厚度的覆蓋有第四系中更新統(tǒng)洞井組砂卵石層，覆蓋層最大厚度35m左右;下伏基巖類型主要為第三系紫紅、褐紅色粉砂巖地層。

2．2 端頭土體加固

由于砂卵石滲透性比較強(qiáng)，選用旋噴法和注漿法加固。其北端頭擴(kuò)大部分為盾構(gòu)始發(fā)車站，設(shè)計(jì)為盾構(gòu)始發(fā)端頭加固采用兩排三重管旋噴樁Φ800@600+袖閥管注漿加固。先注外圍，后注中部，以達(dá)到一序外圍成墻、二序內(nèi)部壓密的目的。旋噴樁加固，可以在加固土體周圍形成防水帷幕，內(nèi)部土體采用袖閥管注漿加固，以達(dá)到端頭土體加固效果。這兩種土體加固方法配合使用，可同時(shí)發(fā)揮旋噴樁加固和袖閥管加固的優(yōu)點(diǎn)。

3 有限元分析

3．1 基本假定

在盾構(gòu)到達(dá)與始發(fā)施工有限元模擬計(jì)算過程中，將土體視為彈塑性體［12］，為了能夠得到合理的計(jì)算結(jié)果，同時(shí)便于計(jì)算機(jī)的計(jì)算，假定如下:

(1)盾構(gòu)始發(fā)與到達(dá)施工對(duì)端頭周圍土體的影響是一個(gè)漸變的過程;

(2)工程的地表變形屬于小變形問題;

(3)土體可以視為一種非線性材料;

(4)同一種材料為均質(zhì)、各向同性。

3．2 計(jì)算范圍

根據(jù)該站盾構(gòu)始發(fā)端頭土體加固的實(shí)際情況，隧道埋深為H=16 m，隧道直徑D=6 m，根據(jù)類似工程數(shù)值模擬經(jīng)驗(yàn)［12－14］，本文盾構(gòu)始發(fā)有限元計(jì)算模型左右對(duì)稱取5D，隧道中心下部區(qū)域取4D，沿隧道延長(zhǎng)方向取L=25 m，故有限元計(jì)算模型取為:60 m×25 m×43 m，整體計(jì)算模型如圖3所示。

圖3 有限元網(wǎng)格劃分Fig．3 Finite element mesh

3．3 單元參數(shù)的選定

根據(jù)地勘報(bào)告可知，該站地層為:雜填土、砂卵石、粉質(zhì)粘土(部分孔無)、中風(fēng)化礫巖、強(qiáng)風(fēng)化礫巖等，分析時(shí)在盾構(gòu)始發(fā)端頭土體的加固區(qū)高度范圍內(nèi)土體參數(shù)取加權(quán)平均值。參考相關(guān)文獻(xiàn)和工程實(shí)際端頭加固土體的參數(shù)取為:彈性模量E=1 ×105kPa，泊松比 μ =0．25，重度 γ =25 kN·m－3，黏聚力 c=300 kPa，摩擦角 φ =30°，本文有限元計(jì)算參數(shù)選取如表1所示。

表1 土體力學(xué)參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of soil

4 計(jì)算結(jié)果分析

4．1 位移分析

根據(jù)已有施工經(jīng)驗(yàn)，盾構(gòu)始發(fā)施工過程中，洞門拆除時(shí)開挖面土體完全暴露，而盾構(gòu)機(jī)又沒有接觸開挖面土體。此工況下，施工的風(fēng)險(xiǎn)最大。本文著重分析洞門拆除工況下洞門頂上方土體沉降DZ和洞門中心處土體側(cè)向位移DX。計(jì)算端頭土體加固長(zhǎng)度分別為L(zhǎng)=0，2，4，6，8和10 m等六種情況，其位移變化隨著端頭土體加固范圍變化趨勢(shì)如圖4所示。

圖4 土體位移變化圖Fig．4 Soil displacement

由圖4可以看出:隨著端頭土體加固長(zhǎng)度的增加，盾構(gòu)始發(fā)端頭土體豎向位移和側(cè)向位移不斷減小;當(dāng)端頭土體沒有進(jìn)行加固時(shí)，洞門拆除后，洞門背后土體發(fā)生較大側(cè)向變形，最大達(dá)0．14 m，超出土體位移允許值，故端頭土體需要進(jìn)行加固。當(dāng)端頭土體加固長(zhǎng)度為6 m時(shí)，土體位移基本上不隨加固長(zhǎng)度的增加而變化，且其最大位移在允許范圍之內(nèi)，故砂卵石地層盾構(gòu)始發(fā)端頭土體縱向加固范圍取1．0～1．5倍洞徑時(shí)，可以滿足端頭加固要求。

4．2 強(qiáng)度分析

由前述位移分析可知，在砂卵石地層中，盾構(gòu)始發(fā)與到達(dá)端頭土體加固范圍在L=6 m時(shí)，其位移趨于穩(wěn)定，并且符合安全要求。故取L=6 m時(shí)，分析其端頭加固土體的強(qiáng)度。

4．2．1 最大拉應(yīng)力分析

分析隧道開挖過程中端頭加固土體的最大主應(yīng)力σ1、中間主應(yīng)力σ2和最小主應(yīng)力σ3的變化規(guī)律時(shí)發(fā)現(xiàn):隨著盾構(gòu)隧道開挖過程，端頭加固土體的應(yīng)力呈增大趨勢(shì)。其變化規(guī)律如圖5所示。

圖5 隧道開挖過程端頭土體主應(yīng)力變化圖Fig．5 Main stress during tunnelling

由圖5可以看出:在盾構(gòu)穿越端頭土體加固區(qū)范圍時(shí)，端頭加固土體大部分處于受壓狀態(tài)，最大壓應(yīng)力為197 kPa;受拉區(qū)主要出現(xiàn)在隧道開挖面的上部和下部，最大拉應(yīng)力為32 kPa。端頭加固土體的σ2和σ3也表現(xiàn)出相似的性質(zhì)。

根據(jù)前述定義的強(qiáng)度準(zhǔn)則，可知:σmax=32，符合端頭土體抗拉強(qiáng)度準(zhǔn)則。

4．2．2 最大剪應(yīng)力分析

隧道施工過程中，端頭加固土體三個(gè)方向的最大剪應(yīng)力變化趨勢(shì)如圖6所示。分析端頭土體的最大剪應(yīng)力可以看出:YZ方向的剪應(yīng)力隨著盾構(gòu)不斷開挖而逐漸增大，其最大值為121．77 kPa。

圖6 隧道開挖過程端頭土體剪應(yīng)力變化圖Fig．6 Shear stress during tunnelling

根據(jù)莫爾—庫(kù)侖準(zhǔn)則可以得到端頭土體加固后的極限抗剪強(qiáng)度，有τmax=121．77 kPa212 kPa，符合端頭土體抗剪強(qiáng)度準(zhǔn)則。

5 結(jié)論

(1)根據(jù)砂卵石地層盾構(gòu)始發(fā)與到達(dá)過程中端頭土體的實(shí)際受力情況，將端頭加固土體力學(xué)計(jì)算模型簡(jiǎn)化為四邊簡(jiǎn)支的矩形薄板，作用其上的梯形荷載等效為均布荷載和三角形反對(duì)稱荷載，根據(jù)彈性力學(xué)矩形薄板的萊維解，推導(dǎo)出了砂卵石地層端頭土體縱向加固范圍。

(2)分析了6種加固長(zhǎng)度條件下端頭土體的豎向及側(cè)向位移，得出砂卵石地層端頭土體加固長(zhǎng)度取1．0～1．5倍洞徑是合理的。

(3)分析了盾構(gòu)始發(fā)施工階段洞門拆除和盾構(gòu)穿越土體加固區(qū)時(shí)，端頭加固土體的受力情況;計(jì)算端頭土體加固的抗拉強(qiáng)度和抗剪強(qiáng)度，結(jié)果表明，端頭土體加固強(qiáng)度符合要求。

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