盾構(gòu)施工參數(shù)對土體及單樁的影響

王麗，楊文彬，武鈺翔，鄭剛

(1. 大連交通大學(xué) 土木與安全工程學(xué)院，遼寧 大連 116028；2. 天津大學(xué) 濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072)

盾構(gòu)施工參數(shù)對土體及單樁的影響

王麗1，楊文彬1，武鈺翔1，鄭剛2

(1. 大連交通大學(xué) 土木與安全工程學(xué)院，遼寧 大連 116028；2. 天津大學(xué) 濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072)

采用對隧道洞室周邊及開挖面的土體施加由盾構(gòu)機(jī)引起的各種荷載的方法模擬盾構(gòu)施工，通過變化注漿壓力及推進(jìn)力研究盾構(gòu)施工對周邊土體及單樁基礎(chǔ)的影響. 增加注漿壓力是減小盾構(gòu)推進(jìn)對周圍土體影響的最有效的措施. 當(dāng)注漿壓力足夠大，推進(jìn)力、盾尾脫離及漿液硬化對土體的影響程度相同. 若使隧道頂點(diǎn)的沉降及隧道底部土體的回彈減小相同的數(shù)量，底部注漿孔的壓力要大于頂部注漿孔的壓力. 當(dāng)推進(jìn)力大于臨界值時(shí)，推進(jìn)力對隧道周邊土體的影響明顯增加. 隧道周邊及地表處各點(diǎn)的位移變化主要發(fā)生在盾構(gòu)機(jī)通過這些點(diǎn)所在位置時(shí)，襯砌生成后，隨后的開挖步對其影響很小. 樁側(cè)隧道洞室襯砌生成后，隨后開挖步施加的注漿壓力可以明顯減小樁頂沉降，注漿壓力越大，樁頂最終沉降越小. 推進(jìn)力對樁頂沉降影響不明顯. 盾構(gòu)施工引起的樁頂和樁底的沉降始終相同，即樁整體下沉. 樁頂無荷載及樁頂施加工作荷載時(shí)，開挖引起的樁頂沉降相同；樁頂施加極限荷載時(shí)，開挖引起的樁頂沉降明顯增加.

盾構(gòu)法；施工參數(shù)；注漿壓力；推進(jìn)力；盾尾脫離

0 引言

盾構(gòu)施工對周邊環(huán)境的影響一直是工程界十分關(guān)心的問題. 盾構(gòu)施工對周邊環(huán)境的影響涉及的因素相當(dāng)復(fù)雜，主要包括盾構(gòu)機(jī)的刀盤開口率、刀盤旋轉(zhuǎn)扭矩、刀盤轉(zhuǎn)速、盾構(gòu)機(jī)推進(jìn)速度、推進(jìn)力、土艙壓力等等. 國內(nèi)外學(xué)者對這些因素進(jìn)行了研究.王洪新[1]系統(tǒng)分析了土壓平衡盾構(gòu)刀盤扭矩的影響因素,推導(dǎo)了較為嚴(yán)密的刀盤扭矩計(jì)算公式. 朱合華[2-3]開展了不同埋深、不同刀盤開口率、不同推進(jìn)速度以及不同螺旋機(jī)轉(zhuǎn)速等情況下的盾構(gòu)掘削模型試驗(yàn)，研究成果用于指導(dǎo)軟土地層盾構(gòu)隧道的設(shè)計(jì). 林存剛[4]研究杭州慶春路過江隧道施工中泥水盾構(gòu)掘進(jìn)參數(shù)對地面沉降的影響. 方勇[5]對土壓平衡式盾構(gòu)隧道掘進(jìn)的施工過程進(jìn)行模擬，考慮了盾構(gòu)機(jī)作用、盾尾空隙及注漿的影響、后方臺車重量等因素. 張厚美[6]應(yīng)用正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)技術(shù)進(jìn)行盾構(gòu)掘進(jìn)參數(shù)組合試驗(yàn)，

對土倉壓力、推力、刀盤轉(zhuǎn)速等主要掘進(jìn)參數(shù)對掘進(jìn)速度、刀盤扭矩的影響進(jìn)行了研究. 李向紅[7]嘗試對盾構(gòu)掘進(jìn)過程中土艙內(nèi)外土壓力的相關(guān)關(guān)系、刀盤扭矩和推力的變化及其影響因素進(jìn)行了試驗(yàn)研究. KAZUTITO[8]利用有限元方法模擬盾構(gòu)施工研究隧道開挖對土體的影響.

已有的研究分別側(cè)重了盾構(gòu)推進(jìn)的不同參數(shù)，研究成果還不夠系統(tǒng). 應(yīng)當(dāng)抓住盾構(gòu)施工中的主要影響因素，得到更簡便易行的方法來指導(dǎo)工程實(shí)踐.筆者[9]采用對隧道洞室周邊及開挖面的土體施加由盾構(gòu)機(jī)引起的各種荷載的方法較好的模擬天津市地鐵一號線盾構(gòu)施工[10]. 在文獻(xiàn)[9]的基礎(chǔ)上，本文通過變化盾構(gòu)機(jī)推進(jìn)過程的參數(shù)(主要是推進(jìn)力和注漿壓力)研究盾構(gòu)施工對周邊土體及單樁基礎(chǔ)的影響.

1 有限元模型

土層的分類、厚度及土體參數(shù)見文獻(xiàn)[9]中的圖2，土體采用修正劍橋模型(modified critical state(clay)plasticity model)，各土層的參數(shù)λ、k、M值見文獻(xiàn)[9]中的表1.土體的三維有限元模型見文獻(xiàn)[9]中的圖3.土體頂部不受任何約束，4個(gè)側(cè)面限制與該面垂直方向的位移，底部限制豎向及兩個(gè)水平方向的位移.

襯砌外徑為6.2m，厚0.35m，襯砌的彈性模量為2.85×104MPa，泊松比為0.2. 預(yù)制樁樁長12m，直徑0.5m，彈性模量為3×104MPa，泊松比為0.2.

隧道洞室內(nèi)表面的土體、注漿層和襯砌之間采用“tie”的連接方式. 樁、土之間采用庫侖摩擦(Coulombfriction)模型，接觸面間的摩擦系數(shù)為0.2. 土體體積損失率為6.15%.

2 盾構(gòu)開挖模擬

本文模擬10個(gè)開挖步，步長4m，共開挖40m. 每個(gè)開挖步分為四個(gè)階段：盾構(gòu)機(jī)與土體之間的相互作用、土體開挖、盾尾脫離和注漿硬化.

2.1 盾構(gòu)機(jī)與土體之間的相互作用

盾構(gòu)機(jī)推進(jìn)過程中，盾構(gòu)機(jī)施加在土體上的作用力主要有以下三個(gè)方面[8]：盾構(gòu)機(jī)的推進(jìn)力，以均布壓應(yīng)力p施加在擬開挖土體表面，見圖1(a)；盾構(gòu)機(jī)刀盤轉(zhuǎn)動時(shí)對擬開挖土體表面的切削力，以逆時(shí)針均布剪應(yīng)力τ施加在擬開挖土體表面，見圖1(b)；盾構(gòu)機(jī)推進(jìn)過程中盾構(gòu)機(jī)身與洞室內(nèi)表面土體之間的摩擦力，以均布剪應(yīng)力f施加在洞室內(nèi)表面土體上，見圖1(c).

圖1 盾構(gòu)機(jī)施加在土體上的作用力

2.2 土體開挖

利用ABAQUS的單元生死技術(shù)模擬土體開挖，將一個(gè)步長的土體挖掉，相應(yīng)的推進(jìn)力p、剪應(yīng)力τ消失. 取消洞室內(nèi)表面土體上的摩擦力f，同時(shí)施加均布注漿壓力p′，見圖1(d).

利用單元生死技術(shù)使對應(yīng)一個(gè)開挖步長的襯砌(外徑6.2m，厚度0.35m)和注漿層(外徑6.39m，厚度0.095m)生成.

2.3 盾尾脫離

取消在隧道洞室內(nèi)表面土體上施加的注漿壓力p′. 由于此時(shí)漿液尚未硬化，注漿層的彈性模量很小，取1.27kPa，用來模擬盾尾脫離階段襯砌與土體之間的間隙.

2.4 注漿硬化

注漿材料逐漸凝固，強(qiáng)度不斷增加. 最終注漿材料的彈性模量為1.27MPa，泊松比為0.28.

3 隧道開挖對土體的影響

3.1 變化注漿壓力

采用表1中第1組參數(shù)的有限元分析結(jié)果[9]與天津市地鐵一號線盾構(gòu)施工監(jiān)測結(jié)果[10]接近.

表1 盾構(gòu)機(jī)施加在土體上的作用力

采用表1中第1組的參數(shù)得到第5步開挖過程中隧道周邊土體各點(diǎn)(a、b、c、d)的沉降量、回彈量及側(cè)移，見表2. 其中a、b、c、d位于第5步開挖土體對應(yīng)的隧道周邊的土體上，見圖2.

表2 土體沉降、回彈及側(cè)移(p′=70 kPa)

(a) 隧道橫斷面圖

(b) 隧道縱斷面圖

表2中“kw5-1～kw5-4”依次表示第5步開挖的四個(gè)階段，即盾構(gòu)機(jī)與土體之間的相互作用、土體開挖、盾尾脫離和注漿硬化. “a-u3”表示a點(diǎn)沿坐標(biāo)軸3方向的位移，即a點(diǎn)的沉降，單位為mm. 其它符號含義可類推. 數(shù)值為各階段引起的土體的沉降、回彈及側(cè)移量，正值表示與坐標(biāo)軸方向一致，負(fù)值表示與坐標(biāo)軸方向相反.

由表2可以看出，第二階段(土體開挖)引起的隧道頂部的沉降(a-u3)、隧道底部的回彈(c-u3)及隧道左、右兩側(cè)的側(cè)移(b-u1和d-u1)均明顯大于其它三個(gè)階段. 表2中最后一列為第二階段的位移變化量占四個(gè)階段總變化量的百分比. 這說明盾構(gòu)推進(jìn)過程中，第二階段(土體開挖)對周圍土體產(chǎn)生的影響最大. 因此，調(diào)整注漿壓力p′是減小盾構(gòu)推進(jìn)對周圍土體影響的最有效的措施.

取表1中第2組的參數(shù)分析得到第5步開挖過程隧道周邊土體各點(diǎn)的沉降量、回彈量及側(cè)移見表3. 表3中百分?jǐn)?shù)為此階段的位移變化量占四個(gè)階段總變化量的百分比.

由表3可以看出，當(dāng)注漿壓力p′由70kPa增加至150kPa，第二階段(土體開挖)引起的隧道頂部的沉降(a-u3)、隧道左、右兩側(cè)的側(cè)移(b-u1和d-u1)均明顯減小. 但是，隧道底部的回彈(c-u3)減小不明顯，第二階段(土體開挖)土體回彈量占總變化量的50%. 為此，保持隧道上半部分的注漿壓力p′=150kPa不變，將隧道下半部分的注漿壓力p′增加至200kPa(表1中第3組)，得到的各點(diǎn)的沉降量、回彈量及側(cè)移見表4.

表3 土體沉降、回彈及側(cè)移(p′=150 kPa)

表4 土體沉降、回彈及側(cè)移(p′=150+200 kPa)

當(dāng)隧道下半部分的注漿壓力p′增加至200kPa后，第二階段(土體開挖)土體回彈量由11.23mm減小至4.86mm，占總回彈量的百分比由50%減小為23%. 因此，適當(dāng)增加隧道底部注漿壓力可以更好的控制隧道底部土體的回彈量.

表3、4說明當(dāng)注漿壓力足夠大，由第二階段(土體開挖)引起的隧道周邊土體的位移變化量很小，其余三個(gè)階段的位移變化量比較接近，其中第一階段(盾構(gòu)機(jī)與土體之間的相互作用)引起的位移變化量略大于第三、四階段的.

3.2 變化推進(jìn)力

變化推進(jìn)力p，取表1中4、5、6組參數(shù)進(jìn)行模擬，研究推進(jìn)力對土體位移的影響. 圖3為10步開挖過程中隧道周邊(a～d點(diǎn))及地表處(e、f點(diǎn))土體沉降或回彈曲線.

當(dāng)推進(jìn)力p為150kPa和300kPa時(shí)，在10步開挖過程中，隧道周邊(a～d點(diǎn))及地表處(e、f點(diǎn))土體位移均相同.

(a)a、c點(diǎn)

(b)b、d點(diǎn)

(c)e、f點(diǎn)

當(dāng)推進(jìn)力p增加為500kPa時(shí)，第5個(gè)開挖步結(jié)束后，隧道周邊(a～d點(diǎn))的土體位移開始明顯減?。篴點(diǎn)最終沉降量和c點(diǎn)最終回彈量分別減小了24.3、17.2mm；較大的推進(jìn)力使得最終b、c點(diǎn)分別向左、右兩側(cè)擴(kuò)張；地表處(e、f點(diǎn))土體最終沉降和側(cè)移分別減小2.78、2.35mm.

第一階段推進(jìn)力施加在即將被開挖的土體上，較大的推進(jìn)力使隧道周邊土體產(chǎn)生向四周的擴(kuò)張變形，隨后的第二階段(土體開挖)是在擴(kuò)張變形的基礎(chǔ)上進(jìn)行的，所以當(dāng)推進(jìn)力為500kPa時(shí)，隧道周邊土體的最終位移明顯減小. 由于地表處土體與隧道之間有一定的距離，土體位移受到的影響較小.

當(dāng)推進(jìn)力p為150、300、500kPa時(shí)，第5步的第二階段(土體開挖)引起的a點(diǎn)沉降量分別為21.07、25.87、29.13mm；c點(diǎn)回彈量分別為19.8、21.15、23.62mm；b點(diǎn)側(cè)移分別為14.07、17.44、23.12mm；d點(diǎn)側(cè)移分別為14.3、17.57、23.04mm. 不同推進(jìn)力時(shí)，第二階段(土體開挖)引起的u3的變化量基本相同，u1變化量隨著推進(jìn)力增加明顯增加.

由圖3可知，盾構(gòu)推進(jìn)過程中，隧道周邊土體(a～d)各點(diǎn)的位移變化主要發(fā)生在第5步(即盾構(gòu)機(jī)通過這些點(diǎn)所在位置時(shí))，1～3步及6～10步開挖對其影響很小；地表處土體(e、f)各點(diǎn)的位移變化主要發(fā)生在1～6步，7～10步開挖對其影響可以忽略.

圖4 土體位移曲線

圖4為10步開挖結(jié)束后隧道周邊(a～d點(diǎn))及地表處(e、f點(diǎn))各點(diǎn)位移隨推進(jìn)力的變化規(guī)律. 隨著推進(jìn)力增加，隧道最終的頂點(diǎn)沉降(a-u3)和底部的回彈(c-u3)減小，隧道左側(cè)位移(b-u1)由向隧道中心內(nèi)縮變?yōu)橄蛲鈹U(kuò)張. 推進(jìn)力增加時(shí)，地表處各點(diǎn)的沉降(e-u3)及側(cè)移(f-u1)無明顯變化.

4 隧道開挖對單樁的影響

首先在樁頂逐級施加豎向工作荷載，然后再進(jìn)行10步盾構(gòu)開挖. 樁長12m的預(yù)制樁的工作荷載為215kN[9].

4.1 變化注漿壓力、推進(jìn)力

圖5為變化注漿壓力時(shí)，開挖過程中的樁頂沉降曲線. 樁位于第5步開挖土體一側(cè)，樁距離隧道中心為8m，見圖2.

圖5 樁頂沉降曲線

增加注漿壓力可以明顯減小樁頂沉降. 對于注漿壓力為150kPa及注漿壓力150+200kPa兩種情況：前4步開挖樁頂沉降增加，在隨后的開挖過程中樁頂沉降逐漸減小. 這是由于第5步完成后，樁側(cè)隧道洞室內(nèi)襯砌生成，隨后開挖步的土體開挖引起的沉降對樁頂沉降影響很小，而隨后開挖步施加的注漿壓力可以減小樁頂沉降，注漿壓力越大，樁頂最終沉降越小.

隨著推進(jìn)力增加樁頂沉降略有增加：推進(jìn)力為150kPa和300kPa時(shí)，樁頂最終沉降為-11.25mm；當(dāng)推進(jìn)力為500kPa時(shí)，樁頂最終沉降為-9.37mm. 推進(jìn)力對樁頂沉降影響不明顯.

在變化注漿壓力、推進(jìn)力的各組模擬中，盾構(gòu)施工引起的樁頂和樁底的沉降始終相同，隧道開挖使樁整體下沉.

4.2 變化樁頂豎向荷載

圖6為樁頂作用不同豎向荷載時(shí)樁頂沉降曲線. 圖中樁頂沉降完全是由盾構(gòu)開挖引起的，施加豎向荷載引起的樁頂沉降已被扣除.

圖6 樁頂沉降曲線

當(dāng)樁頂施加不同豎向荷載時(shí)(樁頂荷載為0kN和工作荷載215kN)，盾構(gòu)開挖引起的樁頂沉降十分接近，分別為-10.25、-11.25mm. 當(dāng)樁頂施加極限荷載430kN時(shí)，盾構(gòu)開挖引起的樁頂沉降明顯增加，為-16.90mm.

圖7為完成第5步開挖時(shí)樁兩側(cè)的土壓力分布圖. 樁側(cè)土壓力與樁身變形密切相關(guān)，由于不同豎向荷載作用下盾構(gòu)開挖引起的樁身側(cè)移相同[9]，因此樁側(cè)土壓力也完全相同.

圖7 樁側(cè)土壓力分布圖

圖8為完成第5步開挖后樁兩側(cè)的側(cè)摩阻力分布圖. 開挖引起土體應(yīng)力釋放，影響樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮. 極限荷載作用下，為了與樁頂較大的豎向荷載相平衡，樁兩側(cè)要發(fā)揮出更大的側(cè)摩阻力. 當(dāng)樁兩側(cè)土壓力相同時(shí)，對于摩擦樁，樁身要產(chǎn)生較大的沉降才能發(fā)揮出更大的樁側(cè)摩阻力. 因此，如圖6所示，極限荷載下開挖引起的樁頂沉降明顯增加.

圖8 樁側(cè)摩阻力分布圖

5 結(jié)論

本文通過變化推進(jìn)力和注漿壓力研究盾構(gòu)施工對周邊土體及單樁基礎(chǔ)的影響.

(1)增加注漿壓力是減小盾構(gòu)推進(jìn)對周圍土體影響的最有效的措施. 當(dāng)注漿壓力足夠大，其余的施工參數(shù)如推進(jìn)力、盾尾脫離及漿液硬化對土體的影響程度相同. 若使隧道頂點(diǎn)的沉降及隧道底部土體的回彈減小相同的數(shù)量，底部注漿孔的壓力通常要大于頂部注漿孔的壓力;

(2)推進(jìn)力存在一個(gè)臨界值，當(dāng)大于此臨界值時(shí)，推進(jìn)力對隧道周邊土體的影響明顯增加. 對于本文的隧道埋置深度及土體情況，變化推進(jìn)力對地表的影響可以忽略. 隧道周邊及地表處各點(diǎn)的位移變化主要發(fā)生在盾構(gòu)機(jī)通過這些點(diǎn)所在位置時(shí)，由于襯砌生成，隨后的開挖步對其影響很小;

(3)樁側(cè)隧道洞室襯砌生成后，隨后開挖步施加的注漿壓力可以明顯減小樁頂沉降，注漿壓力越大，樁頂最終沉降越小. 推進(jìn)力對樁頂沉降影響不明顯. 對于本文的模型，在變化注漿壓力、推進(jìn)力的各組模擬中盾構(gòu)施工引起的樁頂和樁底的沉降始終相同，即樁整體下沉;

(4)樁頂無荷載及樁頂施加工作荷載時(shí)，開挖引起的樁頂沉降相同；樁頂施加極限荷載時(shí)，開挖引起的樁頂沉降明顯增加.

[1]王洪新. 土壓平衡盾構(gòu)刀盤扭矩計(jì)算及其與盾構(gòu)施工參數(shù)關(guān)系研究[J]. 土木工程學(xué)報(bào),2009,42(9): 109-113.

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Effects of Shield Driven Parameters on Surrounding Soils and Single Pile with Finite Element Method

WANG Li1,YANG Wenbin1,WU Yuxiang1,ZHENG Gang2

(1. School of Civil and Safety Engineering,Dalian Jiaotong University,Dalian 116028,China;2.MOE Key Laboratory of Coast Civil Structure Safety，Tianjin University,Tianjin 300072,China)

Pressures and shearing forces are enforced on the soils to simulate the real reactions between shield driven machine and surrounding soil during tunneling. The effects of shield driven on surrounding soils and single pile are studied with the variations of the thrust force and grouting pressure. The most effective way of reducing the effect of shield driven is increasing the grouting pressure. When the grouting pressure is large enough,the effects from thrust force,tail departing and hardening of slurry are simllar. In order to make the same reduction in settlement on the top of tunnel and the rebound at the bottom of tunnel,the grouting pressures of the grouting whole at the bottom need to be greater than those on the top. When the thrust force is larger than the threshold value,the effects of shield driven on the surrounding soils increase apparently. The main variations in displacements in the soils happen when driven machine just passes by,and the effect from the subsequent excavation steps are neglectable on account of the installation of lining. For single pile,the settlements at pile head decrease apparently due to the grouting pressure from the subsequent excavation steps,and the greater the grouting pressure is,the smaller the settlement at pile head. The effect of thrust force on the piles can be neglected. The settlements at pile head and tip are always the same during driven process. The settlements at pile head are identical when the loads applied are smaller than the working load. The settlements at pile head increase obviously when the extreme load is enforced.

shield driven;working parameters;pressure of grouting;thrust force;tail departing

1673- 9590(2015)01- 0058- 06

2013-12-22

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51208071)

王麗(1974-)，女，一級注冊結(jié)構(gòu)工程師，博士，主要從事巖土工程教學(xué)與研究 E- mail:jiaoda_tina@163.com.

A