Π形地下連續(xù)墻盾構(gòu)進出洞施工技術(shù)研究

胡　俊，衛(wèi)　宏，劉　勇，趙聯(lián)楨

(1.海南大學 土木建筑工程學院，?？?570228；2.新加坡國立大學 土木與環(huán)境工程系，新加坡 肯特崗 117576)

?

Π形地下連續(xù)墻盾構(gòu)進出洞施工技術(shù)研究

胡俊1，2，衛(wèi)宏1*，劉勇2，趙聯(lián)楨1

(1.海南大學 土木建筑工程學院，?？?570228；2.新加坡國立大學 土木與環(huán)境工程系，新加坡 肯特崗 117576)

如何選擇合理的盾構(gòu)進出洞施工方法是目前需要解決的關(guān)鍵技術(shù)問題。對Π形地下連續(xù)墻盾構(gòu)進出洞施工方法作一簡單介紹，運用有限元軟件建立數(shù)值模型對不同工況下盾構(gòu)始發(fā)進行數(shù)值分析，主要得出：易挖除性、臨時性與經(jīng)濟性是該方法優(yōu)于其它工法的主要特點；數(shù)值模擬中工況2、3和4下Π形地連墻的較大壓應力主要集中在②、③號地連墻靠近洞門內(nèi)側(cè)，較大拉應力主要集中在②、③號地連墻靠近洞門外側(cè)，隨著盾構(gòu)開挖推進其范圍在擴大；Π形地下連續(xù)墻在整個開挖過程中基本不發(fā)生位移；工況2、3和4下地表路徑1最大沉降量分別約為1.37、2.56、6.51 mm，地表路徑2最大沉降量分別約為1.00、1.83、4.94 mm。所得結(jié)果可為今后類似工程設計提供技術(shù)參考依據(jù)。

Π形地下連續(xù)墻；盾構(gòu)進出洞；盾構(gòu)始發(fā)；數(shù)值模擬

0　引　言

盾構(gòu)進出洞是盾構(gòu)隧道施工中的關(guān)鍵環(huán)節(jié)，具有很大的工程施工風險。在盾構(gòu)進出洞時，一般采用的施工方法是先完成盾構(gòu)井主體結(jié)構(gòu)，再對盾構(gòu)隧道端頭土體進行改良加固，然后鑿除洞門處鋼筋混凝土圍護結(jié)構(gòu)，進而完成盾構(gòu)機始發(fā)或到達。其中，洞門破除要求的時間非常緊，施工難度大。洞門破除后對加固體強度及密封性要求很高，加固效果不佳時，在洞門破除時極易出現(xiàn)盾構(gòu)與洞門間隙涌泥涌砂及地表沉降現(xiàn)象，進而危及附近地下管線和建筑物的安全[1-8]。為防止此類現(xiàn)象發(fā)生，以滿足強度和抗?jié)B性的要求，如何選擇合理的盾構(gòu)隧道端頭加固處理方案，或者是選擇合理的盾構(gòu)進出洞施工方法，是目前需要解決的關(guān)鍵技術(shù)問題。

本文研究是一種Π形地下連續(xù)墻盾構(gòu)進出洞施工的新方法[9]。先對該方法作一簡單介紹，再運用有限元軟件建立數(shù)值模型對不同工況下盾構(gòu)始發(fā)進行數(shù)值分析，重點研究不同工況下端頭地層以及Π形地下連續(xù)墻的應力場和位移場，論證該方法施工的可行性，為今后類似工程設計提供技術(shù)參考依據(jù)。

1　新方法簡介

1.1概況

Π形地下連續(xù)墻盾構(gòu)進出洞施工方法第一步為完成盾構(gòu)隧道端頭井Π形地下連續(xù)墻結(jié)構(gòu)施工，Π形地下連續(xù)墻由①、②、③共三幅直線壁板式地連墻組成，如圖1所示。

圖1　Π形地下連續(xù)墻盾構(gòu)進出洞施工示意圖Fig.1 Illustration of shield break-in/out in a Π-shaped diaphragm wall

在盾構(gòu)掘進通過Π形地連墻槽壁的洞門部位(①號墻)采用玻璃纖維筋替代地連墻在該部位的鋼筋；垂直于洞門部位的地連墻(②、③號墻)中鋼筋籠可以用玻璃纖維筋籠、竹筋籠代替，甚至直接為素混凝土墻，兩墻間距約大于盾構(gòu)開挖直徑。①號墻長度為一幅地連墻的長度，約6 m；②、③號墻長度最短為6 m，最長為盾構(gòu)主機長度+(2～3)B的止水厚度，其中B為管片寬度。①、②、③三幅直線壁板式地連墻埋深與基坑圍護結(jié)構(gòu)埋深相同。第二步為盾構(gòu)機直接切削洞門完成始發(fā)或到達。

1.2優(yōu)點

由于玻璃纖維的特點，在盾構(gòu)井基坑開挖階段能滿足基坑安全需要，在盾構(gòu)掘進階段，無需在圍護結(jié)構(gòu)外側(cè)加固土體，直接用盾構(gòu)機切削洞門槽壁通過洞門，可減少鑿除洞門過程中因洞門暴露而造成坍塌事故的發(fā)生，既安全又節(jié)省工期。本工法中地連墻中的鋼筋可以用其它類似材料代替(如玻璃纖維筋GFRP、竹筋)，其它類似材料代替鋼筋后，應該既滿足盾構(gòu)井圍護結(jié)構(gòu)的功能要求，又滿足盾構(gòu)機直接切削洞門的要求。

本工法適用于在巖層或復合地層中的盾構(gòu)進出洞施工，其原因是玻璃纖維筋地連墻能夠被配置滾刀為主的土壓平衡盾構(gòu)機切削，配置刮刀為主的盾構(gòu)機難以破除玻璃纖維筋混凝土，泥水平衡盾構(gòu)機需小心控制玻璃纖維筋混凝土的大雜塊堵塞管路。

本工法用玻璃纖維筋或竹筋代替了鋼筋，極大地降低了工程成本，主要應用在地質(zhì)條件較好的盾構(gòu)進出洞工程中，易挖除性、臨時性與經(jīng)濟性是該方法優(yōu)于其它加固方式的主要特點，使之適用于TBM、盾構(gòu)等機械化施工而不會損壞刀具，能夠廣泛應用在盾構(gòu)始發(fā)與到達施工中。

1.3施工工藝

本工法施工工藝流程為：測量放線→導墻制作→泥漿制備及調(diào)整→地連墻成槽和清底置換→ GFRP 筋籠和竹筋籠的制作和吊放→水下混凝土灌注→接頭施工→接頭管的頂拔→全段施工完成，如圖2所示。

2　三維有限元數(shù)值模型的建立

2.1計算模型和參數(shù)選取

本數(shù)值模型幾何尺寸為：縱向長度(Z軸)40 m，垂直深度(Y軸)50 m，橫向長度(X軸)50 m。盾構(gòu)隧道中心埋深為地表以下21 m，開挖直徑取為7 m；地連墻厚度取為1 m；②、③號地連墻縱向軸線間距9 m，長度取最短長度6 m。模型幾何尺寸如圖3所示。

圖2　Π形地下連續(xù)墻盾構(gòu)進出洞施工工藝流程圖Fig.2 Flow chat of shield break-in/out in a Π-shaped diaphragm wall

圖3　數(shù)值模型幾何尺寸示意圖Fig.3 Geometric size and mesh size

邊界條件為：縱向(Z軸)前后邊界面盾構(gòu)掘進方向位移被約束，橫向(X軸)左右邊界面垂直于盾構(gòu)掘進方向位移被約束，深度方向(Y軸)上邊界為自由面，下邊界為固定邊界。不考慮地面超載情況，只考慮土體自重。土體材料選取沿海地區(qū)常見的海相粘土，采用修正劍橋本構(gòu)模型，參數(shù)見表1。Π形地下連續(xù)墻采用線彈性模型，參數(shù)取值為彈性模量2.0×104MPa、泊松比0.20、密度2.5 g/cm3[10-15]。

表1　海相粘土修正劍橋模型參數(shù)

2.2模擬方法

根據(jù)盾構(gòu)始發(fā)時的實際過程，本次數(shù)值模擬分為4個工況進行計算。工況1：初始地應力場模擬；工況2：盾構(gòu)直接切削地連墻洞門，地連墻后暴露土體表面施加200 kPa應力模擬盾構(gòu)掌子面推力；工況3：盾構(gòu)向土體中掘進2 m，此時暴露出來的土體表面施加200 kPa應力模擬盾構(gòu)機的支承作用；工況4：盾構(gòu)再向土體中掘進4 m，暴露出來的土體表面同樣施加200 kPa應力[16-20]。

3　數(shù)值計算結(jié)果與分析

3.1工況1

在該模型參數(shù)取值和自重作用下產(chǎn)生的應力場為初始應力場，該工況下深度方向(Y軸)應力云圖如圖4所示，可知初始應力場最大壓應力為1.132MPa。

圖4　工況1深度方向(Y軸)應力云圖Fig.4 Streee contour along depth direction

3.2工況2

3.2.1Π形地下連續(xù)墻

工況2下Π形地下連續(xù)墻基本不發(fā)生位移，圖5為工況2下Π形地連墻最大主應力和最小主應力云圖，最大主應力云圖可以看出Π形地連墻工況2下所受最大壓應力為1.157 MPa，壓應力隨著深度的加深越來越大；最小主應力云圖可以看出Π形地連墻工況2下所受最大拉應力為0.331 MPa，最大拉應力集中在開挖洞門左右兩側(cè)，此時②、③號地連墻受力特點相當于懸臂板受力。最大拉、壓應力值均在設計強度范圍之內(nèi)，且有較多富余。

(a)最大主應力云圖

(b)最小主應力云圖

3.2.2墻后土體

圖6為工況2下洞門處暴露土體的縱向(Z軸)位移圖，可以看出暴露掌子面最大位移為64.5 mm，位于暴露掌子面的中心附近。

圖6　工況2下洞門處暴露土體的縱向(Z軸)位移圖Fig.6 Displacement countour in the break-out point of in the Π-shaped diaphragm wall(stage 2)

圖7為地表路徑1和路徑2的沉降曲線，地表路徑1位于洞門正上方，從地連墻后一直到墻后39 m，地表路徑2為②、③號地連墻末端間距連線，距①號地連墻6 m?？梢钥闯觯汗r2下地表路徑1最大沉降量約為1.37 mm，在距離①號地連墻約12 m處；地表路徑2最大沉降量約為1 mm，位于②、③號地連墻中間。

(a)地表路徑1

(b)地表路徑2

3.3工況3

圖8為工況3下Π形地連墻最大主應力和最小主應力云圖，可以看出：工況3下所受最大壓應力值為1.545 MPa，較大壓應力主要集中在②、③號地連墻靠近洞門內(nèi)側(cè)(如圖8(a)圈出部分所示)；工況3下所受最大拉應力值為0.722 MPa，較大拉應力集中在②、③號地連墻靠近洞門外側(cè)(如圖8(b)圈出部分所示)。同樣，最大拉、壓應力值均在設計強度范圍之內(nèi)，且有較多富余。

由圖7可知：工況3下地表路徑1最大沉降量約為2.56 mm，在距離①號地連墻約13 m處；地表路徑2最大沉降量約為1.83 mm，位于②、③號地連墻中間。

3.4工況4

圖9為工況4下Π形地連墻最大主應力和最小主應力云圖。由圖9可知：工況4下最大壓應力值為2.803 MPa，主要集中在②、③號地連墻靠近洞門內(nèi)側(cè)(如圖9(a)圈出部分)，且較工況3范圍擴大；工況4下最大拉應力值為1.853 MPa，集中在②、③號地連墻靠近洞門外側(cè)(如圖9(b)圈出部分)，較工況3范圍也在擴大。同樣，最大拉、壓應力值均在設計強度范圍之內(nèi)，且有較多富余。

由圖7可知：工況4下地表路徑1最大沉降量約為6.51 mm，在距離①號地連墻約13 m處；地表路徑2最大沉降量約為4.94 mm，位于②、③號地連墻中間。

(a)最大主應力云圖

(b)最小主應力云圖

(a)最大主應力云圖

(b)最小主應力云圖

4　結(jié)束語

本文對Π形地下連續(xù)墻盾構(gòu)進出洞施工方法作一簡單介紹，運用有限元軟件建立數(shù)值模型對不同工況下盾構(gòu)始發(fā)進行數(shù)值分析，主要得出：

(1)Π形地下連續(xù)墻盾構(gòu)進出洞施工方法的優(yōu)點：無需人工鑿除洞門，節(jié)省大量工期；圍護結(jié)構(gòu)外側(cè)土體無需進行加固，降低工程造價；圍護結(jié)構(gòu)直接在盾構(gòu)機進出洞階段發(fā)揮擋土、止水作用，進出洞安全得到很大保證。

(2)工況2、3和4下Π形地連墻的最大壓應力值分別為1.157、1.545、2.803 MPa，最大拉應力值分別為0.331、0.722、1.853 MPa；較大壓應力主要集中在②、③號地連墻靠近洞門內(nèi)側(cè)，較大拉應力主要集中在②、③號地連墻靠近洞門外側(cè)，隨著盾構(gòu)開挖推進其范圍在擴大；總體上最大拉、壓應力值均在設計強度范圍之內(nèi)，且有較多富余。

(3)Π形地下連續(xù)墻在整個開挖過程中基本不發(fā)生位移；工況2、3和4下地表路徑1最大沉降量分別約為1.37、2.56、6.51 mm，都位于距離①號地連墻約12～13 m處；地表路徑2最大沉降量分別約為1.00、1.83、4.94 mm，位于②、③號地連墻中間。

從數(shù)值模擬情況可以看出，在盾構(gòu)始發(fā)掘進過程中，地連墻受力在設計強度范圍之內(nèi)，地表位移也很小，Π形地下連續(xù)墻盾構(gòu)進出洞施工方法是可行的。

[1]胡俊，楊平.大直徑杯型凍土壁溫度場數(shù)值分析[J].巖土力學，2015，36(2)：523-531.

[2]胡俊，楊平，董朝文，等.盾構(gòu)始發(fā)端頭化學加固范圍及加固工藝研究[J].鐵道建筑，2010，15(2)：47-51.

[3]胡俊，楊平，董朝文，等.蘇州地鐵一號線盾構(gòu)隧道端頭加固方式現(xiàn)場調(diào)查研究[J].鐵道建筑，2010(11)：32-35.

[4]胡俊，張智博，巢達，等.不同工況下盾構(gòu)始發(fā)掘進的數(shù)值分析[J].鐵道建筑，2013，18(6)：57-60.

[5]胡俊.盾構(gòu)始發(fā)端頭化學加固范圍的數(shù)值模擬研究[C].四川峨眉：第十二屆海峽兩岸隧道與地下工程學術(shù)與技術(shù)研討會，2013.

[6]胡俊，劉勇，梁乾乾.設置1-2根圓形凍結(jié)管時凍結(jié)水泥土攪拌樁溫度場數(shù)值對比分析[J].森林工程，2016，32(1)：77-82.

[7]胡俊，劉勇，曾暉.新型管幕凍結(jié)法不同管幕填充形式的溫度場數(shù)值對比分析[J].森林工程，2015，31(6)：135-141.

[8]胡俊，劉勇，李玉萍.凍結(jié)水泥土攪拌樁溫度場數(shù)值分析[J].森林工程，2015，31(5)：118-123.

[9]胡俊，李艷榮，肖天崟，等.一種Π形地下連續(xù)墻盾構(gòu)進出洞施工方法：中國，201410547255.X[P]，2014年10月16日.

[10]Hu J，Wang X，Jiang B.Numerical analysis of temperature field of vertical frozen soil wall reinforcement at shield shaft[A].2014 3rd International Conference on Micro Nano Devices，Structure and Computing Systems(MNDSCS 2014)[C]，Singapore，2014，3：4-10.

[11]Hu J，Zeng H，Wang X.Numerical analysis of temperature field of cup-shaped frozen soil wall reinforcement at shield shaft[A].2013 International Conference on Energy Research and Power Engineering(ERPE 2013)[C]，2013，5：1467-1471.

[12]Hu J，Zeng H，Wang X.Experimental research on the physi-mechanical performances of geosynthetics[A].2013 International Conference on Energy Research and Power Engineering(ERPE 2013)[C]，2013，5：33-37.

[13]Hu J，Zeng H，Wang X.Study on construction risk analysis and risk counter-measures of river-crossing tunnel of large-diameter metro[A].2012 2nd International Conference on Civil Engineering，Architecture and Building Materials(CEABM 2012)[C]，2012，5：2680-2683.

[14]Hu J，Yang P，Dong C，et al.Study on numerical simulation of cup-shaped horizontal freezing reinforcement project near shield launching[A].2011 International Conference on Electric Technology and Civil Engineering(ICETCE 2011)[C].China：IEEE.2011，4：5522-5525.

[15]Zeng H，Hu J，Yang P.A numerical simulation study on the chemical reinforcement area at shield start shaft[A].2011 International Conference on Electric Technology and Civil Engineering(ICETCE 2011)[C].China：IEEE，2011，4：29-34.

[16]Hu J，Zeng H，Wang X，et al.Study on the new reinforcement methods at shield shaft[J].Civil Engineering and Technology，2014，3(4)：58-61.

[17]董慧，胡俊，劉勇.凍融水泥土力學特性試驗研究[J].森林工程，2015，31(5)：114-117.

[18]胡俊，張皖湘，李艷榮.X形凍結(jié)管溫度場變化規(guī)律研究[J].探礦工程(巖土鉆掘工程)，2016，43(3)：69-74.

[19]胡俊，劉勇.加熱限位管對凍土帷幕厚度的影響研究[J].森林工程，2016，32(2)：69-74.

[20]胡俊.高水壓砂性土層地鐵大直徑盾構(gòu)始發(fā)端頭加固方式研究[D].南京：南京林業(yè)大學，2012，6.

Break-in and Break-out Technique of Tunnel Shieldin Π-shaped Diaphragm Wall

Hu Jun1，2，Wei Hong1*，Liu Yong2，Zhao Lianzhen1

(1.College of Civil Engineering and Architecture，Hainan University，Haikou，Hainan 570228，China；2.Department of Civil & Environmental Engineering，National University of Singapore，Kentridge 117576，Singapore)

It is the key technical issue that how to choose the right construction method for break-in and break-out shield tunnel.The construction method of Π-shaped diaphragm wall was briefly introduced during break-in and break-out of shield.Finite element software was used to establish numerical model under different conditions of originating tunneling shield for numerical analysis.The main findings were concluded that the construction technique studied has superior advantages(e.g.easy excavation，temporary and economy)over other techniques.The results from numerical simulation showed that the compressive stress was relatively large and mainly focused the inner side of the break-out point of ② and ③ Π-shaped wall in the simulation stages 2，3 and 4，while the tension stress was relatively large around the outer side of the break-out point of ② and ③ Π-shaped wall.No obvious displacement was observed with the technique of using a Π-shaped diaphragm wall during break-in and break-out of shield.In stages 2，3 and 4，the maximum settlement along path 1 were approximately 1.37mm，2.56mm and 6.51mm，respectively，and the maximum settlement along path 2 were approximately 1.00 mm，1.83mm and 4.94mm，respectively.The results of this study can provide technical reference value for future similar projects.

Π-shaped diaphragm wall；shield break-in/out；shield initiation；numerical simulation

2016-03-20

國家自然科學基金項目(51368017)；海南省科技項目(ZDXM2015117)；海南省重點研發(fā)計劃科技合作方向項目(ZDYF2016226)；中國博士后科學基金資助項目(2015M580559)；海南省教育廳高等學?？蒲许椖?Hnky2016ZD-7；Hnky2015-10)

胡俊，博士，副教授。研究方向：隧道及地下工程。

衛(wèi)宏，博士，教授。研究方向：巖土工程。

E-mail：wennhong@163.com

胡俊，衛(wèi)宏，劉勇，等.Π形地下連續(xù)墻盾構(gòu)進出洞施工技術(shù)研究[J].森林工程，2016，32(5)：87-91.

U 455.43；S 773

A

1001-005X(2016)05-0087-05