超大直徑盾構(gòu)工作井端頭加固合理范圍研究

石宗濤

(中鐵十四局集團(tuán)有限公司 山東濟(jì)南 250000)

1 引言

在盾構(gòu)隧道建設(shè)中，盾構(gòu)進(jìn)出洞是施工中既關(guān)鍵又容易發(fā)生事故的工序[1]。據(jù)統(tǒng)計(jì)[2]，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)出洞過(guò)程中，如南京地鐵2號(hào)線某區(qū)間隧道盾構(gòu)始發(fā)造成地面塌陷和隧道破損；上海地鐵10號(hào)線盾構(gòu)進(jìn)洞施工發(fā)生滲水漏砂引起地面局部沉降等[3]。對(duì)于常規(guī)地鐵隧道，端頭加固范圍縱向長(zhǎng)度多為10 m左右，兩端加固寬度多為3 m，上下方加固高度多為3 m。但由于地層變異性、隧道直徑等因素影響，進(jìn)出洞事故仍時(shí)有發(fā)生。

目前關(guān)于端頭井加固范圍的分析主要基于板塊理論、土體擾動(dòng)極限平衡理論和滑移線理論等。孫謀等[4]對(duì)加固范圍進(jìn)行敏感性分析表明:開(kāi)洞直徑、土體抗剪強(qiáng)度及隧道埋深是主要的影響因素，隧道洞門直徑越大，端頭土體穩(wěn)定性越低，并提出南京地鐵端頭加固厚度建議取6 m。江玉生[5－6]等認(rèn)為10 m為端頭加固尺寸效應(yīng)的分水嶺，10 m以內(nèi)的隧道縱向加固范圍隨直徑的增大變化較小，但超過(guò)10 m后縱向加固范圍隨直徑增加的速率越來(lái)越大，且傳統(tǒng)荷載簡(jiǎn)化模型計(jì)算的加固范圍偏小，結(jié)果偏于危險(xiǎn)。劉天正[7]等指出因?yàn)榇笾睆蕉軜?gòu)始發(fā)的特殊性，端頭加固參數(shù)的設(shè)定與常規(guī)地鐵隧道不同。張慶賀等[8]針對(duì)上海地鐵隧道常用的端頭加固方法，利用薄板理論推導(dǎo)了端頭加固范圍的理論計(jì)算公式，認(rèn)為與砂質(zhì)土破壞形式不同，黏性土地層的加固范圍取決于洞口土體的整體穩(wěn)定。

雖然國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者對(duì)端頭加固問(wèn)題做了不少的理論分析和模擬研究[9－12]，但是由于地下工程不確定因素多，端頭土體受力情況和失穩(wěn)機(jī)理等問(wèn)題沒(méi)有可比性和借鑒性。如何確定既安全又經(jīng)濟(jì)的端頭加固范圍，特別是超大直徑盾構(gòu)工作井，目前沒(méi)有成熟的理論計(jì)算方法。

濟(jì)南黃河隧道是我國(guó)第一條穿越地上懸河的超大直徑隧道，盾構(gòu)隧道外徑15.2 m。工作井深31.5 m，采用地下連續(xù)墻支護(hù)，坑深范圍內(nèi)主要地層為黏土層、粉砂層、砂層，具有粉粒含量高、高滲透性等特點(diǎn)，其端頭加固范圍沒(méi)有相關(guān)的經(jīng)驗(yàn)可參考，一旦發(fā)生工作井失穩(wěn)或滲漏事故，“地上懸河”將帶來(lái)災(zāi)難性后果。因此有必要針對(duì)該種地質(zhì)情況對(duì)端頭加固問(wèn)題進(jìn)行研究。

2 復(fù)合地層端頭井風(fēng)險(xiǎn)分析及加固范圍理論解

端頭加固的目的是防止破除臨時(shí)圍護(hù)結(jié)構(gòu)時(shí)，盾構(gòu)機(jī)建立土壓之前，洞門處開(kāi)挖面坍塌、地下水流失，引起地表沉降過(guò)大、塌方等事故。端頭加固后的土體應(yīng)滿足強(qiáng)度、整體穩(wěn)定性、滲透性和變形的要求。端頭土體加固成功與否，直接關(guān)系到盾構(gòu)能否安全始發(fā)和接收。

2.1 薄板強(qiáng)度理論確定端頭加固縱向長(zhǎng)度

端頭土體在開(kāi)洞后受最危險(xiǎn)的剪切和拉伸作用，為了保證土體不被破壞，加固范圍的土體必須滿足強(qiáng)度要求。江玉生[5]等推導(dǎo)了梯形荷載模式的理論解，克服了均布荷載計(jì)算超大直徑端頭加固范圍的弊端，端頭土體加固后同時(shí)滿足拉應(yīng)力和剪應(yīng)力強(qiáng)度要求的加固范圍為[5]:

2.2 端頭土體整體穩(wěn)定性確定加固范圍

黏性土中端頭加固土體的穩(wěn)定性可以簡(jiǎn)化為理想的滑動(dòng)破壞模型，即隧道上方滑動(dòng)破壞面為Ba，oa界面以下為以洞口頂部點(diǎn)O為圓心、洞口直線長(zhǎng)度D為運(yùn)動(dòng)半徑的圓弧曲面，見(jiàn)圖1。

圖1 黏性土體滑動(dòng)破壞模型

2.3 基于擾動(dòng)極限平衡理論的橫向加固范圍

隧道開(kāi)挖打破了周圍土體的三向應(yīng)力平衡，當(dāng)最大剪應(yīng)力超過(guò)了土體的抗剪強(qiáng)度時(shí)，周圍土體產(chǎn)生剪切破壞，破壞區(qū)逐漸向周圍土體深部擴(kuò)散，形成塑性松動(dòng)圈。

隧道上下兩側(cè)破壞范圍:

隧道左右兩側(cè)破壞范圍:

除上述理論分析強(qiáng)度和穩(wěn)定性的要求外，端部縱向加固范圍還應(yīng)滿足幾何準(zhǔn)則和滲透性要求，得出縱向加固范圍:L＝盾構(gòu)主機(jī)長(zhǎng)度＋(2～3)管片寬度。

3 端頭加固范圍的影響因素分析

3.1 模型構(gòu)建

以濟(jì)南黃河隧道為例，建立三維數(shù)值模型，分析成層土情況下大盾構(gòu)端頭加固范圍的影響因素。模型區(qū)域確定在3～5倍洞徑范圍以減小邊界效應(yīng)的影響[13]，模型尺寸為:X＝100 m，Y＝120 m，Z＝90 m，模型立面如圖2所示。

圖2 模型立面

巖土體材料、加固區(qū)單元均采用3D實(shí)體單元模擬，地下連續(xù)墻、主體結(jié)構(gòu)、盾構(gòu)襯砌單元均采用二維板單元，盾構(gòu)注漿施工采用均質(zhì)、厚度相同、彈性的“等代層”三維實(shí)體單元模擬，具體參數(shù)見(jiàn)表1。加固土體的壓縮模量E＝60 MPa，黏聚力C＝200 kPa，摩擦角φ＝30°，重度γ＝20.4 kN/m3，泊松比μ＝0.25。

表1 模型參數(shù)

模型四周施加X(jué)、Y向位移約束，底部施加三個(gè)方向的位移約束[14]。采用添加施工階段重新賦予單元屬性來(lái)模擬加固土[15]。盾構(gòu)掘進(jìn)倉(cāng)內(nèi)壓力與注漿壓力分別為100 kPa、80 kPa，盾構(gòu)自重壓力取值為100 kPa，并對(duì)所有單元施加自身重力[16]。

3.2 不同縱向加固長(zhǎng)度對(duì)應(yīng)力和位移的影響

濟(jì)南黃河隧道洞口直徑15.76 m，考慮縱向加固范圍4 m、8 m、10 m、12 m、14 m、16 m、18 m、20 m，橫向加固范圍取5 m進(jìn)行模擬，分析其位移和應(yīng)力場(chǎng)結(jié)果見(jiàn)圖3。

圖3 不同縱向加固長(zhǎng)度與位移及應(yīng)力關(guān)系曲線

由圖3可知，隨著端頭土體縱向加固長(zhǎng)度增加，位移、應(yīng)力的最大值先減小，后趨于平穩(wěn)趨勢(shì)。X軸(向坑內(nèi))最大水平位移在2～4 mm范圍，Z軸方向豎向位移最大值在5 mm之內(nèi)；加固體最大壓應(yīng)力趨于1.1 MPa，最大剪應(yīng)力、拉應(yīng)力在0.02～0.085 MPa范圍。當(dāng)縱向加固長(zhǎng)度增加到14 m后，再繼續(xù)增加縱向加固長(zhǎng)度(16 m、18 m、20 m)對(duì)端頭加固土體的位移場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)沒(méi)有明顯影響。

3.3 不同橫向加固長(zhǎng)度對(duì)應(yīng)力和位移的影響

將橫向加固依次改為3 m、5 m、7 m、9 m進(jìn)行模擬。由圖4可知，隨著端頭土體橫向加固長(zhǎng)度的增加，X軸(水平位移)、Z軸(豎向)最大位移逐漸減小，而加固區(qū)內(nèi)拉應(yīng)力、壓應(yīng)力、剪應(yīng)力最大值逐漸增大，其中壓應(yīng)力增幅最大，變化范圍為0.62～0.711 1 MPa，主要原因是隨著橫向加固范圍的增大，其自重相較于原土體有所提高。

圖4 不同橫向加固長(zhǎng)度與位移及應(yīng)力關(guān)系曲線

但無(wú)論橫向加固范圍多大，破除洞門處圍護(hù)結(jié)構(gòu)之后，加固土體的最大水平位移值幾乎沒(méi)有差異。當(dāng)超過(guò)5 m之后，地層位移和加固區(qū)土體的拉、壓、剪應(yīng)力都與橫向加固范圍關(guān)系不大。

3.4 不同埋深對(duì)位移場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)的影響

分析盾構(gòu)隧道在埋深為0.5D、1D、1.5D時(shí)，開(kāi)洞直徑15.76 m端頭土體加固范圍?？紤]洞門破除工況，洞門處加固土體的豎向最大位移、橫向最大位移和剪應(yīng)力最大值如圖5～圖7所示。

圖5 埋深為0.5D縱向加固長(zhǎng)度為16、18和20 m時(shí)的位移和應(yīng)力

圖6 埋深為1D縱向加固長(zhǎng)度為16、18和20 m時(shí)的位移和應(yīng)力

圖7 埋深為1.5D縱向加固長(zhǎng)度為16、18和20 m時(shí)的位移和應(yīng)力

由圖5～圖7可知，當(dāng)盾構(gòu)埋深為0.5D、縱向加固長(zhǎng)度為18 m時(shí)，橫向加固范圍取為5 m，此時(shí)土體豎向位移與橫向位移最大值分別為2.62 mm、2.15 mm。當(dāng)盾構(gòu)隧道埋深為1D時(shí)，縱向、橫向合理加固長(zhǎng)度分別為18 m、9 m，端頭土體最小豎向位移、橫向位移分別為4.28 mm、3.41 mm，若繼續(xù)再增大縱向、橫向加固長(zhǎng)度，對(duì)限制土體位移的貢獻(xiàn)相對(duì)減弱。當(dāng)隧道埋深為1.5D，縱向、橫向加固長(zhǎng)度分別為20 m和9 m時(shí)，加固效果比較好。土體的剪應(yīng)力隨隧道埋深的增大而增大，這說(shuō)明在埋深較大的隧道中，土體破壞形式以剪切破壞為主。

3.5 端頭土體穩(wěn)定性分析

采用有限元強(qiáng)度折減法計(jì)算加固后的土體穩(wěn)定性，圖8為14 m縱向加固長(zhǎng)度下，土體加固前后折減系數(shù)與穩(wěn)定性系數(shù)的關(guān)系，可以看出土體加固前的穩(wěn)定系數(shù)逐漸趨近于0.779，加固后經(jīng)10次循環(huán)穩(wěn)定系數(shù)約為2.535。

圖8 14 m縱向加固長(zhǎng)度時(shí)土體加固前后折減系數(shù)與穩(wěn)定性系數(shù)關(guān)系

3.6 加固范圍確定及現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)分析

根據(jù)上述薄板理論和土體滑移失穩(wěn)理論分別計(jì)算該工程的加固范圍，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表2。

表2 不同計(jì)算模型解析結(jié)果

可見(jiàn)薄板理論與計(jì)算有一定差異，主要是薄板理論忽略了剪切變形以及法向應(yīng)力對(duì)薄板變形的影響，而端頭加固問(wèn)題是一個(gè)厚板問(wèn)題，其在彎曲時(shí)應(yīng)力、應(yīng)變屬于彈性力學(xué)的空間問(wèn)題。

考慮縱向加固范圍尚有滿足盾構(gòu)機(jī)的幾何尺寸要求:濟(jì)南黃河隧道現(xiàn)場(chǎng)縱向加固范圍長(zhǎng)為20 m，橫向加固范圍為輪廓線外上、下、左、右各5 m。盾構(gòu)隧道始發(fā)時(shí)在工作井端頭布設(shè)土體沉降測(cè)點(diǎn)，實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與有限元數(shù)據(jù)對(duì)比見(jiàn)圖9。

圖9 盾構(gòu)掘進(jìn)10 m和20 m后實(shí)測(cè)與計(jì)算地表沉降對(duì)比曲線

地表沉降現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)值與仿真模擬結(jié)果基本吻合，離盾構(gòu)隧道中心軸線越近，地表沉降數(shù)值越大。盾構(gòu)掘進(jìn)通過(guò)加固土體后，地表沉降呈現(xiàn)出逐漸變大的趨勢(shì)，

4 結(jié)論

本文以濟(jì)南黃河隧道盾構(gòu)始發(fā)為工程背景，對(duì)端頭加固范圍進(jìn)行了探討。建立數(shù)值計(jì)算模型，對(duì)縱向、橫向加固范圍影響因素進(jìn)行研究，得出主要結(jié)論如下:

(1)對(duì)于超大直徑盾構(gòu)端頭加固范圍設(shè)計(jì)應(yīng)考慮尺寸效應(yīng)，對(duì)于成層復(fù)合地層建議采用有限元對(duì)加固范圍進(jìn)行分析。

(2)無(wú)論是橫向、縱向加固范圍，隨著加固長(zhǎng)度增加，最大位移和最大應(yīng)力值均先減小后趨于穩(wěn)定。繼續(xù)增大加固長(zhǎng)度，對(duì)端頭加固土體的位移場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)沒(méi)有明顯影響。

(3)開(kāi)洞尺寸為15.76 m，當(dāng)縱向、橫向加固長(zhǎng)度分別取為14 m、5 m時(shí)，即可符合盾構(gòu)掘進(jìn)所需的強(qiáng)度和自穩(wěn)性條件。

(4)在相同加固長(zhǎng)度下，當(dāng)盾構(gòu)隧道埋深為1.5D時(shí)，洞門破除后加固土體具有明顯的整體滑移趨勢(shì)，此時(shí)加固區(qū)范圍由整體滑移控制。