高壓水射流清障施工盾構(gòu)掘進(jìn)面穩(wěn)定性研究

吳 志 強(qiáng)，李 瑞 紅，陳 城，李 忠 艷

(1.南通職業(yè)大學(xué) 建筑工程學(xué)院，江蘇 南通 226007； 2.蘇州大學(xué) 軌道交通學(xué)院，江蘇 蘇州 215000)

0 引 言

當(dāng)前中國地鐵建設(shè)方興未艾，伴隨著地鐵線路的增多，新建隧道遇到既有障礙物的情況會(huì)越來越普遍，傳統(tǒng)的清障方法成本高、工期長且對周邊環(huán)境影響大[1-3]。針對上述問題，國內(nèi)外學(xué)者通過對盾構(gòu)機(jī)刀盤進(jìn)行改進(jìn)，使盾構(gòu)直接切削鋼筋混凝土樁技術(shù)得到了迅速發(fā)展。北京交通大學(xué)袁大軍團(tuán)隊(duì)[4-5]通過實(shí)際工程驗(yàn)證了盾構(gòu)直接切樁的可行性。但直接切削鋼筋混凝土?xí)r，鋼筋多被拉斷，很難被直接切斷，故鋼筋極易纏繞在刀盤上，極大地影響了切割效率，嚴(yán)重時(shí)還會(huì)造成卡機(jī)現(xiàn)象，對工程施工帶來了困難和安全隱患。因此，有效切斷鋼筋，避免鋼筋過長纏繞在刀盤上對實(shí)際施工意義重大。

基于此，本文介紹一種新型切割技術(shù)——水刀切割工法，即高壓水射流切割技術(shù)，目前該技術(shù)的研究工作尚處于起步階段。Hood[6]在刀具上安裝了水射流裝置，通過切割巖石試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，經(jīng)水射流切割之后，刀具再切割時(shí)刀頭的受力得到了明顯的改善。Kotwica[7]在機(jī)械刀具上安裝水射流輔助裝置進(jìn)行破巖試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)水射流可以減少30%以上的截齒邊緣磨損量。Ozcelik等[8]研究發(fā)現(xiàn)水壓、轉(zhuǎn)速等因素對破巖效率影響較大。Ciccu等[9]在圓盤破巖試驗(yàn)中使用了水射流技術(shù)，表明在有水射流參與的工況下溝槽材料的去除率得到了極大的提升。Li等[10]通過水射流數(shù)值模型發(fā)現(xiàn)高壓水射流對巖石的應(yīng)力傳播速度極快。盧義玉等[11]進(jìn)行了水射流切割巖石試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)水射流切割過的巖石強(qiáng)度下降較大。陳躍強(qiáng)[12]將水磨料和截齒結(jié)合起來，通過試驗(yàn)證明其有利于提高破巖效率。莊欠偉等[13]通過磨料水射流切割鋼筋混凝土試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)磨料水射流聯(lián)合盾構(gòu)刀具能有效解決鋼筋纏繞問題。

綜上所述，國內(nèi)外學(xué)者對水刀切割工法的研究主要集中在能否切割以及如何提高切割效率等方面，而對于在水刀切割工法下掘進(jìn)面穩(wěn)定性問題尚未看到相關(guān)文獻(xiàn)報(bào)道。由于水刀切割是非接觸方式，故在清障的過程中無法在掌子面上施加支護(hù)壓力，由于沒有支護(hù)壓力，更容易出現(xiàn)掘進(jìn)面失穩(wěn)，因此亟需研究高壓水射流清障施工條件下盾構(gòu)掘進(jìn)面的穩(wěn)定性。

基于此，本文以目前工程中越來越多遇到的鋼筋混凝土樁為研究背景，在考慮樁-土相互作用的基礎(chǔ)上，提出水刀切割下掘進(jìn)面支護(hù)力計(jì)算模型和超前加固長度計(jì)算公式。然后結(jié)合數(shù)值軟件，在合理選取模型參數(shù)的基礎(chǔ)上，驗(yàn)證了理論計(jì)算模型的合理性，并在其基礎(chǔ)上，研究了土體內(nèi)摩擦角、埋深比以及加固長度等參數(shù)對支護(hù)力的影響規(guī)律，研究結(jié)果可為后續(xù)工程的設(shè)計(jì)和施工提供理論基礎(chǔ)。

1 水刀切割工法

水刀切割工法，即高壓水射流切割技術(shù)，通過超高壓噴射出的水流混合磨料來切割障礙物，相較于傳統(tǒng)的盾構(gòu)切割，其不會(huì)產(chǎn)生較大的熱效應(yīng)，且對環(huán)境無污染。

目前水刀切割技術(shù)在中國隧道建設(shè)領(lǐng)域還處于探索階段，尚未有切割障礙物工程的運(yùn)用。而日本在實(shí)際工程中運(yùn)用水刀對障礙物進(jìn)行了破除并取得了良好的工程效益。他們主要是將水刀切割系統(tǒng)安裝在盾構(gòu)刀盤上(即DO-Jet工法)，在掘進(jìn)過程中遇到障礙物時(shí)會(huì)先噴射出超高壓水流對障礙物進(jìn)行切割，從而實(shí)現(xiàn)盾構(gòu)刀盤對障礙物的快速切削破除[14]，具體裝置見圖1。

圖2和圖3展示了這種施工工法中核心的兩個(gè)系統(tǒng)，分別為“地基改良系統(tǒng)”和“切割/清除系統(tǒng)”。

2 三維理論模型的建立

2.1 基本假定

本節(jié)首先構(gòu)建盾構(gòu)掘進(jìn)面的三維理論模型(見圖4)，采用極限平衡法對掘進(jìn)面的穩(wěn)定性進(jìn)行理論推導(dǎo)，求得支護(hù)壓力解析解。為便于計(jì)算，本文基于以下假定：

(1) 將滑動(dòng)體上方土體和結(jié)構(gòu)的荷載簡化為均布荷載σs；

(2) 假定滑動(dòng)體沿與水平面呈一定角度的斜截面滑動(dòng)(即沿直線滑動(dòng))；

(3) 由于加固體的黏聚力、內(nèi)摩擦角等參數(shù)明顯大于原狀土，根據(jù)已有關(guān)于內(nèi)摩擦角與滑動(dòng)角關(guān)系的研究，滑動(dòng)角可近似為θ=45°+φ/2，故假設(shè)θ2>θ1。

2.2 理論推導(dǎo)

為便于受力分析，先繪制出掘進(jìn)面平面受力模型，如圖5所示。掘進(jìn)面發(fā)生失穩(wěn)時(shí)，滑動(dòng)體的高度和寬度即為隧道的高度D和寬度B，長度假定為L，方向沿著隧道掘進(jìn)方向，滑動(dòng)角根據(jù)土體性質(zhì)的不同分為θ1和θ2。以整體滑動(dòng)體作為受力分析對象，所受到的作用力主要包括以下幾部分：未加固區(qū)和加固區(qū)土體的自重應(yīng)力G1和G2，掘進(jìn)面的支護(hù)力S，上覆土層施加在滑動(dòng)體上的豎向力σs，滑動(dòng)體所受到的側(cè)向摩擦力Ts1和Ts2，斜面摩擦力T1和T2，斜面正應(yīng)力N1和N2。

考慮到滑動(dòng)體分為加固區(qū)和未加固區(qū)，故對其進(jìn)行分區(qū)域求解。

(1) 未加固區(qū)域。對于未加固區(qū)域的極限支護(hù)壓力的求解，主要采用水平條分法，如圖6所示，具體的推導(dǎo)求解過程可以參考文獻(xiàn)[15]。

極限支護(hù)壓力S1：

(1)

(2) 加固區(qū)域(見圖7)。未切割時(shí)，加固區(qū)處于極限平衡狀態(tài)時(shí)，受到的作用力有：掘進(jìn)面推力S2，未加固區(qū)域的推力S1，滑動(dòng)體外部樁的作用力P1和P2(水平向右)，滑動(dòng)體內(nèi)部樁的摩擦阻力Fs(豎直向上)，加固體的重力G2，側(cè)摩阻力Ts2。根據(jù)水平力平衡條件可得：

(S2+P1+P2-S1)cosθ2+T2+2Ts2=(G2+σ-Fs)sinθ2

(2)

(S2+P1+P2-S1)sinθ2+(G2+σ-Fs)cosθ2=N2

(3)

其中：

(4)

(5)

(6)

(7)

Ts2的大小可以根據(jù)已知文獻(xiàn)[16-17]計(jì)算：

(8)

(9)

在極限平衡狀態(tài)下，滑動(dòng)力與抗滑力處于靜力平衡狀態(tài)，則：

(10)

聯(lián)合公式(2)～(10)，可得：

(11)

切割時(shí)，水刀切割主要是為了切割樁基，故在切割的過程中樁基逐漸被分割成多快，如圖8所示。

因此滑動(dòng)體外部樁的作用力P1、P2以及滑動(dòng)體內(nèi)部樁的摩擦阻力Fs逐漸減小，直至為0，此時(shí)若需維持掘進(jìn)面穩(wěn)定，支護(hù)力由公式(11)變?yōu)?/p>

(12)

由于水刀與掘進(jìn)面是非接觸形式，故無論是在加固土體還是切割樁基的過程中掘進(jìn)面上的支護(hù)壓力均為0，因此加固長度對于維持掘進(jìn)面的自穩(wěn)十分重要。根據(jù)上述分析，加固長度d的最小值可以通過公式(13)計(jì)算出：

(13)

其中，

(14)

(15)

(16)

3 模型驗(yàn)證

3.1 數(shù)值模型驗(yàn)證

3.1.1數(shù)值模型建立

考慮到尚未有相關(guān)的工程實(shí)例，為驗(yàn)證所提出理論模型的合理性，本文采用Midas軟件先進(jìn)行前處理，然后導(dǎo)入FLAC3D軟件進(jìn)行計(jì)算。共設(shè)計(jì)4組計(jì)算模型，加固長度分別取2，3，4 m及5 m，將結(jié)果與理論值進(jìn)行對比。

考慮到計(jì)算效率，根據(jù)對稱性建立1/2幾何模型進(jìn)行計(jì)算，模型尺寸為30 m×30 m×30 m，整體模型單元體總數(shù)為75 500個(gè)，擬開挖隧道的高度為6 m，隧道埋深比為 2，樁直徑 1 m，h1=h2=1 m，計(jì)算模型如圖9所示。土體采用線彈性模型，并服從Mohr-Coulomb破壞準(zhǔn)則，樁采用實(shí)體單元進(jìn)行模擬。模型的頂面設(shè)置為自由面，底面設(shè)置為固定面，模型兩側(cè)只允許產(chǎn)生豎向位移。土體主要參數(shù)見表1和表2。樁與非加固區(qū)以及加固區(qū)土體之間建立接觸面，接觸面的c與φ值取樁周土參數(shù)的0.7倍，法向剛度Kn和切向剛度Ks參數(shù)選取依據(jù)文獻(xiàn)[18]，具體參數(shù)見表3。

表1 土體參數(shù)Tab.1 Soil parameters

表2 加固區(qū)土體參數(shù)Tab.2 Soil parameters of reinforcement area

表3 接觸面參數(shù)Tab.3 Parameters of interface

詳細(xì)的數(shù)值模擬過程如圖10所示，根據(jù)計(jì)算結(jié)果作出支護(hù)壓力與掌子面中心點(diǎn)水平位移的曲線圖(見圖11)，借鑒確定樁承載力的Q-s曲線方法，來得出掌子面的極限支護(hù)壓力如圖11所示。

3.1.2結(jié)果分析

從圖11可以看出：在加固長度為2 m和3 m時(shí)，掘進(jìn)面的極限支護(hù)壓力分別為12.5 kPa和5.5 kPa。將數(shù)值模擬值與理論計(jì)算值進(jìn)行對比，見圖12，當(dāng)加固長度為2 m時(shí)，理論解和數(shù)值解分別是12.5 kPa和12.0 kPa，兩者相差4%；當(dāng)加固長度為3m時(shí)，理論解和數(shù)值解相差5.5%，最大誤差均在10%以內(nèi)，驗(yàn)證了本文提出理論的合理性。

3.2 工程案例驗(yàn)證

3.1節(jié)通過數(shù)值分析對公式(11)進(jìn)行了驗(yàn)證，考慮到公式(12)表示的是樁基障礙物被切割完成之后的支護(hù)壓力計(jì)算公式，所以公式中已經(jīng)不包含障礙物的相關(guān)參數(shù)，該公式也適用于采用暗挖隧道施工過程，本節(jié)擬采用工程實(shí)例對公式(12)的合理性進(jìn)行驗(yàn)證。

文獻(xiàn)[19]以蒙華鐵路萬榮隧道工程為例，采用數(shù)值模擬與工程實(shí)際監(jiān)測相對比的方法，確定了在隧道全斷面開挖時(shí)采用水平旋噴樁對掌子面進(jìn)行超前加固，加固長度為3 m時(shí)可以維持掌子面的穩(wěn)定。隧道埋深為20 m，隧道直徑為10 m，原狀土和加固土的相關(guān)參數(shù)可以參考文獻(xiàn)[19]，這里不再贅述。本節(jié)采用 Mathematica軟件對公式(12)進(jìn)行編程計(jì)算，得到的結(jié)果為S2=-1.29 kPa，可知加固長度為3 m的時(shí)候，計(jì)算得出的支護(hù)壓力小于0，為負(fù)值，表明此時(shí)掘進(jìn)面可以維持自穩(wěn)，不需要施加支護(hù)力，所得結(jié)論與文獻(xiàn)[19]相同。

4 參數(shù)分析

基于支護(hù)壓力計(jì)算公式(12)，研究加固土體內(nèi)摩擦角、埋深比以及加固長度等因素對支護(hù)壓力的影響。以黏土為例(其他土層分析方法相同)，本文假定在樁基距掘進(jìn)面1 m的時(shí)候進(jìn)行加固，隧道的高度D=6.0 m，滑動(dòng)體寬度B=6.0 m，未加固區(qū)土體重度為18.0 kN/m3，黏聚力為20 kPa，內(nèi)摩擦角為10°；加固區(qū)土體重度為28.0 kN/m3，黏聚力為100 kPa。

4.1 內(nèi)摩擦角和埋深比對支護(hù)壓力的影響

本節(jié)以加固長度為不變量，以加固土體的內(nèi)摩擦角和隧道的埋深比為變量，研究兩個(gè)變量對支護(hù)壓力的影響規(guī)律。各參數(shù)的取值如表4所列，計(jì)算結(jié)果如圖13所示。

表4 參數(shù)取值Tab.4 Parameters in calculation

由圖13可知，當(dāng)內(nèi)摩擦角不變時(shí)，支護(hù)壓力隨著隧道埋深近似呈線性增加，最多增加了11 kPa。當(dāng)埋深比不變時(shí)，隨著內(nèi)摩擦角的增大，所需的支護(hù)壓力減小得越明顯，最多減小了4.2 kPa。

從圖13可以看出：加固長度為2 m、埋深比在1～3之間，加固體的內(nèi)摩擦角小于35°時(shí)掘進(jìn)面所需要的最小支護(hù)壓力為0.25 kPa。此時(shí)并不能滿足水刀切割無支護(hù)壓力的要求，因此在實(shí)際工程中當(dāng)加固長度被限制時(shí)，可以考慮增大加固體的強(qiáng)度，從而增強(qiáng)掘進(jìn)面的自穩(wěn)能力。

4.2 內(nèi)摩擦角和加固長度對支護(hù)壓力的影響

本節(jié)研究加固土體內(nèi)摩擦角和加固長度對支護(hù)壓力的影響。由于現(xiàn)在隧道建設(shè)的快速發(fā)展，大埋深的隧道已經(jīng)成為一種趨勢，故本節(jié)選取的隧道埋深比為3，更符合實(shí)際情況，樁徑暫定為1 m，加固長度分別為2，3，4，5 m，計(jì)算結(jié)果如圖14所示。

從圖14可知，當(dāng)橫坐標(biāo)的內(nèi)摩擦角保持不變的時(shí)候，支護(hù)壓力與加固長度呈負(fù)相關(guān)，且當(dāng)加固長度為4 m和5 m時(shí)，支護(hù)壓力值相差較小，此時(shí)的理論計(jì)算值均為負(fù)值，表明此時(shí)的支護(hù)壓力由“推力”變?yōu)榱恕袄Α?，說明掘進(jìn)面在不施加支護(hù)力時(shí)可以維持自穩(wěn)。當(dāng)加固長度一定時(shí)，支護(hù)壓力隨加固土體內(nèi)摩擦角的增大而減小。

從圖14可以進(jìn)一步看出，當(dāng)加固長度大于4 m時(shí)，土體的內(nèi)摩擦角在20°～35°之間，掘進(jìn)面均可以維持自穩(wěn)。當(dāng)加固長度為4 m時(shí)，將其帶入到公式(13)中反算可以得到水刀切割時(shí)維持掘進(jìn)面自穩(wěn)需要的加固土體最小內(nèi)摩擦角約為14°。

4.3 埋深比和加固長度對支護(hù)壓力的影響

本節(jié)研究埋深比和加固長度對支護(hù)壓力的影響。根據(jù)目前國內(nèi)工程使用樁徑的情況，確定樁徑為1 m，加固區(qū)土體的內(nèi)摩擦角為20°。埋深比H/D分別取為1，2，3，加固長度分別為2，3，4，5 m，計(jì)算結(jié)果如圖15所示。

從圖15可以看出，當(dāng)加固長度一定時(shí)，支護(hù)壓力隨著埋深比的增大而增大，當(dāng)加固長度超過4 m時(shí)，支護(hù)壓力變?yōu)樨?fù)值。當(dāng)埋深比一定時(shí)，支護(hù)壓力隨加固長度的增大而減小。

當(dāng)加固長度大于4 m之后，掘進(jìn)面支護(hù)壓力變?yōu)樨?fù)值，表明掘進(jìn)面可以維持自穩(wěn)，實(shí)際工程中當(dāng)加固體的強(qiáng)度不能得到有效保證的情況下，可以通過增大加固長度來維持掘進(jìn)面的穩(wěn)定。

4.4 各參數(shù)相關(guān)性分析

基于上述參數(shù)分析得出的數(shù)據(jù)，采用Spearman相關(guān)系數(shù)方法來確定輸入變量埋深比、內(nèi)摩擦角、加固長度與輸出變量支護(hù)壓力之間的相關(guān)性。各參數(shù)間的相關(guān)系數(shù)見公式(17)。

(17)

3個(gè)輸入性變量中埋深比與內(nèi)摩擦角的相關(guān)性較差(ρs<0.5)，埋深比、內(nèi)摩擦角與加固長度的相關(guān)系數(shù)為0.51、-0.32，分別呈現(xiàn)正相關(guān)和負(fù)相關(guān)。3個(gè)輸入變量和輸出變量的之間的相關(guān)性強(qiáng)弱為：加固長度>內(nèi)摩擦角>埋深比。

5 結(jié) 論

本文介紹了一種新型盾構(gòu)破除樁基工法——水刀切割工法，并結(jié)合極限平衡理論對該工法條件下的盾構(gòu)掘進(jìn)面開挖穩(wěn)定性問題展開了研究，主要結(jié)論如下：

(1) 基于水平條分法，考慮樁-土相互作用、上覆荷載、地層強(qiáng)度、加固長度等影響因素，構(gòu)建出盾構(gòu)切割情況下的掘進(jìn)面極限支護(hù)壓力和超前加固長度計(jì)算公式，并通過數(shù)值模擬驗(yàn)證其可行性。

(2) 通過參數(shù)分析發(fā)現(xiàn)支護(hù)壓力與埋深比呈正相關(guān)，與土體內(nèi)摩擦角、加固長度等參數(shù)呈負(fù)相關(guān)。

(3) 通過參數(shù)相關(guān)性分析發(fā)現(xiàn)埋深比與內(nèi)摩擦角的相關(guān)性較差，3個(gè)參數(shù)和支護(hù)壓力之間的相關(guān)性強(qiáng)弱為加固長度>內(nèi)摩擦角>埋深比。