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    小半徑曲線段盾構(gòu)隧道掘進(jìn)過程中地表變形規(guī)律

    2023-11-17 08:06:56陳晨朱新健王永焦凱趙向輝
    鐵道建筑 2023年10期
    關(guān)鍵詞:管片盾構(gòu)半徑

    陳晨 朱新健 王永 焦凱 趙向輝

    1.中國水利水電第三工程局有限公司, 西安 710024; 2.長安大學(xué) 公路學(xué)院, 西安 710064

    在城市地下軌道交通建設(shè)中,曲線段盾構(gòu)隧道工程案例越來越多。與直線段相比,小半徑曲線段盾構(gòu)隧道地表變形規(guī)律更復(fù)雜,施工控制要求更高。

    許多學(xué)者對小半徑曲線段盾構(gòu)隧道的地表變形規(guī)律進(jìn)行了研究。理論分析方面,文獻(xiàn)[1-2]基于鏡像法及Mindlin解,推導(dǎo)了曲線段盾構(gòu)隧道開挖引發(fā)的地表沉降計算公式。文獻(xiàn)[3-4]求解了考慮盾構(gòu)鉸接作用時小半徑曲線段盾構(gòu)隧道開挖誘發(fā)的地層沉降計算公式。文獻(xiàn)[5]對軟土地區(qū)盾構(gòu)施工過程中曲線段超挖量進(jìn)行了理論計算,給出了曲線段超挖引起地表沉降的防控措施。數(shù)值模擬方面,文獻(xiàn)[6-7]研究了小半徑曲線段盾構(gòu)施工時周圍土體變形規(guī)律,并分析了半徑對地層變形規(guī)律的影響。文獻(xiàn)[8-9]針對不同千斤頂推力下開挖面受力狀態(tài)的差異,給出曲線段盾尾間隙的計算方法,并分析了盾尾間隙對地表位移的影響。文獻(xiàn)[10]運用數(shù)值模擬和現(xiàn)場監(jiān)測相結(jié)合的方法,對南通一小半徑曲線段盾構(gòu)隧道施工超挖和轉(zhuǎn)彎引起的地層變形進(jìn)行了研究。文獻(xiàn)[11]建立了考慮仿形刀超挖的精細(xì)化模型,研究了曲線段盾構(gòu)隧道施工引起的地層變形特征及隧道埋深對地層變形的影響。

    既有文獻(xiàn)對小半徑曲線段盾構(gòu)隧道施工引起的地表變形規(guī)律研究較多,但考慮千斤頂分區(qū)推力和曲線內(nèi)側(cè)超挖的數(shù)值模擬較少。本文以西安地鐵2號線正北區(qū)間(正陽大道—北客站)小半徑曲線段盾構(gòu)隧道為工程背景,通過現(xiàn)場實測和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法,探討考慮千斤頂推力非對稱分布及曲線內(nèi)側(cè)土體超挖情況下,小半徑曲線段盾構(gòu)隧道施工過程中地表變形規(guī)律及曲線半徑對變形的影響,為建立更合理的曲線段盾構(gòu)隧道開挖模型提供參考。

    1 工程概況

    西安地鐵2 號線正北區(qū)間小半徑曲線段(K0 +790.00 —K0 + 422.44)曲線半徑為400 m,隧道平均埋深12 m,上覆雜填土,主要穿越中砂層。小半徑曲線段平面和地質(zhì)剖面見圖1。

    小半徑曲線段采用土壓平衡盾構(gòu)機施工,盾構(gòu)刀盤外徑6.28 m,主機總長7.788 m,超挖刀最大伸出量85 mm。刀盤轉(zhuǎn)速控制在1.0 ~ 1.4 r/min,掘進(jìn)速度控制在25 ~ 40 mm/min,油壓千斤頂推力為8 ~ 12 MN。管片采用鋼筋混凝土管片,管片外徑6.0 m,厚度0.3 m,寬度1.5 m,混凝土強度等級C50,抗?jié)B等級為P12。襯砌采用錯縫拼裝方式,先拼裝底部,按左右對稱順序逐塊拼裝,最后拼裝封頂塊。

    2 現(xiàn)場監(jiān)測

    2.1 地表豎向位移監(jiān)測方案

    沿右線隧道軸線方向布設(shè)地表豎向位移測點,800 —832 環(huán)每隔7 環(huán)布設(shè)1 個,832—852 環(huán)每隔3 環(huán)布設(shè)1個,測點布置方案根據(jù)實際情況調(diào)整,以符合現(xiàn)場和研究的需要。編號方法為YZ + 編號,編號方向與隧道開挖方向一致。

    以YZ3、YZ4、YZ5和YZ6測點為中心,沿隧道橫向布置監(jiān)測斷面,編號方法為H + 編號。每個斷面上布設(shè)7 個監(jiān)測點,編號方向是從曲線內(nèi)側(cè)到曲線外側(cè)。測點布設(shè)見圖2。

    圖2 監(jiān)測點布設(shè)(單位:m)

    2.2 監(jiān)測數(shù)據(jù)分析

    2.2.1 隧道縱向地表豎向位移

    右線盾構(gòu)機掘進(jìn)至第832 環(huán)時,監(jiān)測點YZ1—YZ11 地表豎向位移曲線見圖3??芍孩俣軜?gòu)開挖面后方地表豎向位移呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢,位移最大值為16.1 mm,距開挖面19.5 m。②開挖面前方局部地表輕微隆起。最大隆起為1.77 mm,距開挖面25.5 m。

    圖3 隧道縱向地表豎向位移實測曲線

    2.2.2 隧道橫向地表豎向位移

    右線盾構(gòu)機掘進(jìn)至第832 環(huán)時,監(jiān)測斷面HA、HB、HC、HD 處地表豎向位移曲線見圖4。可知,沉降槽中線向曲線內(nèi)側(cè)偏移。距隧道軸線左右兩側(cè)3 m處,監(jiān)測斷面HA、HB、HC、HD 沉降差分別為8.53、3.00、11.23、3.50 mm。

    圖4 不同監(jiān)測斷面地表豎向位移實測曲線

    3 數(shù)值模擬

    3.1 模型的建立

    根據(jù)右線小半徑曲線段地質(zhì)條件及隧道設(shè)計參數(shù)建立計算模型,見圖5。

    圖5 計算模型(單位:m)

    為了降低邊界效應(yīng)對計算結(jié)果的影響,同時提高計算效率,模型尺寸取長67.5 m(沿隧道軸線方向),寬60.0 m,高41.0 m。模型頂部采用自由邊界,四周約束水平位移,底部約束豎向位移。土體采用摩爾庫倫本構(gòu)模型,注漿等代層和管片采用彈性體模型。土體物理力學(xué)參數(shù)根據(jù)現(xiàn)場地質(zhì)勘察報告和工程經(jīng)驗取值,見表1。

    表1 土體物理力學(xué)參數(shù)

    盾構(gòu)在曲線段掘進(jìn)時,為了實現(xiàn)盾構(gòu)機的轉(zhuǎn)彎,需增加曲線外側(cè)的千斤頂推力。根據(jù)該區(qū)間工程地質(zhì)資料,曲線外側(cè)、內(nèi)側(cè)千斤頂推力分別設(shè)置為10、8 MN。模擬過程中將襯砌環(huán)劃分為左右兩個分區(qū),并將千斤頂推力簡化為作用在襯砌環(huán)上的均布荷載。

    為了減小盾構(gòu)機轉(zhuǎn)向時的阻力,需對曲線內(nèi)側(cè)土體進(jìn)行一定體積的超挖處理。土體超挖量理論計算公式[5]為

    式中:δ為曲線段內(nèi)側(cè)土體超挖量;R0為曲線半徑;D為盾構(gòu)機直徑;L為盾構(gòu)機長度。

    不考慮仿形刀伸縮的影響,通過在曲線內(nèi)側(cè)注漿等代層外設(shè)置半圓形超挖等代層來模擬曲線內(nèi)側(cè)土體超挖,見圖6。根據(jù)本工程相關(guān)參數(shù),經(jīng)理論計算得到曲線半徑為300、350、400、450 m 時超挖等代層厚度分別為25、21、19、17 mm。

    圖6 曲線內(nèi)側(cè)土體超挖模擬

    3.2 計算參數(shù)的確定

    根據(jù)工程設(shè)計參數(shù),盾構(gòu)隧道管片內(nèi)徑2.7 m,幅寬1.5 m,厚度0.3 m,選用C50 鋼筋混凝土材料??紤]到管片接頭和錯縫拼裝的影響,將管片剛度按80%折減。注漿等代層、管片和盾殼的物理力學(xué)參數(shù)依據(jù)文獻(xiàn)[12]并結(jié)合現(xiàn)場試驗段測試結(jié)果取值,見表2。

    表2 注漿等代層、管片和盾殼的物理力學(xué)參數(shù)

    根據(jù)現(xiàn)場施工資料,注漿壓力取0.25 MPa,土倉壓力取0.15 MPa,注漿層厚度取0.018 m。

    3.3 盾構(gòu)掘進(jìn)過程的模擬

    采用剛度遷移法對盾構(gòu)施工過程進(jìn)行模擬。具體步驟:① 對模型施加初始應(yīng)力;②通過null 命令將土體和超挖等代層單元改變?yōu)榭諉卧M盾構(gòu)開挖和曲線內(nèi)側(cè)土體的超挖;③在開挖面上施加均布荷載模擬土倉壓力;④激活盾殼單元并給參數(shù)賦值模擬盾構(gòu)機;⑤激活管片彈性體單元,模擬管片拼裝;⑥將盾尾已拼裝完成的管片分為左右兩個分區(qū),施加均布荷載模擬千斤頂分區(qū)推力;⑦盾尾脫出后,激活注漿層單元并施加徑向荷載模擬盾尾同步注漿。

    3.4 測點布置

    僅模擬右線小半徑曲線段盾構(gòu)隧道812—832 環(huán)的掘進(jìn)過程。將隧道軸線方向的縱剖面作為監(jiān)測斷面Ⅰ-Ⅰ',沿著斷面Ⅰ-Ⅰ'在地表每隔1.5 m布設(shè)1個位移監(jiān)測點。第832 環(huán)橫斷面作為監(jiān)測斷面Ⅱ-Ⅱ'(對應(yīng)實測的HC 監(jiān)測斷面),沿著斷面Ⅱ-Ⅱ'在地表每隔0.5 m布設(shè)1個位移監(jiān)測點。

    3.5 模型驗證

    采用曲線半徑400 m 的模型進(jìn)行分析。掘進(jìn)至第20 環(huán)時監(jiān)測斷面地表豎向位移模擬值與實測值對比見圖7。

    圖7 各斷面地表豎向位移模擬值與實測值對比

    由圖7可知:從總體上看,模擬值與實測值量級及變化規(guī)律一致,說明所建模型及參數(shù)選取比較合理。盾尾后方隧道縱向地表豎向位移實測值比模擬值大,可能是因為管片接頭不嚴(yán)密,出現(xiàn)接頭漏漿現(xiàn)象,從而降低管片支撐作用,使地表豎向位移增加。

    3.6 計算結(jié)果分析

    3.6.1 曲線半徑對隧道縱向地表豎向位移的影響

    盾構(gòu)掘進(jìn)至第20環(huán)時,不同曲線半徑下隧道縱向地表豎向位移曲線見圖8。可知:①由于盾構(gòu)機刀盤對前方土體有擠壓作用,開挖面前方一定范圍內(nèi)地表隆起。曲線半徑為300、350、400、450 m 時開始隆起點距開挖面水平距離分別為21.0、22.5、22.5、22.5 m,平均距離約為22.1 m,隆起均小于1 mm。②開挖面前方地表豎向位移隨距開挖面水平距離增加而逐漸減小。由于前方土體尚未開挖,前方地表豎向位移相對較小。曲線半徑變化對開挖面前方地表豎向位移影響較小。③隨距開挖面水平距離增加,開挖面后方地表沉降先增大后減小。由于盾尾處土體應(yīng)力得到釋放,加上盾尾間隙的影響,在盾構(gòu)機后方地表沉降達(dá)到最大值。地表沉降最大值隨曲線半徑減小而逐漸增大。曲線半徑為300、350、400、450 m 時地表沉降最大值分別為17.03、16.27、16.08、15.65 mm,距開挖面水平距離為12 m。12 m 以后,因盾殼脫離,土體應(yīng)力釋放產(chǎn)生回彈,土體抗變形能力提高,且隨著管片的拼裝,隧道整體剛度增大,地表沉降逐漸減小。曲線半徑超過350 m 后,曲線半徑變化對開挖面后方地表沉降影響較小。

    3.6.2 曲線半徑對隧道橫向地表沉降的影響

    盾構(gòu)掘進(jìn)至第20環(huán)時,不同曲線半徑下隧道橫向地表沉降曲線見圖9。

    圖9 不同曲線半徑下隧道橫向地表沉降曲線

    由圖9 可知:①盾構(gòu)掘進(jìn)過程中地表沉降槽形態(tài)呈V 形,與Peck 沉降槽相似。②沉降槽呈不對稱分布,曲線內(nèi)側(cè)地表豎向位移大于曲線外側(cè),沉降槽中心線向曲線內(nèi)側(cè)偏離隧道軸線,偏移距離為5.5 m。原因是:為實現(xiàn)盾構(gòu)曲線掘進(jìn),曲線外側(cè)千斤頂推力需大于曲線內(nèi)側(cè),使外側(cè)土體受到擠壓,產(chǎn)生一定程度的隆起,從而降低地表沉降。同時,受超挖影響,曲線內(nèi)側(cè)地層損失較大。③地表沉降最大值隨曲線半徑減小而增大。曲線半徑超過350 m 后,半徑變化對隧道橫向地表沉降影響較小。

    4 結(jié)論

    依托實際工程案例,通過現(xiàn)場監(jiān)測和數(shù)值模擬相結(jié)合的手段,分析小半徑曲線段盾構(gòu)隧道掘進(jìn)過程中地表變形規(guī)律及曲線半徑對地表豎向位移的影響。主要結(jié)論如下:

    1)受刀盤擠壓影響,盾構(gòu)隧道開挖面前方約22.1 m 處地表會輕微隆起。受盾尾處土體應(yīng)力釋放及盾尾間隙影響,地表沉降最大值位于開挖面后方12 m 處。隨著土體應(yīng)力釋放和管片的拼裝,開挖面后方12 m以后地表沉降逐漸減小。

    2)受千斤頂不對稱推力和曲線內(nèi)側(cè)超挖影響,小半徑曲線段盾構(gòu)隧道橫向地表沉降槽呈不對稱分布,曲線內(nèi)側(cè)地表沉降大于曲線外側(cè),沉降槽中心線向曲線內(nèi)側(cè)偏離隧道軸線,偏移距離為5.5 m。

    3)曲線半徑對開挖面前方地表豎向位移影響較小,對開挖面后方地表沉降影響較大。隨著曲線半徑減小,隧道縱向、橫向地表沉降最大值均逐漸增大。曲線半徑超過350 m 后,半徑變化對地表沉降影響較小。

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