盾構(gòu)橫通道內(nèi)始發(fā)加固土體范圍優(yōu)化分析

王 凱 （遼寧省交通規(guī)劃設(shè)計院有限責(zé)任公司，遼寧 沈陽 110000）

1 引言

盾構(gòu)始發(fā)與接收是盾構(gòu)法施工中的關(guān)鍵環(huán)節(jié)，也是具有很大工程風(fēng)險的工序，在洞門破除時極易出現(xiàn)涌泥涌砂及地表沉陷等現(xiàn)象，危及附近地下管線和建筑物的安全。為避免上述現(xiàn)象的發(fā)生，需對端頭范圍內(nèi)土體進行加固，實現(xiàn)土體的自穩(wěn)與止水。胡俊等[1]對不同工況下盾構(gòu)始發(fā)掘進進行了數(shù)值分析，發(fā)現(xiàn)洞門鑿除后，暴露的土體雖有向外張拉的趨勢，絕大部分處于受壓狀態(tài)。江玉生等[2-4]進行了基于強度與穩(wěn)定性的端頭加固理論模型及敏感性分析，提出基于強度理論荷載等效模型和基于穩(wěn)定性理論的砂性土端頭滑動模型，更真實地反映端頭土體受力狀況。吳韜等[5]對盾構(gòu)出洞區(qū)加固土體穩(wěn)定性進行了研究，通過既有加固理論及工程實際，提出抗滑移失穩(wěn)是出洞加固中安全控制的關(guān)鍵。宋克志等[6-7]對淺埋盾構(gòu)隧道端頭土體進行了穩(wěn)定性極限平衡分析，發(fā)現(xiàn)端頭土體自身的內(nèi)摩擦角和黏聚力越大，穩(wěn)定系數(shù)越大；加固體厚度越大，端頭土體穩(wěn)定性越好；但隨著洞門直徑的增大，端頭土體穩(wěn)定系數(shù)逐漸降低。

2 工程概況

某地鐵工程沿線下穿城市干道，始發(fā)端臨時豎井、橫通道與區(qū)間暗挖段為盾構(gòu)提供吊入、平移始發(fā)條件，并充當(dāng)掘進階段用作出渣進料通道。盾構(gòu)于暗挖擴大段內(nèi)進行始發(fā)，為不影響城市道路交通，選擇于暗挖擴大段內(nèi)對端頭土體進行水平注漿加固。始發(fā)段環(huán)向注漿加固范圍取區(qū)間標(biāo)準(zhǔn)隧道結(jié)構(gòu)外3m 厚的范圍，縱向加固長度取距離洞門8m。擴大段截面共設(shè)78 個基孔，基孔沿加固體周邊環(huán)向間隔0.8m 布置，周邊每個基孔做4 個輔射孔；中間部分布孔間距為0.8m×0.8m 梅花布置，并根據(jù)地層適量增減。注漿后加固體的形狀近似為圓柱體。場區(qū)地層由第四系全新統(tǒng)人工填土層、第四系中更新統(tǒng)沖洪積粘性土和砂土、白堊系泥巖組成。根據(jù)工程勘察報告，各土層承載力特征值及力學(xué)參數(shù)見表1，其中橫通道開挖范圍內(nèi)主要土層為中砂層與泥巖層。

表1 土層力學(xué)參數(shù)

圖1 工程整體模型示意圖

3 有限元數(shù)值模擬

3.1 有限元模型建立

3.1.1 模型介紹及相關(guān)參數(shù)

隧道埋深H=20.9m，隧道管片外徑D=6m，每環(huán)管片長1.2m。根據(jù)盾構(gòu)施工經(jīng)驗及理論分析，并考慮隧道開挖后對周圍土體應(yīng)力、應(yīng)變的影響，有限元分析的模型區(qū)域一般情況下確定為3～5倍隧道開挖直徑。參考類似工程施工的數(shù)值模擬經(jīng)驗，查閱相關(guān)文獻并結(jié)合本工程盾構(gòu)始發(fā)的實際情況，確定幾何模型尺寸：盾構(gòu)隧道水平方向左右兩側(cè)各取為5D；盾構(gòu)隧道下方至底部邊界取為5D，隧道上方取至地表；隧道縱向上取為30 環(huán)管片，共36m。選取盾構(gòu)始發(fā)有限元計算模型：x=66m、y=36m、z=56m。對應(yīng)尺寸的三維有限元計算模型見圖2。

圖2 三維有限元計算模型

模擬過程中管片采用彈性單元，其他材料采用摩爾庫倫模型。盾構(gòu)管片為C50 預(yù)制鋼筋混凝土管片，管片環(huán)寬1.2m，厚0.3m。根據(jù)相關(guān)規(guī)范，襯砌管片的計算參數(shù)?。簭椥阅Ａ縀=31.5GPa；泊松比μ=0.17；重度γ=25kN/m3。加固體的力學(xué)參數(shù)結(jié)合工程及相關(guān)文獻?。簭椥阅Ａ縀=100MPa；泊松比μ=0.25；重度γ=20kN/m3；粘聚力C=300kPa；摩擦角φ=30°。通過在管片外圍施加均質(zhì)、等厚的注漿層來模擬盾尾注漿過程。根據(jù)相關(guān)工程施工經(jīng)驗及文獻，并考慮到漿液逐漸硬化的過程，同步注漿層力學(xué)參數(shù)?。簭椥阅Ａ縀=70MPa；泊松比μ=0.2；重度γ=20kN/m3；粘聚力C=40kPa；摩擦角φ=40°，建模過程中所用各種材料的主要力學(xué)參數(shù)見表2。

表2 管片、注漿層、加固體相關(guān)參數(shù)

3.1.2 模擬工況

有限元模型在施工階段共分30 步來模擬盾構(gòu)開挖，具體施工過程如下。

初始階段，盾構(gòu)還沒有進行開挖，激活所有土體單元在重力荷載作用下形成土體的初始應(yīng)力平衡，并且進行位移清零；解除第一步開挖范圍內(nèi)的節(jié)點約束，以此來模擬洞門破除階段的施工。

掘進階段，以第一環(huán)開挖為例。首先在第一環(huán)土體的掌子面上激活刀盤面壓力，保證開挖面的穩(wěn)定；隨后鈍化第一環(huán)管片內(nèi)部的土體單元，激活第一環(huán)盾構(gòu)管片，并激活第一環(huán)管片周圍的注漿層與注漿壓力，至此完成盾構(gòu)隧道的第一環(huán)施工。以此類推，在開挖下一環(huán)時，激活下一環(huán)開挖土體上的面壓力，鈍化內(nèi)部土體單元并激活盾構(gòu)管片、注漿層與注漿壓力。直到縱向30 環(huán)隧道全部開挖完畢，模擬計算結(jié)束。

3.2 加固體受力與變形分析

3.2.1 拆除洞門階段

盾構(gòu)始發(fā)施工階段，洞門的臨時維護結(jié)構(gòu)已經(jīng)拆除，而此時盾構(gòu)刀盤還沒有切削到洞門處的加固土體，洞門部分的加固體處于臨空階段。在其后水土壓力的作用下，加固體有向暗挖段臨空面內(nèi)部滑移的趨勢。洞門拆除后加固體洞內(nèi)水平方向的位移云圖見圖3，加固體所受的剪應(yīng)力云圖見圖4。當(dāng)縱向加固長度為8m、橫向加固厚3m 時，破除洞門臨時支護后，盾構(gòu)端頭處的加固土體有向臨空面滑移的趨勢。其中洞門中心處的加固土體DY方向位移值最大，最大水平位移達到了2.98mm，表明在洞門臨時維護拆除后，加固體能夠較好地控制土體向洞內(nèi)方向的滑移，而豎向及兩側(cè)方向的位移變化并不明顯。

圖3 縱向加固8m破洞門DY位移云圖

圖4 縱向加固8m時最大剪應(yīng)力云圖

臨時洞門破除后加固體可能會發(fā)生抗剪破壞，上述加固體剪應(yīng)力云圖顯示，剪應(yīng)力主要呈圓形分布在洞門邊緣區(qū)域，最大剪應(yīng)力約為288kPa 左右，出現(xiàn)在加固洞門的下邊緣處，這與洞口土體產(chǎn)生洞內(nèi)滑移趨勢相符。剪應(yīng)力小于工程中加固體的抗剪強度400kPa，此時加固體安全系數(shù)約為1.4。

3.2.2 掘進階段

洞門臨時支護破除后，盾構(gòu)進行始發(fā)掘進施工，將模擬得到的盾構(gòu)始發(fā)掘進30 環(huán)階段引起的地表隆沉變化及拱頂位移變化進行統(tǒng)計分析，得到了盾構(gòu)掘進完畢土體DZ方向的位移云圖，見圖5。隧道拱頂處、沿線地表豎向位移及地表實際監(jiān)測豎向位移隨盾構(gòu)環(huán)數(shù)的變化曲線，見圖6。

圖5 縱向掘進30環(huán)DZ方向為位移云圖

圖6 地表沉降實測與模擬變化曲線

盾構(gòu)前30 環(huán)掘進結(jié)束后，端頭加固段范圍內(nèi)地表沉降值及拱頂沉降值都較小，洞門處地表沉降值為5mm 左右；掘進環(huán)數(shù)增加，地表沉降值逐漸增大至13～14mm 左右，拱頂沉降值增大至30mm 左右。隨著盾構(gòu)開挖環(huán)數(shù)的增加，地表及拱頂沉降的變化趨勢基本相同，但拱頂沉降的變化速度要大于地表沉降的變化速度，表明盾構(gòu)端頭加固能較好地抑制土體的豎向位移，能在一定程度上控制隧道拱頂沉降向地表的傳遞。由圖6 可知，模擬得到的縱向地表沉降曲線與實測沉降曲線整體差別不大；前6 環(huán)模擬結(jié)果較實測數(shù)值大，之后趨于穩(wěn)定，說明模擬結(jié)果能較好地反映工程實際。

4 洞門土體加固范圍優(yōu)化

本文分別模擬了當(dāng)縱向加固范圍為2m、4m、6m、8m、10m、12m 條件下洞門破除階段加固體的位移與受力情況，得到不同加固范圍工況下進行洞門破除施工加固體剪應(yīng)力與臨空面變形情況。限于篇幅，將不同加固范圍條件下破除洞門施工加固體洞內(nèi)方向的變形、最大剪應(yīng)力數(shù)值繪制于圖7、圖8。

由圖可知，在分析洞門加固體的強度與變形時，加固體所受的剪力為主要影響因素。隨著端頭土體縱向加固范圍的增加，在破除洞門臨時支護時，加固體洞內(nèi)方向的位移及所受剪力逐漸減小。當(dāng)加固長度為2m時，洞門處加固體Y方向的最大位移為4.92mm，此時洞門中部土體有較大的Y 方向變形，剪應(yīng)力為390kPa，幾乎達到臨界值，土體有向洞內(nèi)方向滑移的趨勢；而當(dāng)縱向上加固長度達到12m 時，拆除洞門后土體Y 方向上的位移只有2.77mm，與之對應(yīng)的剪應(yīng)力大小為280kPa左右，加固土體穩(wěn)定性較好。

端頭縱向土體加固長度達到一定范圍以后，縱向加固長度的增大對破除洞門階段加固體位移場、應(yīng)力場的影響越來越小。由圖7、圖8 可知，當(dāng)縱向加固長度達到6m 左右時，洞門加固體Y方向的位移為3.22mm，最大剪應(yīng)力約為290kPa；此后隨著縱向加固長度的增加，破除洞門后加固體Y 方向的位移略有減小，但效果并不明顯；所受最大剪應(yīng)力及最大主應(yīng)力幾乎不變。因此，在對地下水進行處理的前提下，縱向加固長度取6m 時可滿足強度與變形要求，與理論計算結(jié)果差別不大，且安全系數(shù)較高。

圖7 縱向不同加固范圍破洞門土體位移變化

圖8 縱向不同加固范圍破洞門最大剪應(yīng)力

5 結(jié)束語

工程中場地條件受限，采用洞內(nèi)水平注漿對土體進行加固。此種工藝空間要求較小、設(shè)備相對簡單、操作更加靈活，能夠較好地滿足工程施工要求。

數(shù)值模擬結(jié)果顯示端頭土體加固能夠較好地控制開挖面拱頂、拱底及地表土體變形。加固范圍內(nèi)地表最大沉降值約為5mm左右，而加固范圍外地表最大沉降值逐漸增大至13～14mm 左右，與現(xiàn)場實際監(jiān)測值差別不大。

模擬結(jié)果表明土體縱向加固長度取為1 倍洞徑即可滿足施工階段強度與穩(wěn)定性要求，此后加固范圍的增大對土體受力與變形影響不大。