大直徑土壓平衡盾構始發與到達端頭加固研究

江玉生 江 華，2

(1.中國礦業大學(北京)力學與建筑工程學院 北京 100083;2.深部巖土力學與地下工程國家重點實驗室 北京 100083)

始發與到達是盾構法的主要施工工序之一，也是盾構施工中最容易發生事故的環節。隨著盾構直徑不斷增大及地層和環境條件越來越復雜，始發與到達施工過程中的塌方、透水等工程事故有不斷增多的趨勢，且多數事故與端頭加固模型使用不當及縱向加固范圍不夠有關。目前，國內外基于盾構始發與到達端頭土體縱向加固范圍的研究較多，主要基于強度理論推導端頭土體的縱向加固范圍，20世紀90年代，日本JET GROUT協會(JJGA)利用彈性薄板理論，將端頭土體受到的水土合壓力簡化為均布荷載(見圖1)，研究了加固土體的應力分布規律，獲得了縱向加固范圍計算公式。隨后，荷載簡化模型被楊林德、張彌、張慶賀老師等引入中國，并得到了廣泛的應用，但是既有模型是基于直徑為6 m或更小直徑的盾構隧道提出的，是否適用于大直徑盾構工程不得而知［1-7］。為了反映端頭土體的真實力學特征，江玉生、江華等在既有模型的基礎上提出了改進的端頭加固理論計算模型，給出了端頭土體縱向加固范圍，求解過程中(視為彈性范圍內)將端頭土體所受的梯形荷載等效為均布荷載和三角形反對稱荷載的疊加［8-9］，如圖2所示。

圖1 梯形荷載簡化示意

圖2 梯形荷載等效示意

本文研究基于荷載簡化模型(簡稱既有模型)和改進的梯形荷載等效模型(改進模型)得出，對不同地層端頭土體的縱向加固范圍進行計算及尺寸效應分析;然后從強度、穩定性及滲透性要求對北京地鐵14號線15標東風橋北路—將臺路(以下簡稱“東—將”)區間大直徑土壓平衡盾構始發與到達端頭加固設計范圍進行驗算和評價，為將來類似地層大直徑盾構始發與到達端頭加固研究提供參考，具有重要的理論意義與工程價值。

1 端頭加固尺寸效應分析

目前，我國常見的市政、電力隧道直徑為3 m，地鐵隧道直徑為6 m，隨著盾構技術的發展，相繼出現了直徑分別為8、10和15 m的盾構隧道，更大尺寸的盾構正在研究中。參數選取時，假設埋深為15 m，加固土體的無側限抗壓強度為1.0 MPa，選取粉質黏土、粉土、砂土、砂卵石4種地層，利用既有模型和改進模型分別對直徑為3、6、8、10、15 m以及20 m的6種盾構進行端頭加固計算。地層參數如表1所示。

表1 不同地層物理力學參數

對4種地層條件的縱向加固范圍進行計算和對比分析，得到一些規律。

1)當盾構直徑小于等于10 m時，兩種模型縱向加固長度較為接近，均隨直徑緩慢增加;當直徑超過10m后，改進模型縱向加固長度隨直徑增加的速率明顯大于既有模型，圖3所示為黏土地層縱向加固長度隨著盾構直徑變化的情況，其他土層變化規律基本一致，此處不再贅述。

2)當盾構直徑小于等于10 m時，兩種模型縱向加固長度的差值和誤差隨盾構直徑增加的速率較小;當盾構直徑大于10 m后，兩種模型縱向加固長度的差值及誤差較大，且隨盾構直徑增加的速率較大，直徑越大，速率越大，如圖4和圖5所示。

北京地鐵14號線采用單洞雙線的模式，在北京地下隧道修建過程中首次引入了外徑為10.22 m的土壓平衡式盾構，相比既有開挖直徑為6.25～6.28 m的盾構，在尺寸上有了較大的變化。然而，從小盾構到大盾構，并不單純意味著直徑增加，尺寸的變化可能會引發應力、位移等相關參數的尺寸效應問題，既有小尺寸盾構的盾構理論計算方法可能無法適應大直徑盾構的要求，盲目使用可能會引發嚴重的工程事故，造成無法估量的經濟損失和不良的社會影響。基于新舊兩種模型對端頭加固范圍的統計計算可知，直徑10 m是一個明顯的分界線，可將直徑小于10 m的盾構稱為“小盾構”;直徑大于10 m的盾構稱為“大盾構”，顯然“大盾構”在端頭加固設計時，應采用改進的理論模型更為合理和安全。北京地鐵14號線15標“東—將”區間隧道開挖所采用的盾構顯然處于“大直徑盾構”的范疇。

圖3 黏土地層縱向加固范圍隨盾構直徑變化

圖4 不同地層縱向加固范圍差值曲線

圖5 不同地層縱向加固范圍誤差曲線

2 “東—將”區間大盾構端頭加固方案

2.1 工程概況

北京地鐵14號線15標“東—將”區間，盾構從東風北橋站始發，至將臺站接收，全長約1293.88 m。東風北橋始發端頭隧道埋深約10.0 m，端頭處隧道開挖斷面范圍內主要為粉土和粉質黏土，隧道頂板及底板區域分布有一層粉細砂;將臺路站到達端頭隧道埋深約15.8 m，隧道開挖范圍內主要為粉土和粉質黏土，隧道中部區域分布有一層粉細砂;始發與到達端頭地下水位均位于隧道頂板以上。

2.2 端頭加固范圍

盾構始發與到達端頭土體采用注漿等輔助措施進行端頭土體加固，為確保始發與到達端頭的安全，加固后端頭土體應有良好的均勻性和自立性，其無側限抗壓強度為1.0 ～1.2 MPa，滲透系數小于 10－5cm/s。始發端頭加固范圍是:縱向8.5 m，橫向為洞口上下左右各3.0 m;到達端頭加固范圍是:縱向13.0 m，橫向為洞口上下左右各3.0 m，詳細的端頭加固方案如圖6所示。

3 端頭加固范圍的可行性分析

3.1 端頭加固范圍的強度分析

由尺寸效應分析結果可知，北京地鐵14號線“東—將”區間采用的盾構為“大盾構”，應采用改進的強度理論模型進行端頭加固范圍的計算。假設端頭土體加固的無側限抗壓強度為1.0 MPa，由計算結果可知，東風北橋站始發端頭縱向加固長度為7.1 m，將臺站接收端頭縱向加固范圍為8.0 m，結果表明，端頭加固縱向設計范圍均能滿足強度的要求。

圖6 盾構始發與到達端頭加固平面圖

3.2 端頭加固范圍的穩定性分析

盾構始發與到達施工時，破除洞門圍護結構掌子面土體完全暴露后，端頭土體在地面超載、隧道上覆土體和側向水土壓力的共同作用下，可能沿著某個滑移面從開挖面向盾構工作井內滑動，發生滑移失穩破壞。東風北橋站和將臺路站始發與到達端頭地層土體主要為粉質黏土，因此基于黏土的滑移失穩理論假定滑動面以O頂點為圓心，洞徑D為半徑的圓弧面，如圖7所示。假設抗滑力矩完全由土體黏聚力提供，則由土體的平衡條件可知KM=Md，則

圖7 黏土的滑動模型

式中，M為滑動力矩，kN·m;Md為抗滑力矩，kN·m;Δc為改良后土體增加的黏聚力，kN;K為抗滑安全系數，θ為加固土體與滑移面的夾角。

由圖3的幾何條件可知，滿足穩定性要求的縱向加固范圍為

假設加固土體的抗滑安全系數為1.3，將始發與到達端頭地層的計算參數代入上述(1)(2)兩式，求得滿足穩定性要求的始發端頭土體縱向加固范圍為6.4 m，到達端頭土體的縱向范圍為7.8 m，結果表明始發與到達端頭土體縱向設計范圍均能滿足穩定性要求。

3.3 端頭加固范圍的滲透性分析

當地層中地下水豐富且壓力較大時，端頭加固范圍不僅要滿足強度與穩定性的基本要求，根據土壓平衡盾構的構造特征，還必須滿足堵水(滲透性)的要求。特別對于端頭地層有水有砂有壓力的情況，當端頭縱向加固范圍過短時，地層中地下水和砂可能沿著盾殼與地層之間的縫隙進入盾構工作井(見圖8)，造成涌水涌砂、地表沉降過大、塌方等工程事故。考慮到盾構始發與到達施工的安全，端頭土體的縱向加固長度應大于盾構主機的長度，且當地層壓力較大時，在保證端頭加固效果的前提下，合理的端頭土體的縱向加固范圍應如圖9所示，為

式中，B為管片的寬度，m。

圖8 過短的縱向加固范圍

圖9 合理的縱向加固范圍

北京地鐵14號線15標“東—將”區間選用的土壓平衡盾構主機長約為11.5 m，由2.1節的工程概況可知，始發與到達端頭地層中均存在砂層，且隧道頂板以上分布有承壓水，端頭地層為有水有砂有壓力的情況，對盾構始發與到達特別不利。由2.2節始發與到達端頭縱向加固范圍的設計方案可知，始發端頭縱向加固范圍為8.5 m，雖然同時滿足了強度與穩定性的要求，但是無法滿足滲透性的要求，容易出現涌水、涌砂導致淹井的情況，嚴重時可能發生端頭加固失效，端頭塌陷等工程事故;到達端頭縱向加固范圍為13 m，滿足了縱向加固范圍大于主機長度的要求，但安全儲備不夠，當端頭加固效果不理想，地層壓力加大時，仍有可能出現事故。因此，為了確保盾構始發與到達安全，降低風險，需修改端頭加固設計方案，加大縱向加固范圍，使其滿足強度、穩定性及滲透性要求。

4 結論

1)大直徑土壓平衡盾構端頭土體的應力、應變規律不同于小直徑盾構，存在尺寸效應問題，原有基于小盾構提出的端頭加固理論與方法，應用到大盾構端頭加固設計存在較大的誤差。

2)基于既有模型和改進模型的結算結果將直徑10 m作為大小盾構的分界線，北京地鐵14號線15標所采用的土壓平衡盾構屬于大盾構的范疇，采用改進的強度理論模型進行端頭加固設計更為合理。

3)北京地鐵14號線15標“東—將”區間始發與到達端頭土體設計方案中的縱向加固范圍均只滿足了強度與穩定性的要求，不滿足滲透性的要求。由于端頭地層屬于有水有砂有壓力的不利地層，滲透性無法滿足可能會發生由涌砂、涌砂引發的工程事故，因此必須對端頭加固方案進行修改，使其同時滿足強度、穩定性及滲透性的要求。

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