超大直徑盾構工作井端頭加固合理范圍研究

石宗濤

(中鐵十四局集團有限公司 山東濟南 250000)

1 引言

在盾構隧道建設中，盾構進出洞是施工中既關鍵又容易發生事故的工序[1]。據統計[2]，盾構法施工的地下工程有70%以上的事故發生在盾構進出洞過程中，如南京地鐵2號線某區間隧道盾構始發造成地面塌陷和隧道破損；上海地鐵10號線盾構進洞施工發生滲水漏砂引起地面局部沉降等[3]。對于常規地鐵隧道，端頭加固范圍縱向長度多為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，進出洞事故仍時有發生。

目前關于端頭井加固范圍的分析主要基于板塊理論、土體擾動極限平衡理論和滑移線理論等。孫謀等[4]對加固范圍進行敏感性分析表明:開洞直徑、土體抗剪強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]等認為10 m為端頭加固尺寸效應的分水嶺，10 m以內的隧道縱向加固范圍隨直徑的增大變化較小，但超過10 m后縱向加固范圍隨直徑增加的速率越來越大，且傳統荷載簡化模型計算的加固范圍偏小，結果偏于危險。劉天正[7]等指出因為大直徑盾構始發的特殊性，端頭加固參數的設定與常規地鐵隧道不同。張慶賀等[8]針對上海地鐵隧道常用的端頭加固方法，利用薄板理論推導了端頭加固范圍的理論計算公式，認為與砂質土破壞形式不同，黏性土地層的加固范圍取決于洞口土體的整體穩定。

雖然國內外眾多學者對端頭加固問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機理等問題沒有可比性和借鑒性。如何確定既安全又經濟的端頭加固范圍，特別是超大直徑盾構工作井，目前沒有成熟的理論計算方法。

濟南黃河隧道是我國第一條穿越地上懸河的超大直徑隧道，盾構隧道外徑15.2 m。工作井深31.5 m，采用地下連續墻支護，坑深范圍內主要地層為黏土層、粉砂層、砂層，具有粉粒含量高、高滲透性等特點，其端頭加固范圍沒有相關的經驗可參考，一旦發生工作井失穩或滲漏事故，“地上懸河”將帶來災難性后果。因此有必要針對該種地質情況對端頭加固問題進行研究。

2 復合地層端頭井風險分析及加固范圍理論解

端頭加固的目的是防止破除臨時圍護結構時，盾構機建立土壓之前，洞門處開挖面坍塌、地下水流失，引起地表沉降過大、塌方等事故。端頭加固后的土體應滿足強度、整體穩定性、滲透性和變形的要求。端頭土體加固成功與否，直接關系到盾構能否安全始發和接收。

2.1 薄板強度理論確定端頭加固縱向長度

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

2.2 端頭土體整體穩定性確定加固范圍

黏性土中端頭加固土體的穩定性可以簡化為理想的滑動破壞模型，即隧道上方滑動破壞面為Ba，oa界面以下為以洞口頂部點O為圓心、洞口直線長度D為運動半徑的圓弧曲面，見圖1。

圖1 黏性土體滑動破壞模型

2.3 基于擾動極限平衡理論的橫向加固范圍

隧道開挖打破了周圍土體的三向應力平衡，當最大剪應力超過了土體的抗剪強度時，周圍土體產生剪切破壞，破壞區逐漸向周圍土體深部擴散，形成塑性松動圈。

隧道上下兩側破壞范圍:

隧道左右兩側破壞范圍:

除上述理論分析強度和穩定性的要求外，端部縱向加固范圍還應滿足幾何準則和滲透性要求，得出縱向加固范圍:L＝盾構主機長度＋(2～3)管片寬度。

3 端頭加固范圍的影響因素分析

3.1 模型構建

以濟南黃河隧道為例，建立三維數值模型，分析成層土情況下大盾構端頭加固范圍的影響因素。模型區域確定在3～5倍洞徑范圍以減小邊界效應的影響[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、加固區單元均采用3D實體單元模擬，地下連續墻、主體結構、盾構襯砌單元均采用二維板單元，盾構注漿施工采用均質、厚度相同、彈性的“等代層”三維實體單元模擬，具體參數見表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

模型四周施加X、Y向位移約束，底部施加三個方向的位移約束[14]。采用添加施工階段重新賦予單元屬性來模擬加固土[15]。盾構掘進倉內壓力與注漿壓力分別為100 kPa、80 kPa，盾構自重壓力取值為100 kPa，并對所有單元施加自身重力[16]。

3.2 不同縱向加固長度對應力和位移的影響

濟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進行模擬，分析其位移和應力場結果見圖3。

圖3 不同縱向加固長度與位移及應力關系曲線

由圖3可知，隨著端頭土體縱向加固長度增加，位移、應力的最大值先減小，后趨于平穩趨勢。X軸(向坑內)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；加固體最大壓應力趨于1.1 MPa，最大剪應力、拉應力在0.02～0.085 MPa范圍。當縱向加固長度增加到14 m后，再繼續增加縱向加固長度(16 m、18 m、20 m)對端頭加固土體的位移場、應力場沒有明顯影響。

3.3 不同橫向加固長度對應力和位移的影響

將橫向加固依次改為3 m、5 m、7 m、9 m進行模擬。由圖4可知，隨著端頭土體橫向加固長度的增加，X軸(水平位移)、Z軸(豎向)最大位移逐漸減小，而加固區內拉應力、壓應力、剪應力最大值逐漸增大，其中壓應力增幅最大，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 不同橫向加固長度與位移及應力關系曲線

但無論橫向加固范圍多大，破除洞門處圍護結構之后，加固土體的最大水平位移值幾乎沒有差異。當超過5 m之后，地層位移和加固區土體的拉、壓、剪應力都與橫向加固范圍關系不大。

3.4 不同埋深對位移場和應力場的影響

分析盾構隧道在埋深為0.5D、1D、1.5D時，開洞直徑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力最大值如圖5～圖7所示。

圖5 埋深為0.5D縱向加固長度為16、18和20 m時的位移和應力

圖6 埋深為1D縱向加固長度為16、18和20 m時的位移和應力

圖7 埋深為1.5D縱向加固長度為16、18和20 m時的位移和應力

由圖5～圖7可知，當盾構埋深為0.5D、縱向加固長度為18 m時，橫向加固范圍取為5 m，此時土體豎向位移與橫向位移最大值分別為2.62 mm、2.15 mm。當盾構隧道埋深為1D時，縱向、橫向合理加固長度分別為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，若繼續再增大縱向、橫向加固長度，對限制土體位移的貢獻相對減弱。當隧道埋深為1.5D，縱向、橫向加固長度分別為20 m和9 m時，加固效果比較好。土體的剪應力隨隧道埋深的增大而增大，這說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 端頭土體穩定性分析

采用有限元強度折減法計算加固后的土體穩定性，圖8為14 m縱向加固長度下，土體加固前后折減系數與穩定性系數的關系，可以看出土體加固前的穩定系數逐漸趨近于0.779，加固后經10次循環穩定系數約為2.535。

圖8 14 m縱向加固長度時土體加固前后折減系數與穩定性系數關系

3.6 加固范圍確定及現場實測分析

根據上述薄板理論和土體滑移失穩理論分別計算該工程的加固范圍，計算結果見表2。

表2 不同計算模型解析結果

可見薄板理論與計算有一定差異，主要是薄板理論忽略了剪切變形以及法向應力對薄板變形的影響，而端頭加固問題是一個厚板問題，其在彎曲時應力、應變屬于彈性力學的空間問題。

考慮縱向加固范圍尚有滿足盾構機的幾何尺寸要求:濟南黃河隧道現場縱向加固范圍長為20 m，橫向加固范圍為輪廓線外上、下、左、右各5 m。盾構隧道始發時在工作井端頭布設土體沉降測點，實測數據與有限元數據對比見圖9。

圖9 盾構掘進10 m和20 m后實測與計算地表沉降對比曲線

地表沉降現場實測數值與仿真模擬結果基本吻合，離盾構隧道中心軸線越近，地表沉降數值越大。盾構掘進通過加固土體后，地表沉降呈現出逐漸變大的趨勢，

4 結論

本文以濟南黃河隧道盾構始發為工程背景，對端頭加固范圍進行了探討。建立數值計算模型，對縱向、橫向加固范圍影響因素進行研究，得出主要結論如下:

(1)對于超大直徑盾構端頭加固范圍設計應考慮尺寸效應，對于成層復合地層建議采用有限元對加固范圍進行分析。

(2)無論是橫向、縱向加固范圍，隨著加固長度增加，最大位移和最大應力值均先減小后趨于穩定。繼續增大加固長度，對端頭加固土體的位移場、應力場沒有明顯影響。

(3)開洞尺寸為15.76 m，當縱向、橫向加固長度分別取為14 m、5 m時，即可符合盾構掘進所需的強度和自穩性條件。

(4)在相同加固長度下，當盾構隧道埋深為1.5D時，洞門破除后加固土體具有明顯的整體滑移趨勢，此時加固區范圍由整體滑移控制。