軟土淺埋超大直徑盾構始發端頭加固范圍研究

張成, 宋棋龍, 彭元棟, 王虎, 林星濤,5, 蘇棟,5*

(1.珠海大橫琴城市新中心發展有限公司, 珠海 519030; 2.深圳大學土木與交通工程學院, 深圳 518060;3.中鐵十五局集團有限公司, 上海 200070; 4.珠海市規劃設計研究院, 珠海 519000;5.濱海城市韌性基礎設施教育部重點實驗室(深圳大學), 深圳 518060)

盾構始發是盾構隧道施工中最關鍵、也是最容易發生事故的環節,只有保證了始發的安全性,盾構隧道才能順利掘進及貫通[1-3]。近年來,隨著盾構隧道的直徑不斷加大,地層和環境條件越來越復雜,盾構始發施工過程的工程事故屢見不鮮。為確保隧道始發的安全性,在盾構始發端頭土體加固方案的比選中,不僅要選擇合適的土體加固方法,還需確定合理的加固范圍[4],以實現安全性和經濟性的平衡。

中外學者在始發端頭加固方面開展了一系列的研究,關注的問題包括加固方式、加固土體的強度、合理加固厚度、加固體的穩定性等。有關端頭土體加固厚度的理論計算方法[5]主要有:①以土體擾動極限平衡理論為基礎,根據隧道挖掘時斷面周圍所產生的塑性范圍計算端頭橫向及豎向加固尺寸;②根據日本JET GROUT協會(JJGA)規范中彈性薄板理論,假定加固土為整體計算縱向加固尺寸。在端頭土體穩定性研究方面,江華等[6]以強度理論為基礎,分析和總結了既有模型的不足,提出了改進的荷載等效模型。宋克志等[7]提出一種直線和螺旋線組合的端頭土體滑動面模式,對端頭土體穩定性進行分析。曹成勇等[8]基于極限平衡理論,建立了盾構進出洞端頭加固土體二維穩定性分析力學模型,推導得到盾構進出洞時端頭縱向加固尺寸的計算公式。

隨著數值仿真技術的興起,許多學者通過有限元軟件對盾構始發掘進問題進行了分析研究,魏綱等[9]利用Midas-GTS有限元軟件,考慮滲流-應力耦合作用,分析盾構工作井外加固土體前方高水位工況下,地下水繞加固土體下臥土層的滲流規律,以及由滲流引起的原狀土沉降規律。丁萬濤等[10]采用數值計算方法,對加固設計案進行優化,提出了淺埋盾構隧道端頭土體縱、橫向最優加固范圍。劉文黎等[11]采用數值模擬與理論分析相結合的方法,對加固厚度的影響進行分析,得出土體的抗拉強度與抗剪強度對于端頭穩定性具有較大的影響。馬蕓等[12]利用ABAQUS有限元軟件,采用摩爾-庫倫本構模型,研究了縱向加固長度對盾構始發掘進的影響。

總體而言,現有研究主要針對始發井破除素混凝土墻后維持端頭穩定性所需的最小加固厚度,而未考慮盾構始發掘進過程對加固體的影響;另外,已有的分析一般采用摩爾-庫倫模型,不能較好地反映土體的應力-應變行為。現結合珠海橫琴杧洲隧道始發工程,基于HSS本構模型,采用有限元軟件PLAXIS 3D建立不同加固范圍的盾構始發模擬數值模型,研究素混凝土墻破除以及盾構始發掘進過程對端頭加固及未加固地層的影響;并將數值計算分析結果與理論計算、經驗取值進行對比分析,以確定端頭縱、橫向加固尺寸的合理取值。

1 工程背景

1.1 基本概況

珠海橫琴杧洲隧道主體為雙管單層雙向六車道盾構隧道,左線隧道線路全長1 995 m,其中盾構段長945 m;右線隧道線路全長2 032.15 m,其中盾構段長978.31 m。隧道工程起于聯港一路南側,沿環港東路下穿聯港二路、聯港三路后在馬騮洲水道北岸環港東路與漁港南路交叉設置南岸工作井。

隧道始發采用直徑15.01 m的超大直徑泥水平衡盾構機掘進,其中管片外徑為14.5 m,內徑為13.3 m,環寬為2 m,隧道始發段埋深約7.5 m。

1.2 加固措施

隧道左線南岸工作井場地標高介于-7.78～4.06 m,地下靜止水位埋深為0～2 m,平均水位埋深0.72 m,盾構隧道穿越地層約60%為淤泥,干強度及韌性低,呈流塑狀態,標貫值僅為0.7。

始發端頭加固采用攪拌樁+外設素混凝土墻封閉綜合加固措施,其中上部為弱加固區,三軸攪拌樁加固水泥摻量約為7%,中部為強加固區,水泥摻量約為20%,并在加固體內外設置降水井,加固布置如圖1所示。

圖1 始發端頭加固布置圖Fig.1 Reinforcement layout of the start end

2 數值分析模型

2.1 數值模型

采用三維有限元軟件PLAXIS 3D建立數值模型。如圖2(a)所示,模型的尺寸為:長5D(盾構掘進方向),寬7D,高60 m,其中D為開挖面直徑。根據工程情況,開挖面直徑D取14.5 m,隧道埋深C取7.5 m。模型頂部完全自由,四周約束法向方向,底部完全固定。水位位于地表,由于淤泥及加固土滲透系數極小,不考慮地下水滲流因素。本文主要研究始發端頭加固范圍對盾構掘進過程地層變形的影響,加固范圍示意圖如圖2(b)所示。

2.2 土層參數

根據工程始發端頭地層的實際情況,模型一共包含3種土層,自上而下依次為沖填土(厚5 m)、淤泥(厚45 m)、含碎石粉質黏土(厚10 m),其中加固土體位于淤泥層中。分析中土體采用能反應土體小變形特性的小應變硬化本構模型(HSS模型),參數取值主要根據隧道左線南岸始發端的地質勘查報告,部分參數取值參考上海軟土的HSS模型參數[13]。各土層的參數取值如表1所示。

L為縱向加固長度(盾構掘進方向);B為橫向加固厚度;H為豎向加固厚度圖2 三維計算模型Fig.2 Three-dimensional calculation model

表1 土層參數

3 橫豎向加固厚度確定

分別采用數值計算、理論分析、經驗取值等方法分析杧洲隧道始發端頭地層橫豎向的合理加固厚度,并進行了對比分析。

3.1 數值計算

首先通過數值計算分析,研究橫、豎向加固厚度對掘進時地層變形的影響,計算工況如表2所示。分析時保持縱向加固長度不變(按工程經驗取L=6 m),橫向加固厚度B和豎向加固厚度H取0.5～7.0 m。

為研究始發端頭破除素混泥土墻時(盾構機未掘進),橫、豎向加固厚度對端頭穩定性的影響,模擬步驟如下:①初始地應力平衡;②將一定范圍原始土層置換為加固土,將地層平衡產生的位移重置為0;③將圖2虛線圈表面邊界條件設為完全自由,不加設任何支護條件;④進行分析計算,輸出結果。

共進行表2所列16種工況的分析,其中工況5地層變形(縱剖面)如圖3所示?？梢?在破壞區域頂部為煙囪狀[14],而地層最大位移在端頭中部,破壞的發展是由端頭往地表面逐漸發展[15],因此可以用端頭中心點的水平位移來衡量地層受擾動的程度。

圖4給出了在不同加固厚度條件下始發端頭中心點的水平位移。從圖中看出,隨著橫向和豎向加固厚度的增加,端頭水平位移逐漸降低,且降低幅度縮小,當加固長度超過4 m后,水平位移幾乎保持不變,這與楊濤[16]和劉方等[17]的研究結果相似。此外,圖4表明橫、豎向加固厚度的增加對端頭中心點水平位移的影響相似,當B從0.5 m增加到4 m時(H均為3 m),中心點水平位移從8.75 mm減少至6.76 mm;當H從0.5 m增加到4 m時(B均為3 m),中心點水平位移從8.27 mm減少至6.35 mm,水平位移減少量均約為2 mm,減少幅度約22%。圖4結果表明,始發端頭橫斷面加固厚度為3～4 m時,可有效減少盾構開挖對地層擾動的影響。

表2 不同加固厚度計算工況

圖3 縱剖面變形云圖Fig.3 Deformation cloud map of longitudinal section

圖4 加固厚度對中心點水平位移的影響Fig.4 Impact of reinforcement thickness on the horizontal displacement at the center point

3.2 理論分析

在盾構隧道開挖過程中,土體原有的應力平衡狀態被破壞,應力重分布和地層變形隨之發生,在洞口周圍產生應力集中。如圖5所示,當最大剪應力大于土體抗剪強度時,洞口周圍土體將發生破壞,當破壞區逐步延伸至深部土體時,將形成一個塑性松動圈。

塑性松動區半徑R的計算公式[18]為

(1)

式(1)中:R為隧道中心到塑性區外緣的距離,m;γ1為上覆土體平均容重,kN/m3;c為加固土體的黏聚力,kPa;Hc為隧道中心的覆蓋層厚度,m;a為掘進斷面半徑,m。

φ為加固土的內摩擦角;β為塑性破壞角 圖5 松動圈計算圖Fig.5 Calculation diagram of loosened ring

圖6 端頭加固示意圖Fig.6 Schematic diagram of end reinforcement

針對本工程,γ1取17 kN/m3,c取150 kPa,Hc=C+D/2=14.75 m,a=D/2=7.25 m,代入式(1)中可求得R=9.67 m。

為了保證盾構始發過程中端頭橫向土體的穩定,必須提前對端頭進行橫、豎向土體加固,加固示意圖如圖6所示[19]。根據文獻[19],盾構隧道豎向加固土體厚度為

H=k(R-a)

(2)

式(2)中:k為穩定安全系數。為保證洞門端頭土體的穩定性,安全系數k至少取1.5[8]。將R=9.67 m,a=7.25 m,k=1.5代入式(2)得H=3.63 m。

為確定洞周兩側加固寬度B,首先根據朗肯土壓力理論確定土體破壞角為π/4+φ/2,再根據塑性松動圈的分布特點,求出圖5中β的表達式[19]為

(3)

將D=14.5 m,H=3.63 m,加固土的φ=φ′=30°代入式(3)可得β=3.68°。

再由圖5幾何條件可知盾構隧道橫向加固土體厚度B為

(4)

將前述計算的D、H、β值代入式(4)可得B=3.65 m。

3.3 經驗取值

國內在軟土地層進行盾構施工的案例為數不少,積累了較為豐富的經驗。根據經驗,構造上橫剖面加固厚度可按表3進行取用[18]。本工程D=14.5 m,因此根據表3可取B=3.0 m,H=3.5 m。

表3 端頭加固厚度經驗取值

3.4 加固厚度對比

將通過數值計算、理論分析和經驗取值等方法確定的隧道始發橫剖面加固厚度取值進行對比,結果如表4所示。從表4中可以看出,數值計算取值約為0.28D,理論計算取值約為0.25D,經驗取值為(0.21～0.24)D?？傮w而言,加固厚度介于(0.20～0.30)D。因此可結合工程實際,當擬建場地的地質條件較好時,取下限值(0.20D),當地質條件較差時,取上限值(0.30D)。

表4 端頭橫剖面加固厚度取值對比

4 縱向加固長度確定

分別采用數值計算、理論分析、經驗取值等方法分析杧洲隧道始發端頭地層縱向的合理加固厚度,并進行了對比分析。

4.1 數值計算

以往在端頭縱向加固土體的受力分析與研究中,一般僅考慮破除素混凝土墻時為保證端頭穩定性所需的縱向加固長度,而未考慮盾構始發掘進過程中加固長度對地層變形的影響。本節通過數值模擬,考慮盾構掘進過程,研究縱向加固長度對盾構掘進引起地層變形的影響。

共分析了11個工況,縱向加固長度L分別為1、2、3、4、6、8、10、12、14、16、20 m,而橫向與豎向加固厚度均取3 m(0.21D),具體模擬步驟如下:①初始地應力平衡;②將一定范圍原始土層置換為加固土,將地層平衡產生的位移重置為0;③將前方2 m(環管)土體調成“未激活”,同時“激活”盾構機的板單元,在開挖面施加與側向靜止土壓力相同的支護應力;④盾構機逐環掘進,一共掘進7次(盾構機長度L′=14 m),計算終止。

圖7(a)對比了L=2、4、6、8、12、16 m 6種工況下盾構掘進后地表的縱向沉降曲線,圖7(a)紅色虛線標注各工況下最大沉降點的變化,圖7(a)中云圖是工況L=2 m時的地表沉降云圖。從圖7(a)中可看出,在這些工況中,地表沉降沿縱向變化規律相似;隨著L的增加,地表最大沉降點與洞口的水平距離越遠,最大沉降量越小;但L=16 m時,地表最大沉降點在洞口正上方處。

圖7 各工況地表縱向沉降曲線Fig.7 Longitudinal settlement curve of the ground surface under various conditions

圖7(b)是對最大沉降點“遷移”行為解釋的縱向剖面示意圖,圖7(b)中Ⅰ區指加固土正上方地層,Ⅱ區指盾構機右上方未加固地層。盾構機推進對周圍地層產生擾動,引起地層損失,Ⅰ區在加固土“限制”下產生的地層損失率小于Ⅱ區的地層損失率,因此Ⅰ區上方地表沉降量小于Ⅱ區地表沉降量,這可從圖8縱向剖面總位移云圖得到進一步驗證。當L=4、8、12 m時,縱向剖面地表最大沉降發生在加固體外斜上方地表。由于掘進長度只有14 m,當L=16 m時,縱向加固長度超過盾構機長度,Ⅱ區范圍縮小至零,盾構機上方都是加固地層,Ⅰ區地層的遷移都會受到加固土“限制”,而盾構掘進引起Ⅰ區地層損失率一致,地表沉降值隨盾構掘進逐漸累積,所以L=16 m時地表最大沉降發生在洞口(累積時間最長)。

圖8 縱剖面總位移云圖Fig.8 Total displacement cloud diagram of longitudinal section

圖9是盾構掘進完成后開挖面位置(L=14 m)的橫向剖面剪應變云圖。圖9表明,隨著加固長度L的增大,圖中受剪區范圍不斷縮小,逐步由貫通地表收縮至加固土內部。對于L=4、8、12 m 3種工況,最大受剪區在開挖面正上方,地層受剪區域逐漸由開挖面貫通至地表,并向四周擴散,因此隧道掘進后地表會有較大沉降,且沉降槽寬度大。當L=16 m時,受剪區域已收縮至加固土內部,未與地表形成“塑性貫通”,因此盾構掘進對地表擾動程度會大大降低。

圖9 橫剖面剪應變云圖Fig.9 Shear strain cloud diagram of transverse section

圖10為縱向加固長度與地表最大沉降之間的關系曲線,圖10中云圖分別是L=4、8、12、16 m的地表沉降云圖。圖10表明,隨著加固長度L的增加,地表最大沉降逐漸降低,且下降速率減小;當L=14 m時,地表最大沉降量約為19.6 mm,因此當L≥14 m時,地表整體沉降量都滿足規范的最大允許沉降。從圖10還可看出,隨著加固長度L的增加,地面沉降影響范圍逐漸縮小,逐步收縮至加固土體內部。

圖10 縱向加固長度對地表最大沉降的影響Fig.10 Influence of reinforcement length on the maximum surface settlement

結合上述結果,同時考慮經濟合理性,始發端頭縱向加固長度取L=16 m是較為合理的選擇。

4.2 理論分析

日本JET GROUT協會(JJGA)的規范[5]假定加固土體為整體薄板,端頭縱向加固長度計算公式為

(5)

4.3 經驗取值

早期端頭縱向加固長度一般取6 m,后根據幾何準則的要求,結合成功與失敗的工程實踐經驗,取縱向加固范圍為:L=盾構機長度+(2～3)管片寬度[19]。本工程盾構機長度L′為14 m,管片寬度為2 m,因此根據經驗,縱向加固長度可取L=14+2.5×2=19 m。

4.4 加固長度對比

基于數值計算、理論分析、經驗取值等,將隧道始發縱向加固長度取值進行對比,其中理論計算為L=15.34 m,數值計算取L=16 m,經驗取值L=18～20 m,總體上始發端頭縱向加固長度取1.1～1.3倍盾構機長度,是較為合理的取值。

將通過數值計算、理論分析和經驗取值等方法確定的隧道始發端頭加固長度取值進行對比,結果如表5所示。從表5可以看出,數值計算取值約為1.14L′,理論計算取值約為1.09L′,經驗取值為1.36L′。數值計算取值與理論計算取值較為接近,而經驗取值稍大。總體而言,端頭縱向加固長度取1.1～1.4倍盾構機長度是較為合理的取值,可結合工程實際,當擬建場地的地質條件較好時,取下限值(1.1L′),當地質條件較差時,取上限值(1.4L′)。

表5 縱向加固長度取值對比

5 結論

結合珠海橫琴杧洲隧道始發工程,基于HSS本構模型,采用有限元軟件PLAXIS 3D建立了數值分析模型,研究了端頭加固范圍對素混凝土墻破除以及盾構始發掘進過程地層變形的影響,以確定合理的加固厚度和長度,并將結果與理論計算、經驗取值進行對比分析,主要得到以下結論。

(1)根據素混凝土墻破除時洞周所產生的塑性范圍計算得端頭橫、豎向加固厚度約0.25D(D為開挖面直徑)。通過數值分析,以端頭中心點水平位移為控制目標,得橫、豎向合理加固厚度約0.28D;而根據經驗,加固厚度取值(0.21～0.24)D?？傮w而言,始發端頭橫剖面加固厚度取(0.20～0.30)D較為合理。

(2)當縱向加固長度超過盾構機長度后,橫剖面受剪區域未與地表形成塑性“貫通”,端頭盾構掘進對地表擾動程度會大大降低。

(3)假定加固土體為整體薄板,通過理論計算得縱向加固長度L=1.09L′(L′為盾構機長度);考慮盾構掘進過程,以地表最大沉降為控制值,通過數值分析得到的合理加固長度L=1.14L′;而基于工程實踐經驗的加固長度L=1.36L′?？傮w而言,始發端頭縱向加固長度可取1.1～1.4倍盾構機長度。