鋼管樁-注漿加固盾構換刀區(qū)穩(wěn)定性分析

戴治恒, 張孟喜, 魏 輝, 顧 婕, 張曉清

(1.上海大學 力學與工程科學學院,上海 200444; 2.中鐵二十局集團 第五工程有限公司,昆明 650200)

廣州素有“地質博物館”之稱,地質條件極其復雜,大量分布著殘積土層、深厚軟土層以及軟巖層[1].為避免造成施工困難和工程事故,在復雜地層開展盾構施工需及時開倉更換失效和損壞的刀具.盾構換刀主要分為帶壓和常壓換刀,帶壓換刀時,技術人員必須在一定壓力環(huán)境中進行作業(yè),具有時間短、效率低和風險大的缺點[2];常壓換刀時,需預先對地層進行加固,然后在常壓條件下進行開倉換刀.與帶壓換刀相比,常壓換刀效率高、風險低.長隆隧道工程開展常壓換刀作業(yè),主要采用注漿加固方案.注漿加固方案需使用大量漿液,存在工期長的缺點.頻繁換刀時,勢必會拖延工程進度.注漿加固污染較大,殘留在地層中的注漿加固體會影響土體的后續(xù)使用.在隧道開挖面附近保留注漿加固,隧道上方采用鋼管樁加固,可達到縮短工期、降低污染的目的.目前,還沒有對鋼管樁-注漿加固方案的研究和應用,故針對鋼管樁-注漿加固換刀區(qū)穩(wěn)定性展開研究具有理論和現(xiàn)實價值.

常壓換刀中,地層加固的目的是提高換刀區(qū)的穩(wěn)定性.針對盾構隧道穩(wěn)定性問題,朱偉等[3]針對土壓平衡盾構不滿艙施工時,開挖面的整體穩(wěn)定、開挖面部分坍塌、壁后注漿竄漿等現(xiàn)象進行討論和分析;宋洋等[4]結合工程實際分析了外加劑摻入量和地層復合比對出漿相對密度的影響規(guī)律、泥漿的滲透規(guī)律及動、靜態(tài)泥膜成膜規(guī)律;王林等[5]通過數(shù)值模擬和理論分析,研究了考慮局部失穩(wěn)時盾構隧道開挖面擠出破壞機理;宋洋等[6]開展模型試驗和理論研究,建立了砂-礫復合地層開挖面極限支護力計算模型;牛豪爽等[7]通過試驗研究了滲流對粉砂地層開挖面支護壓力和穩(wěn)定性的影響;楊峰等[8]采用改進后的上限有限元法程序研究了地表超載作用下非均質黏土地層隧道開挖面的穩(wěn)定性,綜合分析了各土體因素對開挖面失穩(wěn)臨界荷載上限解和地層破壞模式的影響;米博等[9]開展了淺埋盾構隧道的開挖滲流模型,研究了開挖進土量對開挖面水平壓力、孔隙水壓力和附近地表沉降的影響;代仲海等[10]運用數(shù)值模擬和理論分析方法,分析了開挖面失穩(wěn)模式、支護壓力及地表沉降隨盾構掘進位移的變化規(guī)律,推導了穿越鄰近隧道時支護壓力的變化模式;程紅戰(zhàn)等[11]基于數(shù)值分析軟件平臺,研究了內摩擦角的變異系數(shù)、自相關距離對開挖面失穩(wěn)模式和極限支護應力的影響規(guī)律,探討了極限支護應力特征值的選取;Eshraghi等[12]依托德黑蘭地鐵3號線工程項目,采用蒙特卡羅方法進行數(shù)據(jù)模擬,分析特定支護壓力下的安全系數(shù)小于預定值的概率,利用有限元法計算了工作面坍塌時的面壓力.目前,國內外學者主要聚焦于地表超載、滲流、支護壓力等因素對掘進過程中盾構開挖面穩(wěn)定性的影響,鮮有對常壓開倉換刀時換刀區(qū)穩(wěn)定性的研究.

通過室內試驗和數(shù)值模擬,考慮常壓換刀時頂推力卸載對換刀區(qū)穩(wěn)定性的影響,研究換刀區(qū)失穩(wěn)和漸進破壞過程.結合工程實際,確定鋼管樁-注漿加固方案,并與注漿加固方案對比,分析鋼管樁-注漿加固方法的加固效果,為地層加固提供新思路.

1 均質地層換刀區(qū)穩(wěn)定性分析

1.1 室內模型試驗

1.1.1試驗概況 試驗采用模型箱的長×寬×高為800 mm×290 mm×600 mm,由4塊鋼化璃板拼裝而成,如圖1所示.模型箱內壁涂抹凡士林以減小玻璃板與砂土的摩阻力.試驗采用砂土模擬均質地層,用有機玻璃管模擬襯砌.玻璃管厚度為0.2 cm,內徑為6 cm,密度為1.19×103kg/m3.刀盤通過有機玻璃板進行模擬,與速度可控的專用電機黏接在一起.電動機以恒定速度緩慢后移,模擬盾構刀盤卸載工況.為便于觀察,取盾構隧道原型的一半進行試驗模擬.砂土相對體積質量為2.65,設計孔隙比為0.597,不均勻系數(shù)為1.39,曲率系數(shù)為0.89.采用人工落雨法控制土樣密實度,落距為0.72 m,每鋪設30 cm進行一次刮平,砂土相對密實度為70%～74%.根據(jù)工況,模型試驗中設置隧道埋深為3D(D為隧道直徑).

圖1 換刀區(qū)穩(wěn)定性試驗模型Fig.1 Test model for cutter replacement ground stability

1.1.2試驗結果分析 模型試驗全過程采用粒子圖像測速法(PIV)記錄換刀區(qū)失穩(wěn)和漸進破壞過程.采用電荷耦合元件(CCD)照相機實時拍攝高分辨率灰度照片,每1 s記錄一幅圖片,使用北京立方天地科技公司提供的MicroVec軟件分析得到土體顆粒的位移矢量結果.位移矢量分析首先匹配兩張圖片中灰度像素點的相關性,然后對比分析每個灰度像素點的移動路徑,最終得到矢量結果.

當兩張圖片中顆粒位移相差較大時,像素點將無法匹配,矢量分析結果失真.因此,在進行位移矢量分析前,將試驗結果等分為6個階段,每階段選兩張間隔30 s的圖片進行分析,分析結果如圖2所示.其中,U表示位移矢量的大小,箭頭指向表示位移矢量的方向,箭頭位置和顏色表示位移場分布.階段1為卸載初期,開挖面始終與刀盤緊密接觸,出現(xiàn)較小的水平位移;階段2隨著刀盤持續(xù)后移,開挖面水平位移隨之增大并出現(xiàn)豎向位移分量,換刀區(qū)出現(xiàn)局部失穩(wěn);階段3～階段6繼續(xù)維持卸載,開挖面逐漸與刀盤脫離接觸,表明涌入隧道內部的土體越來越少,在此過程中,換刀區(qū)位移分布越來越廣,逐漸貫通至地表.

由圖2可知,僅在階段1時開挖面位移矢量以水平方向為主,其他階段開挖面位移矢量方向均為斜向右下,既分布有水平位移又有豎直方向位移.換刀區(qū)地層開挖面范圍以外的位移矢量方向均為豎直方向.

1.2 均質地層數(shù)值模擬分析

1.2.1數(shù)值模型建立 數(shù)值模型的長×寬×高為800 mm×290 mm×560 mm,隧道直徑D為64 mm,埋深為192 mm.襯砌內徑為60 mm,厚度為 2 mm.土體控制密度為1.9×103kg/m3,內摩擦角為36.4°,泊松比為0.3,彈性模量為22 MPa,采用摩爾-庫倫強度準則進行模擬.有機玻璃襯砌密度為1.19×103kg/m3,彈性模量為3.25 GPa,泊松比為0.3,采用線彈性模型進行模擬.

1.2.2數(shù)值結果分析 利用FLAC3D軟件得到換刀區(qū)位移矢量的漸進變化過程,如圖3所示.計算100步時為卸載初期,位移最大值為 0.038 878 2,如圖3(a)所示,開挖面出現(xiàn)分布均勻的水平方向位移,位移指向隧道內部;計算 1 000 步時,位移最大值為 0.283 952,如圖3(b)所示,開挖面位移逐漸發(fā)生變化,豎向位移分量逐漸增大;計算 7 400 步時,位移最大值為 1.746 15,如圖3(c)所示,計算模型已平衡,最終開挖面位移矢量方向為水平偏下,上半部土體位移大于下半土體.

圖3 換刀區(qū)位移矢量Fig.3 Displacement vector of cutter replacement ground

圖3中紅色線為換刀區(qū)土體失穩(wěn)區(qū)域.卸載初期僅開挖面附近小范圍發(fā)生失穩(wěn),隨后不斷向開挖面前方擴展,最終發(fā)展成為常見的楔形破壞模式.圖3(c)中藍色線為水平位移的分布范圍,表明開挖面分布著顯著的水平位移分量,而隧道上方主要為豎向位移.

換刀區(qū)土壓力分布云圖如圖4所示.卸載后,換刀區(qū)地層的水平和豎向土壓力(Syy和Szz)均出現(xiàn)明顯的應力釋放現(xiàn)象.水平土壓力釋放主要出現(xiàn)在開挖面附近,如圖4(a)所示;而豎向土壓力釋放不僅出現(xiàn)在開挖面附近,同時也出現(xiàn)在開挖面上方較大范圍內,如圖4(b)所示.換刀區(qū)土壓力釋放現(xiàn)象與位移矢量分布一致,結合位移矢量的漸進變化過程可知,開挖面土壓力釋放并產生水平位移是誘發(fā)換刀區(qū)失穩(wěn)破壞的原因.

圖4 土壓力分布云圖Fig.4 Contour of earth pressure distribution

2 工程背景

2.1 地層分布

佛莞城際線路位于珠三角地區(qū)中南部,其中長隆隧道工程位于廣州市番禺區(qū),隧道全長 11.03 km,包含兩站三區(qū)間.采用的土壓平衡盾構機直徑為8.85 m,隧道襯砌外徑為8.5 m,環(huán)寬為1.6 m,厚為0.4 m,盾構機頂部覆土為15～25 m.隧道沿線地層從上往下分別為第四系坡洪積層(Q4dl+pl)、白堊系砂巖、泥質砂巖層(K)、震旦系二長花崗巖(Z),盾構機多次穿越上軟下硬地層以及全風化花崗巖地層.

2.2 換刀點加固方案

現(xiàn)場主要采用注漿加固技術對換刀區(qū)進行加固.注漿加固雖能夠保障常壓開倉時開挖面的穩(wěn)定性,但存在工期長、污染嚴重等問題,且遺留在土中的注漿加固體會影響土體的后續(xù)使用,如圖5(a)所示.為縮短地層加固工期、減少污染,提出采用可回收式鋼管樁對換刀區(qū)進行加固,計劃在換刀完成后回收所有鋼管樁,但為避免與鋼管樁發(fā)生碰撞,盾構機需要停在換刀點前方,導致開挖面無法被加固.刀盤卸載時,開挖面易發(fā)生局部失穩(wěn),不利于開展換刀工作;鋼管樁端部易發(fā)生彎曲,不利于開展鋼管樁回收工作,如圖5(b)所示.綜合鋼管樁和注漿加固技術的優(yōu)缺點,提出鋼管樁-注漿加固技術如圖5(c)所示,隧道開挖面附近仍采用注漿加固,隧道上方采用鋼管樁加固.換刀后,注漿加固體可被挖除,鋼管樁可悉數(shù)回收,不僅能夠縮短工期、降低污染而且不影響土體的后續(xù)使用.

圖5 換刀區(qū)加固技術Fig.5 Cutter replacement ground reinforcement technology

3 鋼管樁-注漿加固換刀區(qū)穩(wěn)定性分析

換刀區(qū)地層加固工況復雜、安全風險高,目前工程項目不具備開展現(xiàn)場試驗的條件,也很難在實驗室中進行模擬.因此,采用FLAC3D數(shù)值分析方法,結合工程實際,對比不同技術加固后換刀區(qū)的穩(wěn)定性、應力分布及位移大小,研究鋼管樁-注漿加固效果.

3.1 數(shù)值模型建立

現(xiàn)場共設置2排共計6個注漿孔,孔位布置如圖6(a)所示,每個注漿孔能夠加固半徑為1 m范圍內的土體.現(xiàn)場擬定采用的可回收式鋼管樁直徑為 1 016 mm,壁厚為14 mm,設計3排共計7根鋼管樁,樁位布置如圖6(b)所示.

圖6 孔位和樁位布置平面圖Fig.6 Layout of holes and piles

注漿加固模型整體概況如圖7(a)所示,鋼管樁-注漿加固模型整體概況如圖7(b)所示.采用ZONE網(wǎng)格模擬土體,采用NULL網(wǎng)格模擬土體開挖.考慮整體對稱性,沿隧道掘進方向取一半進行建模,地層長度為60 m,寬度為20 m;考慮土體開挖,各土層的塑性特征采用摩爾-庫倫強度準則進行模擬.

圖7 FLAC3D數(shù)值模型概況Fig.7 Overview of numerical FLAC3D models

選取全風化地層斷面和上軟下硬地層斷面兩個典型斷面進行分析.其中,全風化地層斷面從上往下為素填土層、粉質黏土層、全風化泥質砂巖、強風化泥質砂巖和中風化泥質砂巖,如圖8(a)所示,隧道完全位于全風化地層中;上軟下硬地層斷面從上往下為素填土層、粉質黏土層、全風化二長花崗巖層,如圖8(b)所示,隧道位于粉質粘土層和全風化二長花崗巖層中間.各地層土體力學性質如表1所示.

表1 地層土體力學性質Tab.1 Mechanical properties of strata

圖8 換刀點典型斷面Fig.8 Typical section of cutter replacement ground

鋼管樁采用樁單元(PILE)進行模擬,選用線彈性模型模擬鋼材的力學性能.PILE單元是FLAC3D程序內置的結構單元,可以自動與周圍模擬土體的實體單元(ZONE)建立摩擦接觸,能夠模擬鋼管樁與周圍土體的摩擦作用.盾構管片采用襯砌單元(LINER)進行模擬,選用線彈性模型模擬襯砌的力學性能,計算參數(shù)如表2所示.文獻[13]中表明注漿加固對土體壓縮模量和黏聚力提高較大,而對土體內摩擦角影響不大,因此在模擬注漿加固時,參照文獻[13]中將彈性模量提高到2.93倍,將黏聚力提高到3.18倍,如表3所示.

表2 結構單元計算參數(shù)Tab.2 Parameters of structure elements

表3 注漿加固區(qū)計算參數(shù)Tab.3 Parameters of grouting reinforcement area

數(shù)值模擬主要包括以下3步.

(1) 初始狀態(tài)模擬地應力平衡:建立地層模型并賦予材料屬性和邊界約束后,在重力荷載條件下計算至平衡,然后清零所有節(jié)點位移和速度.

(2) 模擬隧道開挖:開挖面施加靜止土壓力,分節(jié)開挖土體并添加LINER單元,并計算至平衡.

(3) 模擬常壓開倉:開挖至預定斷面后,提高相關地層的強度來模擬注漿,添加PILE單元來模擬鋼管樁加固,然后逐級降低開挖面壓力來模擬頂推力卸載.

3.2 數(shù)值結果分析

3.2.1安全系數(shù) 結合強度折減法,計算兩種典型地層各工況的安全系數(shù)如圖9所示.未加固時,全風化地層安全系數(shù)為1.02,上軟下硬地層為1.10.注漿加固后,全風化地層和上軟下硬地層安全系數(shù)分別為1.22和1.34,提高了19.6%和21.8%;鋼管樁-注漿加固后,全風化地層和上軟下硬地層安全系數(shù)分別為1.24和1.38,提高了21.5%和25.5%.

圖9 各工況地層安全系數(shù)Fig.9 Safety factor for each working condition

3.2.2應力分布 各工況平均應力分布如圖10所示,兩典型地層應力(S)分布基本一致.無論加固與否,開挖面附近均出現(xiàn)了顯著的應力釋放現(xiàn)象,因此易發(fā)生局部失穩(wěn).未加固時,開挖面應力釋放向加固區(qū)快速擴散.全風化地層應力釋放擴散范圍廣,故整體穩(wěn)定性差;上軟下硬地層應力釋放范圍相對較小,故整體穩(wěn)定性較好.加固后,加固區(qū)應力釋放得到有效抑制,尤其是在開挖面上方未出現(xiàn)明顯的應力釋放,加固區(qū)穩(wěn)定性得到顯著提高.

圖10 土壓力分布云圖Fig.10 Contour of earth pressure distribution

3.2.3水平位移分布 全風化地層水平位移曲線如圖11(a)所示,其中,以開挖面中心為原點,Z為監(jiān)測點的豎向坐標;Uh為水平方向位移.鋼管樁-注漿加固和注漿加固后,水平位移均得到有效控制,分布較為均勻,開挖面水平位移控制在190 mm左右,注漿加固控制在210 mm左右;加固區(qū)水平位移控制在120 mm左右,注漿加固控制在140 mm左右.

圖11 水平位移分布Fig.11 Horizontal displacement distribution

上軟下硬地層水平位移曲線如圖11(b)所示,開挖面上半部土體位移大于下半部.鋼管樁-注漿加固后水平位移分布更均勻,開挖面水平位移控制在180 mm左右,注漿加固控制在200 mm左右;加固區(qū)水平位移控制在120 mm左右,注漿加固控制在140 mm左右.

3.2.4豎向位移分析 全風化地層豎向位移曲線如圖12(a)所示,上軟下硬地層豎向位移曲線如圖12(b)所示,位移分布與全風化地層相似.其中,以開挖面中心為原點,X為監(jiān)測點的水平坐標;Uv為豎直方向位移.

圖12 換刀區(qū)豎向位移曲線Fig.12 Vertical displacement of cutter replacement ground

由圖12可知,越靠近開挖面豎向位移越大,位移拐點出現(xiàn)在開挖面正上方.埋深較淺時,鋼管樁-注漿加固地層豎向位移曲線不平滑,在開挖面前方2 m出現(xiàn)陡增現(xiàn)象,地表處的豎向位移一度超過注漿加固地層.隨著埋深增加,豎向位移曲線趨于平滑.埋深較淺時,兩種工況豎向位移相差不大,埋深越深兩者豎向位移差距越明顯.在地表處,鋼管樁-注漿加固地層豎向位移最大值為4.0 mm,注漿加固為3.8 mm;在埋深25 m處,鋼管樁-注漿加固地層豎向位移最大值為23.4 mm,注漿加固為42.8 mm.埋深較淺時,鋼管樁-注漿加固地層豎向位移曲線不平滑,在開挖面前方2 m處出現(xiàn)陡增現(xiàn)象.隨著埋深增加豎向位移曲線趨于平滑.鋼管樁-注漿加固地層豎向位移小于注漿加固地層,埋深越深兩者豎向位移差距越明顯.在地表處,鋼管樁-注漿加固地層豎向位移最大值為3.3 mm,注漿加固為4.0 mm;在埋深21 m處,鋼管樁-注漿加固地層豎向位移最大值為19.4 mm,注漿加固為38.1 mm.

結果顯示,在開挖面正上方,鋼管樁-注漿加固地層地表位移出現(xiàn)陡增現(xiàn)象,而埋深越深即越靠近開挖面,該現(xiàn)象逐漸弱化.經討論,位移陡增是由鋼管樁沉降所致.樁體沉降由樁身壓縮變形和樁端沉降組成,樁側摩阻力分布、端阻力比例和樁端以下土的性質則是重要影響因素[14].

全風化地層其中一根鋼管樁位移(Upile)和周圍土體位移情況分析如圖13所示,該鋼管柱位于開挖面前方2 m即地層位移發(fā)生陡增位置處.鋼管樁樁端位移明顯大于樁頂位移,樁體內部軸力為拉力,這表明鋼管樁樁端受到向下的作用力,而樁頂受到向上的作用力.刀盤卸載后開挖面土體產生水平位移,引起樁端附近土體發(fā)生豎向位移,對樁端施加向下的摩阻力,導致樁體變形和沉降.淺層土體沉降相對較小,會對鋼管樁施加向上的摩阻力,限制樁體沉降.相反,鋼管樁樁頂會對淺層土體施加向下的摩阻力,擴大其沉降.

圖13 位移分析Fig.13 Displacement analysis

4 結論

通過開展室內模型試驗和數(shù)值模擬,分析開挖面失穩(wěn)、漸進破壞過程、土體位移和應力分布.建立鋼管樁-注漿加固FLAC3D計算模型,與注漿加固技術進行對比,分析換刀區(qū)的穩(wěn)定性、開挖面水平位移和隧道上方豎向位移的分布情況,主要結論如下:

(1) 卸載初期,開挖面位移矢量以水平方向為主.隨著刀盤持續(xù)卸載,開挖面既分布有水平位移,又分布有豎直方向位移,而開挖面范圍以外的位移矢量方向均為豎直方向.開挖面土壓力釋放并產生水平位移是誘發(fā)換刀區(qū)失穩(wěn)破壞的原因.

(2) 鋼管樁-注漿加固有效地抑制了換刀區(qū)地層應力釋放現(xiàn)象,能顯著提高地層的安全系數(shù),略優(yōu)于注漿加固.對比注漿加固,鋼管樁-注漿加固不同地層開挖面水平位移平均減小20 mm.鋼管樁-注漿加固換刀區(qū)的豎向位移整體小于注漿加固,而且埋深越深兩者差距越大.

(3) 盡管鋼管樁樁頂會引起地表沉降激增現(xiàn)象,但是樁底端部有效地控制了開挖面附近豎向位移,這對換刀區(qū)穩(wěn)定性提升更大,證明了鋼管樁-注漿加固技術能夠降低注漿量、縮短工期、減少污染,不影響土體的后續(xù)使用,可行且有效.