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)
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。
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
3.1.1 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。
3.2.1 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。
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
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。