软土浅埋超大直径盾构始发端头加固范围研究

张成, 宋棋龙, 彭元栋, 王虎, 林星涛,5, 苏栋,5*

(1.珠海大横琴城市新中心发展有限公司, 珠海 519030; 2.深圳大学土木与交通工程学院, 深圳 518060;3.中铁十五局集团有限公司, 上海 200070; 4.珠海市规划设计研究院, 珠海 519000;5.滨海城市韧性基础设施教育部重点实验室(深圳大学), 深圳 518060)

盾构始发是盾构隧道施工中最关键、也是最容易发生事故的环节,只有保证了始发的安全性,盾构隧道才能顺利掘进及贯通[1-3]。近年来,随着盾构隧道的直径不断加大,地层和环境条件越来越复杂,盾构始发施工过程的工程事故屡见不鲜。为确保隧道始发的安全性,在盾构始发端头土体加固方案的比选中,不仅要选择合适的土体加固方法,还需确定合理的加固范围[4],以实现安全性和经济性的平衡。

中外学者在始发端头加固方面开展了一系列的研究,关注的问题包括加固方式、加固土体的强度、合理加固厚度、加固体的稳定性等。有关端头土体加固厚度的理论计算方法[5]主要有:①以土体扰动极限平衡理论为基础,根据隧道挖掘时断面周围所产生的塑性范围计算端头横向及竖向加固尺寸;②根据日本JET GROUT协会(JJGA)规范中弹性薄板理论,假定加固土为整体计算纵向加固尺寸。在端头土体稳定性研究方面,江华等[6]以强度理论为基础,分析和总结了既有模型的不足,提出了改进的荷载等效模型。宋克志等[7]提出一种直线和螺旋线组合的端头土体滑动面模式,对端头土体稳定性进行分析。曹成勇等[8]基于极限平衡理论,建立了盾构进出洞端头加固土体二维稳定性分析力学模型,推导得到盾构进出洞时端头纵向加固尺寸的计算公式。

随着数值仿真技术的兴起,许多学者通过有限元软件对盾构始发掘进问题进行了分析研究,魏纲等[9]利用Midas-GTS有限元软件,考虑渗流-应力耦合作用,分析盾构工作井外加固土体前方高水位工况下,地下水绕加固土体下卧土层的渗流规律,以及由渗流引起的原状土沉降规律。丁万涛等[10]采用数值计算方法,对加固设计案进行优化,提出了浅埋盾构隧道端头土体纵、横向最优加固范围。刘文黎等[11]采用数值模拟与理论分析相结合的方法,对加固厚度的影响进行分析,得出土体的抗拉强度与抗剪强度对于端头稳定性具有较大的影响。马芸等[12]利用ABAQUS有限元软件,采用摩尔-库伦本构模型,研究了纵向加固长度对盾构始发掘进的影响。

总体而言,现有研究主要针对始发井破除素混凝土墙后维持端头稳定性所需的最小加固厚度,而未考虑盾构始发掘进过程对加固体的影响;另外,已有的分析一般采用摩尔-库伦模型,不能较好地反映土体的应力-应变行为。现结合珠海横琴杧洲隧道始发工程,基于HSS本构模型,采用有限元软件PLAXIS 3D建立不同加固范围的盾构始发模拟数值模型,研究素混凝土墙破除以及盾构始发掘进过程对端头加固及未加固地层的影响;并将数值计算分析结果与理论计算、经验取值进行对比分析,以确定端头纵、横向加固尺寸的合理取值。

1 工程背景

1.1 基本概况

珠海横琴杧洲隧道主体为双管单层双向六车道盾构隧道,左线隧道线路全长1 995 m,其中盾构段长945 m;右线隧道线路全长2 032.15 m,其中盾构段长978.31 m。隧道工程起于联港一路南侧,沿环港东路下穿联港二路、联港三路后在马骝洲水道北岸环港东路与渔港南路交叉设置南岸工作井。

隧道始发采用直径15.01 m的超大直径泥水平衡盾构机掘进,其中管片外径为14.5 m,内径为13.3 m,环宽为2 m,隧道始发段埋深约7.5 m。

1.2 加固措施

隧道左线南岸工作井场地标高介于-7.78～4.06 m,地下静止水位埋深为0～2 m,平均水位埋深0.72 m,盾构隧道穿越地层约60%为淤泥,干强度及韧性低,呈流塑状态,标贯值仅为0.7。

始发端头加固采用搅拌桩+外设素混凝土墙封闭综合加固措施,其中上部为弱加固区,三轴搅拌桩加固水泥掺量约为7%,中部为强加固区,水泥掺量约为20%,并在加固体内外设置降水井,加固布置如图1所示。

图1 始发端头加固布置图Fig.1 Reinforcement layout of the start end

2 数值分析模型

2.1 数值模型

采用三维有限元软件PLAXIS 3D建立数值模型。如图2(a)所示,模型的尺寸为:长5D(盾构掘进方向),宽7D,高60 m,其中D为开挖面直径。根据工程情况,开挖面直径D取14.5 m,隧道埋深C取7.5 m。模型顶部完全自由,四周约束法向方向,底部完全固定。水位位于地表,由于淤泥及加固土渗透系数极小,不考虑地下水渗流因素。本文主要研究始发端头加固范围对盾构掘进过程地层变形的影响,加固范围示意图如图2(b)所示。

2.2 土层参数

根据工程始发端头地层的实际情况,模型一共包含3种土层,自上而下依次为冲填土(厚5 m)、淤泥(厚45 m)、含碎石粉质黏土(厚10 m),其中加固土体位于淤泥层中。分析中土体采用能反应土体小变形特性的小应变硬化本构模型(HSS模型),参数取值主要根据隧道左线南岸始发端的地质勘查报告,部分参数取值参考上海软土的HSS模型参数[13]。各土层的参数取值如表1所示。

L为纵向加固长度(盾构掘进方向);B为横向加固厚度;H为竖向加固厚度图2 三维计算模型Fig.2 Three-dimensional calculation model

表1 土层参数

3 横竖向加固厚度确定

分别采用数值计算、理论分析、经验取值等方法分析杧洲隧道始发端头地层横竖向的合理加固厚度,并进行了对比分析。

3.1 数值计算

首先通过数值计算分析,研究横、竖向加固厚度对掘进时地层变形的影响,计算工况如表2所示。分析时保持纵向加固长度不变(按工程经验取L=6 m),横向加固厚度B和竖向加固厚度H取0.5～7.0 m。

为研究始发端头破除素混泥土墙时(盾构机未掘进),横、竖向加固厚度对端头稳定性的影响,模拟步骤如下:①初始地应力平衡;②将一定范围原始土层置换为加固土,将地层平衡产生的位移重置为0;③将图2虚线圈表面边界条件设为完全自由,不加设任何支护条件;④进行分析计算,输出结果。

共进行表2所列16种工况的分析,其中工况5地层变形(纵剖面)如图3所示。可见,在破坏区域顶部为烟囱状[14],而地层最大位移在端头中部,破坏的发展是由端头往地表面逐渐发展[15],因此可以用端头中心点的水平位移来衡量地层受扰动的程度。

图4给出了在不同加固厚度条件下始发端头中心点的水平位移。从图中看出,随着横向和竖向加固厚度的增加,端头水平位移逐渐降低,且降低幅度缩小,当加固长度超过4 m后,水平位移几乎保持不变,这与杨涛[16]和刘方等[17]的研究结果相似。此外,图4表明横、竖向加固厚度的增加对端头中心点水平位移的影响相似,当B从0.5 m增加到4 m时(H均为3 m),中心点水平位移从8.75 mm减少至6.76 mm;当H从0.5 m增加到4 m时(B均为3 m),中心点水平位移从8.27 mm减少至6.35 mm,水平位移减少量均约为2 mm,减少幅度约22%。图4结果表明,始发端头横断面加固厚度为3～4 m时,可有效减少盾构开挖对地层扰动的影响。

表2 不同加固厚度计算工况

图3 纵剖面变形云图Fig.3 Deformation cloud map of longitudinal section

图4 加固厚度对中心点水平位移的影响Fig.4 Impact of reinforcement thickness on the horizontal displacement at the center point

3.2 理论分析

在盾构隧道开挖过程中,土体原有的应力平衡状态被破坏,应力重分布和地层变形随之发生,在洞口周围产生应力集中。如图5所示,当最大剪应力大于土体抗剪强度时,洞口周围土体将发生破坏,当破坏区逐步延伸至深部土体时,将形成一个塑性松动圈。

塑性松动区半径R的计算公式[18]为

(1)

式(1)中:R为隧道中心到塑性区外缘的距离,m;γ1为上覆土体平均容重,kN/m3;c为加固土体的黏聚力,kPa;Hc为隧道中心的覆盖层厚度,m;a为掘进断面半径,m。

φ为加固土的内摩擦角;β为塑性破坏角 图5 松动圈计算图Fig.5 Calculation diagram of loosened ring

图6 端头加固示意图Fig.6 Schematic diagram of end reinforcement

针对本工程,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。

为了保证盾构始发过程中端头横向土体的稳定,必须提前对端头进行横、竖向土体加固,加固示意图如图6所示[19]。根据文献[19],盾构隧道竖向加固土体厚度为

H=k(R-a)

(2)

式(2)中:k为稳定安全系数。为保证洞门端头土体的稳定性,安全系数k至少取1.5[8]。将R=9.67 m,a=7.25 m,k=1.5代入式(2)得H=3.63 m。

为确定洞周两侧加固宽度B,首先根据朗肯土压力理论确定土体破坏角为π/4+φ/2,再根据塑性松动圈的分布特点,求出图5中β的表达式[19]为

(3)

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

再由图5几何条件可知盾构隧道横向加固土体厚度B为

(4)

将前述计算的D、H、β值代入式(4)可得B=3.65 m。

3.3 经验取值

国内在软土地层进行盾构施工的案例为数不少,积累了较为丰富的经验。根据经验,构造上横剖面加固厚度可按表3进行取用[18]。本工程D=14.5 m,因此根据表3可取B=3.0 m,H=3.5 m。

表3 端头加固厚度经验取值

3.4 加固厚度对比

将通过数值计算、理论分析和经验取值等方法确定的隧道始发横剖面加固厚度取值进行对比,结果如表4所示。从表4中可以看出,数值计算取值约为0.28D,理论计算取值约为0.25D,经验取值为(0.21～0.24)D。总体而言,加固厚度介于(0.20～0.30)D。因此可结合工程实际,当拟建场地的地质条件较好时,取下限值(0.20D),当地质条件较差时,取上限值(0.30D)。

表4 端头横剖面加固厚度取值对比

4 纵向加固长度确定

分别采用数值计算、理论分析、经验取值等方法分析杧洲隧道始发端头地层纵向的合理加固厚度,并进行了对比分析。

4.1 数值计算

以往在端头纵向加固土体的受力分析与研究中,一般仅考虑破除素混凝土墙时为保证端头稳定性所需的纵向加固长度,而未考虑盾构始发掘进过程中加固长度对地层变形的影响。本节通过数值模拟,考虑盾构掘进过程,研究纵向加固长度对盾构掘进引起地层变形的影响。

共分析了11个工况,纵向加固长度L分别为1、2、3、4、6、8、10、12、14、16、20 m,而横向与竖向加固厚度均取3 m(0.21D),具体模拟步骤如下:①初始地应力平衡;②将一定范围原始土层置换为加固土,将地层平衡产生的位移重置为0;③将前方2 m(环管)土体调成“未激活”,同时“激活”盾构机的板单元,在开挖面施加与侧向静止土压力相同的支护应力;④盾构机逐环掘进,一共掘进7次(盾构机长度L′=14 m),计算终止。

图7(a)对比了L=2、4、6、8、12、16 m 6种工况下盾构掘进后地表的纵向沉降曲线,图7(a)红色虚线标注各工况下最大沉降点的变化,图7(a)中云图是工况L=2 m时的地表沉降云图。从图7(a)中可看出,在这些工况中,地表沉降沿纵向变化规律相似;随着L的增加,地表最大沉降点与洞口的水平距离越远,最大沉降量越小;但L=16 m时,地表最大沉降点在洞口正上方处。

图7 各工况地表纵向沉降曲线Fig.7 Longitudinal settlement curve of the ground surface under various conditions

图7(b)是对最大沉降点“迁移”行为解释的纵向剖面示意图,图7(b)中Ⅰ区指加固土正上方地层,Ⅱ区指盾构机右上方未加固地层。盾构机推进对周围地层产生扰动,引起地层损失,Ⅰ区在加固土“限制”下产生的地层损失率小于Ⅱ区的地层损失率,因此Ⅰ区上方地表沉降量小于Ⅱ区地表沉降量,这可从图8纵向剖面总位移云图得到进一步验证。当L=4、8、12 m时,纵向剖面地表最大沉降发生在加固体外斜上方地表。由于掘进长度只有14 m,当L=16 m时,纵向加固长度超过盾构机长度,Ⅱ区范围缩小至零,盾构机上方都是加固地层,Ⅰ区地层的迁移都会受到加固土“限制”,而盾构掘进引起Ⅰ区地层损失率一致,地表沉降值随盾构掘进逐渐累积,所以L=16 m时地表最大沉降发生在洞口(累积时间最长)。

图8 纵剖面总位移云图Fig.8 Total displacement cloud diagram of longitudinal section

图9是盾构掘进完成后开挖面位置(L=14 m)的横向剖面剪应变云图。图9表明,随着加固长度L的增大,图中受剪区范围不断缩小,逐步由贯通地表收缩至加固土内部。对于L=4、8、12 m 3种工况,最大受剪区在开挖面正上方,地层受剪区域逐渐由开挖面贯通至地表,并向四周扩散,因此隧道掘进后地表会有较大沉降,且沉降槽宽度大。当L=16 m时,受剪区域已收缩至加固土内部,未与地表形成“塑性贯通”,因此盾构掘进对地表扰动程度会大大降低。

图9 横剖面剪应变云图Fig.9 Shear strain cloud diagram of transverse section

图10为纵向加固长度与地表最大沉降之间的关系曲线,图10中云图分别是L=4、8、12、16 m的地表沉降云图。图10表明,随着加固长度L的增加,地表最大沉降逐渐降低,且下降速率减小;当L=14 m时,地表最大沉降量约为19.6 mm,因此当L≥14 m时,地表整体沉降量都满足规范的最大允许沉降。从图10还可看出,随着加固长度L的增加,地面沉降影响范围逐渐缩小,逐步收缩至加固土体内部。

图10 纵向加固长度对地表最大沉降的影响Fig.10 Influence of reinforcement length on the maximum surface settlement

结合上述结果,同时考虑经济合理性,始发端头纵向加固长度取L=16 m是较为合理的选择。

4.2 理论分析

日本JET GROUT协会(JJGA)的规范[5]假定加固土体为整体薄板,端头纵向加固长度计算公式为

(5)

4.3 经验取值

早期端头纵向加固长度一般取6 m,后根据几何准则的要求,结合成功与失败的工程实践经验,取纵向加固范围为:L=盾构机长度+(2～3)管片宽度[19]。本工程盾构机长度L′为14 m,管片宽度为2 m,因此根据经验,纵向加固长度可取L=14+2.5×2=19 m。

4.4 加固长度对比

基于数值计算、理论分析、经验取值等,将隧道始发纵向加固长度取值进行对比,其中理论计算为L=15.34 m,数值计算取L=16 m,经验取值L=18～20 m,总体上始发端头纵向加固长度取1.1～1.3倍盾构机长度,是较为合理的取值。

将通过数值计算、理论分析和经验取值等方法确定的隧道始发端头加固长度取值进行对比,结果如表5所示。从表5可以看出,数值计算取值约为1.14L′,理论计算取值约为1.09L′,经验取值为1.36L′。数值计算取值与理论计算取值较为接近,而经验取值稍大。总体而言,端头纵向加固长度取1.1～1.4倍盾构机长度是较为合理的取值,可结合工程实际,当拟建场地的地质条件较好时,取下限值(1.1L′),当地质条件较差时,取上限值(1.4L′)。

表5 纵向加固长度取值对比

5 结论

结合珠海横琴杧洲隧道始发工程,基于HSS本构模型,采用有限元软件PLAXIS 3D建立了数值分析模型,研究了端头加固范围对素混凝土墙破除以及盾构始发掘进过程地层变形的影响,以确定合理的加固厚度和长度,并将结果与理论计算、经验取值进行对比分析,主要得到以下结论。

(1)根据素混凝土墙破除时洞周所产生的塑性范围计算得端头横、竖向加固厚度约0.25D(D为开挖面直径)。通过数值分析,以端头中心点水平位移为控制目标,得横、竖向合理加固厚度约0.28D;而根据经验,加固厚度取值(0.21～0.24)D。总体而言,始发端头横剖面加固厚度取(0.20～0.30)D较为合理。

(2)当纵向加固长度超过盾构机长度后,横剖面受剪区域未与地表形成塑性“贯通”,端头盾构掘进对地表扰动程度会大大降低。

(3)假定加固土体为整体薄板,通过理论计算得纵向加固长度L=1.09L′(L′为盾构机长度);考虑盾构掘进过程,以地表最大沉降为控制值,通过数值分析得到的合理加固长度L=1.14L′;而基于工程实践经验的加固长度L=1.36L′。总体而言,始发端头纵向加固长度可取1.1～1.4倍盾构机长度。