林 輝,李學(xué)榮,吳文彪,封 坤,戴志成,王 闖

(1.粵水電軌道交通建設(shè)有限公司,廣州 510610； 2.廣東珠三角城際軌道交通有限公司,廣州 510230； 3.西南交通大學(xué)交通隧道工程教育部重點實驗室,成都 610031)

引言

在城市地鐵及城際鐵路的建設(shè)中，盾構(gòu)法以具有安全、高效的特點而成為隧道最主要的施工方法[1]。而在盾構(gòu)施工過程中，盾構(gòu)始發(fā)的安全是盾構(gòu)隧道施工一個非常重要的環(huán)節(jié)，盾構(gòu)推出預(yù)留工作井時，封門后土體在復(fù)雜應(yīng)力作用下，極易造成洞口密封破壞，產(chǎn)生突然涌水、涌砂及大幅度地面沉陷，危及地下管線及附近建筑物[2-3]。

針對盾構(gòu)隧道始發(fā)的安全問題，進行始發(fā)加固已成為重要的施工安全措施，許多學(xué)者也對盾構(gòu)始發(fā)技術(shù)開展了相關(guān)研究。辛振省等[4]通過數(shù)值模擬方法對不同加固范圍的始發(fā)掘進進行模擬分析，確定了縱向與徑向合理加固范圍的數(shù)值解。裴書鋒等[5]采用彈性薄板均勻荷載模型、理想整體滑移失穩(wěn)模型、土體擾動平衡理論對某電力盾構(gòu)隧道端頭加固范圍進行了理論計算分析。朱世友等[6]結(jié)合工程實例資料和工程經(jīng)驗構(gòu)建了盾構(gòu)始發(fā)到達加固方案庫，并根據(jù)具體工程的地質(zhì)條件和周邊環(huán)境，從盾構(gòu)始發(fā)與到達加固方案庫中選擇出適用于相應(yīng)工程的端頭加固方法。王天明等[7]從盾構(gòu)井端頭地層加固的基本理論出發(fā)，詳細論述了盾構(gòu)井端頭地層的縱向與橫向加固范圍、各類洞門密封型式與地層加固方法的優(yōu)缺點及其選擇依據(jù)。江華等[8]總結(jié)了既有端頭加固模型的不足，并考慮尺寸效應(yīng)對盾構(gòu)始發(fā)與到達端頭加固的影響提出了改進的荷載等效模型。程盼盼等[9]針對現(xiàn)有端頭井加固理論模型的局限性，提出用Matlab軟件編制搜索程序?qū)ふ易钗ｋU滑動面法來確定加固長度的新模型。曹成勇等[10]基于極限平衡理論推導(dǎo)端頭土體縱向加固尺寸的計算公式，并討論了端頭加固土體黏聚力、內(nèi)摩擦角、隧道直徑等重要參數(shù)對端頭土體縱向加固范圍的影響。馮梅梅等[11]采用統(tǒng)一強度理論推導(dǎo)出極限狀態(tài)條件下考慮滲流效應(yīng)的土壓力計算公式，研究了某盾構(gòu)始發(fā)井圍護工程土壓力的分布特征。丁萬濤等[12]采用彈性薄板理論計算不同安全系數(shù)下端頭土體的縱向加固范圍，基于Terzaghi圍巖壓力理論確定淺埋盾構(gòu)端頭土體的橫向加固范圍。杜寶義等[13]針對跨海地鐵盾構(gòu)隧道，根據(jù)“先封閉降水，后土體加固”的技術(shù)思路，提出了一種素混凝土地下連續(xù)墻與高壓旋噴樁相結(jié)合的盾構(gòu)始發(fā)端頭加固方法，并給出了配套的施工降水及洞門防水設(shè)計方案。從相關(guān)的文獻調(diào)研可知，針對盾構(gòu)隧道始發(fā)加固范圍方面的研究較多，且大量研究成果提出許多實用的始發(fā)加固理論和方法，但由于工程地質(zhì)條件的復(fù)雜性和施工環(huán)境的多變性，特殊工程環(huán)境下尤其是盾構(gòu)水下始發(fā)技術(shù)仍是目前盾構(gòu)施工的難點[14-15]。

鑒于此，結(jié)合目前正在建設(shè)的廣佛環(huán)線沙堤隧道，考慮其在河道淺埋富水砂層雙線盾構(gòu)始發(fā)的典型工況，采用流固耦合方法對有、無滲流條件，加固與否條件下的始發(fā)過程進行分析，并基于開挖面穩(wěn)定系數(shù)的概念對盾構(gòu)始發(fā)過程提出了開挖面的穩(wěn)定性等級評定方法，對各工況進行分析與評價。

1 工程概況

廣佛環(huán)線沙堤隧道位于佛山市南海區(qū)及禪城區(qū)內(nèi)，設(shè)計起點里程DK1+615 m，設(shè)計終點里程DK7+830 m，為雙線隧道；隧道全長5 985.731 m，盾構(gòu)段全長5 035 m，采用土壓平衡盾構(gòu)機進行掘進施工作業(yè)；盾構(gòu)隧道設(shè)計管片內(nèi)徑7.7 m，外徑8.5 m，幅寬1.6 m，厚度0.4 m，管片襯砌混凝土強度等級為C50。其中盾構(gòu)隧道3號始發(fā)井位于原南北大涌河道之中，具體位置關(guān)系如圖1所示。自3號井始發(fā)后盾構(gòu)約2.4 km行走于南北大涌底部，隧道頂覆土深度從6.72～40 m逐漸加大，頂部最小埋深極淺(小于1倍洞身直徑)，雙線隧道間最小凈距僅3 m。沙堤隧道施工時雖對3號始發(fā)井處原水道進行改遷，但由于水道多年沖淤，且河流水量充沛、地下水發(fā)育，雙線盾構(gòu)隧道始發(fā)掘進時如不進行妥善、有效的加固處理與施工控制，極易引發(fā)地層涌砂涌水，甚至開挖面坍塌。

圖1 沙堤隧道始發(fā)豎井位置

根據(jù)沙堤隧道地勘資料，3號井始發(fā)段地層從上到下依次為淤泥質(zhì)土、粉砂、細砂、中砂、全風(fēng)化巖層、強風(fēng)化巖層，弱風(fēng)化巖層，其中雙線隧道始發(fā)段前70 m為上軟下硬地層，上層為中砂，下層為全風(fēng)化砂巖。始發(fā)豎井區(qū)段隧道范圍場區(qū)地下水豐富，隧道埋深極淺，雙線隧道凈距很小，盾構(gòu)始發(fā)施工面臨著極大的風(fēng)險和挑戰(zhàn)。因此，施工時在豎井始發(fā)區(qū)一定范圍內(nèi)對南北大涌河進行臨時改道，并進行相應(yīng)的始發(fā)端加固處理措施。綜合考慮場區(qū)內(nèi)地層條件、水文條件、工程作用、盾構(gòu)機形式和項目經(jīng)濟因素，采用素混凝土地下連續(xù)墻+高壓旋噴樁的組合方法對始發(fā)井始發(fā)端頭進行加固，相應(yīng)的加固措施如圖2和圖3所示。

如圖2、圖3所示，沙堤隧道豎井始發(fā)段的加固措施為：始發(fā)井端頭加固采用φ500@400 mm地面混凝土攪拌樁注漿，平面范圍為結(jié)構(gòu)線外3 m，上部加固至拱頂以上3 m，樁底進入6-1地層1 m，加固縱向范圍28 m(DK7+427～ DK 7+455)；加固段兩側(cè)及隧道之間共設(shè)3道800 mm厚地下素混凝土連續(xù)墻，深度16.24 m，縱向范圍18 m。

圖2 沙堤隧道豎井始發(fā)加固平面示意(單位：m)

圖3 沙堤隧道豎井始發(fā)加固橫斷面示意(單位：m)

2 數(shù)值分析模型

2.1 數(shù)值模型

根據(jù)設(shè)計資料，本計算中相應(yīng)地層條件及雙線隧道位置關(guān)系如圖4所示。其中隧道埋深8.19 m，約為1倍洞徑；雙線隧道凈距4.69 m，約為0.5倍洞徑，屬典型的淺埋微距雙線盾構(gòu)隧道。

計算采用FLAC3D有限差分軟件流固耦合分析模塊進行，相應(yīng)的數(shù)值模型如圖5所示。考慮滲流和力學(xué)邊界效應(yīng)，模型的總體尺寸為70 m(X軸)×72 m(Y軸)×41.63 m(Z軸)，共102 420個單元，108 468個節(jié)點。模型中考慮素混凝土墻和高壓旋噴樁兩種加固措施，并建立盾構(gòu)始發(fā)井結(jié)構(gòu)以考慮始發(fā)井結(jié)構(gòu)對于始發(fā)段的加固作用。模型中地表為自由面，并根據(jù)河水位施加超載作用，四周及底面采用法相位移約束條件；水力邊界條件中地表為透水邊界，四周及底面為不透水邊界；盾構(gòu)隧道開挖掌子面設(shè)為透水邊界[16]。

圖4 計算斷面地層地質(zhì)條件示意(單位：m)

圖5 數(shù)值計算模型(單位：m)

地層采用彈塑性模型；管片、加固土體、等代層和素連墻采用彈性模型。其中，因盾尾空隙的大小、注漿充填的程度、隧道外壁土體受擾動的程度和范圍等對地層位移有著重要影響，而在實際工程中又難于分別量化的因素，故概化為一均質(zhì)、厚度為0.3 m的等代層[17]。模型中涉及的地層物理力學(xué)參數(shù)及水力學(xué)參數(shù)根據(jù)沙堤隧道詳細勘察資料選取，支護結(jié)構(gòu)(管片及注漿層)、擋土墻參數(shù)根據(jù)設(shè)計資料選取，具體如表1所示。

表1 各土層及材料主要物理參數(shù)

針對建立的數(shù)值模型，計算時先模擬土體加固結(jié)構(gòu)的施作，再模擬始發(fā)井的開挖施作，然后分別模擬左線和右線隧道的分步掘進施工。每個開挖步內(nèi)通過在開挖面上施加梯形荷載以模擬土倉壓力，改變單元性質(zhì)實現(xiàn)對注漿層和管片襯砌的模擬，而后進行力學(xué)計算，并進行流固耦合計算至設(shè)定時間。其中考慮FLAC3D流固耦合計算的效率，設(shè)置單線施工模擬的循環(huán)進尺為9.6 m(6環(huán)管片的拼裝施工)。

2.2 計算工況及監(jiān)測斷面設(shè)置

雙線隧道橫斷面方向加固范圍如圖6所示，考慮結(jié)構(gòu)對稱，選取模型縱向加固長度為L=27.2 m，選定B=2.5 m，取H1=H2=3 m。同時，考慮地下水的作用，本文設(shè)置4種計算工況，具體如表2所示。

圖6 雙線隧道橫斷面加固區(qū)范圍示意(單位：m)

表2 計算工況

由于盾構(gòu)機掘進至加固區(qū)的末端時，在剛度差異較大的土體分界處，地表沉降變大，盾構(gòu)機容易造成磕頭現(xiàn)象；因此，在加固范圍內(nèi)(y1=9.6 m)和加固區(qū)外(y2=28.8 m)分別設(shè)定相應(yīng)的監(jiān)測斷面(圖5(b))。同時，為了對開挖面的變形進行分析，在開挖面中軸線處設(shè)定開挖面變形監(jiān)測點。

3 計算結(jié)果分析

3.1 地表沉降分析

考慮左右線始發(fā)對地表沉降有相互疊加作用，故選取左線隧道始發(fā)完成，右線開始始發(fā)的階段進行地表沉降的分析。如圖7為雙線隧道始發(fā)掘進完后監(jiān)測斷面一處地表沉降曲線，如圖8為雙線隧道始發(fā)掘進完后監(jiān)測斷面二處地表沉降曲線。

圖8 雙線隧道始發(fā)后監(jiān)測斷面二地表沉降曲線

由圖7可知，在始發(fā)段土體未加固的情況下，雙線掘進完成后，沉降槽曲線相互影響，呈現(xiàn)“V”形分布，未加固處理的工況1、工況3的最大地表沉降值為7.39 mm和12.31 mm；在始發(fā)段土體加固的情況下，雙線掘進的相互影響很小，沉降槽曲線都呈現(xiàn)“W”形分布，沉降最大值小于3 mm，施工相對安全。在始發(fā)段未對土體加固時，地下水滲流作用會引起地層有效應(yīng)力增大，進而導(dǎo)致地表沉降變大。而對土體加固，能有效改善土體的滲透系數(shù)，達到控制地表沉降的作用。從數(shù)值上來看，加固作用使地表最大沉降值降低了89%。又z3-z1≈0.4z3(z1、z2、z3、z4分別為對應(yīng)工況最大地表沉降)，故可以認為滲流作用引起的沉降量約占總體地表沉降的40%。

由圖8可知，當盾構(gòu)機脫離加固區(qū)時，因圍巖未做加固處理，盾構(gòu)掘進產(chǎn)生了較大土體擾動。工況1～工況4中的最大沉降值分別為9.09，6.65，15.15，11.08 mm，從加固與未做加固工況的比較來看，盾構(gòu)機在加固區(qū)土體中掘進的過程，不僅降低了加固區(qū)域內(nèi)的地層擾動，還降低了加固區(qū)域外地層的超前擾動。

3.2 開挖面縱向位移分析

選取左線盾構(gòu)機通過監(jiān)測一、二斷面處隧道開挖面縱向位移進行分析，具體如圖9和圖10所示。

圖9 左線刀盤到達監(jiān)測斷面一開挖面位移曲線

由圖9可知，當?shù)侗P掘進至監(jiān)測斷面一時，在未加固的工況1、工況3下，開挖面縱向位移最大出現(xiàn)在上部中砂軟弱地層，離隧道中心線0.9～1.5 m處。從開挖面縱向位移最大值看，工況1、工況3的最大縱向位移y1、y3分別為10.6，13.3 mm，即滲流作用對開挖面?zhèn)纫萍s占總位移的20.3%；從加固后工況2與工況4的結(jié)果來看，因加固土體的穩(wěn)定性更好，滲透系數(shù)低，拱頂位置、拱底位置發(fā)生的變形很小，在隧道中心線處，開挖面縱向位移達到最大?？梢?，在盾構(gòu)掘進施工中，地下水滲流作用會大大增加開挖面失穩(wěn)風(fēng)險，而加固隧道周圍區(qū)域能有效控制開挖面縱向移動，從而降低風(fēng)險。

圖10 左線刀盤到達監(jiān)測斷面二開挖面位移曲線

由圖10可知，當盾構(gòu)機刀盤到達監(jiān)測斷面二時，始發(fā)段未加固的工況1與工況3的開挖面縱向位移曲線與圖9保持一致，呈現(xiàn)出上凸下平的規(guī)律，開挖面縱向最大位移分別為10.6，13.3 mm。對于始發(fā)前段加固后的工況2與工況4，盾構(gòu)機刀盤重新進入上軟下硬地層，開挖面縱向位移曲線變化到上凸下平，最大值分別為11.7，15.5 mm。刀盤通過加固段后，掌子面縱向位移比未加固的大，即在剛度差異較大的土體分界面處，掘進過程應(yīng)注意開挖面的穩(wěn)定性。

3.3 開挖面穩(wěn)定性分析

根據(jù)大量模型試驗的結(jié)果，B. B. Broms等[18]在1976年提出了開挖面穩(wěn)定系數(shù)的概念，并給出了相應(yīng)的計算表達式如式(1)，可用于盾構(gòu)始發(fā)施工開挖面穩(wěn)定性的評判。

1)

式中，N為開挖面穩(wěn)定系數(shù)；σs為地面荷載；γ為土體重度；C為地表到盾構(gòu)隧道拱頂處的距離；D為隧道直徑；σT為隧道開挖面支護壓力；Cu為隧道軸心處土體的不排水抗剪強度。

對于本工程，地面荷載為考慮水位的超載作用σS=20 kPa，地表到隧道拱頂處的距離C=11.63 m，隧道直徑D=8.5 m；根據(jù)開挖面處上軟下硬地層高度取加權(quán)重度為相應(yīng)土體重度(滲流作用下為土體飽和重度)，得到4種工況下土體重度分別為γ1=15.19 kN·m-3，γ2=19.6 kN·m-3，γ3=20.198 kN·m-3，γ4=21.56 kN·m-3；開挖面支護壓力不考慮滲流作用時為σT1=σT2=50.5 kPa，考慮滲流作用時σT3=σT4=120 kPa；隧道軸心處土體的不排水抗剪強度不加固時Cu1=Cu3=25 kPa，加固后Cu2=Cu4=60 kPa。根據(jù)式(1)計算得到4種工況條件下開挖面穩(wěn)定系數(shù)分別為N1=5.25，N2=3.29，N3=6.20，N4=3.51。

針對開挖面穩(wěn)定系數(shù)的概念，許多學(xué)者通過現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)統(tǒng)計分析和模型試驗結(jié)果發(fā)現(xiàn)，當N>6時開挖面地層失穩(wěn)破壞；當4

V={v1，v2，v3，v4，v5}

(2)

式中，v1指穩(wěn)定性等級為Ⅴ級，穩(wěn)定性高，此時開挖面穩(wěn)定性系數(shù)N<1；v2指穩(wěn)定性等級為Ⅳ級，穩(wěn)定性較高，此時16。

相應(yīng)的開挖面穩(wěn)定系數(shù)N與開挖面穩(wěn)定性大小的關(guān)系見表3。

表3 各工況下開挖面穩(wěn)定性

由表3可知，在工況3條件下，隧道開挖面穩(wěn)定系數(shù)N=6.20，開挖面發(fā)生失穩(wěn)破壞，開挖面穩(wěn)定性很低，盾構(gòu)隧道始發(fā)施工的風(fēng)險最高。比較如表3中各工況下開挖面的穩(wěn)定性，可知工況3條件下開挖面穩(wěn)定性要低于工況1條件下開挖面穩(wěn)定性，而工況4條件下開挖面的穩(wěn)定性等級較高，說明地下水的存在明顯降低了開挖面的穩(wěn)定性，而在地下水滲流條件下施作加固措施，可以明顯提高開挖面的穩(wěn)定性。工況2和工況4條件下開挖面穩(wěn)定相近，即在不考慮滲流作用和考慮滲流作用兩種工況下，施作始發(fā)加固措施后盾構(gòu)始發(fā)施工時風(fēng)險相近，說明施作始發(fā)加固措施后滲流場對于盾構(gòu)始發(fā)施工的影響較小。

對比圖9、圖10所示的開挖面中心軸線處縱向變形和表3所示的各工況下開挖面的穩(wěn)定性規(guī)律可知，工況3條件下開挖面縱向變形最大，開挖面穩(wěn)定性系數(shù)最大，穩(wěn)定性等級最低；工況2條件下開挖面縱向變形最小，開挖面穩(wěn)定性系數(shù)最小，穩(wěn)定性等級最高；工況2和工況4條件下開挖面縱向差別不大，開挖面穩(wěn)定性系數(shù)也差別不大，開挖面穩(wěn)定性屬于同一級別。說明基于穩(wěn)定系數(shù)的開挖面穩(wěn)定性風(fēng)險分析結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果基本一致，所以在相應(yīng)工程中可以通過該計算公式較為方便地判斷盾構(gòu)隧道掘進施工時開挖面的穩(wěn)定性。

4 結(jié)論

針對廣佛環(huán)線沙堤隧道土壓盾構(gòu)水下始發(fā)的典型工況，建立了相應(yīng)的FLAC3D流固耦合分析模型，對始發(fā)加固段因盾構(gòu)法施工引起的地表沉降、開挖面穩(wěn)定性規(guī)律進行深入研究，并得出以下結(jié)論。

(1)地下水滲流作用會大大增加開挖面失穩(wěn)風(fēng)險，引起地表發(fā)生較大沉降。其中滲流作用引起的開挖面?zhèn)认蛭灰萍s占總側(cè)向位移的20.3%，滲流作用引起的地表沉降約占地表總沉降的40%。

(2)始發(fā)加固作用可以使地表最大沉降值降低89%，效果十分明顯，且加固作用可以減弱盾構(gòu)掘進對加固區(qū)域外地層的超前擾動。

(3)提出基于開挖面穩(wěn)定性系數(shù)的開挖面穩(wěn)定性等級分析方法，采用該判定方法得到的開挖面穩(wěn)定性分析結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果基本一致，可用于盾構(gòu)隧道掘進施工時開挖面的穩(wěn)定性快速判斷。