陸志明 王新強(qiáng) 彭旸 雷元亮

【摘要】文章依托廣州地鐵18號線沙溪站盾構(gòu)始發(fā)工程，采用理論分析和數(shù)值模擬兩種方法，對富水砂卵石地層盾構(gòu)始發(fā)處的位移場和滲流場進(jìn)行計(jì)算分析，最終確定合理的加固范圍。結(jié)果表明：盾構(gòu)始發(fā)后，隧道拱頂處在加固體的作用下未產(chǎn)生明顯沉降，拱底處產(chǎn)生了5.83 mm的隆起;加固體處孔隙水壓力較小，說明加固措施能提高地層抗?jié)B性;綜合理論分析和數(shù)值模擬的結(jié)果，確定合理加固范圍為豎向27.5 m×橫向12.9 m×縱向11.2 m，與施工設(shè)計(jì)方案相符，說明本工程施工方案具有合理性。

【關(guān)鍵詞】盾構(gòu)始發(fā); 土體加固; 理論分析; 流固耦合

【中國分類號】U455.43【文獻(xiàn)標(biāo)志碼】A

盾構(gòu)法由于其良好的施工適應(yīng)性，在城市地鐵建設(shè)中得到了廣泛應(yīng)用。盾構(gòu)始發(fā)是盾構(gòu)法施工過程中最重要，也是最容易發(fā)生事故的工序之一[1-2]。盾構(gòu)始發(fā)事故主要包括端頭失穩(wěn)、滲漏等，這些事故的發(fā)生大都與端頭土體加固范圍不合理有關(guān)[3-4]。更嚴(yán)重的是，在富水砂卵石地層中進(jìn)行的盾構(gòu)始發(fā)工程，由于土體軟弱和地下水的影響，更加容易出現(xiàn)安全事故，因此必須要確定合理的土體加固范圍，才能確保工程的施工質(zhì)量。

目前國內(nèi)外針對盾構(gòu)始發(fā)地層加固范圍有了一定的研究，曹成勇等[5]基于極限平衡原理對端頭土體縱向加固范圍進(jìn)行理論推導(dǎo);丁萬濤[6]等結(jié)合實(shí)際工程，采用理論計(jì)算和數(shù)值模擬兩種手段確定了端頭土體的合理加固范圍;羅富榮[7]等提出了一種基于強(qiáng)度和穩(wěn)定性的加固范圍模型，并對其主要影響因素進(jìn)行了敏感性分析。但這些研究大都針對某一類特定工程，無法直接應(yīng)用于富水砂卵石地層。同時，目前我國尚未制定盾構(gòu)始發(fā)端頭土體加固范圍的行業(yè)規(guī)范或標(biāo)準(zhǔn)，工程施工大都根據(jù)類似工程的經(jīng)驗(yàn)值進(jìn)行加固范圍的選取。

因此，本文以廣州地鐵18號線沙溪站盾構(gòu)始發(fā)工程為例，綜合使用理論分析和數(shù)值模擬的方法對富水砂卵石地層的合理加固范圍進(jìn)行研究，為相似工程的設(shè)計(jì)與施工提供一定參考。

1 工程概況

廣州地鐵18號線六分部工程正線由沙溪站大里程端直線段始發(fā)，隧道外徑8.5 m，襯砌厚度0.4 m。始發(fā)處土體采用0.85 m厚的深層攪拌樁和0.8 m地下連續(xù)墻進(jìn)行聯(lián)合加固。根據(jù)勘察資料，始發(fā)處地層從上至下分別為①人工填土層、②淤泥質(zhì)粉細(xì)砂、③中粗砂層、⑦強(qiáng)風(fēng)化層、⑧泥質(zhì)粉砂巖。各土層主要力學(xué)參數(shù)如表1所示。

2 加固范圍理論分析

目前常用的盾構(gòu)端頭土體加固計(jì)算模型主要包括彈性力

學(xué)中的彈性薄板理論、高等土力學(xué)中的土體滑移失穩(wěn)理論和土體擾動極限平衡理論等。下文對上述幾種理論進(jìn)行介紹和求解。

2.1 彈性薄板理論

彈性薄板理論基于基爾霍夫假定，將加固土體側(cè)向的梯形水土壓力荷載簡化為均布荷載（圖1）。在薄板小撓度彎曲的假定下，可以求得其抗拉強(qiáng)度和抗剪強(qiáng)度驗(yàn)算公式為：

式中：μ為加固土體的泊松比;P為洞門中心處側(cè)向水土壓力;D為隧道外徑;k為安全系數(shù);t為豎向加固長度;σt為加固土體極限抗拉強(qiáng)度;tc為加固土體極限抗剪強(qiáng)度。

將式（1）、式（2）反解，可求得豎向加固范圍t：

根據(jù)相關(guān)經(jīng)驗(yàn)，加固土體的極限抗拉強(qiáng)度取單軸抗壓強(qiáng)度的10 %～15 %，故取σt=0.133 MPa。將土層參數(shù)代入式（3）計(jì)算可得：基于彈性薄板理論的縱向加固長度為10.97 m。

2.2 土體滑移失穩(wěn)理論

根據(jù)土體滑移失穩(wěn)理論，砂性土與黏性土具有不同的破壞模式。根據(jù)學(xué)者的理論研究和模型試驗(yàn)，砂性土的破壞過程具有突發(fā)性，其滑裂面從頂部至底部形成近直線型的滑裂面，并且隧道分界面上方的土體破壞面沿豎直方向滑動，如圖2所示。

式中：W為滑移線上覆土自重;P1為分界面下方土自重;β為土體滑移破壞角;φ為砂性土的內(nèi)摩擦角;其他參數(shù)同上。

當(dāng)安全系數(shù)k取為1時，砂性土縱向加固范圍可按式（5）計(jì)算：

將土層參數(shù)帶入上式進(jìn)行計(jì)算可得：基于土體滑移失穩(wěn)理論的縱向加固長度為15.99 m。

2.3 土體擾動極限平衡理論

土體擾動極限平衡理論的基本原理是，在土層施工推進(jìn)挖掘時，原始土層中的土應(yīng)力平衡遭到破壞，而形成塑性松動區(qū)和彈性區(qū)，塑性松動區(qū)內(nèi)土體容易發(fā)生破壞而造成施工事故，塑性松動圈的示意圖如圖3所示。

結(jié)合平面問題的平衡方程和邊界條件，可以得到土體的橫向加固距離和豎向加固距離。

盾構(gòu)隧道上下側(cè)加固范圍為：

盾構(gòu)隧道左右側(cè)加固范圍為：

式中：H1、H2為盾構(gòu)隧道上、下側(cè)的加固范圍;B為盾構(gòu)隧道左右側(cè)的加固范圍;σm為土體原始應(yīng)力;其它參數(shù)同上。

將各土層參數(shù)帶入式（6）、式（7）計(jì)算可得：基于土體擾動極限平衡理論的豎向加固長度為8.97 m，橫向加固長度為11.90 m。

3 數(shù)值模型

3.1 模型的建立

本文采用通用有限差分軟件FLAC3d建立考慮實(shí)際地層分布的三維流固耦合模型，文章以最高水位為最不利工況進(jìn)行計(jì)算，即取地下水埋深0.8 m。模型整體尺寸為高60 m×寬76.2 m×長72.85 m，模型底部約束所有方向的位移，左右兩側(cè)約束X方向位移。根據(jù)施工資料，在盾構(gòu)隧道掘進(jìn)前方（即掌子面處）對管片施加0.3 MPa的壓力來模擬盾構(gòu)頂進(jìn)力。

本工程的端頭土體加固采用深層攪拌樁法進(jìn)行，加固土體范圍是橫向12.9 m，縱向11.2 m，豎向27.5 m，并在加固體的外側(cè)施做0.8 m厚的地下連續(xù)墻以及0.85 m厚的深層攪拌樁。對應(yīng)的計(jì)算模型以及網(wǎng)格劃分如圖4所示。

3.2 參數(shù)的選取

地層力學(xué)行為符合Mohr-Coulomb準(zhǔn)則，管片和各加固體采用彈性本構(gòu)進(jìn)行計(jì)算。各土層的力學(xué)參數(shù)如表1所示，隧道襯砌和各加固體的力學(xué)參數(shù)如表2所示。

3.3 監(jiān)測點(diǎn)的布置

為了更加直觀地分析盾構(gòu)始發(fā)對周圍土體的影響，本文選取與始發(fā)處距離較近的DK48-148和DK48-158兩處為監(jiān)測斷面，并且在兩監(jiān)測斷面處布置6個地表沉降監(jiān)測點(diǎn)，監(jiān)測點(diǎn)布設(shè)情況如圖5所示。圖中，1至6號監(jiān)測點(diǎn)分別表示DK48+148-3、DK48+148-4、DK48+148-5、DK48+158-3、DK48+158-4、DK48+158-5監(jiān)測點(diǎn)。

4 計(jì)算結(jié)果分析

4.1 豎向位移云圖分析

圖6為模型豎向位移云圖，由圖可知：盾構(gòu)上始發(fā)后周圍地層整體產(chǎn)生豎向沉降，但是加固體處未產(chǎn)生明顯的豎向沉降;盾構(gòu)隧道拱底產(chǎn)生5.83 mm的隆起，這是因?yàn)樗淼老路郊庸谭秶^小，而拱頂處在加固體的影響下未產(chǎn)生明顯沉降，說明加固工法對控制地表沉降以及隧道變形有較大作用。

4.2 滲流場分析

圖7為模型孔隙水壓力云圖，由圖可知：地表處的孔隙水壓力較小，且隨著深度的增加不斷增大，這與實(shí)際情況一致;加固體的滲透系數(shù)較小，因此加固體處的孔隙水壓力也較小，說明加固措施能提高始發(fā)處地層的抗?jié)B性，起到較好的加固效果。

4.3 加固范圍的確定

為了確定合理的盾構(gòu)始發(fā)端頭加固范圍，本文改變隧道縱向、橫向和豎向加固距離三個參數(shù)，對比分析不同參數(shù)取值對應(yīng)工況下各監(jiān)測點(diǎn)的地表沉降值變化規(guī)律。不同工況下參數(shù)的取值如表3所示。

4.3.1 縱向加固長度的確定

經(jīng)過計(jì)算，各監(jiān)測點(diǎn)在不同縱向加固長度工況下的地表沉降數(shù)值如圖8所示。

由圖8可知：隨著縱向加固長度從5.2 m增至20.2 m，各測點(diǎn)處沉降值不斷減小，說明增大縱向加固長度可以減少盾構(gòu)始發(fā)對周圍環(huán)境的影響;對于與始發(fā)處距離較小的測點(diǎn)DK48+148-3、DK48+148-4、DK48+148-5，當(dāng)縱向加固長度從5.2 m增加至11.2 m時，地表沉降數(shù)值減小的速率較大，但當(dāng)長度再增加，地表沉降變化速率逐漸減緩，說明當(dāng)縱向加固長度超過11.2 m之后，對地表沉降的控制效果減弱，經(jīng)濟(jì)效益較低。

4.3.2 豎向加固長度的影響

經(jīng)過計(jì)算，各監(jiān)測點(diǎn)在不同豎向加固長度工況下的地表沉降數(shù)值如圖9所示。

由圖可知：隨著豎向加固長度從18.5 m增至33.5 m，各測點(diǎn)處沉降值不斷減小，說明增大豎向加固長度可以減少盾構(gòu)始發(fā)對周圍環(huán)境的影響;當(dāng)豎向加固長度從18.5 m增至27.5 m過程中，各測點(diǎn)處沉降數(shù)值減小的速率較大，但當(dāng)長度再增加，地表沉降變化速率之間減緩，說明當(dāng)豎向加固長度超過27.5 m之后，對地表沉降的控制效果減弱，經(jīng)濟(jì)效益較低。

4.3.3 橫向加固長度的確定

經(jīng)過計(jì)算，各監(jiān)測點(diǎn)在不同橫向加固長度工況下的地表沉降數(shù)值如圖10所示。

由圖可知：隨著橫向加固長度從10.9 m不斷增大至20.9 m，各測點(diǎn)處的地表沉降值呈增大趨勢，說明增大橫向加

固長度反而會增大對周圍環(huán)境的影響，說明增大橫向加固長度起到的效果有限。

4.3.4 確定合理加固范圍

綜合上述分析，可以發(fā)現(xiàn)：增大始發(fā)處地層的豎向和縱向加固范圍可以減小盾構(gòu)始發(fā)對周圍地層的影響，綜合考慮工程經(jīng)濟(jì)因素上，確定縱向合理加固長度為11.2 m，豎向合理加固長度為27.5 m;增大始發(fā)處地層的橫向加固范圍反而會導(dǎo)致地表沉降增大，綜合考慮加固范圍理論值的計(jì)算結(jié)果，確定橫向的合理加固長度為11.9 m。

5 結(jié)論

本文依托廣州地鐵18號線沙溪站盾構(gòu)始發(fā)工程，采用理論分析和數(shù)值模擬兩種方法對端頭土體合理加固范圍進(jìn)行確定，得到以下結(jié)論：

（1）盾構(gòu)始發(fā)后，隧道拱頂處在加固體的作用下未產(chǎn)生明顯沉降，而拱底處產(chǎn)生了5.83 mm的隆起;

（2）盾構(gòu)始發(fā)附近經(jīng)過加固的土體處孔隙水壓力較小，說明加固措施能有效提高地層的抗?jié)B性;

（3）數(shù)值模擬的結(jié)果表明增大豎向和縱向加固范圍能減小盾構(gòu)始發(fā)對周圍地層的影響，而增大橫向加固范圍反而會導(dǎo)致地表沉降增大;

（4）綜合理論分析和數(shù)值模擬的結(jié)果，確定合理的加固范圍為豎向27.5 m×橫向12.9 m×縱向11.2 m，與施工設(shè)計(jì)方案相符，說明本工程施工方案具有合理性。

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