富水砂卵石地層盾構始發端頭合理加固范圍分析

陸志明 王新強 彭旸 雷元亮

【摘要】文章依托廣州地鐵18號線沙溪站盾構始發工程，采用理論分析和數值模擬兩種方法，對富水砂卵石地層盾構始發處的位移場和滲流場進行計算分析，最終確定合理的加固范圍。結果表明：盾構始發后，隧道拱頂處在加固體的作用下未產生明顯沉降，拱底處產生了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滲性;綜合理論分析和數值模擬的結果，確定合理加固范圍為豎向27.5 m×橫向12.9 m×縱向11.2 m，與施工設計方案相符，說明本工程施工方案具有合理性。

【關鍵詞】盾構始發; 土體加固; 理論分析; 流固耦合

【中國分類號】U455.43【文獻標志碼】A

盾構法由于其良好的施工適應性，在城市地鐵建設中得到了廣泛應用。盾構始發是盾構法施工過程中最重要，也是最容易發生事故的工序之一[1-2]。盾構始發事故主要包括端頭失穩、滲漏等，這些事故的發生大都與端頭土體加固范圍不合理有關[3-4]。更嚴重的是，在富水砂卵石地層中進行的盾構始發工程，由于土體軟弱和地下水的影響，更加容易出現安全事故，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量。

目前國內外針對盾構始發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行理論推導;丁萬濤[6]等結合實際工程，采用理論計算和數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度和穩定性的加固范圍模型，并對其主要影響因素進行了敏感性分析。但這些研究大都針對某一類特定工程，無法直接應用于富水砂卵石地層。同時，目前我國尚未制定盾構始發端頭土體加固范圍的行業規范或標準，工程施工大都根據類似工程的經驗值進行加固范圍的選取。

因此，本文以廣州地鐵18號線沙溪站盾構始發工程為例，綜合使用理論分析和數值模擬的方法對富水砂卵石地層的合理加固范圍進行研究，為相似工程的設計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，隧道外徑8.5 m，襯砌厚度0.4 m。始發處土體采用0.85 m厚的深層攪拌樁和0.8 m地下連續墻進行聯合加固。根據勘察資料，始發處地層從上至下分別為①人工填土層、②淤泥質粉細砂、③中粗砂層、⑦強風化層、⑧泥質粉砂巖。各土層主要力學參數如表1所示。

2 加固范圍理論分析

目前常用的盾構端頭土體加固計算模型主要包括彈性力

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

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，可以求得其抗拉強度和抗剪強度驗算公式為：

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

將式（1）、式（2）反解，可求得豎向加固范圍t：

根據相關經驗，加固土體的極限抗拉強度取單軸抗壓強度的10 %～15 %，故取σt=0.133 MPa。將土層參數代入式（3）計算可得：基于彈性薄板理論的縱向加固長度為10.97 m。

2.2 土體滑移失穩理論

根據土體滑移失穩理論，砂性土與黏性土具有不同的破壞模式。根據學者的理論研究和模型試驗，砂性土的破壞過程具有突發性，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為砂性土的內摩擦角;其他參數同上。

當安全系數k取為1時，砂性土縱向加固范圍可按式（5）計算：

將土層參數帶入上式進行計算可得：基于土體滑移失穩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，在土層施工推進挖掘時，原始土層中的土應力平衡遭到破壞，而形成塑性松動區和彈性區，塑性松動區內土體容易發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。

盾構隧道上下側加固范圍為：

盾構隧道左右側加固范圍為：

式中：H1、H2為盾構隧道上、下側的加固范圍;B為盾構隧道左右側的加固范圍;σm為土體原始應力;其它參數同上。

將各土層參數帶入式（6）、式（7）計算可得：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行計算，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，左右兩側約束X方向位移。根據施工資料，在盾構隧道掘進前方（即掌子面處）對管片施加0.3 MPa的壓力來模擬盾構頂進力。

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

3.2 參數的選取

地層力學行為符合Mohr-Coulomb準則，管片和各加固體采用彈性本構進行計算。各土層的力學參數如表1所示，隧道襯砌和各加固體的力學參數如表2所示。

3.3 監測點的布置

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

4 計算結果分析

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：盾構上始發后周圍地層整體產生豎向沉降，但是加固體處未產生明顯的豎向沉降;盾構隧道拱底產生5.83 mm的隆起，這是因為隧道下方加固范圍較小，而拱頂處在加固體的影響下未產生明顯沉降，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，這與實際情況一致;加固體的滲透系數較小，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處地層的抗滲性，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始發端頭加固范圍，本文改變隧道縱向、橫向和豎向加固距離三個參數，對比分析不同參數取值對應工況下各監測點的地表沉降值變化規律。不同工況下參數的取值如表3所示。

4.3.1 縱向加固長度的確定

經過計算，各監測點在不同縱向加固長度工況下的地表沉降數值如圖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，各測點處沉降值不斷減小，說明增大縱向加固長度可以減少盾構始發對周圍環境的影響;對于與始發處距離較小的測點DK48+148-3、DK48+148-4、DK48+148-5，當縱向加固長度從5.2 m增加至11.2 m時，地表沉降數值減小的速率較大，但當長度再增加，地表沉降變化速率逐漸減緩，說明當縱向加固長度超過11.2 m之后，對地表沉降的控制效果減弱，經濟效益較低。

4.3.2 豎向加固長度的影響

經過計算，各監測點在不同豎向加固長度工況下的地表沉降數值如圖9所示。

由圖可知：隨著豎向加固長度從18.5 m增至33.5 m，各測點處沉降值不斷減小，說明增大豎向加固長度可以減少盾構始發對周圍環境的影響;當豎向加固長度從18.5 m增至27.5 m過程中，各測點處沉降數值減小的速率較大，但當長度再增加，地表沉降變化速率之間減緩，說明當豎向加固長度超過27.5 m之后，對地表沉降的控制效果減弱，經濟效益較低。

4.3.3 橫向加固長度的確定

經過計算，各監測點在不同橫向加固長度工況下的地表沉降數值如圖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，可以發現：增大始發處地層的豎向和縱向加固范圍可以減小盾構始發對周圍地層的影響，綜合考慮工程經濟因素上，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;增大始發處地層的橫向加固范圍反而會導致地表沉降增大，綜合考慮加固范圍理論值的計算結果，確定橫向的合理加固長度為11.9 m。

5 結論

本文依托廣州地鐵18號線沙溪站盾構始發工程，采用理論分析和數值模擬兩種方法對端頭土體合理加固范圍進行確定，得到以下結論：

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

（2）盾構始發附近經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滲性;

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

（4）綜合理論分析和數值模擬的結果，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，與施工設計方案相符，說明本工程施工方案具有合理性。

參考文獻

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