砂卵石地层盾构始发与到达端头土体加固范围研究*

雷金山，殷黎明，杨秀竹，孙军振

(1．中南大学土木建筑学院，湖南长沙410075;2．中铁六局集团桥隧分公司，北京100036)

盾构始发与到达是盾构施工过程中最为重要的2个环节，据统计，在盾构法施工的地下工程有70﹪以上的事故发生在盾构进出洞的过程中［1］，如渗水漏砂、地表沉降过大等，大都是端头土体加固范围或方式选取不合理所致。特别对于砂卵石地层盾构始发与到达端头土体加固范围的研究，尚处于经验借鉴阶段。由于砂卵石颗粒之间无胶结，在砂卵石地层进行盾构施工，颗粒较大的砂卵石在地层中形成相对稳定的骨架效应，使盾构施工引起的地表沉降和土体位移具有滞后效应［2－5］。在盾构始发与到达端头土体加固过程中，不仅要选择合适的端头土体加固方法，还需选择合理的加固范围;本文结合长沙地铁一号线某盾构始发站工程实例，采用MIDAD/GTS有限元分析，对砂卵石地层盾构始发与到达端头土体加固范围进行研究，所得结论可供类似工程参考。

1 力学模型与理论分析

砂卵石地层广泛分布于我国中部和西南地区，其特点是颗粒之间的空隙大，颗粒之间无黏聚力，具有高灵敏度，易破坏等性质;在力学机制上表现为强烈的不稳定性，主要地层特征呈现为岩体较松散、自稳能力差、围岩整体稳定性和强度均较低，但单个岩块(卵砾)强度高，比较大的砂卵石颗粒形成临界拱，在岩土中起到骨架支承的作用。

1．1 模型的建立

在进行端头土体加固研究时，日本ET GROUT协会(JJGA)提出了板块强度理论［6］，将端头土体受到的水土合压力(梯形荷载)简化为均布荷载。其力学计算模型如图1所示。

图1 均布荷载计算图Fig．1 Calculation figure of uniform load

吴韬等［7－9］在研究端头土体加固时，将端头土体侧向受到的水土压力梯形荷载等效为一均布荷载和一三角形反对称荷载，端头加固土体则仍简化为圆形薄板。而实际工程中洞门处一般设计为不配筋的旋喷桩，故本文认为将端头加固土体简化为矩形薄板，更能反映端头砂卵石地层盾构始发与到达时土体真实的受力情况。建立加固土体的受力计算模型，如图2所示。

1．2 矩形薄板的莱维解

图2 梯形荷载等效图Fig．2 Equivalent model of trapezoidal load

解:

其中:

1．3 矩形薄板的应力求解

根据弹性力学中求解矩形薄板中求解主应力的公式可得:

式中:σx和σy为矩形薄板中的2个主应力。根据应力摩尔圆可知，在矩形薄板的任何一点，其最大弯曲应力σmax=σx或σmax=σy和最大剪应力分别为由于土体抗拉强度远小于其抗压强度［11］，在分析土体的强度破坏准则的时候则只需分析加固土体的抗拉强度即可。

假设矩形加固土体中一点受到的弯曲应力为拉应力，加固土体的抗拉强度为qc，抗剪强度为τc;则强度准则定义为:

由以上分析可知，砂卵石地层盾构始发与到达端头土体加固范围，应该同时满足端头土体的抗拉强度和抗剪强度要求，即由板块强度理论得出的端头土体加固范围，应同时满足端头土体在水土压力作用下的稳定性。

2 工程概况

长沙轨道交通一号线某车站总长152．7 m，标准段宽20．9 m，为岛式车站，基坑开挖深度22．8～23．6 m，车站覆土厚度为 2．7～4．2 m，预留盾构始发与接收条件，盾构直径为6 m。

2．1 地层条件

该站所处地貌上属于湘江阶地地貌，上覆地层主要为第四系河流冲洪积相地层，该区段不同厚度的覆盖有第四系中更新统洞井组砂卵石层，覆盖层最大厚度35m左右;下伏基岩类型主要为第三系紫红、褐红色粉砂岩地层。

2．2 端头土体加固

由于砂卵石渗透性比较强，选用旋喷法和注浆法加固。其北端头扩大部分为盾构始发车站，设计为盾构始发端头加固采用两排三重管旋喷桩Φ800@600+袖阀管注浆加固。先注外围，后注中部，以达到一序外围成墙、二序内部压密的目的。旋喷桩加固，可以在加固土体周围形成防水帷幕，内部土体采用袖阀管注浆加固，以达到端头土体加固效果。这两种土体加固方法配合使用，可同时发挥旋喷桩加固和袖阀管加固的优点。

3 有限元分析

3．1 基本假定

在盾构到达与始发施工有限元模拟计算过程中，将土体视为弹塑性体［12］，为了能够得到合理的计算结果，同时便于计算机的计算，假定如下:

(1)盾构始发与到达施工对端头周围土体的影响是一个渐变的过程;

(2)工程的地表变形属于小变形问题;

(3)土体可以视为一种非线性材料;

(4)同一种材料为均质、各向同性。

3．2 计算范围

根据该站盾构始发端头土体加固的实际情况，隧道埋深为H=16 m，隧道直径D=6 m，根据类似工程数值模拟经验［12－14］，本文盾构始发有限元计算模型左右对称取5D，隧道中心下部区域取4D，沿隧道延长方向取L=25 m，故有限元计算模型取为:60 m×25 m×43 m，整体计算模型如图3所示。

图3 有限元网格划分Fig．3 Finite element mesh

3．3 单元参数的选定

根据地勘报告可知，该站地层为:杂填土、砂卵石、粉质粘土(部分孔无)、中风化砾岩、强风化砾岩等，分析时在盾构始发端头土体的加固区高度范围内土体参数取加权平均值。参考相关文献和工程实际端头加固土体的参数取为:弹性模量E=1 ×105kPa，泊松比 μ =0．25，重度 γ =25 kN·m－3，黏聚力 c=300 kPa，摩擦角 φ =30°，本文有限元计算参数选取如表1所示。

表1 土体力学参数Table 1 Mechanical parameters of soil

4 计算结果分析

4．1 位移分析

根据已有施工经验，盾构始发施工过程中，洞门拆除时开挖面土体完全暴露，而盾构机又没有接触开挖面土体。此工况下，施工的风险最大。本文着重分析洞门拆除工况下洞门顶上方土体沉降DZ和洞门中心处土体侧向位移DX。计算端头土体加固长度分别为L=0，2，4，6，8和10 m等六种情况，其位移变化随着端头土体加固范围变化趋势如图4所示。

图4 土体位移变化图Fig．4 Soil displacement

由图4可以看出:随着端头土体加固长度的增加，盾构始发端头土体竖向位移和侧向位移不断减小;当端头土体没有进行加固时，洞门拆除后，洞门背后土体发生较大侧向变形，最大达0．14 m，超出土体位移允许值，故端头土体需要进行加固。当端头土体加固长度为6 m时，土体位移基本上不随加固长度的增加而变化，且其最大位移在允许范围之内，故砂卵石地层盾构始发端头土体纵向加固范围取1．0～1．5倍洞径时，可以满足端头加固要求。

4．2 强度分析

由前述位移分析可知，在砂卵石地层中，盾构始发与到达端头土体加固范围在L=6 m时，其位移趋于稳定，并且符合安全要求。故取L=6 m时，分析其端头加固土体的强度。

4．2．1 最大拉应力分析

分析隧道开挖过程中端头加固土体的最大主应力σ1、中间主应力σ2和最小主应力σ3的变化规律时发现:随着盾构隧道开挖过程，端头加固土体的应力呈增大趋势。其变化规律如图5所示。

图5 隧道开挖过程端头土体主应力变化图Fig．5 Main stress during tunnelling

由图5可以看出:在盾构穿越端头土体加固区范围时，端头加固土体大部分处于受压状态，最大压应力为197 kPa;受拉区主要出现在隧道开挖面的上部和下部，最大拉应力为32 kPa。端头加固土体的σ2和σ3也表现出相似的性质。

根据前述定义的强度准则，可知:σmax=32，符合端头土体抗拉强度准则。

4．2．2 最大剪应力分析

隧道施工过程中，端头加固土体三个方向的最大剪应力变化趋势如图6所示。分析端头土体的最大剪应力可以看出:YZ方向的剪应力随着盾构不断开挖而逐渐增大，其最大值为121．77 kPa。

图6 隧道开挖过程端头土体剪应力变化图Fig．6 Shear stress during tunnelling

根据莫尔—库仑准则可以得到端头土体加固后的极限抗剪强度，有τmax=121．77 kPa212 kPa，符合端头土体抗剪强度准则。

5 结论

(1)根据砂卵石地层盾构始发与到达过程中端头土体的实际受力情况，将端头加固土体力学计算模型简化为四边简支的矩形薄板，作用其上的梯形荷载等效为均布荷载和三角形反对称荷载，根据弹性力学矩形薄板的莱维解，推导出了砂卵石地层端头土体纵向加固范围。

(2)分析了6种加固长度条件下端头土体的竖向及侧向位移，得出砂卵石地层端头土体加固长度取1．0～1．5倍洞径是合理的。

(3)分析了盾构始发施工阶段洞门拆除和盾构穿越土体加固区时，端头加固土体的受力情况;计算端头土体加固的抗拉强度和抗剪强度，结果表明，端头土体加固强度符合要求。

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