超大直径盾构工作井端头加固合理范围研究

石宗涛

(中铁十四局集团有限公司 山东济南 250000)

1 引言

在盾构隧道建设中，盾构进出洞是施工中既关键又容易发生事故的工序[1]。据统计[2]，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过程中，如南京地铁2号线某区间隧道盾构始发造成地面塌陷和隧道破损；上海地铁10号线盾构进洞施工发生渗水漏砂引起地面局部沉降等[3]。对于常规地铁隧道，端头加固范围纵向长度多为10 m左右，两端加固宽度多为3 m，上下方加固高度多为3 m。但由于地层变异性、隧道直径等因素影响，进出洞事故仍时有发生。

目前关于端头井加固范围的分析主要基于板块理论、土体扰动极限平衡理论和滑移线理论等。孙谋等[4]对加固范围进行敏感性分析表明:开洞直径、土体抗剪强度及隧道埋深是主要的影响因素，隧道洞门直径越大，端头土体稳定性越低，并提出南京地铁端头加固厚度建议取6 m。江玉生[5－6]等认为10 m为端头加固尺寸效应的分水岭，10 m以内的隧道纵向加固范围随直径的增大变化较小，但超过10 m后纵向加固范围随直径增加的速率越来越大，且传统荷载简化模型计算的加固范围偏小，结果偏于危险。刘天正[7]等指出因为大直径盾构始发的特殊性，端头加固参数的设定与常规地铁隧道不同。张庆贺等[8]针对上海地铁隧道常用的端头加固方法，利用薄板理论推导了端头加固范围的理论计算公式，认为与砂质土破坏形式不同，黏性土地层的加固范围取决于洞口土体的整体稳定。

虽然国内外众多学者对端头加固问题做了不少的理论分析和模拟研究[9－12]，但是由于地下工程不确定因素多，端头土体受力情况和失稳机理等问题没有可比性和借鉴性。如何确定既安全又经济的端头加固范围，特别是超大直径盾构工作井，目前没有成熟的理论计算方法。

济南黄河隧道是我国第一条穿越地上悬河的超大直径隧道，盾构隧道外径15.2 m。工作井深31.5 m，采用地下连续墙支护，坑深范围内主要地层为黏土层、粉砂层、砂层，具有粉粒含量高、高渗透性等特点，其端头加固范围没有相关的经验可参考，一旦发生工作井失稳或渗漏事故，“地上悬河”将带来灾难性后果。因此有必要针对该种地质情况对端头加固问题进行研究。

2 复合地层端头井风险分析及加固范围理论解

端头加固的目的是防止破除临时围护结构时，盾构机建立土压之前，洞门处开挖面坍塌、地下水流失，引起地表沉降过大、塌方等事故。端头加固后的土体应满足强度、整体稳定性、渗透性和变形的要求。端头土体加固成功与否，直接关系到盾构能否安全始发和接收。

2.1 薄板强度理论确定端头加固纵向长度

端头土体在开洞后受最危险的剪切和拉伸作用，为了保证土体不被破坏，加固范围的土体必须满足强度要求。江玉生[5]等推导了梯形荷载模式的理论解，克服了均布荷载计算超大直径端头加固范围的弊端，端头土体加固后同时满足拉应力和剪应力强度要求的加固范围为[5]:

2.2 端头土体整体稳定性确定加固范围

黏性土中端头加固土体的稳定性可以简化为理想的滑动破坏模型，即隧道上方滑动破坏面为Ba，oa界面以下为以洞口顶部点O为圆心、洞口直线长度D为运动半径的圆弧曲面，见图1。

图1 黏性土体滑动破坏模型

2.3 基于扰动极限平衡理论的横向加固范围

隧道开挖打破了周围土体的三向应力平衡，当最大剪应力超过了土体的抗剪强度时，周围土体产生剪切破坏，破坏区逐渐向周围土体深部扩散，形成塑性松动圈。

隧道上下两侧破坏范围:

隧道左右两侧破坏范围:

除上述理论分析强度和稳定性的要求外，端部纵向加固范围还应满足几何准则和渗透性要求，得出纵向加固范围:L＝盾构主机长度＋(2～3)管片宽度。

3 端头加固范围的影响因素分析

3.1 模型构建

以济南黄河隧道为例，建立三维数值模型，分析成层土情况下大盾构端头加固范围的影响因素。模型区域确定在3～5倍洞径范围以减小边界效应的影响[13]，模型尺寸为:X＝100 m，Y＝120 m，Z＝90 m，模型立面如图2所示。

图2 模型立面

岩土体材料、加固区单元均采用3D实体单元模拟，地下连续墙、主体结构、盾构衬砌单元均采用二维板单元，盾构注浆施工采用均质、厚度相同、弹性的“等代层”三维实体单元模拟，具体参数见表1。加固土体的压缩模量E＝60 MPa，黏聚力C＝200 kPa，摩擦角φ＝30°，重度γ＝20.4 kN/m3，泊松比μ＝0.25。

表1 模型参数

模型四周施加X、Y向位移约束，底部施加三个方向的位移约束[14]。采用添加施工阶段重新赋予单元属性来模拟加固土[15]。盾构掘进仓内压力与注浆压力分别为100 kPa、80 kPa，盾构自重压力取值为100 kPa，并对所有单元施加自身重力[16]。

3.2 不同纵向加固长度对应力和位移的影响

济南黄河隧道洞口直径15.76 m，考虑纵向加固范围4 m、8 m、10 m、12 m、14 m、16 m、18 m、20 m，横向加固范围取5 m进行模拟，分析其位移和应力场结果见图3。

图3 不同纵向加固长度与位移及应力关系曲线

由图3可知，随着端头土体纵向加固长度增加，位移、应力的最大值先减小，后趋于平稳趋势。X轴(向坑内)最大水平位移在2～4 mm范围，Z轴方向竖向位移最大值在5 mm之内；加固体最大压应力趋于1.1 MPa，最大剪应力、拉应力在0.02～0.085 MPa范围。当纵向加固长度增加到14 m后，再继续增加纵向加固长度(16 m、18 m、20 m)对端头加固土体的位移场、应力场没有明显影响。

3.3 不同横向加固长度对应力和位移的影响

将横向加固依次改为3 m、5 m、7 m、9 m进行模拟。由图4可知，随着端头土体横向加固长度的增加，X轴(水平位移)、Z轴(竖向)最大位移逐渐减小，而加固区内拉应力、压应力、剪应力最大值逐渐增大，其中压应力增幅最大，变化范围为0.62～0.711 1 MPa，主要原因是随着横向加固范围的增大，其自重相较于原土体有所提高。

图4 不同横向加固长度与位移及应力关系曲线

但无论横向加固范围多大，破除洞门处围护结构之后，加固土体的最大水平位移值几乎没有差异。当超过5 m之后，地层位移和加固区土体的拉、压、剪应力都与横向加固范围关系不大。

3.4 不同埋深对位移场和应力场的影响

分析盾构隧道在埋深为0.5D、1D、1.5D时，开洞直径15.76 m端头土体加固范围。考虑洞门破除工况，洞门处加固土体的竖向最大位移、横向最大位移和剪应力最大值如图5～图7所示。

图5 埋深为0.5D纵向加固长度为16、18和20 m时的位移和应力

图6 埋深为1D纵向加固长度为16、18和20 m时的位移和应力

图7 埋深为1.5D纵向加固长度为16、18和20 m时的位移和应力

由图5～图7可知，当盾构埋深为0.5D、纵向加固长度为18 m时，横向加固范围取为5 m，此时土体竖向位移与横向位移最大值分别为2.62 mm、2.15 mm。当盾构隧道埋深为1D时，纵向、横向合理加固长度分别为18 m、9 m，端头土体最小竖向位移、横向位移分别为4.28 mm、3.41 mm，若继续再增大纵向、横向加固长度，对限制土体位移的贡献相对减弱。当隧道埋深为1.5D，纵向、横向加固长度分别为20 m和9 m时，加固效果比较好。土体的剪应力随隧道埋深的增大而增大，这说明在埋深较大的隧道中，土体破坏形式以剪切破坏为主。

3.5 端头土体稳定性分析

采用有限元强度折减法计算加固后的土体稳定性，图8为14 m纵向加固长度下，土体加固前后折减系数与稳定性系数的关系，可以看出土体加固前的稳定系数逐渐趋近于0.779，加固后经10次循环稳定系数约为2.535。

图8 14 m纵向加固长度时土体加固前后折减系数与稳定性系数关系

3.6 加固范围确定及现场实测分析

根据上述薄板理论和土体滑移失稳理论分别计算该工程的加固范围，计算结果见表2。

表2 不同计算模型解析结果

可见薄板理论与计算有一定差异，主要是薄板理论忽略了剪切变形以及法向应力对薄板变形的影响，而端头加固问题是一个厚板问题，其在弯曲时应力、应变属于弹性力学的空间问题。

考虑纵向加固范围尚有满足盾构机的几何尺寸要求:济南黄河隧道现场纵向加固范围长为20 m，横向加固范围为轮廓线外上、下、左、右各5 m。盾构隧道始发时在工作井端头布设土体沉降测点，实测数据与有限元数据对比见图9。

图9 盾构掘进10 m和20 m后实测与计算地表沉降对比曲线

地表沉降现场实测数值与仿真模拟结果基本吻合，离盾构隧道中心轴线越近，地表沉降数值越大。盾构掘进通过加固土体后，地表沉降呈现出逐渐变大的趋势，

4 结论

本文以济南黄河隧道盾构始发为工程背景，对端头加固范围进行了探讨。建立数值计算模型，对纵向、横向加固范围影响因素进行研究，得出主要结论如下:

(1)对于超大直径盾构端头加固范围设计应考虑尺寸效应，对于成层复合地层建议采用有限元对加固范围进行分析。

(2)无论是横向、纵向加固范围，随着加固长度增加，最大位移和最大应力值均先减小后趋于稳定。继续增大加固长度，对端头加固土体的位移场、应力场没有明显影响。

(3)开洞尺寸为15.76 m，当纵向、横向加固长度分别取为14 m、5 m时，即可符合盾构掘进所需的强度和自稳性条件。

(4)在相同加固长度下，当盾构隧道埋深为1.5D时，洞门破除后加固土体具有明显的整体滑移趋势，此时加固区范围由整体滑移控制。