论文部分内容阅读
【摘要】文章依托广州地铁18号线沙溪站盾构始发工程，采用理论分析和数值模拟两种方法，对富水砂卵石地层盾构始发处的位移场和渗流场进行计算分析，最终确定合理的加固范围。结果表明：盾构始发后，隧道拱顶处在加固体的作用下未产生明显沉降，拱底处产生了5.83 mm的隆起;加固体处孔隙水压力较小，说明加固措施能提高地层抗渗性;综合理论分析和数值模拟的结果，确定合理加固范围为竖向27.5 m×横向12.9 m×纵向11.2 m，与施工设计方案相符，说明本工程施工方案具有合理性。
【关键词】盾构始发; 土体加固; 理论分析; 流固耦合
【中国分类号】U455.43【文献标志码】A
盾构法由于其良好的施工适应性，在城市地铁建设中得到了广泛应用。盾构始发是盾构法施工过程中最重要，也是最容易发生事故的工序之一[1-2]。盾构始发事故主要包括端头失稳、渗漏等，这些事故的发生大都与端头土体加固范围不合理有关[3-4]。更严重的是，在富水砂卵石地层中进行的盾构始发工程，由于土体软弱和地下水的影响，更加容易出现安全事故，因此必须要确定合理的土体加固范围，才能确保工程的施工质量。
目前国内外针对盾构始发地层加固范围有了一定的研究，曹成勇等[5]基于极限平衡原理对端头土体纵向加固范围进行理论推导;丁万涛[6]等结合实际工程，采用理论计算和数值模拟两种手段确定了端头土体的合理加固范围;罗富荣[7]等提出了一种基于强度和稳定性的加固范围模型，并对其主要影响因素进行了敏感性分析。但这些研究大都针对某一类特定工程，无法直接应用于富水砂卵石地层。同时，目前我国尚未制定盾构始发端头土体加固范围的行业规范或标准，工程施工大都根据类似工程的经验值进行加固范围的选取。
因此，本文以广州地铁18号线沙溪站盾构始发工程为例，综合使用理论分析和数值模拟的方法对富水砂卵石地层的合理加固范围进行研究，为相似工程的设计与施工提供一定参考。
1 工程概况
广州地铁18号线六分部工程正线由沙溪站大里程端直线段始发，隧道外径8.5 m，衬砌厚度0.4 m。始发处土体采用0.85 m厚的深层搅拌桩和0.8 m地下连续墙进行联合加固。根据勘察资料，始发处地层从上至下分别为①人工填土层、②淤泥质粉细砂、③中粗砂层、⑦强风化层、⑧泥质粉砂岩。各土层主要力学参数如表1所示。
2 加固范围理论分析
目前常用的盾构端头土体加固计算模型主要包括弹性力
学中的弹性薄板理论、高等土力学中的土体滑移失稳理论和土体扰动极限平衡理论等。下文对上述几种理论进行介绍和求解。
2.1 弹性薄板理论
弹性薄板理论基于基尔霍夫假定，将加固土体侧向的梯形水土压力荷载简化为均布荷载（图1）。在薄板小挠度弯曲的假定下，可以求得其抗拉强度和抗剪强度验算公式为：
式中：μ为加固土体的泊松比;P为洞门中心处侧向水土压力;D为隧道外径;k为安全系数;t为竖向加固長度;σt为加固土体极限抗拉强度;tc为加固土体极限抗剪强度。
将式（1）、式（2）反解，可求得竖向加固范围t：
根据相关经验，加固土体的极限抗拉强度取单轴抗压强度的10 %～15 %，故取σt=0.133 MPa。将土层参数代入式（3）计算可得：基于弹性薄板理论的纵向加固长度为10.97 m。
2.2 土体滑移失稳理论
根据土体滑移失稳理论，砂性土与黏性土具有不同的破坏模式。根据学者的理论研究和模型试验，砂性土的破坏过程具有突发性，其滑裂面从顶部至底部形成近直线型的滑裂面，并且隧道分界面上方的土体破坏面沿竖直方向滑动，如图2所示。
式中：W为滑移线上覆土自重;P1为分界面下方土自重;β为土体滑移破坏角;φ为砂性土的内摩擦角;其他参数同上。
当安全系数k取为1时，砂性土纵向加固范围可按式（5）计算：
将土层参数带入上式进行计算可得：基于土体滑移失稳理论的纵向加固长度为15.99 m。
2.3 土体扰动极限平衡理论
土体扰动极限平衡理论的基本原理是，在土层施工推进挖掘时，原始土层中的土应力平衡遭到破坏，而形成塑性松动区和弹性区，塑性松动区内土体容易发生破坏而造成施工事故，塑性松动圈的示意图如图3所示。
结合平面问题的平衡方程和边界条件，可以得到土体的横向加固距离和竖向加固距离。
盾构隧道上下侧加固范围为：
盾构隧道左右侧加固范围为：
式中：H1、H2为盾构隧道上、下侧的加固范围;B为盾构隧道左右侧的加固范围;σm为土体原始应力;其它参数同上。
将各土层参数带入式（6）、式（7）计算可得：基于土体扰动极限平衡理论的竖向加固长度为8.97 m，横向加固长度为11.90 m。
3 数值模型
3.1 模型的建立
本文采用通用有限差分软件FLAC3d建立考虑实际地层分布的三维流固耦合模型，文章以最高水位为最不利工况进行计算，即取地下水埋深0.8 m。模型整体尺寸为高60 m×宽76.2 m×长72.85 m，模型底部约束所有方向的位移，左右两侧约束X方向位移。根据施工资料，在盾构隧道掘进前方（即掌子面处）对管片施加0.3 MPa的压力来模拟盾构顶进力。
本工程的端头土体加固采用深层搅拌桩法进行，加固土体范围是横向12.9 m，纵向11.2 m，竖向27.5 m，并在加固体的外侧施做0.8 m厚的地下连续墙以及0.85 m厚的深层搅拌桩。对应的计算模型以及网格划分如图4所示。
3.2 参数的选取
地层力学行为符合Mohr-Coulomb准则，管片和各加固体采用弹性本构进行计算。各土层的力学参数如表1所示，隧道衬砌和各加固体的力学参数如表2所示。 3.3 监测点的布置
为了更加直观地分析盾构始发对周围土体的影响，本文选取与始发处距离较近的DK48-148和DK48-158两处为监测断面，并且在两监测断面处布置6个地表沉降监测点，监测点布设情况如图5所示。图中，1至6号监测点分别表示DK48+148-3、DK48+148-4、DK48+148-5、DK48+158-3、DK48+158-4、DK48+158-5监测点。
4 计算结果分析
4.1 竖向位移云图分析
图6为模型竖向位移云图，由图可知：盾构上始发后周围地层整体产生竖向沉降，但是加固体处未产生明显的竖向沉降;盾构隧道拱底产生5.83 mm的隆起，这是因为隧道下方加固范围较小，而拱顶处在加固体的影响下未产生明显沉降，说明加固工法对控制地表沉降以及隧道变形有较大作用。
4.2 渗流场分析
图7为模型孔隙水压力云图，由图可知：地表处的孔隙水压力较小，且随着深度的增加不断增大，这与实际情况一致;加固体的渗透系数较小，因此加固体处的孔隙水压力也较小，说明加固措施能提高始发处地层的抗渗性，起到较好的加固效果。
4.3 加固范围的确定
为了确定合理的盾构始发端头加固范围，本文改变隧道纵向、横向和竖向加固距离三个参数，对比分析不同参数取值对应工况下各监测点的地表沉降值变化规律。不同工况下参数的取值如表3所示。
4.3.1 纵向加固长度的确定
经过计算，各监测点在不同纵向加固长度工况下的地表沉降数值如图8所示。
由图8可知：随着纵向加固长度从5.2 m增至20.2 m，各测点处沉降值不断减小，说明增大纵向加固长度可以减少盾构始发对周围环境的影响;对于与始发处距离较小的测点DK48+148-3、DK48+148-4、DK48+148-5，当纵向加固长度从5.2 m增加至11.2 m时，地表沉降数值减小的速率较大，但当长度再增加，地表沉降变化速率逐渐减缓，说明当纵向加固长度超过11.2 m之后，对地表沉降的控制效果减弱，经济效益较低。
4.3.2 竖向加固长度的影响
经过计算，各监测点在不同竖向加固长度工况下的地表沉降数值如图9所示。
由图可知：随着竖向加固长度从18.5 m增至33.5 m，各测点处沉降值不断减小，说明增大竖向加固长度可以减少盾构始发对周围环境的影响;当竖向加固长度从18.5 m增至27.5 m过程中，各测点处沉降数值减小的速率较大，但当长度再增加，地表沉降变化速率之间减缓，说明当竖向加固长度超过27.5 m之后，对地表沉降的控制效果减弱，经济效益较低。
4.3.3 横向加固长度的确定
经过计算，各监测点在不同横向加固长度工况下的地表沉降数值如图10所示。
由图可知：随着横向加固长度从10.9 m不断增大至20.9 m，各测点处的地表沉降值呈增大趋势，说明增大横向加
固长度反而会增大对周围环境的影响，说明增大横向加固长度起到的效果有限。
4.3.4 确定合理加固范围
综合上述分析，可以发现：增大始发处地层的竖向和纵向加固范围可以减小盾构始发对周围地层的影响，综合考虑工程经济因素上，确定纵向合理加固长度为11.2 m，竖向合理加固长度为27.5 m;增大始发处地层的横向加固范围反而会导致地表沉降增大，综合考虑加固范围理论值的计算结果，确定横向的合理加固长度为11.9 m。
5 结论
本文依托广州地铁18号线沙溪站盾构始发工程，采用理论分析和数值模拟两种方法对端头土体合理加固范围进行确定，得到以下结论：
（1）盾构始发后，隧道拱顶处在加固体的作用下未产生明显沉降，而拱底处产生了5.83 mm的隆起;
（2）盾构始发附近经过加固的土体处孔隙水压力较小，说明加固措施能有效提高地层的抗渗性;
（3）数值模拟的结果表明增大竖向和纵向加固范围能减小盾构始发对周围地层的影响，而增大横向加固范围反而会导致地表沉降增大;
（4）综合理论分析和数值模拟的结果，确定合理的加固范围为竖向27.5 m×横向12.9 m×纵向11.2 m，与施工设计方案相符，说明本工程施工方案具有合理性。
参考文献
[1] 李大勇，王晖，王腾.盾构机始发与到达端头土体加固分析[J].铁道工程学报，2006（1）：87-90.
[2] 任强. 北京地铁盾构施工风险评价与控制技术研究[D].武汉：中国地质大学，2010.
[3] 王天明，戴志仁.盾構法隧道端头井地层加固方法及其应用研究[J].铁道工程学报，2014，31（8）：90-95+100.
[4] 刘恒伏，胡森，王有旗，等.流塑状淤泥质地层盾构小半径始发加固范围研究[J].四川建筑，2020，40（2）：125-127+130.
[5] 曹成勇，施成华，彭立敏.盾构进出洞时端头土体纵向加固范围研究[J].地下空间与工程学报，2016，12（1）：119-125.
[6] 丁万涛，刘克奇，王旭，等.某土压平衡盾构始发地层的加固优化[J].华南理工大学学报：自然科学版，2017，45（5）：105-112.
[7] 罗富荣，江玉生，江华.基于强度与稳定性的端头加固理论模型及敏感性分析[J].工程地质学报，2011，19（3）：364-369.
【关键词】盾构始发; 土体加固; 理论分析; 流固耦合
【中国分类号】U455.43【文献标志码】A
盾构法由于其良好的施工适应性，在城市地铁建设中得到了广泛应用。盾构始发是盾构法施工过程中最重要，也是最容易发生事故的工序之一[1-2]。盾构始发事故主要包括端头失稳、渗漏等，这些事故的发生大都与端头土体加固范围不合理有关[3-4]。更严重的是，在富水砂卵石地层中进行的盾构始发工程，由于土体软弱和地下水的影响，更加容易出现安全事故，因此必须要确定合理的土体加固范围，才能确保工程的施工质量。
目前国内外针对盾构始发地层加固范围有了一定的研究，曹成勇等[5]基于极限平衡原理对端头土体纵向加固范围进行理论推导;丁万涛[6]等结合实际工程，采用理论计算和数值模拟两种手段确定了端头土体的合理加固范围;罗富荣[7]等提出了一种基于强度和稳定性的加固范围模型，并对其主要影响因素进行了敏感性分析。但这些研究大都针对某一类特定工程，无法直接应用于富水砂卵石地层。同时，目前我国尚未制定盾构始发端头土体加固范围的行业规范或标准，工程施工大都根据类似工程的经验值进行加固范围的选取。
因此，本文以广州地铁18号线沙溪站盾构始发工程为例，综合使用理论分析和数值模拟的方法对富水砂卵石地层的合理加固范围进行研究，为相似工程的设计与施工提供一定参考。
1 工程概况
广州地铁18号线六分部工程正线由沙溪站大里程端直线段始发，隧道外径8.5 m，衬砌厚度0.4 m。始发处土体采用0.85 m厚的深层搅拌桩和0.8 m地下连续墙进行联合加固。根据勘察资料，始发处地层从上至下分别为①人工填土层、②淤泥质粉细砂、③中粗砂层、⑦强风化层、⑧泥质粉砂岩。各土层主要力学参数如表1所示。
2 加固范围理论分析
目前常用的盾构端头土体加固计算模型主要包括弹性力
学中的弹性薄板理论、高等土力学中的土体滑移失稳理论和土体扰动极限平衡理论等。下文对上述几种理论进行介绍和求解。
2.1 弹性薄板理论
弹性薄板理论基于基尔霍夫假定，将加固土体侧向的梯形水土压力荷载简化为均布荷载（图1）。在薄板小挠度弯曲的假定下，可以求得其抗拉强度和抗剪强度验算公式为：
式中：μ为加固土体的泊松比;P为洞门中心处侧向水土压力;D为隧道外径;k为安全系数;t为竖向加固長度;σt为加固土体极限抗拉强度;tc为加固土体极限抗剪强度。
将式（1）、式（2）反解，可求得竖向加固范围t：
根据相关经验，加固土体的极限抗拉强度取单轴抗压强度的10 %～15 %，故取σt=0.133 MPa。将土层参数代入式（3）计算可得：基于弹性薄板理论的纵向加固长度为10.97 m。
2.2 土体滑移失稳理论
根据土体滑移失稳理论，砂性土与黏性土具有不同的破坏模式。根据学者的理论研究和模型试验，砂性土的破坏过程具有突发性，其滑裂面从顶部至底部形成近直线型的滑裂面，并且隧道分界面上方的土体破坏面沿竖直方向滑动，如图2所示。
式中：W为滑移线上覆土自重;P1为分界面下方土自重;β为土体滑移破坏角;φ为砂性土的内摩擦角;其他参数同上。
当安全系数k取为1时，砂性土纵向加固范围可按式（5）计算：
将土层参数带入上式进行计算可得：基于土体滑移失稳理论的纵向加固长度为15.99 m。
2.3 土体扰动极限平衡理论
土体扰动极限平衡理论的基本原理是，在土层施工推进挖掘时，原始土层中的土应力平衡遭到破坏，而形成塑性松动区和弹性区，塑性松动区内土体容易发生破坏而造成施工事故，塑性松动圈的示意图如图3所示。
结合平面问题的平衡方程和边界条件，可以得到土体的横向加固距离和竖向加固距离。
盾构隧道上下侧加固范围为：
盾构隧道左右侧加固范围为：
式中：H1、H2为盾构隧道上、下侧的加固范围;B为盾构隧道左右侧的加固范围;σm为土体原始应力;其它参数同上。
将各土层参数带入式（6）、式（7）计算可得：基于土体扰动极限平衡理论的竖向加固长度为8.97 m，横向加固长度为11.90 m。
3 数值模型
3.1 模型的建立
本文采用通用有限差分软件FLAC3d建立考虑实际地层分布的三维流固耦合模型，文章以最高水位为最不利工况进行计算，即取地下水埋深0.8 m。模型整体尺寸为高60 m×宽76.2 m×长72.85 m，模型底部约束所有方向的位移，左右两侧约束X方向位移。根据施工资料，在盾构隧道掘进前方（即掌子面处）对管片施加0.3 MPa的压力来模拟盾构顶进力。
本工程的端头土体加固采用深层搅拌桩法进行，加固土体范围是横向12.9 m，纵向11.2 m，竖向27.5 m，并在加固体的外侧施做0.8 m厚的地下连续墙以及0.85 m厚的深层搅拌桩。对应的计算模型以及网格划分如图4所示。
3.2 参数的选取
地层力学行为符合Mohr-Coulomb准则，管片和各加固体采用弹性本构进行计算。各土层的力学参数如表1所示，隧道衬砌和各加固体的力学参数如表2所示。 3.3 监测点的布置
为了更加直观地分析盾构始发对周围土体的影响，本文选取与始发处距离较近的DK48-148和DK48-158两处为监测断面，并且在两监测断面处布置6个地表沉降监测点，监测点布设情况如图5所示。图中，1至6号监测点分别表示DK48+148-3、DK48+148-4、DK48+148-5、DK48+158-3、DK48+158-4、DK48+158-5监测点。
4 计算结果分析
4.1 竖向位移云图分析
图6为模型竖向位移云图，由图可知：盾构上始发后周围地层整体产生竖向沉降，但是加固体处未产生明显的竖向沉降;盾构隧道拱底产生5.83 mm的隆起，这是因为隧道下方加固范围较小，而拱顶处在加固体的影响下未产生明显沉降，说明加固工法对控制地表沉降以及隧道变形有较大作用。
4.2 渗流场分析
图7为模型孔隙水压力云图，由图可知：地表处的孔隙水压力较小，且随着深度的增加不断增大，这与实际情况一致;加固体的渗透系数较小，因此加固体处的孔隙水压力也较小，说明加固措施能提高始发处地层的抗渗性，起到较好的加固效果。
4.3 加固范围的确定
为了确定合理的盾构始发端头加固范围，本文改变隧道纵向、横向和竖向加固距离三个参数，对比分析不同参数取值对应工况下各监测点的地表沉降值变化规律。不同工况下参数的取值如表3所示。
4.3.1 纵向加固长度的确定
经过计算，各监测点在不同纵向加固长度工况下的地表沉降数值如图8所示。
由图8可知：随着纵向加固长度从5.2 m增至20.2 m，各测点处沉降值不断减小，说明增大纵向加固长度可以减少盾构始发对周围环境的影响;对于与始发处距离较小的测点DK48+148-3、DK48+148-4、DK48+148-5，当纵向加固长度从5.2 m增加至11.2 m时，地表沉降数值减小的速率较大，但当长度再增加，地表沉降变化速率逐渐减缓，说明当纵向加固长度超过11.2 m之后，对地表沉降的控制效果减弱，经济效益较低。
4.3.2 竖向加固长度的影响
经过计算，各监测点在不同竖向加固长度工况下的地表沉降数值如图9所示。
由图可知：随着竖向加固长度从18.5 m增至33.5 m，各测点处沉降值不断减小，说明增大竖向加固长度可以减少盾构始发对周围环境的影响;当竖向加固长度从18.5 m增至27.5 m过程中，各测点处沉降数值减小的速率较大，但当长度再增加，地表沉降变化速率之间减缓，说明当竖向加固长度超过27.5 m之后，对地表沉降的控制效果减弱，经济效益较低。
4.3.3 横向加固长度的确定
经过计算，各监测点在不同横向加固长度工况下的地表沉降数值如图10所示。
由图可知：随着横向加固长度从10.9 m不断增大至20.9 m，各测点处的地表沉降值呈增大趋势，说明增大横向加
固长度反而会增大对周围环境的影响，说明增大横向加固长度起到的效果有限。
4.3.4 确定合理加固范围
综合上述分析，可以发现：增大始发处地层的竖向和纵向加固范围可以减小盾构始发对周围地层的影响，综合考虑工程经济因素上，确定纵向合理加固长度为11.2 m，竖向合理加固长度为27.5 m;增大始发处地层的横向加固范围反而会导致地表沉降增大，综合考虑加固范围理论值的计算结果，确定横向的合理加固长度为11.9 m。
5 结论
本文依托广州地铁18号线沙溪站盾构始发工程，采用理论分析和数值模拟两种方法对端头土体合理加固范围进行确定，得到以下结论：
（1）盾构始发后，隧道拱顶处在加固体的作用下未产生明显沉降，而拱底处产生了5.83 mm的隆起;
（2）盾构始发附近经过加固的土体处孔隙水压力较小，说明加固措施能有效提高地层的抗渗性;
（3）数值模拟的结果表明增大竖向和纵向加固范围能减小盾构始发对周围地层的影响，而增大横向加固范围反而会导致地表沉降增大;
（4）综合理论分析和数值模拟的结果，确定合理的加固范围为竖向27.5 m×横向12.9 m×纵向11.2 m，与施工设计方案相符，说明本工程施工方案具有合理性。
参考文献
[1] 李大勇，王晖，王腾.盾构机始发与到达端头土体加固分析[J].铁道工程学报，2006（1）：87-90.
[2] 任强. 北京地铁盾构施工风险评价与控制技术研究[D].武汉：中国地质大学，2010.
[3] 王天明，戴志仁.盾構法隧道端头井地层加固方法及其应用研究[J].铁道工程学报，2014，31（8）：90-95+100.
[4] 刘恒伏，胡森，王有旗，等.流塑状淤泥质地层盾构小半径始发加固范围研究[J].四川建筑，2020，40（2）：125-127+130.
[5] 曹成勇，施成华，彭立敏.盾构进出洞时端头土体纵向加固范围研究[J].地下空间与工程学报，2016，12（1）：119-125.
[6] 丁万涛，刘克奇，王旭，等.某土压平衡盾构始发地层的加固优化[J].华南理工大学学报：自然科学版，2017，45（5）：105-112.
[7] 罗富荣，江玉生，江华.基于强度与稳定性的端头加固理论模型及敏感性分析[J].工程地质学报，2011，19（3）：364-369.