武汉地铁盾构始发数值计算与监测分析
2011-07-22 18:16
武汉地铁盾构始发数值计算与监测分析
【摘 要】研究目的:盾构法是城市地铁施工的主要方法之一。由于盾构始发阶段存在显著不同于盾构标准段的特征，如端部加固区域等，因此，有必要进一步来分析盾构始发阶段数值计算与监测数据的特征，从而获取与始发特征符合的特定规律。
研究结论:基于武汉地铁二号线江积区间的地质特征，建立了有限差分模型。对盾构始发阶段的施工过程，分6步进行了模拟。对右线开挖30 m后的竖向位移，取不同截面进行了分析。同时，分析了始发过程中数值模拟结果与现场监测数据的差异，并从差异中分析得到了二者共同的规律，如部分沉降曲线类似，可以为盾构始发的数值计算、工程分析与预测提供参考。
【关键词】地铁工程;盾构施工;数值计算;监测分析
盾构法是城市地铁施工的主要方法之一，在我国已有一定的理论研究成果与工程实践基础;而对于非标准段的施工工况，工程数据相对较少，如盾构施工的始发工。同时，因为始发段非隧道标准段，施工过程中，非常规性因素较多，而盾构机械的运行也处于非稳定状态，存在较多风险。因此，在城市隧道施工过程中，始发往往成为盾构施工的关键环节之一［1］。国内外，对于盾构始发施工的研究相对较少;已有文献多集中于施工方案的阐述与监测数据的分析。
对此，有必要基于数值计算方法，对于盾构始发进行前期的规律分析，为地铁施工的顺利进行提供帮助。
目前理论界对于始发技术的研究还处在探索的阶段，主要集中在对于盾构始发段的模板［2］、降水［3－4］、反力系统［5］、土体加固［6］、盾构姿态［7］的研究中［1］。刘兵科(2008)［2］对盾构始发预留洞口模板体系的设计和施工进行了研究。靳世鹤(2008)［3］黄震江等(2009)［4］等对盾构始发的降水问题进行了研究。赵宝虎等(2009)［5］从数值分析、受力分析和现场监测的角度对反力架的功能、作用和拆除技术进行了探讨。袁大军等(2009)［6］对南京长江超大直径泥水盾构隧道工程中盾构始发段在盾构掘进不同阶段的土体扰动及影响情况进行了相关研究。王源等(2009)［8］对南京长江隧道浦口深基坑工程的盾构始发工作井的相关监测数据进行了分析。
本文基于FLAC软件，建立数值模型，对盾构始发过程中的地表沉降进行了计算与分析，并与现场监测数据进行了比较。
1、工程概况
武汉市轨道交通二号线江汉路站～积玉桥站越江区间长约3 100 m，左、右线隧道均采用泥水平衡盾构盾构施工，由积玉桥站始发。该区间隧道采用预制钢筋混凝土管片，管片外径为6．2 m，内径为5．5 m，宽为1．5 m，厚0．35 m。
始发端场地土类型为中软土，场地类别为Ⅱ类。场地土层自上而下有:①杂填土，厚2．3～3．8 m;②粉土，厚3．1～4．8 m;③粘土，软塑，厚5．3～6 m;④淤泥质土，流塑，厚2．8～3．3 m;⑤粉质粘土，软塑，厚5～6．4 m;⑥粉质粘土、粉砂互层，软塑状，厚4．5～5．0 m;⑦粉细砂，饱水，稍密，厚13．0～15．0 m。地下水丰富、水位高且具有承压特征。开挖面位于粘土、淤泥质粉质粘土层，开挖面底部埋深16 m。
盾构始发井端头地层加固采用三重管法高压旋喷桩加固，加固范围为开挖轮廓外3 m，长9 m。
本文采用FLAC3D进行数值模拟。模型首先沿隧道长度方向取45 m，同时考虑积玉桥车站对隧道开挖的影响，车站基坑方向取20 m，且根据圣维南原理，为满足既定边界条件，整个模型的尺寸为80 m×65 m×40 m。模型尺寸范围内的地层条件等变化不明显，因此简化为水平均匀分布。模型土层横断面示意图如图1所示。
在本次计算中，土体采用以Mohr－Coulomb屈服条件为破坏准则的弹塑性模型，采用实体单元，地连墙采用壳单元模拟。位移边界条件设定:侧面限制水平位移，底部限制竖向位移，地表取为自由边界。且根据需要，重要研究区域网格加密。网格划分如图2、图3所示(为了便于显示，只给出了左隧道中线一侧的网格图)。依据工程勘察报告及相关规范确定的材料的物理力学参数如表1所示。隧道管片单元的厚度为0．35 m，密度为2450 kg/m3，弹性模量为34．5 GPa，泊松比为0．3。地连墙的体积模量为50．1 GPa，剪切模量为37．5 GPa，密度为2．5 kg/m3。
本次模型计算中，未考虑地下水的作用，初始应力只考虑自重应力。武汉地铁隧道采用1．5 m长的管片，确定每循环的开挖长度1．5 m。模拟盾构掘进过程中，管片底面施加的施工载荷为160 kN/m2。隧道中心处的地层应力为0．127 MPa，开挖面泥水压力设置为:在隧道中心处设置应力为地层应力的0．9倍，应力梯度为地层应力梯度的0．9倍。采用先后开挖顺序，左隧道开挖30 m后，右隧道开挖30 m，完成开挖。
盾构机的开挖直径为6．52 m，前盾、中盾和盾尾的直径不同，则平均取盾壳外径为6．48 m，因此，模型中建立由于盾构机超挖引起的环状空隙层1，厚20 mm，以模拟刀盘外径大于盾构外径造成的超挖。管片的外径为6．2 m，盾壳外径大于管片外径的空隙层2，厚280 mm。盾构机重480 t，模拟过程中考虑了盾构机重量引起的对底部土体的压力，简化为均布力，为0．1 MPa。由于液态注浆体未凝固前难以模拟它的性状，故本文中采用等效均布力来模拟盾尾同步注浆。4个注浆孔的压力各不相同，从0～0．05 MPa到0．2～0．3 MPa，则P=(0．3+0．05)×2/6．48π=0．034 4 MPa，等效均布压力取0．035 MPa。
模拟的开挖过程为:
首先，形成初始应力场，并对端部土体进行加固，加固范围为开挖轮廓外3 m，长9 m，示意图如图4、图5所示，加固材料用弹性本构模型模拟;
其次，给1．5 m内的空隙层单元赋以远小于周围土体的力学参数，以模拟开挖引起的空隙;
第三，在空隙层的外围的底部土体上施加模拟盾构机重量的均布力，大小为0．1 MPa，受荷面积占总面积的1/4;
第四，由于在实际工程中，由超挖引起的土体扰动初期是由盾壳来支护的，因此，施加模拟注浆压力的等效均布力在超挖引起的空隙层1的内表面，使外围的土体有较大的扰动;
第五，开挖1．5 m内的隧道土体，并在表面形成模拟管片的壳单元，在壳单元上作用向内的注浆压力，大小与上相等;
第六，给开挖面施加梯度的开挖面支护压力，运行至平衡。
在开挖面后3 m，改空隙层1和空隙层2的本构模型为弹性本构模型，以模拟注浆体，注浆材料弹性模量为100 MPa，泊松比为0．3，密度为2 000 kg/m3运行至平衡。
盾构始发断头立面加固、平面加固示意图分别如图4所示，管片支护的有限元模型如图5所示。
2、数值计算与分析
图6为右线隧道开挖30 m后的竖向位移等值线图，由图中可以看出，盾构施工过程对土体扰动具有明显的三维特征，沿隧道轴向不同位置隧道周围土体的位移和应力有很大差别。隧道顶部土体沉降较大，最大值约为66 mm，而随道底部土体呈隆起趋势，最大值约为54 mm，最大位移发生在距端头22．5 m处，开挖端的土层位移较小，这是由于加固区土体的影响。
图7、图8分别为开挖完成之后距端口4．5 m和9 m处的竖向位移等值线图，距端口4．5m处的的最大位移沉降为约8 mm，由等值线变化规律可以看出，盾构始发井端头地层加固范围(开挖轮廓外3 m，长9 m)内的土体位移明显小于周围土体位移变化。
图9为右线隧道开挖30 m后的右线隧道轴线上方土体沉降曲线，由图中曲线可以看出，土体沉降呈抛物线趋势，此时盾尾在距端头30 m处，最大沉降发生在盾尾后约7．5 m处，约靠近隧道，土体挠动越大，而距端头9 m的加固区范围内，隧道轴线顶部的各条曲线沉降值很接近，基本呈线性变化，且挠动位移明显较小，可见端头加固对于减小端头土体位移有良好的效果。由整体曲线的变化，亦可看出盾构机通过过程对周围土体的影响，盾构机推进过程中，刀盘前方表现为沉降状态，沉降值较小，而后随刀盘的靠近影响越来越大，在盾构机通过之后沉降仍有较大幅度的增长。
3、模拟与实测结果对比
盾构始发端的地表监测点布置图如图10所示。
根据表2中的地表监测点数据及模拟得到的结果，如图11所示。
通过对比可以发现，两条曲线左半部的曲线相差较大，实测的结果明显的反映了加固区与未加固区的沉降区别，加固区范围内的沉降很小，9 m后的土体挠动很大，而模拟数据的结果曲线未明显反映这一现象，而是呈光滑曲线变化。两条曲线右半部的趋势较为一致，但数值结果有较大差别。
对于这个结果差别，原因分析如下:
(1)实际工程中的加固区施工对加固范围外的土体造成影响，致使原状应力场和位移均发生了变化，而模拟中未考虑加固区施工引起的周围土体的变化;
(2)车站基坑的施工对土体产生了影响;
(3)模拟分析中模型网格网格的划分、节点的连接等，都使距端头9 m处的加固与未加固区网格线两边的作用方式与实际的土体间的作用不符;
(4)网格划分等的影响，并且实测的数据沉降值可能还未达到稳定，致使实测值与模拟值的大小有区别。
图12、图13中的方点线为实测结果，另外的曲线为模拟结果。可见实测与模拟中隧道地表随开挖进行的沉降变化趋势一致，同样的，两者数值相差较大。
4、结论
本文基于武汉地铁二号线江积区间的土质参数，分6步建立了有限差分模型来模拟盾构开挖的过程，分析了掌子面前进30 m后不同截面的竖向位移，并与工程监测结果进行了比照分析，结果表明:
(1)盾构始发段由于端部加固区等因素的存在，与标准段的盾构过程中的地表沉降特征存在显著差异。
(2)盾构始发段相对复杂，数值计算难以模拟实际中的全部因素，而不同的简化假设会带来一定的误差。
(3)虽然数值计算与监测结果会在特定区段存在显著差异，但二者存在部分共同特征，如最大值及部分沉降曲线的形状，因此，有在工程中进行结合应用的必要。
(4)数值计算与工程监测的差异部分的原因分析，同样具备一定的工程意义。
参考文献:
［1］鲍永亮，郑七振，唐建忠．上海软土地层盾构始发施工技术［J］．铁道工程学报，2010(3):118－122．
Bao Yongliang，Zheng Qizhen，Tang Jianzhong．Technology for Originating Construction of Shield Tunnel in Soft Soil Stratum in Shanghai［J］．Journal of Railway Engineering Society，2010(3):118－122．
［2］刘兵科．盾构始发预留洞口模板体系的设计与施工［J］．施工技术，2008(9):100－102．
Liu Bingke．Design and Construction of Formwork System for Shield－driven Reservation Opening［J］．Construction Technology，2008(9):100－102．
［3］靳世鹤．南京长江隧道盾构始发井深基坑降水方案设计［J］．现代隧道技术，2008(3):46－49．
Jin Shihe．Dewatering Plan for a Deep Shield Launching Pit of Nanjing Yangtze River Tunnel［J］．Modern Tunnelling Technology，2008(3):46－49．
［4］黄震江，林尚连．盾构始发段管井降水土体加固技术［J］．施工技术，2009(S1):273－275．
Huang Zhengjiang，Lin Shanglian．Soil Strengthening Technology with Tube Well Dewatering in Shield Beginning Segment［J］．Construction Technology，2009 (S1):273－275．
［5］赵宝虎，王燕群，岳澄，等．盾构始发过程反力架应力监测与安全评价［J］．工程力学，2009(9):105－111．
Zhao Baohu，Wang Yanqun，Yue Cheng，etc．Stress Monitoring and Safety Evaluation of the Counterforce Frame During Shield Originating［J］．Engineering Mechanics，2009(9):105－111．
［6］袁大军，尹凡，王华伟，等．超大直径泥水盾构掘进对土体的扰动研究［J］．岩石力学与工程学报，2009(10):2074－2080．
Yuan Dajun，YinFan，Wang Huawei，etc．Study of Soil Disturbance Caused by Super－large Diameter Slurry Shield Tunnelling［J］．Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2009(10):2074－2080．
［7］刘兵科，石萌．盾构250 m半径曲线始发段管片姿态控制技术［J］．建筑技术，2009(11):970－972．
Liu Bingke，Shi Meng．State Control Technique of Shield 250 m Radius Curve Launching Segment Pipe［J］．Architecture Technology，2009(11):970－972．
［8］王源，刘松玉，谭跃虎，等．南京长江隧道浦口深基坑信息化施工与分析［J］．岩土工程学报，2009(11):1784－1791．
Wang Yuan，Liu Songyu，Tan Yuehu，etc．Analysis and Information Construction of Pukou Deep Foundation Pit of Nanjing Yangtze River Tunnel［J］．Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2009(11): 1784－1791．
