丁萬(wàn)濤 劉克奇 王旭 朱建 李術(shù)才

(山東大學(xué) 巖土與結(jié)構(gòu)工程研究中心， 山東 濟(jì)南 250061)

某土壓平衡盾構(gòu)始發(fā)地層的加固優(yōu)化*

丁萬(wàn)濤 劉克奇 王旭 朱建 李術(shù)才

(山東大學(xué) 巖土與結(jié)構(gòu)工程研究中心， 山東 濟(jì)南 250061)

地鐵隧道盾構(gòu)施工始發(fā)與到達(dá)段容易出現(xiàn)塌方、涌水(泥、砂)等工程事故，因此該區(qū)域地層的加固優(yōu)化設(shè)計(jì)尤為關(guān)鍵.文中結(jié)合長(zhǎng)株潭城際鐵路樹(shù)木嶺盾構(gòu)隧道始發(fā)段地層加固工程實(shí)際，首先采用彈性薄板理論計(jì)算不同安全系數(shù)下端頭土體的縱向加固范圍，并利用強(qiáng)度理論和滑移失穩(wěn)理論對(duì)土體進(jìn)行強(qiáng)度及穩(wěn)定性驗(yàn)算;然后基于Terzaghi圍巖壓力理論確定淺埋盾構(gòu)端頭土體的橫向加固范圍，利用FLAC3D建模分析不同加固范圍盾構(gòu)施工對(duì)周邊環(huán)境的影響，依據(jù)相關(guān)監(jiān)測(cè)規(guī)程及設(shè)計(jì)文件要求，從經(jīng)濟(jì)性和穩(wěn)定性角度確定優(yōu)化后的端頭土體加固范圍，并應(yīng)用到該工程中.優(yōu)化后的數(shù)值模擬數(shù)據(jù)與實(shí)際監(jiān)測(cè)結(jié)果吻合較好，說(shuō)明優(yōu)化后的設(shè)計(jì)方案是合理的．

土壓平衡盾構(gòu);始發(fā)地層;加固優(yōu)化;安全系數(shù);數(shù)值模擬

盾構(gòu)施工因具有掘進(jìn)速度快、機(jī)械化程度高、對(duì)周?chē)h(huán)境影響小、施工安全性高等特點(diǎn)而在城市地鐵、市政、電力等地下隧道修建中得到了廣泛的應(yīng)用.但隨著城市地下工程的快速發(fā)展，盾構(gòu)隧道直徑不斷加大，地層和周?chē)h(huán)境條件也愈發(fā)復(fù)雜，特別是盾構(gòu)始發(fā)與到達(dá)段地層條件尤為復(fù)雜，稍有不慎，施工中將會(huì)出現(xiàn)塌陷、涌水等工程事故.因此，需結(jié)合地層條件及周邊環(huán)境情況對(duì)盾構(gòu)始發(fā)與到達(dá)區(qū)域地層進(jìn)行加固處理，選擇合理的加固范圍與方法[1- 2]．

目前國(guó)內(nèi)外針對(duì)盾構(gòu)始發(fā)與到達(dá)區(qū)域地層加固設(shè)計(jì)已進(jìn)行了大量的研究，并從地質(zhì)、設(shè)計(jì)、施工等多角度分析已有的工程事故發(fā)生的原因及加固處理方案，提出了一些盾構(gòu)始發(fā)與到達(dá)地層的加固設(shè)計(jì)原理與方法.日本JETGROUP協(xié)會(huì)(JJGA)利用彈性薄板理論[3]，將端頭土體受到的水土合壓力簡(jiǎn)化為均布荷載，研究了加固土體的應(yīng)力分布規(guī)律，得出土體縱向加固范圍的計(jì)算公式;江華等[4]考慮尺寸效應(yīng)對(duì)盾構(gòu)始發(fā)與到達(dá)端頭加固的影響，建立了適用于大直徑盾構(gòu)端頭加固計(jì)算的荷載等效模型;吳韜[5]綜合分析了大型盾構(gòu)進(jìn)、出口加固土體的受力機(jī)理，并結(jié)合數(shù)值計(jì)算軟件驗(yàn)算了土體加固效果;宋克志等[6]基于對(duì)數(shù)螺旋線滑移面假定，完成了淺埋盾構(gòu)隧道端頭土體穩(wěn)定性極限平衡分析;曹成勇等[7]基于極限平衡理論討論了端頭加固土體黏聚力、內(nèi)摩擦角等參數(shù)對(duì)端頭土體縱向加固范圍的影響;朱世友等[8]針對(duì)盾構(gòu)始發(fā)與到達(dá)的端頭地層穩(wěn)定性加固控制問(wèn)題，建立了盾構(gòu)始發(fā)與到達(dá)端頭的加固方案庫(kù);另有很多工程在施工過(guò)程中按經(jīng)驗(yàn)確定加固范圍[9].盡管人們已提出了眾多實(shí)用的加固理論與方法，但由于工程地層條件的復(fù)雜性以及施工環(huán)境的多變性，在始發(fā)和到達(dá)端盾構(gòu)施工特別是淺埋隧道盾構(gòu)施工中，盾構(gòu)上覆地層出現(xiàn)大面積塌方、突水突泥等工程災(zāi)害時(shí)有發(fā)生.

文中結(jié)合長(zhǎng)株潭城際鐵路綜合II標(biāo)樹(shù)木嶺隧道盾構(gòu)始發(fā)地層加固設(shè)計(jì)要求，采用數(shù)值計(jì)算方法和依據(jù)相關(guān)監(jiān)測(cè)規(guī)程及設(shè)計(jì)文件要求，對(duì)加固設(shè)計(jì)方案進(jìn)行優(yōu)化，確定了淺埋隧道盾構(gòu)端頭土體縱、橫向最優(yōu)加固范圍并應(yīng)用到工程中，同時(shí)對(duì)比分析了數(shù)值模型計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)，以驗(yàn)證優(yōu)化設(shè)計(jì)方案的合理性．

1 工程背景

長(zhǎng)株潭城際鐵路綜合II標(biāo)樹(shù)木嶺隧道盾構(gòu)區(qū)間沿線基本為道路、鐵路及商業(yè)建筑，地形除個(gè)別區(qū)段外基本平坦，盾構(gòu)隧道左、右線5次穿越既有線段均在泥質(zhì)粉砂巖中.該隧道區(qū)間段是湖南省長(zhǎng)株潭城際鐵路盾構(gòu)施工的主要區(qū)間段之一，主體采用盾構(gòu)施工工藝，盾構(gòu)外徑9.1 m.根據(jù)長(zhǎng)沙地區(qū)區(qū)域的地質(zhì)資料，結(jié)合巖土工程勘察的報(bào)告結(jié)果，本區(qū)間褶皺不發(fā)育，斷層不發(fā)育，巖層層面較穩(wěn)定，產(chǎn)狀較平緩，地下水位低于盾構(gòu)隧道底部位置，勘察場(chǎng)地及其附近未見(jiàn)有影響場(chǎng)地穩(wěn)定性的構(gòu)造.盾構(gòu)隧道進(jìn)口明挖主要揭露的地層為人工填土、粉質(zhì)黏土、細(xì)砂、細(xì)圓礫土及泥質(zhì)粉砂巖，各巖土層重度γ(kN/m3)見(jiàn)圖1.工程最大的挑戰(zhàn)是盾構(gòu)隧道進(jìn)口工作井到既有的京廣線路橫向最短距離為5 m，盾構(gòu)掘進(jìn)線路將多次下穿既有鐵路干線，因此在盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程特別是在盾構(gòu)端頭井破土推進(jìn)的過(guò)程中，需嚴(yán)格控制地表沉降和鄰近鐵路軌道的豎向位移及不均勻沉降.本工程綜合考慮多種盾構(gòu)端頭加固工法，并結(jié)合工程地質(zhì)特點(diǎn)選用了地表旋噴樁滿堂加固設(shè)計(jì)方案，加固深度至隧道底部，另在隧道底部以下1 m范圍內(nèi)進(jìn)行注漿加固.

圖1 始發(fā)地層剖面圖

Fig.1 Profile of starting stratum

2 盾構(gòu)端頭縱橫向加固范圍的確定

2.1 縱向加固范圍的確定

縱向加固范圍確定的步驟如下:采用日本彈性薄板理論計(jì)算盾構(gòu)井端頭土體的縱向加固范圍，運(yùn)用強(qiáng)度理論和滑移失穩(wěn)理論進(jìn)行安全性驗(yàn)算，檢驗(yàn)設(shè)計(jì)方案的強(qiáng)度與穩(wěn)定性.假定加固體為整體板塊，根據(jù)JJGA采用的計(jì)算公式[3]，縱向加固厚度t的計(jì)算公式為

(1)

式中:D為工作井洞門(mén)直徑;p為作用于洞門(mén)中心處的側(cè)向水土壓力;計(jì)算系數(shù)β一般取1.2;k0為安全系數(shù);σt為加固土體的極限抗拉強(qiáng)度，根據(jù)工程施工經(jīng)驗(yàn)取為單軸抗壓強(qiáng)度(本工程設(shè)計(jì)要求加固土體的單軸抗壓強(qiáng)度為2.0MPa(28d)，加固土體黏聚力為300kPa)的15%，即0.3MPa．

2.1.1 均布荷載模型強(qiáng)度理論

均布荷載模型認(rèn)為土體加固后，加固土體在中心處的彎曲應(yīng)力最大，在洞周支座處的剪應(yīng)力最大，土體加固厚度必須同時(shí)滿足拉應(yīng)力與剪應(yīng)力要求.江華等[4]認(rèn)為，當(dāng)盾構(gòu)隧道的直徑小于等于10m時(shí)，均布荷載計(jì)算模型與改進(jìn)的荷載疊加計(jì)算模型得出的結(jié)論基本一致，因文中盾構(gòu)隧道的外徑為9.10m，故采用均布荷載計(jì)算模型進(jìn)行驗(yàn)算.考慮土體加固后抗剪和抗拉要求的縱向加固厚度計(jì)算公式變?yōu)?/p>

(2)

2.1.2 理想滑移失穩(wěn)理論

理想滑移失穩(wěn)理論模型假設(shè)土體存在圓弧形滑移面，土體加固后增加的抗滑力矩與土體固有的抗滑力矩共同作用，抵抗因地表荷載、土體自重引起的滑移破壞，因此土體的縱向加固厚度必須滿足:

t=Dsinθ

(3)

(4)

式中，MS為滑動(dòng)力矩，MR為抗滑力矩，Δc為改良后土體增加的黏聚力，k3為抗滑安全系數(shù)(穩(wěn)定性系數(shù))，θ為加固土體與滑移面的夾角．

2.1.3 縱向加固范圍

運(yùn)用彈性薄板理論，式(1)安全系數(shù)k0分別為0.8、1.0、1.2、1.3、1.4、1.5、2.0時(shí)，計(jì)算出相應(yīng)的土體加固縱向厚度，運(yùn)用均布荷載模型和理想的整體滑移失穩(wěn)理論模型分別對(duì)所得的縱向加固厚度進(jìn)行強(qiáng)度和穩(wěn)定性驗(yàn)算，計(jì)算出相應(yīng)模型下的安全系數(shù)，結(jié)果見(jiàn)表1.

表1 安全系數(shù)驗(yàn)算

從表1可知，利用彈性薄板理論計(jì)算的安全系數(shù)驗(yàn)算時(shí)，若k0≥1.0成立，則k1、k2、k3大于等于1.0均成立，即縱向加固厚度滿足加固區(qū)土體的強(qiáng)度和穩(wěn)定性要求，且按照均布荷載理論模型驗(yàn)算加固土體的抗剪安全儲(chǔ)備很大.考慮到實(shí)際工程中土體加固的非均勻性，利用設(shè)計(jì)文件選取加固參數(shù)與實(shí)際工程存在誤差，因此加固土體強(qiáng)度與穩(wěn)定性安全儲(chǔ)備尤其抗剪安全儲(chǔ)備較大為好．

2.2 橫向加固范圍的確定

圖2 基于Terzaghi理論的垂直地層壓力計(jì)算簡(jiǎn)圖

Fig.2 Schematic diagram of calculation of vertical strata pre-ssure based on Terzaghi theory

該橫向加固寬度為最小寬度，在該橫向加固寬度下，洞頂?shù)膰鷰r壓力為

(5)

由式(5)可知，當(dāng)洞頂?shù)膰鷰r壓力最小時(shí)，所需加固后土體的黏聚力需滿足c≥160kPa.本工程加固設(shè)計(jì)實(shí)驗(yàn)報(bào)告中加固后黏聚力c≥300kPa，滿足工程要求．

3 端頭加固數(shù)值模擬

3.1 方案設(shè)計(jì)及建模

采用FLAC3D有限差分軟件進(jìn)行建模分析[12].隧道埋深為6.95m(最小埋深)，隧道外徑為9.10m，襯砌環(huán)外徑為9.00m，襯砌環(huán)內(nèi)徑為8.10m，襯砌環(huán)寬為1.80m，襯砌環(huán)厚為0.45m.因與襯砌單元相比，實(shí)體單元物理模型更清晰，參數(shù)相對(duì)較少且容易確定[13]，故盾構(gòu)管片采用改變強(qiáng)度參數(shù)的實(shí)體單元模擬;因地下水位低于盾構(gòu)隧道底，數(shù)值分析中不考慮滲流作用.計(jì)算中為減小模型邊界效應(yīng)的影響，隧道模型計(jì)算范圍如下:上取至地面，下取至地面以下65m，橫向取120m，因主要研究進(jìn)口端頭土體穩(wěn)定性，且模擬開(kāi)挖過(guò)程中通過(guò)開(kāi)挖面的網(wǎng)格重新劃分和單元的生成來(lái)模擬逐步開(kāi)挖和襯砌安裝，能夠較真實(shí)反應(yīng)盾構(gòu)施工不同工況下的地層響應(yīng)情況[14]，故一次性開(kāi)挖長(zhǎng)度取1個(gè)支撐管片的寬度，即1.80m，總長(zhǎng)度取72.80m．

模型底部施加x、y、z向的位移約束，模型后方施加y向位移約束，前方除盾構(gòu)井壁以外的區(qū)域施加y向位移約束，模型左右面施加x向位移約束，模型頂部為自由面，如圖3所示．

圖3 數(shù)值計(jì)算模型

Fig.3Modelofnumericalcalculation

3.2 模型計(jì)算參數(shù)

選Mohr-Coulomb本構(gòu)模型模擬土層材料，采用彈性模型模擬圍護(hù)結(jié)構(gòu)，隧道土體的開(kāi)挖采用空模型.根據(jù)地勘報(bào)告，土層參數(shù)見(jiàn)表2.圍護(hù)墻體與土體在相關(guān)參數(shù)上差距很大，其接觸面性質(zhì)非常復(fù)雜，地下連續(xù)墻與周?chē)馏w之間的相互接觸作用主要為法向粘結(jié)力和切向摩擦力[15- 16]，在墻土界面加入接觸面單元，考慮地連墻與土體之間的相對(duì)滑移.由文獻(xiàn)[17]可知，接觸面的c、φ值取相鄰?fù)馏w的0.8倍左右,法向剛度(kn)和切向剛度(ks)取周?chē)白钣病毕噜弲^(qū)域的等效剛度的10倍，計(jì)算公式見(jiàn)式(7).

表2 地層物理力學(xué)參數(shù)

(7)

式中:K為體積模量，G為剪切模量,Δzmin為接觸面法向方向上連接區(qū)域的最小尺寸．

3.3 加固范圍的優(yōu)化

通過(guò)比較分析不同縱向加固范圍盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程中地表的沉降規(guī)律[18]，尋找盾構(gòu)端頭土體加固的最優(yōu)化方案.考慮盾構(gòu)在掘進(jìn)時(shí)，掌子面前方的施工風(fēng)險(xiǎn)遠(yuǎn)大于側(cè)壁，故文中主要對(duì)縱向土體加固范圍進(jìn)行優(yōu)化，并考慮經(jīng)濟(jì)因素，橫向加固范圍選取式(5)所確定的值.因地下水位遠(yuǎn)低于隧道底部，故模擬中不考慮滲流作用;因鄰近鐵路對(duì)地表變形要求嚴(yán)格，且同步注漿需要一定時(shí)間才能達(dá)到所需強(qiáng)度，為保險(xiǎn)起見(jiàn)，模擬過(guò)程中不考慮同步注漿以及盾殼側(cè)摩阻力的影響[19- 20].在盾構(gòu)始發(fā)掘進(jìn)中，當(dāng)盾構(gòu)機(jī)安全掘進(jìn)一個(gè)機(jī)身長(zhǎng)度時(shí)，盾構(gòu)支撐管片能與盾構(gòu)機(jī)本身形成較完整的支護(hù)體系，故把盾構(gòu)掘進(jìn)一個(gè)機(jī)身長(zhǎng)度歷程作為一個(gè)風(fēng)險(xiǎn)監(jiān)測(cè)周期，根據(jù)此周期內(nèi)周?chē)h(huán)境的動(dòng)態(tài)響應(yīng)來(lái)判斷加固土體范圍是否安全穩(wěn)定，從而優(yōu)化加固范圍.Peck[21]研究表明，雙線淺埋盾構(gòu)隧道二次掘進(jìn)對(duì)地層造成的損失更大.因此考慮工程實(shí)際需要，文中首先掘進(jìn)靠近鐵路的右線，當(dāng)右線掘進(jìn)大于一個(gè)機(jī)身長(zhǎng)度時(shí)，開(kāi)始左線掘進(jìn).由表1可知，理論上可選的安全系數(shù)必須滿足k0≥1.0，故文中優(yōu)化分別選取k0=1.0，1.2，1.3，1.4，1.5，2.0;討論不同工況(見(jiàn)表3)的加固效果，并依據(jù)監(jiān)測(cè)控制指標(biāo)(見(jiàn)表4)確定安全經(jīng)濟(jì)有效的加固范圍．

表3 施工工況

1)每個(gè)循環(huán)掘進(jìn)1.8 m．

表4 監(jiān)測(cè)控制指標(biāo)

3.3.1 地表沉降分析

選取k0=1.0、1.2、1.3、1.4、1.5和2.0時(shí)的數(shù)值計(jì)算結(jié)果，對(duì)比分析不同安全系數(shù)對(duì)應(yīng)的加固范圍在盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程不同工況時(shí)的地表沉降情況，k0取1.4、1.5、2.0時(shí)的地表沉降曲面如圖4-6所示，圖中S為地表沉降，地表橫向范圍L以雙線盾構(gòu)的中心線為對(duì)稱中心，縱向范圍B以盾構(gòu)豎井井壁處為起點(diǎn).由圖4-6可知，針對(duì)選取分析的安全系數(shù)，地表沉降均未達(dá)到沉降預(yù)警值范圍;對(duì)比圖4、5發(fā)現(xiàn)，土體加固對(duì)左線隧道二次開(kāi)挖造成的地表沉降有明顯的控制作用，地表沉降的累計(jì)值控制在預(yù)警值范圍內(nèi)，且控制效果更明顯;對(duì)比圖5、6發(fā)現(xiàn)，當(dāng)k0≥1.5時(shí)，進(jìn)一步增大縱向加固安全系數(shù)在風(fēng)險(xiǎn)監(jiān)測(cè)周期不會(huì)對(duì)地表沉降的控制產(chǎn)生積極的影響．

圖4 k0=1.4時(shí)4種工況下的地表沉降曲面

Fig.4 Settlement surface of ground under four working conditions fork0=1.4

圖5 k0=1.5時(shí)4種工況下的地表沉降曲面

Fig.5 Settlement surface of ground under four working conditions fork0=1.5

3.3.2 鐵路豎向位移及不均勻沉降率分析

分析比較安全系數(shù)k0取1.0、1.2、1.3、1.4、1.5和2.0時(shí)對(duì)鐵路豎向位移及不均勻沉降率的影響，k0取1.4、1.5、2.0時(shí)的鐵路豎向沉降位移及不均勻沉降率如圖7、8所示．

圖6 k0=2.0時(shí)4種工況下的地表沉降曲面

Fig.6 Settlement surface of ground under four working conditions fork0=2.0

圖7 不同安全系數(shù)下的鐵路沉降曲線Fig.7 Railway settlement curves under different values of safety factor

數(shù)值計(jì)算結(jié)果表明，在盾構(gòu)雙線隧道掘進(jìn)過(guò)程，當(dāng)k0≥1.0即能滿足鐵路豎向沉降監(jiān)測(cè)規(guī)范要求.從圖7可以看出，當(dāng)k0≥1.5時(shí)，對(duì)應(yīng)的加固厚度能夠控制沉降槽在盾構(gòu)井一端的沉降梯度，從而保證地表的不均勻沉降率能夠滿足工程要求．

依據(jù)《鐵路線路修理規(guī)則》[24]，本工程鐵路沿線相鄰測(cè)點(diǎn)之間的不均勻沉降率要求小于0.06%，分析圖8中相鄰測(cè)點(diǎn)間沉降梯度可知，當(dāng)k0≥1.5時(shí)滿足要求．

圖8 不同安全系數(shù)下的鐵路不均勻沉降率

綜合分析盾構(gòu)端頭土體縱向加固安全系數(shù)對(duì)地表沉降、既有線路豎向位移及不均勻沉降率的影響，優(yōu)化后的端頭土體縱向加固安全系數(shù)取k0=1.5，即優(yōu)化所得的縱向加固厚度為t=4.43 m．

4 數(shù)值計(jì)算與監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)比

選用優(yōu)化所得土體縱向加固厚度對(duì)實(shí)際工程端頭地層土體進(jìn)行加固，在加固和掘進(jìn)過(guò)程中進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè).同時(shí)加固區(qū)域土體參數(shù)采用剛度等效原理

(8)

獲取，并建立數(shù)值模型分析．

工況14- 7下y=8 m與y=12 m處兩個(gè)監(jiān)測(cè)斷面地表沉降數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果的對(duì)比見(jiàn)圖9．從圖中可知:當(dāng)盾構(gòu)左右線路施工掘進(jìn)都超過(guò)一個(gè)機(jī)身長(zhǎng)度時(shí)，數(shù)值計(jì)算結(jié)果在地表沉降大小及分布規(guī)律方面較好地符合實(shí)際工程地表的沉降規(guī)律.對(duì)比發(fā)現(xiàn)盾構(gòu)井圍護(hù)結(jié)構(gòu)的計(jì)算水平位移與實(shí)際監(jiān)測(cè)值基本一致，此處未給出分析對(duì)比圖．

圖9 地表沉降的實(shí)測(cè)值與計(jì)算值對(duì)比

工況14- 7下鐵路沿線測(cè)點(diǎn)沉降的實(shí)際監(jiān)測(cè)值與數(shù)值計(jì)算結(jié)果對(duì)比見(jiàn)圖10，數(shù)值模型與實(shí)際工程中鐵路沿線監(jiān)測(cè)點(diǎn)的布設(shè)見(jiàn)圖11．

圖10 鐵路沉降實(shí)測(cè)值與計(jì)算值對(duì)比

圖11 鐵路監(jiān)測(cè)點(diǎn)布設(shè)圖

從圖10可以看出，當(dāng)盾構(gòu)左右線路施工掘進(jìn)都超過(guò)一個(gè)機(jī)身長(zhǎng)度時(shí)，數(shù)值計(jì)算結(jié)果比較合理地反映了既有線路的沉降規(guī)律;相比數(shù)值計(jì)算結(jié)果，實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)存在局部差異，可能是因?yàn)樵谀M分析中忽略了盾構(gòu)掘進(jìn)中同步注漿的影響．

5 結(jié)論

以長(zhǎng)株潭城際鐵路樹(shù)木嶺隧道淺埋盾構(gòu)區(qū)間施工為背景，結(jié)合傳統(tǒng)盾構(gòu)端頭加固范圍計(jì)算理論及有限差分?jǐn)?shù)值軟件，研究了盾構(gòu)始發(fā)端頭土體的加固優(yōu)化設(shè)計(jì)，得到如下結(jié)論:

(1)依據(jù)彈性薄板理論計(jì)算盾構(gòu)端頭土體縱向加固范圍，當(dāng)驗(yàn)算安全系數(shù)k0≥1.0時(shí)，加固土體的抗拉、抗剪強(qiáng)度以及整體穩(wěn)定性能夠滿足均布荷載模型與滑移失穩(wěn)理論模型的計(jì)算要求，且相對(duì)于抗拉安全系數(shù)與穩(wěn)定性安全系數(shù)，抗剪強(qiáng)度安全儲(chǔ)備更高．

(2)對(duì)于淺埋隧道(深徑比H/D<2)，傳統(tǒng)的圍巖擾動(dòng)極限平衡理論不再適用于計(jì)算端頭土體橫向加固范圍，可引入Terzaghi圍巖壓力理論用于計(jì)算淺埋隧道端頭土體橫向加固范圍．

(3)因?qū)嶋H工程中地下水位低于盾構(gòu)隧道底，故數(shù)值計(jì)算不考慮滲流問(wèn)題;同時(shí)，模擬過(guò)程中未考慮同步注漿的影響，因此模擬結(jié)果略顯保守．

[1] 陳饋，洪開(kāi)榮，吳學(xué)松.盾構(gòu)施工技術(shù) [M].北京:人民交通出版社，2009:168- 174．

[2] 江玉生，王春河，江華，等.盾構(gòu)始發(fā)與到達(dá)——端頭加固理論研究與工程實(shí)踐 [M].北京:人民交通出版社，2011:56- 185．

[3] JJGA日本ジェツトグラウト協(xié)會(huì).ジェツトグラウト工法 [R].東京:鹿島研究所出版會(huì)，1991:17- 24．

[4] 江華，江玉生，張晉勛.基于端頭加固理論的盾構(gòu)尺寸效應(yīng)及界限研究 [J].地下空間與工程學(xué)報(bào)，2015，11(2):321- 326． JIANG Hua，JIANG Yu-sheng，ZHANG Jin-xun.Study on size effect and boundary of EPB TBM based on strata improvement theory [J].Chinese Journal of Underground Space and Engineering，2015，11(2):321- 326．

[5] 吳韜.大型盾構(gòu)進(jìn)出洞施工技術(shù)及加固土體受力機(jī)理分析 [D].上海:同濟(jì)大學(xué)，2006:31- 64．

[6] 宋克志，王夢(mèng)恕，孫謀.淺埋盾構(gòu)隧道端頭土體穩(wěn)定性極限平衡分析 [J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2015，34(2):407- 413． SONG Ke-zhi，WANG Meng-shu，SUN Mou.Limit equili-brium analysis of soils stability at shallow tunnel end upon shield excavation [J].Chinese Journal of Rock Mecha-nics and Engineering，2015，34(2):407- 413．

[7] 曹成勇，施成華，彭立敏.盾構(gòu)進(jìn)出洞時(shí)端頭土體縱向加固范圍研究 [J].地下空間與工程學(xué)報(bào)，2016，12(1):119- 125． CAO Cheng-yong，SHI Cheng-hua，PENG Li-min.Study on the longitudinal soil reinforcing scope for shield tunne-lling breakthrough [J].Chinese Journal of Underground Space and Engineering，2016，12(1):119- 125．

[8] 朱世友，林志斌，桂常林.盾構(gòu)始發(fā)與到達(dá)端頭地層加固方法選擇與穩(wěn)定性評(píng)價(jià) [J].隧道建設(shè)，2012，32(6):788- 795． ZHU Shi-you，LIN Zhi-bin，GUI Chang-lin.Reinforcement technology for stability analysis on end soil in shield launching and arrival [J].Tunnel Construction，2012，32(6):788- 795．

[9] 孫振川.城市地鐵盾構(gòu)法隧道軟土地段端頭地層加固技術(shù) [J].西部探礦工程，2003(10):81- 83． SUN Zhen-chuan.Study on end soil reinforcement techno-logy for city metro shield tunnel in soft soil stratum [J]. West China Exploration Engineering，2003(10):81- 83．

[10] 徐龍輝.盾構(gòu)法施工地層變位機(jī)理及地表沉降規(guī)律研究 [D].長(zhǎng)沙:長(zhǎng)沙理工大學(xué)，2012:11- 19．

[11] 沈明榮，陳建峰.巖體力學(xué) [M].上海:同濟(jì)大學(xué)出版社，2006:169- 179．

[12] 陳育民.FLAC及FLAC3D基礎(chǔ)與工程實(shí)例 [M].北京:中國(guó)水利水電出版社，2009．

[13] 丁勇春.軟土底層深基坑施工引起的變形及控制研究 [D].上海:上海交通大學(xué)，2009:34- 57．

[14] 徐明，謝永寧.盾構(gòu)隧道開(kāi)挖對(duì)鄰近單樁基礎(chǔ)的影響 [J].華南理工大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2011，39(4):149- 155． XU Ming，XIE Yong-ning.Effect of shield tunneling on adjacent single-pile foundation [J].Journal of South China University of Technology(Natural Science Edition)，2011，39(4):149- 155．

[15] 范巍，王建華，陳錦劍.連續(xù)墻與土體接觸特性對(duì)深基坑變形分析的影響 [J].上海交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2006，40(12):2118- 2121． FAN Wei，WANG Jian-hua，CHEN Jin-jian.The evaluation of deformation induced by excavation considering the properties of diaphragm-soil interface [J].Journal of Shanghai Jiaotong University，2006，40(12):2118- 2121．

[16] 李東海，劉軍，王夢(mèng)恕，等.盾構(gòu)直削始發(fā)基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)變形數(shù)值分析與監(jiān)測(cè)研究 [J].土木工程學(xué)報(bào)，2015，48(1):212- 216． LI Dong-hai，LIU Jun，WANG Meng-shu，et al.Study on numerical analysis and monitoring of deformation of shield-driven deep foundation pit enclosure structure cuted directly [J].China Civil Engineering Journal，2015，48(1):212- 216．

[17] 胡黎明，濮家騮.土與結(jié)構(gòu)物接觸面物理力學(xué)特性試驗(yàn)研究 [J].巖土工程學(xué)報(bào)，2001，23(4):431- 435． HU Li-ming，PU Jia-liu.Experimental study on mechanical characteristics of soil-structure interface [J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2001，23(4):431- 435．

[18] 王長(zhǎng)虹，柳偉.盾構(gòu)隧道施工對(duì)地表沉降及臨近建筑物的影響 [J].地下空間與工程學(xué)報(bào)，2011，7(2):354- 360． WANG Chang-hong，LIU Wei.Mechanical influence of shield tunnel construction on earth surface and neighbo-ring building [J].Chinese Journal of Underground Space and Engineering，2011，7(2):354- 360．

[19] 王非，繆林昌，黎春林.考慮施工過(guò)程的盾構(gòu)隧道沉降數(shù)值分析 [J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2013，32(1):2908- 2914． WANG Fei，MIAO Lin-chang，LI Chun-lin.Numerical analysis of shield tunnel settlement considering construction process [J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2013，32(1):2908- 2914．

[20] 梁榮柱，夏唐代，林存剛，等.盾構(gòu)推進(jìn)引起地表變形及深層土體水平位移分析 [J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2015，34(3):583- 593． LIANG Rong-zhu，XIA Tang-dai，LIN Cun-gang，et al. Analysis of ground surface displacement and horizontal movement of deep soils induced by shield advancing [J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Enginee-ring，2015，34(3):583- 593．

[21] PECK R B.Deep excavations and tunneling in soft ground [C]∥Proceedings of the 7th International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering.Mexico:Sociedad Maxicana de Mecanica de Suelos，1969:225- 290．

[22] 中華人民共和國(guó)住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部.盾構(gòu)法隧道施工與驗(yàn)收規(guī)范:GB 50446—2008 [S].北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社,2008:45- 47．

[23] 中華人民共和國(guó)住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部.建筑基坑工程監(jiān)測(cè)技術(shù)規(guī)范:GB 50497—2009 [S].北京:中國(guó)計(jì)劃出版社,2009:25- 27．

[24] 中華人民共和國(guó)鐵道部.鐵路線路修理規(guī)則 [M].北京:中國(guó)鐵道出版社，2006．

Reinforcement Optimization of Starting Stratum of Earth-Pressure Balance Shield

DINGWan-taoLIUKe-qiWANGXuZHUJianLIShu-cai

(Geotechnical and Structural Engineering Research Center,Shandong University,Jinan 250061,Shandong,China)

As such accidents as landslide and water (mud,sand) gushing constantly occur in the starting and arriving stratums in the process of shield construction of subway tunnel,the reinforcing design of stratum in these areas should be optimized.In this paper,firstly,by taking the actual reinforcement in the starting stratum of the Shumuling shield tunnel of Changsha-Zhuzhou-Xiangtan inter-city railway for example,the longitudinal reinforcement range of end soil under different safety factors was calculated in light of elastic thin plate theory,and the strength and stability of the soil were calculated by means of strength theory and sliding instability theory.Secondly,the transverse reinforcement range of end soil of shallow shield was determined by means of Terzaghi’s theory of rock pressure.Then,the influence of different reinforcement ranges on the surrounding environment was analyzed via FLAC3D modeling.Moreover,according to the relevant monitoring specifications and design documents,the optimized reinforcement range of end soil was determined from the viewpoints of economy and stability,and the optimized range was finally used in the actual engineering.The numerical simulation results accord with the actual monitoring ones well,which means that the optimal design scheme is feasible.

earth-pressure balance shield;starting stratum;reinforcement optimization;safety factor;numerical simulation

2016- 04- 07

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(41572275);山東省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(ZR2012EEM006) Foundation items: Supported by the National Natural Science Foundation of China(41572275) and the Natural Science Foundation of Shandong Province(ZR2012EEM006)

丁萬(wàn)濤(1975-),男,博士,副教授,主要從事巖土工程穩(wěn)定性及耐久性研究.E-mail:dingwantao@sdu.edu.cn

1000- 565X(2017)05- 0105- 08

U 459.2

10.3969/j.issn.1000-565X.2017.05.015