郭文學，惠海鵬，陳芋如，顧金濤，姜維，黃鈺程*

（1.中交一公局第八工程有限公司，天津 300170；2.蘇州大學，江蘇 蘇州 215141）

0 引言

盾構(gòu)法因其具有較高的安全性以及施工操作不受氣候條件制約等優(yōu)勢在隧道施工中被廣泛應(yīng)用，但是目前盾構(gòu)始發(fā)和到達掘進技術(shù)仍是限制盾構(gòu)法應(yīng)用的主要因素[1-5]。在自穩(wěn)性差和滲透性高的富水軟弱地層如松散狀粉砂土層中施工時，端頭部位易發(fā)生破壞，更需引起重視[6-9]。

近年來，隨著計算機技術(shù)不斷發(fā)展，顆粒流離散元等數(shù)值軟件在模擬隧道開挖盾構(gòu)掘進等地下工程項目中發(fā)揮了重要作用。龍飛[10]根據(jù)某項目建立顆粒流離散元數(shù)值模型，對盾構(gòu)隧道下穿既有隧道開挖斷面的破壞狀況、支護力隨開挖位移的變化以及地表沉降進行分析。傅金陽等[11]對盾構(gòu)隧道掘進建立有限元與離散元耦合模型，根據(jù)不同掘進方式與不同地層條件對開挖面進行穩(wěn)定性分析。王俊等[12]應(yīng)用顆粒流離散元技術(shù)，研究盾構(gòu)隧道施工過程中的水、土壓力分布。武力等[13]運用顆粒流離散元法對模擬改性土的流動狀態(tài)進行研究，并提出改性土顆粒流離散元的本構(gòu)模型。

此外，嚴戰(zhàn)友等[14]提出盾構(gòu)機盾體掘進至端頭盾構(gòu)接收井時，盾構(gòu)機外殼與接收井洞門之間不能完全緊密貼合，可能會導致洞門涌水涌沙、盾構(gòu)機體周圍土體坍塌、周邊管線受影響損壞開裂及地表沉降等風險。

在軟土中采用盾構(gòu)法進行隧道施工會引起隧道上方的地表下沉。為了在設(shè)計和施工中采取合理的措施以減少和控制地表沉降，本文以蘇州軌道交通8 號線裕新路站為例，提出端頭加固的設(shè)計方案。利用顆粒流離散元軟件模擬盾構(gòu)進出洞的土體變形過程，研究端頭土體隨時間的應(yīng)力變化并分析土體頂部的沉降變形。

1 項目概況

1）管線布置

蘇州軌道交通8 號線裕新路站，位于蘇州工業(yè)園區(qū)松濤街與裕新路交叉口東側(cè)，呈南北走向，為地下兩層雙框架島式車站。車站大小里程端頭井均作盾構(gòu)始發(fā)?，F(xiàn)場進行端頭加固時管線改遷已基本完成，加固區(qū)域內(nèi)無影響施工的管線。改遷后管線情況為松濤街下存在1 根DN600 給水管、DN200 燃氣管、DN600 污水管，2 根DN400—DN900 雨水管、1 路10 kV 電力管道以及1 路信息通道。裕新路東西方向改遷后存在1 根DN500給水管、1 根DN200 燃氣管、1 路10 kV 電力管道以及1 路信息通道，全部過主體上方管廊。施工前端頭井周邊管線布置情況如表1 所示。

表1 端頭井周邊管線統(tǒng)計表Table 1 Statistical data of pipelines around end wells

2）端頭加固設(shè)計方案

端頭加固體采用?850@600 三軸攪拌樁，土體加固區(qū)長度共12 m，加固區(qū)寬度為盾構(gòu)隧道二襯結(jié)構(gòu)外包邊緣每側(cè)水平外伸3 m，豎向加固區(qū)范圍為盾構(gòu)隧道二襯結(jié)構(gòu)外包邊緣豎向外伸上下各3 m。圖1 為端頭井加固平、剖面圖。加固處理過后的土體應(yīng)具有均質(zhì)性、自立性好的特點，其中加固區(qū)A 區(qū)28 d 無側(cè)限抗壓強度應(yīng)大于等于1.0 MPa，加固體滲透系數(shù)應(yīng)不超過1.0×10-7cm/s，B 區(qū)28 d 無側(cè)限抗壓強度應(yīng)不小于0.5 MPa，加固體滲透系數(shù)不超過1.0×10-6cm/s。

圖1 端頭井加固平、剖面圖Fig.1 Plan and section of end wells reinforcement

3）端頭加固土層概況

現(xiàn)場土層按其工程特性的差異性，可劃分為6 個工程地質(zhì)層，分別為：①1雜填土，③1黏土，③2粉質(zhì)黏土，④1粉質(zhì)黏土，⑤1粉質(zhì)黏土，⑥2粉質(zhì)黏土。

具體特征情況如表2 所示。

表2 端頭加固土層地質(zhì)情況表Table 2 Geology situation of end reinforcement

2 質(zhì)量控制

三軸攪拌樁施工前進行工藝性試驗，收集三軸攪拌樁機實際施工過程中的噴漿量、鉆進速度、鉆桿提升速度以及每工作延米攪拌頻次等參數(shù)。待試樁各數(shù)據(jù)經(jīng)第三方檢測滿足設(shè)計參數(shù)和質(zhì)量控制要求后，方可進行大范圍施工。

步履式打樁機配置有大型加寬式底盤，其移動方式為液壓式，在基座固定位置主架具有可旋轉(zhuǎn)任意角度、轉(zhuǎn)動速度快以及操作穩(wěn)定性高等優(yōu)點。

加固施工前探明加固區(qū)域內(nèi)管線及地下障礙物，對改遷后的管道進行嚴密封堵，防止泥漿流失。清障前施工以及監(jiān)理現(xiàn)場確認時應(yīng)留好影像資料。清障后進行水泥土分層回填并壓實以滿足步履式樁機承載力需求。

三軸攪拌樁的水灰比為1.5，泥漿比重為1.364。采用2 根注漿管1 根氣管進行施工，施工過程中嚴格控制下鉆和提升速度。三軸攪拌樁工藝參數(shù)如表3 所示。

表3 三軸攪拌樁工藝參數(shù)Table 3 Process parameters of triaxial mixing pile

3 進出洞土體變形顆粒流模擬

3.1 細觀參數(shù)的選定

為進一步研究端頭加固效果，運用顆粒流離散元軟件模擬盾構(gòu)隧道端頭土體的變形過程。在模擬中，通過單軸或雙軸壓縮試驗進行參數(shù)標定。

在建模過程中，ball-ball 接觸與ball-facet 接觸會貫穿始終，因此選用線性模型作為本次模擬的接觸剛度模型。將接觸顆粒簡化為兩端點在顆粒中心的彈性梁，若顆粒A和顆粒B接觸，則梁的半徑為：

式中：R(A)、R(B)分別為接觸顆粒的半徑。

相互接觸顆粒之間的受力特性，相當于彈性梁端部受純軸向或純切向荷載，此時梁斷面面積A與慣性矩I為：

式中：t為假設(shè)的顆粒圓盤厚度。

取法向接觸剛度與切向接觸剛度分別為：

式中：EC為接觸楊氏模量。

模型試樣的主要接觸參數(shù)具體取值如表4所示。

表4 模型試樣的細觀參數(shù)Table 4 Meso-structure parameters of the model specimen

模擬具體步驟為：生成試樣，預壓，加自重，生成染色網(wǎng)格，最后破除三軸攪拌樁。根據(jù)模型相似比關(guān)系，設(shè)置重力加速度為100g（1g=9.8 m/s2）以達到重力平衡。為了清楚直觀地觀察端頭土體位移以及生成的滑移剪切帶，加自重后將土體進行染色以形成網(wǎng)格。

最終得到盾構(gòu)隧道端頭土體漸進性破壞模型長2 m，高1 m，埋深0.48 m。隧道直徑為0.2 m，顆?？倲?shù)為26 754 個。

3.2 端頭土體變形發(fā)展

破除三軸攪拌樁之后，模型在不同計算階段的盾構(gòu)隧道端頭土體顆粒的位移變化如圖2 所示。整個計算過程經(jīng)歷時間為6 s，從土體顆粒在不同計算階段的破壞發(fā)展來看，土體的破壞過程呈漸進性。

由圖2 可知，當t= 1 s 時，端頭土體在上覆土體的自重下被壓縮，然后顆粒開始向攪拌樁外側(cè)擠出并掉落；當t= 2 s 時，下落的土體顆粒逐漸增多，染色網(wǎng)格發(fā)生變形，土體位移范圍向內(nèi)部擴展，同時攪拌樁一側(cè)土體頂部開始形成塌落拱；當t= 6 s 時，整個模型計算過程結(jié)束，頂部土體出現(xiàn)明顯的沉降槽，土體破壞范圍近一步擴大，染色網(wǎng)格出現(xiàn)了明顯的彎曲變形，形成圓弧滑移剪切帶。

圖2 端頭土體的破壞情況Fig.2 Damage of the soil at shield ends

圖3為土體的位移場云圖，隨著時間的推移，最終土體形成了明顯的滑移界限輪廓和較大的滑移范圍。由于松散土體為均質(zhì)體，各個顆粒在各方向的抵抗能力相同，滑動沿著力矩相同的軌跡滑出，形成圓弧形滑動面，滑移半徑約為0.77 m。圖中粗實線為土體位移發(fā)展最終形成的圓弧剪切帶。可以明顯觀察到，剪切帶形成過程中，多呈現(xiàn)局部集中分布。

圖3 端頭土體顆粒位移云圖Fig.3 Cloud map of particle displacement of the soil at shield ends

圖4為模型中計算結(jié)束時土體中接觸應(yīng)力分布圖，由圖可知，隨著端頭土體不斷被破壞，盾構(gòu)隧道端頭土體接觸應(yīng)力呈減小趨勢。

圖4 接觸應(yīng)力分布圖Fig.4 Profile of contact stress

3.3 計算結(jié)果分析

在盾構(gòu)隧道的洞口設(shè)置監(jiān)測點，以觀察端頭土體隨時間的應(yīng)力變化，監(jiān)測點布置如圖5 所示。監(jiān)測曲線如圖6 所示，分別監(jiān)測土體x方向正應(yīng)力σx，剪應(yīng)力τxy，以及y方向的正應(yīng)力σy。

圖5 監(jiān)測點布置Fig.5 Placement of monitoring site

圖6 端頭土體應(yīng)力變化曲線Fig.6 Stress variation curve of the soil at shield ends

由圖6 可知，盾構(gòu)隧道端頭土體的滑移和破壞呈漸進性破壞的特征，洞門打開之后，洞口處的土體不斷先向外移動然后掉落，因此2 個方向的正應(yīng)力呈總體下降的趨勢，且y方向的正應(yīng)力與x方向正應(yīng)力相比較大，峰值應(yīng)力為100.01 kPa。

盾構(gòu)推進對圍巖的摩擦以及擾動會引起地表沉降。由圖2（c）可知，模型計算結(jié)束時，攪拌樁一側(cè)的土體頂部出現(xiàn)明顯的沉降槽，圖7 為頂部土體的沉降曲線。隨著時間的推移，向外鼓出并下落的土體顆粒逐漸增多，位移較大的顆粒所占的區(qū)域逐漸擴大，頂部土體的沉降位移隨時間呈非線性增長，最終的沉降達到25.20 mm。

圖7 頂部土體沉降曲線Fig.7 Settlement curve of top soil

4 結(jié)語

本文以蘇州軌道交通8 號線裕新路站為例，為保證端頭加固的質(zhì)量，在施工過程中采取一系列控制措施，并利用顆粒流離散元軟件對端頭土體變形情況進行模擬，得到以下結(jié)論。

1）為確保加固質(zhì)量，在施工前對樁進行工藝性試驗，施工過程中嚴格控制下鉆和提升速度，并嚴格控制各項參數(shù)。

2） 在整個數(shù)值模擬過程中，隨著時間的推移，土體形成了明顯的滑移界限輪廓和較大的滑移范圍，滑移半徑約為0.77 m，最終形成圓弧剪切帶。

3）盾構(gòu)隧道端頭土體呈漸進性破壞特征，土體由于不斷下落，其正應(yīng)力呈總體下降的趨勢。頂部土體的沉降位移隨時間呈非線性增長，最大沉降達到25.20 mm。