盾构始发端头化学加固范围及加固工艺研究

图 3 滑移失稳理论计算模型
312 土体加固范围设计
1)根据相关工程经验 ,取加固土体的 90 d单轴抗
压强度为
fcu90
=
1
M
Pa;
抗剪强度
τ c
= 013 M Pa;极限抗
拉强度
σ t
应为单轴抗压强度
fcu90的
10
%
～15
%
,取
σ t
= 01133 M Pa。采用日本规范公式 , 开挖直径 D1 为
215
310
H1
115
210
215
310
315
H2
110
110
115
210
310
212 板块理论模型
对于纵向加固长度的确定 ,假定加固土体为整体
板块 ,根据日本 JET GROT协会 ( JJGA )规范 [ 6 ]中所采
用的计算公式 ,纵向加固长度 h应为
h=
K0βPD21
1 2
4σt
(4)
式中 , P为封门中心处的水土压力合力 ; D1 为封门直
R 的范围内 ,根据摩尔库仑破坏条件 ,从塑性松动圈应
力平衡和破坏条件建立平衡方程
σθ
-
σ r
=
2C;
9σr 9r
=
(σθ
-
σ r
)
r
(1)
代入边界条件
r
=
R
,
σ r
=σm ,
r = a,σr
= 0 (各符号
的含义如图 1所示 )得
lnR + Rγt = Hγt + lna
(2)
2C 2C
其中 , R 为到塑性范围外侧的距离 ;γt 为上覆土体的平 均容重 ; C 为改良土体的黏聚力 ; H为到隧道中心的覆
(同 a) ; B 为洞周两侧改良土体的宽度 ; H1 为洞周上
部加固土体厚度 ; H2 为洞周下部加固土体厚度 。
表 1 土体横向加固尺寸经验值
m
盾构外径 参数
110≤D < 310 310≤D <510 510≤D <810 810≤D < 1210 1210≤D <1510
B
110
115
210
1 盾构隧道端头常用土体加固方式
2 盾构始发端头土体加固设计
盾构隧道端头封门拆除后掌子面暴露时 ,端头土 体容易产生滑坡坍塌和涌水 。因此 ,必须对封门后一 定范围的 土 体 进 行 加 固 , 使 其 强 度 提 高 , 渗 透 性 减 弱 [ 5 ] 。盾构隧道端头常用的加固方式有高压喷射注 浆法 、深层搅拌法 、SMW 工法 、人工冻结法 、注浆法 、素
0 引言
盾构始发是指在始发工作井内利用临时组装的管 片 、反力台架等设备 ,使盾构机离开台架经井壁上的始 发口沿指定路线推进的一系列作业 。盾构始发是盾构 隧道施工中的事故多发阶段 ,存在着较大的风险 [ 1 ] 。 盾构隧道端头土体的加固是盾构始发施工中的一个重 要组成部分 ,合理选择端头土体的加固方式是保证盾 构隧道顺利施工非常重要的环节 。端头土体加固与一 般地基加固的不同之处是不仅仅要有强度要求 ,还要 有抗渗透性要求 ,同时考虑安全可行性 、施工方便性 、 经济可行性 、环境可行性等 。另外 ,保证盾构始发阶段 加固土体的强度和安全性 ,确定土体加固的范围 ,是盾 构隧道施工中必须解决的问题 [ 224 ] 。
2010年第 2期
铁 道 建 筑 Railway Engineering
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文章编号 : 100321995 (2010) 0220047205
盾构始发端头化学加固范围及加固工艺研究
胡 俊 1 ,杨 平 1 ,董朝文 2 ,马天文 2 ,张 婷 1
(11南京林业大学 土木工程学院 ,南京 210037; 21苏州轨道交通有限公司 ,江苏 苏州 215003)
压力 P /M Pa
开挖直径 D1 /m
土的泊松比 μ 加固体厚度
h /m
最大弯拉应力
σ max
/MPa
抗拉强度
σ t
/M
Pa
计算安全系数 K1
01153 55
617
0125
4183
0109
01133
11478
压力 P /M Pa 01153 55
表 4 最大剪应力验算结果
开挖直径 D1 /m 加固体厚度 h /m
为地面荷载
P引起的下滑力矩 , M p
=
PD
2 1
/ 2;
M 1γ为上
部覆土厚度为 H 的土体自重引起的下滑力矩 , M 1γ =
γH0 D21 /2; M 2γ为滑移圆环线内土体的下滑力矩 , M 2γ =
γD
3 1
/ 3。土体产 生的 抵 抗下 滑 力 矩为
Md
=M r
+ΔM r ,
其中 M r 为土体改良以前的抵抗力矩 , M r = CπD21 /2 + H0 CD1 ;ΔM r 为土体改良以后增加的抵抗力矩 ,ΔM r =
隧道的直径和埋深不同 ,滑移的模式也不一样 ,目
前国内设计中对于黏性土加固土体稳定性多采取图 3
所示的模型进行验算 。加固土体在地面荷载 P 和上
部土体作用下可能沿某滑动面向洞内整体滑动 ,假定
滑动面下部是以端墙开洞外顶点 O 为圆心 、开挖直径
D1 为半径的圆弧面 ,整个滑移面如图 3 中虚线所示 。 则引起的下滑力矩为 : M x = M p + M 1γ + M 2γ, 其中 , M 1
横向加固尺寸的确定与注浆工法相同 ,盾构在掘 进过程中 ,周围土体受到挤压切削扰动 ,产生半径为 R
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铁 道 建 筑
February, 2010
的塑性范围 ,如图 1 所示 。塑性范围可按隧道上部松
动的方法推求 ,在挖掘地层的情况下 ,地层中土应力失
去平衡 ,掘削端面的周围将产生附加应力 。在 a < r <
理论求得 ,强度验算公式为
P
σ max
=
1 2
D1
h2
2
×3 8
( 3 +μ)
σ ≤ t;
K1
τ max
=
PD1
τ ≤c
4h K2
(5)
式中
K1 和
K2
分别为最大弯曲应力
σ m
ax和最大剪应力
τ m
ax的计算安全系数
。
2010年第 2期
盾构始发端头化学加固范围及加固工艺研究
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214 应用滑移失稳理论进行验算 (黏性土 )
617 m ,南端头盾构隧道中心埋深为 1114 m ,根据计
算 ,该封门中心处的水土压力 P = 153155 kPa,故纵向
加固长度 h可计算
h=
K0βPD
2 1
4σt
1 2
=
1. 5 ×1. 2 ×0. 153 55 ×6. 72 4 ×0. 133
1 2
= 4. 83 m
土层名称 ①素填土层 ③21黏土层 ③22粉质黏土层 ④21b粉土层 ④22粉砂层 ⑤粉质黏土层 ⑥21黏土层
ΔCθD21 。土体抗滑移失稳安全系数 K3 = M d /M x 。其 中 , C 为加固前土体的黏聚力 ;ΔC 为加固后土体增加
的黏聚力 ; H0 为上覆土体的厚度 ;θ如图 3所示 。
3 工程实例验算
311 工程概况 苏州乐园站为苏州地铁一号线自西向东的第 5座
车站 ,车站位于苏州新区金山路以南 、长江路西侧的苏 州乐园东北角停车场处 。苏州乐园站南端头盾构隧道 穿越 ④21b稍密粉土层 、④22稍密粉土层 ～中密粉土 ～粉 砂层 ,顶板位于 ④21b稍密粉土层 ,底板位于 ④22稍密粉 土层 ～中密粉土 ～粉砂层 。根据工程类比 ,采用的加 固方式为 : <850 mm @600 mm 三轴深层搅拌桩进行端 头加固施工 ,搅拌桩与车站围护连接部位相切并在接 缝处采用单排 <800 mm @600 mm 的双重高压旋喷桩 进行接缝处理 。由于隧道顶板位于 ④21b层 ,隧道底板 位于 ④22层 ,均为渗透性较强的粉土和粉砂层 ,易造成 流水 、流砂 ,引起塌陷 ,所以 ,应在加固体四周布置降水 井作为应急措施 ,应对意外情况发生 。根据勘查报告 , 苏州乐园站南端头盾构始发时所涉及土层的部分物理 力学参数如表 2所示 。
径 ;σt 为加固土体的极限抗拉强度 ; 安全系数 K0 取
115～210,计算系数 β取 112。
213 应用静力理论进行验算 (砂性土 )
以单圆为例 ,将加固土体视为厚度为 h 周边自由
图 1 扰动理论模型
图 2 塑性圈与改良土体宽度
支撑的弹性圆板 ,在外侧水土压力作用下 ,板中心处的
最大弯曲应力和支座处的最大剪力按照弹性力学板块
最大剪应力
τ m ax
/M
Pa
617
4183
01053 2
抗剪强度
τ c
/M
Pa
013
计算安全系数 K2 51639
2)用静力理论公式进行验算 ,计算结果见表 3 和 表 4。由此可见 ,当加固土体厚度为 4183 m 时 ,其强 度能够满足要求 。
3)土 体 的 下 滑 力 矩 : M x = M p + M 1γ + M 2γ = 0 + 3 47318 + 1 93219 = 5 40617 kN·m;设加固土体黏聚力 C = 150 kPa, 则计算出抵抗下滑力矩 M d =M r +ΔM r = 1 66814 + 4 88519 = 6 55413 kN·m, 因此土体的抗滑移 失稳安全系数为 K3 =M d /M x = 1121。可以看出 C = 150 kPa时 ,加固土体在抗滑移失稳方面能够满足要求。
1)化学加固方式 (高压喷射注浆法 、深层搅拌法 、 注浆法 、素混凝土灌注桩法等 ) ;
2)物理加固方式 (冻结法 、降水法等 ) 。 对于软土地区 ,常用的加固方式有水泥土深层搅 拌桩 +高压旋喷桩 、素 SMW 工法桩 (三轴搅拌桩 ) + 高压旋喷桩 、高压旋喷桩等 。采用最多的是素 SMW 工法桩 (三轴搅拌桩 ) +高压旋喷桩 (或注浆 )的加固 方式 。当受地面环境限制或具有含水砂层时 ,可采用 水平冻结法进行加固 [ 728 ] 。
所示 ,则有
β = a rcco s
a
-
π
-
<
;
a + H1
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B = ( a + H1 ) co sβ - a
(3)
盾构隧道下部不存在土体坍塌问题 ,主要取决于
防水性能 ,一般取 H2 ≥1 。 m[ 9210 ] 根据国内盾构软土地层施工经验 ,构造上横向加
固尺寸取值如表 1 所示 [ 6 ] 。其中 , D 为盾构机外 径
土深度 ; a为盾构机外径 。由此 , 可以求出 R, 则洞周
上部加固土体厚度为 R - a, 计入安全系数后 , H1 = k (R - a ) 。据朗肯土压力理论 , 土体破坏角为 π /4 +
< /2,又根据塑性松动圈观点 , 洞周两侧改良土体的宽
度 B 应为 π /4 + < /2 的破坏线与塑性圈交点 ,如图 2
厚度 /㎜ 3 100 600 2 900 4 400 4 700 20 000 1 100
表 2 盾构始发时所涉及土层的参数
重度 γ/ ( kN /m3 )
泊松比
Biblioteka Baidu压缩模量 /M Pa
1913
0137
4183
2010
0136
7116
1911
0131
6159
1910
0125
11113
1915
0124
15123
混凝土灌注桩法和降水法等 。土体加固可以采用一种 工法或多种工法相结合的加固手段 ,加固方式选择的 主要依据有 :土质种类 (黏性土 ,砂性土 ,砂砾土 ,腐植 土等 ) ;加固深度和范围 ;加固的主要目的 (防水或强 度提高 ) ;土体渗透系数和贯入次数 ;工程的规模和工 期等 [ 6 ] 。加固方式可以分为以下二大类 :
摘要 :盾构始发是盾构隧道施工中的关键风险点 ,确定始发端头土体加固的范围及加固工艺是盾构隧道 施工必须解决的关键问题 。通过盾构隧道端头常用土体加固方式与相关计算理论及模型的讨论 ,结合 苏州地铁苏州乐园站南端头盾构始发工程理论计算与验算 ,研究了软土地区常用加固方式的加固时机 与加固技术参数 。研究结果表明 ,苏州轨道交通一号线软土加粉土和粉砂地层采用三轴深层搅拌桩 + 高压旋喷桩的加固方式安全可行 ;抗滑移验算对安全系数起主导因素的是加固土体的黏聚力 C;土体扰 动极限平衡理论计算得出的横向加固尺寸小于工艺构造要求 ,只要能够满足工艺构造要求 ,土体在抵抗 扰动上就有足够的安全系数 ;并提出了苏州地铁始发端头具体加固范围和加固时机 。 关键词 :盾构始发 加固工艺 加固范围 加固时机 中图分类号 : TU432; U455143 文献标识码 : A
收稿日期 : 2009209215;修回日期 : 2009211220 基金项目 :苏州市科技局苏州轨道交通专项课题 ( Zxj0802) 。 作者简介 :胡俊 (1983— ) ,男 ,四川乐山人 ,博士研究生 。
国内关于盾构始发和到达土体加固计算的文献较 少 ,有关端头加固土体的设计理论尚不成熟 ,很多情况 下仍采用工程类比 。主要设计理论有 :土体扰动极限 平衡理论 (确定横向加固尺寸 ) ;板块理论 、静力理论 和滑移失稳理论 (确定纵向加固长度 ) 。静力理论和 滑移失稳理论分别适用于砂性土和黏性土 。 211 土体扰动极限平衡理论
1911
0129
5163
2012
0132
7151
C / kPa 2314 6717 2014
619 519 1819 6215
内摩擦角 < / ( °) 913 1211 2010 2818 2918 1616 1210
50
铁 道 建 筑
February, 2010
表 3 最大弯拉应力验算结果