趙 軍

(中鐵隧道集團有限公司杭州公司，浙江杭州 300133)

0 引言

盾構(gòu)法隧道施工因具有對周邊環(huán)境影響小、施工進度快、安全等優(yōu)點，而被廣泛應(yīng)用于城市地鐵、電力等隧道施工中。雖然盾構(gòu)施工技術(shù)日漸成熟，但由于施工技術(shù)和土體性質(zhì)的特點，盾構(gòu)施工難免會引起地層移動和地表變形［1］。當?shù)乇碜冃芜^大時，會導(dǎo)致周邊建(構(gòu))筑傾斜、倒塌，因此，必須對地表變形進行可靠的預(yù)測才能有效控制地表變形。

國內(nèi)外對盾構(gòu)施工引起的地表變形進行了大量的分析研究。Peck［2］通過大量工程監(jiān)測資料進行反分析，提出隧道施工引起的地表沉降槽可以用高斯分布擬合，采用地層損失率估算地表變形。這個公式在世界范圍內(nèi)應(yīng)用廣泛，成為研究盾構(gòu)施工引起地表變形的經(jīng)典公式。Attewell等［3］和 Rankin［4］總結(jié)了經(jīng)驗方法，提出了新的地表沉降槽經(jīng)驗公式，并認為對于一個確定的工程，地表變形取決于地層損失率(Vl)和沉降槽寬度系數(shù)(K)。地層損失率以及寬度系數(shù)決定沉降的大小，寬度系數(shù)還決定沉降槽的形狀。韓煊等［5］從Peck公式是基于實測資料提出的經(jīng)驗公式出發(fā)，通過對已有工程實測數(shù)據(jù)進行統(tǒng)計分析，對Peck公式在我國的適應(yīng)性進行研究，并得出相關(guān)地區(qū)計算參數(shù)參考取值。劉招偉等［6］、李曙光等［7］等通過對實測數(shù)據(jù)進行分析，總結(jié)了地表變形的影響范圍和影響因素。于寧等［8］、姜忻良等［9］分別采用不同數(shù)值方法對盾構(gòu)施工的動態(tài)過程進行模擬，并對其引起的地表變形進行分析。朱忠隆等［10］將土體視為隨機介質(zhì)，通過隨機預(yù)測法對盾構(gòu)施工引起的土體損失進行預(yù)測。

隨著盾構(gòu)法隧道應(yīng)用的推廣，盾構(gòu)施工引起的地表沉降的預(yù)測越來越受到重視，國內(nèi)外對地表沉降的預(yù)測研究主要是建立襯砌環(huán)－土體－盾構(gòu)相互作用的三維有限元模型，并進行數(shù)值模擬計算，從而對地表沉降的影響參數(shù)進行預(yù)測，計算過程中沒有考慮盾構(gòu)姿態(tài)對地表沉降的影響。

杭州地鐵2號線某盾構(gòu)區(qū)間在施工過程中出現(xiàn)盾構(gòu)上浮、地表沉降無法有效控制的狀況。本文從該盾構(gòu)區(qū)間實際施工過程出發(fā)，考慮盾構(gòu)姿態(tài)對地表沉降的影響，建立盾構(gòu)隧道上浮和盾構(gòu)隧道水平2種工況下，考慮盾構(gòu)、土體和襯砌環(huán)相互作用的有限元計算模型，對盾構(gòu)掘進過程進行模擬計算，計算中分別采用不同的地層損失率，將計算結(jié)果與實測結(jié)果以及Peck經(jīng)驗公式進行對比分析，得出杭州地鐵盾構(gòu)隧道不同工況下施工引起地表變形的地層損失率這一重要參數(shù)，為今后施工提供參考。

1 工程概況

1.1 工程地質(zhì)概況

杭州地鐵2號線某盾構(gòu)區(qū)間位于杭州市蕭山區(qū)，隧道埋深10.0～16.4 m，采用2臺土壓平衡盾構(gòu)施工，穿越主要土層為③52砂質(zhì)粉土、③61砂質(zhì)粉土夾粉砂、③7砂質(zhì)粉土夾淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土、⑥1淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土、⑥2淤泥質(zhì)黏土。其中，③層為粉性土和砂性土，性質(zhì)為稍密－中密，⑥層為流塑狀飽和軟黏土，這2層土各占盾構(gòu)掘進高度范圍的一半左右。

1.2 工程設(shè)計概況

本工程圓形區(qū)間隧道外徑φ6 200 mm，內(nèi)徑φ5 500 mm，管片厚度350 mm，管片寬度1 200 mm，采用預(yù)制鋼筋混凝土管片錯縫拼裝，混凝土強度等級為C50，抗?jié)B等級為S10，襯砌全環(huán)由1個封頂塊、2個鄰接塊及3個標準塊構(gòu)成。管片環(huán)與環(huán)之間用16根M30的縱向螺栓相連接，沿圓周均勻布置，每環(huán)管片塊與塊之間以12根M30的環(huán)向螺栓連接。襯砌環(huán)面設(shè)凹凸榫，單環(huán)管片縱縫間不設(shè)凹凸榫，設(shè)置定位棒。接縫防水由擋水條與EPDM彈性橡膠密封墊組成雙道防水。

2 三維模型的建立

2.1 模型邊界的確定

三維建模通過地層應(yīng)力釋放系數(shù)來控制地層損失率，采用六面體單元對土體進行劃分，采用Midas GTS建立三維有限元模型進行模擬。隧道頂部埋深16 m，模型尺寸為長50 m，寬24 m，高37.5 m，隧道沿推進方向分為20環(huán)。土體的側(cè)面都約束了水平位移，底面約束了豎向位移，千斤頂?shù)耐屏σ约泻奢d的形式施加于襯砌環(huán)節(jié)點上，每個節(jié)點數(shù)值相同，節(jié)點為22個，千斤頂集中荷載之和等于掘進過程中設(shè)定的土壓力與盾構(gòu)刀盤面積乘積。

模擬分為2組，第1組研究隧道水平掘進時的地表沉降規(guī)律，選取盾構(gòu)區(qū)間上行線160～180環(huán);第2組研究隧道掘進過程中逐漸上浮時的地表沉降規(guī)律，選取盾構(gòu)區(qū)間上行線398～418環(huán)。其中，第2組計算過程中，結(jié)束位置比開始位置上抬了0.2 m，即每環(huán)隧道上升0.01 m。2組總體模型和隧道模型見圖1和圖2。

圖2 第2組模型網(wǎng)格圖(上浮姿態(tài))Fig.2 Finite element model 2:Floating-upward posture

2.2 模型參數(shù)選取

模型中地層從上到下分為7層，摩爾－庫侖模型參數(shù)見表1。其中，隧道位于砂質(zhì)粉土和淤泥質(zhì)黏土土層中，上硬下軟。

2.3 施加荷載

1)施工模擬中只考慮了掘進面推力、注漿壓力、千斤頂推力等主要荷載，對于刀盤的切削力、盾殼與土體之間的摩擦力等次要的力沒有考慮。掘進面推力取230 kPa，注漿壓力取0.3 MPa，硬化后注漿層彈性模量取30 MPa。

表1 土層力學性能參數(shù)表Table 1 Parameters of soil strata

2)模型中土體用的是摩爾－庫侖模型，該模型回彈模量等于彈性模量。

3)模型沒有考慮地面荷載的影響，故計算結(jié)果比實測結(jié)果偏小。

3 數(shù)值模擬計算及結(jié)果修正

3.1 工況1:盾尾地層損失率為1%，正常姿態(tài)

3.1.1 橫向沉降計算結(jié)果

當?shù)貙訐p失率為1%時，隧道開挖完成后模型總體豎向位移如圖3所示，地表豎向位移如圖4所示。

圖3 模型總體豎向位移圖(工況1)(單位:m)Fig.3 Overall vertical displacement(Case 1)(m)

取隧道推進初始位置處橫向沉降數(shù)據(jù)，繪制隨隧道推進過程沉降的變化圖，如圖5所示。從圖4和圖5可以看出，沿隧道軸線位置處地層沉降最大，其中，最大值位于初始掘進位置處，約為6.9 mm。

圖5中橫坐標為距離隧道軸線的水平距離，即0點處為隧道軸線上方地表的位置，25 m處為模型右邊界處地表的位置，單位為m;豎坐標為地表沉降量，單位為mm。

從計算結(jié)果看，地表邊緣出現(xiàn)了隆起，不符合實際情況。這是因為計算所采用的摩爾－庫侖模型不能反映土的硬化性質(zhì)，即摩爾－庫侖模型中土的回彈模量與彈性模量取值相同。隧道開挖卸載會引起下臥土層的回彈，但模型計算得出的隆起值因為采用彈性模量計算，會比實際工程中的隆起值略大。

圖4 地表豎向位移圖(工況1)(單位:m)Fig.4 Vertical ground surface settlement(Case 1)(m)

圖5 隧道推進初始位置橫向地表沉降圖(工況1)Fig.5 Lateral ground surface settlement at starting position(Case 1)

這里考慮對地表沉降進行修正，即認為地表隆起是由于土體過量的回彈引起的，將得出的沉降值全部減去推進結(jié)束時地表的最大隆起值2.1 mm進行修正，修正后地表邊緣不會出現(xiàn)隆起。修正后的隧道推進初始位置地表橫斷面沉降如圖6所示。

圖6 修正后隧道推進初始位置橫向地表沉降圖(工況1)Fig.6 Revised lateral ground surface settlement at starting position(Case 1)

3.1.2 縱向沉降計算結(jié)果

取隧道軸線位置處地表沉降數(shù)據(jù)，繪制隨隧道推進過程沉降的變化圖，如圖7所示。

圖7 隧道軸線位置縱向地表沉降圖(工況1)Fig.7 Longitudinal ground surface settlement along the tunnel axis(Case 1)

圖7 中橫坐標為距離隧道起始位置的水平距離，即0點處為隧道起始位置，24 m處為隧道結(jié)束位置，單位為m;豎坐標為地表沉降量，單位為mm。修正后地表縱向沉降如圖8所示。

圖8 修正后隧道軸線位置縱向地表沉降圖(工況1)Fig.8 Revised longitudinal ground surface settlement along the tunnel axis(Case 1)

從圖8可以看出，初始開挖時，開挖處地表產(chǎn)生明顯的沉降，掘進面前方的土體卻產(chǎn)生相對隆起，這可能是因為掘進面推力較大，引起前方土體的擠壓造成的。另外一部分隆起可能是地層卸載引起的回彈。

施工剛結(jié)束時，結(jié)束位置的地表沉降小于起始位置的地表沉降，這是由于地層損失引起的沉降被之前的掘進面推力引起的隆起抵消了一部分，并且由于只模擬了20步開挖過程，第20環(huán)注漿層硬化之后整個施工過程模擬就結(jié)束了;因此，隧道開挖結(jié)束位置的土體位移及應(yīng)力可能還沒有完全釋放。

3.2 工況2:盾尾地層損失率為3%，正常姿態(tài)

3.2.1 橫向沉降計算結(jié)果

修正后地表橫向沉降如圖9所示，修正方法同上，修正數(shù)值為每次計算由土體過量回彈引起的數(shù)值。

圖9 修正后隧道推進初始位置橫向地表沉降圖(工況2)Fig.9 Revised lateral ground surface settlement at starting position(Case 2)

從圖9和圖6可以看出，當?shù)貙訐p失率為3%時，修正后的地表最大沉降量達到21.2 mm。與第1種工況結(jié)構(gòu)對比可以看出，地表的沉降量與地層損失率近似成線性關(guān)系。這可能是因為隧道上覆土土性較好，且隧道埋深較深，形成了土拱效應(yīng)，減小了地面沉降量。

3.2.2 縱向沉降計算結(jié)果

修正后地表縱向沉降如圖10所示，修正方法同上。

圖10 修正后隧道軸線位置縱向地表沉降圖(工況2)Fig.10 Revised longitudinal ground surface settlement along the tunnel axis(Case 2)

對比圖10與圖8可以看出，隧道軸線處地表縱向沉降曲線與地層損失率為1%時基本相似。不同的是，在隧道開挖后期，結(jié)束位置的地表沉降量也比較大，但比起始位置略小。這是因為在地層損失率較大的情況下，掘進面推力引起的地層隆起量不足以補償?shù)貙訐p失引起的沉降量。

3.3 工況3:盾尾地層損失率為1%，盾構(gòu)上浮

3.3.1 橫向沉降計算結(jié)果

修正后地表橫向沉降如圖11所示，修正方法同上。對比圖11和圖6可以看出，隧道起始位置軸線處地表沉降量增加了0.4 mm。這是因為隧道逐漸上浮，與地表的距離逐漸縮小，引起的地面沉降就會逐漸增大;但是，由于本次分析設(shè)置的隧道上浮量不大，在20環(huán)的范圍內(nèi)僅上升0.2 m，故對隧道推進初始位置的地面影響不是非常明顯。

圖11 修正后隧道推進初始位置橫向地表沉降圖(工況3)Fig.11 Revised lateral ground surface settlement at starting position(Case 3)

3.3.2 縱向沉降計算結(jié)果

修正后地表縱向沉降如圖12所示，修正方法同上。

圖12 修正后隧道軸線位置縱向地表沉降圖(工況3)Fig.12 Revised longitudinal ground surface settlement along the tunnel axis(Case 3)

對比圖12和圖8可以看出，隧道軸線處地表縱向沉降曲線與地層損失率為1%時基本相似。不同的是，在隧道開挖后期，結(jié)束位置的地表沉降量也比較大，但比起始位置略小。這是因為在盾構(gòu)隧道上浮的情況下，土拱效應(yīng)減弱，地表沉降變化速率更大。

3.4 工況4:盾尾地層損失率為3%，盾構(gòu)上浮

3.4.1 橫向沉降計算結(jié)果

修正后地表橫向沉降如圖13所示，修正方法同上。對比圖13和圖11可以看出，當?shù)貙訐p失率為3%時，修正后的地表最大沉降量達到22.7 mm，地表的沉降量隨地層損失率的增大而增大，但并不是理想的線性關(guān)系。這可能是因為隧道上覆土土性較好，且隧道埋深較深，形成了土拱效應(yīng)，減小了地面沉降量。

圖13 修正后隧道推進初始位置橫向地表沉降圖(工況4)Fig.13 Revised lateral ground surface settlement at starting position(Case 4)

3.4.2 縱向沉降計算結(jié)果

修正后地表縱向沉降如圖14所示，修正方法同上。

圖14 修正后隧道軸線位置縱向地表沉降圖(工況4)Fig.14 Revised longitudinal ground surface settlement along the tunnel axis(Case 4)

從圖14可以看出，隧道軸線處地表縱向沉降曲線與地層損失率為1%時相似，規(guī)律同上。在施工結(jié)束時，隧道推進結(jié)束位置軸線處地表沉降為22.7 mm，直線工況該位置沉降為21.2 mm，相差1.5 mm?？梢钥闯?，在隧道結(jié)束位置處，隧道上浮推進工況的地表沉降明顯大于隧道水平推進工況。這是因為該處隧道的埋深最淺，其上覆土土拱效應(yīng)最弱，從而引起的地表沉降也最大。

對比圖14和圖10、圖13和圖9可以看出，隧道推進結(jié)束位置軸線處地表沉降為22.7 mm，直線工況該位置沉降為21.2 mm，相差1.5 mm。工況3和工況1地層損失率為1%，沉降差為0.4 mm，相對盾構(gòu)隧道上浮而言，地層損失率對地表沉降影響較大。

4 數(shù)值模擬結(jié)果、實測結(jié)果與Peck經(jīng)驗公式對比分析

4.1 第1組模型Peck公式計算結(jié)果

DM9(監(jiān)測點S39)斷面隧道埋深約16 m，隧道主要穿越③61粉砂夾砂質(zhì)粉土、③7黏質(zhì)粉土夾淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土、⑥1淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土層和⑥2淤泥質(zhì)黏土層，根據(jù)Peck公式計算可得:

當?shù)貙訐p失率為1%時，

當?shù)貙訐p失率為3%時，

式中:x為計算點距離隧道中心線的水平距離，m;S(x)為對應(yīng)x處地表沉降，mm。

4.2 第1組模型橫向地表沉降分析

在數(shù)值模擬計算中，地層損失率分別取1%、3%，將GTS模擬結(jié)果、現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)以及Peck公式計算結(jié)果共同繪制于圖15中。

圖15 DM9(監(jiān)測點S39)斷面最終沉降Fig.15 Final ground surface settlement at DM9 cross-section(at monitoring point S39)

對比以上數(shù)值模擬、現(xiàn)場實測和Peck公式的結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn):

1)隧道水平時地表沉降控制較好，最大地表沉降為13 mm左右，滿足施工要求;

2)盾構(gòu)水平掘進施工引起的橫向地表沉降主要發(fā)生在以隧道中心線為中心兩側(cè)3倍隧道直徑的范圍內(nèi);

3)實測地表沉降與地層損失率為1%時的Peck沉降曲線較吻合。

4.3 第2組模型Peck公式計算結(jié)果

第2組計算模型和第1組計算模型的埋深、土層參數(shù)等大致相同，Peck公式計算結(jié)果與3.1相同。計算中分別取V1=1%、V1=1.9%、V1=3.0%，其中，當V1=1.9%時，S(x)=23.78exp(－0.0046x2)

4.4 第2組模型橫向地表沉降分析

數(shù)值模擬計算中，地層損失率分別取1%、3%，將GTS模擬結(jié)果、現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)以及Peck公式計算結(jié)果共同繪制于圖16中。

圖16 DM20(監(jiān)測點S92)斷面最終沉降Fig.16 Final ground surface settlement at DM20 cross-section(at monitoring point S92)

對比以上數(shù)值模擬、現(xiàn)場實測和理論公式的結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn):

1)當隧道上浮掘進時，地表沉降較大，最大地表沉降為23 mm左右，已接近警戒值(25 mm)，在施工中需要引起注意，控制地層變形;

2)盾構(gòu)隧道上浮掘進施工引起的橫向地表沉降仍主要發(fā)生在3倍左右隧道直徑的范圍內(nèi);

3)該工況下的地層損失率大于1%，與地層損失率為1.9%時的Peck沉降曲線較為吻合。

4.5 第1組模型縱向沉降

縱向沉降觀測點取上行線軸線沉降觀測點S39～S44，監(jiān)測點每5 m一個，監(jiān)測點S39位于監(jiān)測斷面DM9處，將實測結(jié)果和有限元計算結(jié)果共同繪制于圖17中。

圖17 S39～S44測點處最終縱向地表沉降Fig.17 Final longitudinal ground surface settlement from monitoring point S39 to monitoring point S44

對比有限元模擬結(jié)果和現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)，隧道軸線上方地表經(jīng)歷了一個先隆起后沉降的過程，最大地表沉降約為13 mm，在直線掘進的工況下，地層損失率接近1%。

4.6 第2組模型縱向沉降

縱向沉降觀測點取上行線軸線沉降觀測點S92～S97，監(jiān)測點每5 m一個，監(jiān)測點S92位于監(jiān)測斷面DM20處，將實測結(jié)果和有限元計算結(jié)果共同繪制圖18中。

圖18 S92～S97測點處最終縱向地表沉降Fig.18 Final longitudinal ground surface settlement from monitoring point S92 to monitoring point S97

與第1組工況相同，當隧道上浮掘進時，隧道軸線上方地表也是先隆起后沉降;但是，最大地表沉降約為20 mm，接近直線掘進工況的2倍，地層損失率大于1%，為1% ～3%，計算結(jié)果與橫向地表沉降計算的地層損失率(V1=1.9%)相符。

5 結(jié)論與討論

通過建立不同工況下的盾構(gòu)隧道模型，對盾構(gòu)掘進引起的地表變形進行計算，計算中取不同的地層損失率，并將有限元計算結(jié)果與實測值以及Peck公式相對比，得出如下結(jié)論。

1)杭州地區(qū)某盾構(gòu)區(qū)間實測數(shù)據(jù)和有限元計算數(shù)據(jù)都可以較好地采用高斯分布擬合。盾構(gòu)法隧道施工引起的地表橫向沉降主要發(fā)生在以盾構(gòu)隧道軸線為中心兩側(cè)各3倍直徑范圍內(nèi)，一般先隆起后沉降。

2)地表沉降隨著地層損失率增大而增大，但不呈線性關(guān)系，主要是由于土拱效應(yīng)的影響。

3)盾構(gòu)上浮段地表沉降明顯增大，施工過程中需嚴格控制盾構(gòu)上浮量和盾構(gòu)姿態(tài)，主要控制措施包括:調(diào)節(jié)千斤頂?shù)姆謪^(qū)油壓進而改變千斤頂?shù)耐屏Ψ植?，增加或減少管片超前量，改善渣土土性等。

4)參照杭州地鐵盾構(gòu)掘進施工引起地表變形的實測參數(shù)，得出了正常工況下該盾構(gòu)區(qū)間地表沉降預(yù)測的地層損失率為1% ～3%，盾構(gòu)水平時，V1=1%;盾構(gòu)上浮時，V1=1.9%。其他地區(qū)在實測資料較完整的情況下，結(jié)合當?shù)厥┕そ?jīng)驗，可以利用本文的研究方法對地表沉降進行預(yù)測。

5)盾構(gòu)施工引起地表沉降的影響因素較多，本文中尚未考慮土艙壓力、同步注漿流量、同步注漿壓力和漿液硬化時間對地表沉降的影響，這些有待于今后進一步研究和討論。

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