鞠 鑫

(1.蘭州理工大學(xué)甘肅土木工程防災(zāi)減災(zāi)重點實驗室，蘭州 730050；2.蘭州理工大學(xué)西部土木工程防災(zāi)減災(zāi)教育部工程研究中心，蘭州 730050)

隨著我國城市現(xiàn)代化的高速發(fā)展，地面交通已經(jīng)不能滿足人們?nèi)找嬖鲩L的出行需求，因此，很多城市將交通系統(tǒng)的開發(fā)利用轉(zhuǎn)向地下。盾構(gòu)法以其速度快、精度高、不影響地面交通等諸多優(yōu)點，成為軟土地層地鐵隧道開挖的主要方法[1]，而盾構(gòu)施工不可避免地會對周圍巖土體產(chǎn)生擾動，誘發(fā)隧道上方地表沉降。地表沉降會對地面交通、地下管線和既有建筑物產(chǎn)生不利影響，引發(fā)一系列工程問題。因此，針對軟土地區(qū)盾構(gòu)隧道施工引起的地表沉降進行研究具有十分重要的應(yīng)用價值。

目前，針對雙線地鐵盾構(gòu)開挖引起的地表沉降問題，國內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)開展了大量的研究，并提出了地表沉降的經(jīng)驗計算方法[2]，如：Peck公式[3]、修正的Peck公式[4]、Sagaseta公式[5]等，這些公式可以在一定程度上反映地表沉降規(guī)律。在理論研究方面，方恩權(quán)[6]利用插值法和最小二乘法對Peck公式進行修正，提出了適用于盾構(gòu)隧道的地層沉降預(yù)測公式；沈培良[7]提出了地鐵盾構(gòu)隧道縱、橫斷面上地表沉降分布的修正公式，并驗證了其適用性；丁智[8]考慮盾構(gòu)掘進引起的土體損失率，給出了修正的Sagaseta公式，并基于盾構(gòu)掘進區(qū)協(xié)同作用力學(xué)模型，研究了建筑物剛度、地基基床系數(shù)等因素對建筑物變形的影響。試驗研究方面，范祚文[9]利用土壓平衡盾構(gòu)模型試驗，分析了砂卵石地層中盾構(gòu)施工引起的地層沉降規(guī)律；張杰[10]通過模型試驗研究了軟弱富水地層淺埋隧道的地表沉降規(guī)律。現(xiàn)場監(jiān)測分析方面，路林海[11]基于Peck公式，結(jié)合實測數(shù)據(jù)，提出了曲線盾構(gòu)施工地表沉降預(yù)測公式；韓煊[12]基于實測資料，考慮建筑物結(jié)構(gòu)的剛度，提出了建筑物沉降曲線的預(yù)測方法。此外，有限單元法[13-14]、隨機介質(zhì)理論[15]和神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)方法[16]也廣泛應(yīng)用于淺埋隧道開挖引起的地表沉降問題，并取得了顯著的效果，但地下工程的施工是個復(fù)雜的過程，盾構(gòu)隧道所處地層、埋深、間距、左右線施工的先后順序等均不同，因此，選擇合適的地表沉降計算方法尤為重要。

在盾構(gòu)隧道地表沉降施工控制方面，主要包括同步注漿改進[17]、土艙壓力優(yōu)化[18]、推進速度控制[19]、管片拼裝控制[20]及刀盤和螺旋機扭矩控制[17]。但上述控制措施的提出都是基于現(xiàn)場試驗的，而現(xiàn)場試驗往往具有一定的局限性。

綜上所述，現(xiàn)有的研究工作主要集中在現(xiàn)場沉降監(jiān)測分析[21-22]和單線隧道施工引起的地表沉降分析[3，6，23]，對于雙線隧道盾構(gòu)施工引起的地表沉降計算，仍然處于半經(jīng)驗半理論階段。考慮到地下工程的復(fù)雜性、特殊性及施工技術(shù)差異，本文首先總結(jié)了雙線隧道地表沉降計算方法，討論了雙孔平行隧道地表沉降計算公式在廈門地鐵某區(qū)間隧道中的適用性，在分析該區(qū)間隧道地表沉降規(guī)律及動態(tài)變形過程的基礎(chǔ)上，提出了軟土盾構(gòu)隧道地表沉降控制技術(shù)措施。

1 地表沉降預(yù)測方法

1.1 基于統(tǒng)計理論的Peck公式

Peck[3]基于大量的實測資料，提出了地表沉降槽近似于正態(tài)分布的理論和地層損失的概念，其預(yù)測方法表達式為

(1)

式中，S(x)為距離隧道中心軸線x處的地表沉降值；Smax為隧道中心線處的地表最大沉降值；i為地表沉降槽寬度系數(shù)，即隧道中心點至沉降曲線反彎點的距離；Vi為開挖引起的隧道單位長度的地層損失，即為隧道施工實際開挖的土體和隧道竣工之后的體積差；Vr為地層體積損失率；R為隧道計算半徑；H為隧道埋深；φ為土體內(nèi)摩擦角。

Peck經(jīng)驗公式是在大量實測數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上通過統(tǒng)計分析所得，適用于均勻地層條件下淺埋隧道對稱沉降槽分析，但實際工程中多為雙線平行隧道，且左、右線距離較近，兩隧道在施工中會產(chǎn)生相互影響，導(dǎo)致雙線隧道地表沉降曲線分布不同于單線隧道。

1.2 修正Sagaseta公式

魏綱等[25]參考Sagaseta C[5，26]和Loganathan N[27]所提出的地層位移預(yù)測解析解，考慮泊松比以及土體變形，采用橢圓形非等量徑向位移模式的修正Sagaseta公式為

(2)

式中，Sz為距離隧道中心軸線x處的地表沉降值；ν為泊松比；x為距離兩隧道中心軸線水平距離；y為距離開挖面的水平距離；V1為單位長度的地層損失量；H為隧道埋深；其他參數(shù)含義同上。

而事實上，當雙線盾構(gòu)隧道左、右線隧道間距較小時，相互擾動作用較顯著，即表現(xiàn)為“V”形沉降槽[28]；左、右線隧道距離較大時，相互擾動作用較弱，即表現(xiàn)為“W”形沉降槽。此外，地表沉降還受施工先后順序、隧道間距、埋深、土層參數(shù)等的影響，出現(xiàn)非對稱的情況。

1.3 雙孔平行隧道地表沉降計算公式

基于上述分析，邱明明[28]結(jié)合彈性理論，在修正Sagaseta公式的基礎(chǔ)上，給出了雙孔平行隧道地表沉降預(yù)測公式

(3)

式中，S(x)為距離隧道中心軸線x處的地表沉降值；L為兩隧道之間中心間距；V1r、V2r分別為先行隧道和后行隧道開挖單位長度的地層損失量；其他參數(shù)含義同上。雙孔平行隧道地表沉降計算公式的建立考慮了隧道間距、埋深、土體內(nèi)摩擦角及施工條件的影響，可以較好地反映雙線隧道地表沉降的“W”形特征的非對稱性，并在工程實例中驗證了其適用性[28]。

2 地表沉降變形特性分析

2.1 工程概況

廈門市地鐵2號線某區(qū)間盾構(gòu)隧道全長約為2 750 m，地勢較平坦，南高北低，地面高差為1.4～3.2 m。區(qū)間隧道主要穿越城市道路、居民區(qū)空地、綠化帶及低層住宅樓，平面線間距為11.5～13.8 m，埋深13.2～16.7 m。管片采用雙面楔形通用環(huán)，內(nèi)徑5.5 m，幅寬為1.2 m，楔形量為40 mm，每環(huán)管片由6塊組成，采用錯縫拼裝，聯(lián)絡(luò)通道處采用特殊管片，通縫拼裝。

本文所涉及的研究區(qū)段，場區(qū)內(nèi)不良地質(zhì)現(xiàn)象與地表水不發(fā)育，地下水主要為第四系孔隙水和基巖裂隙水，第四系孔隙水主要賦存于沖洪積、海積砂層中，以孔隙潛水位為主，人工填土層中局部存在上層滯水，基巖裂隙水主要賦存于基巖強、中風(fēng)化帶中，地下水位埋深為15.5～18.2 m。根據(jù)鉆孔揭露，地層自上而下依次劃分為雜填土(0～0.5 m)、素填土(0.5～2.3 m)、粉質(zhì)黏土(2.3～8.5 m)、殘積砂質(zhì)黏土(8.5～18 m)、全風(fēng)化花崗巖(18～24.1 m)。隧道采用泥水平衡盾構(gòu)法施工，初始同步注漿量為2.4 m3、土艙壓力值為0.12 MPa，開挖主要在殘積砂質(zhì)黏土中進行，殘積砂質(zhì)黏土顆粒呈“兩頭大，中間小”的特征分布，這種獨特的組分特征，使其既具有砂土的特征，亦具有黏土的特性，同時也為小顆粒從大顆粒的孔隙中涌出提供可能的條件，因此，該層在動水壓力作用下，易產(chǎn)生管涌、流土等滲透變形現(xiàn)象。

2.2 監(jiān)測點布置

為了分析盾構(gòu)開挖引起的地表沉降規(guī)律及動態(tài)變形過程，選取該段車輛和行人荷載影響較小的區(qū)域，布置S1和S2兩個監(jiān)測斷面，共38個橫向測點，對雙線隧道地表沉降值進行實測。S1斷面距地鐵車站30 m，兩個監(jiān)測斷面之間間距為10 m，測點間的橫向距離為4 m。現(xiàn)場監(jiān)測點具體布置如圖1所示。

圖1 地表沉降監(jiān)測斷面布置示意(單位:m)

2.3 模型建立

采用ABAQUS有限元分析軟件，為了減小邊界效應(yīng)的影響，考慮隧道開挖對土體的擾動及其影響范圍為3～5倍的洞徑，三維有限元數(shù)值模型如圖2所示，尺寸為100 m×60 m×80 m，隧道外徑為6.2 m，隧道埋深15 m，兩隧道軸線間距11.7 m，管片厚度0.35 m，幅寬1.2 m。

根據(jù)勘察單位提供的參數(shù)分析報告，土體計算采用Mohr-Coulomb彈塑性模型，襯砌管片采用彈性模型，對土層參數(shù)加權(quán)平均后，應(yīng)用于數(shù)值模型中，具體計算參數(shù)見表1。模型左、右和前、后邊界均施加法向約束，底部邊界完全固定。設(shè)置土體側(cè)壓力系數(shù)為0.6，假定盾構(gòu)開挖引起的土體損失沿管片周圍均勻分布，根據(jù)文獻[29]的研究成果，土體損失率取3%。在模型中預(yù)先設(shè)定土體、管片、等效注漿層，在模擬盾構(gòu)開挖時，通過改變單元材料類型的方法來實現(xiàn)。

2.4 地表最終沉降預(yù)測與對比分析

基于三維有限元模擬方法，對本文所涉及的區(qū)間盾構(gòu)施工引起的地表沉降進行計算，將計算結(jié)果與現(xiàn)場實測最終沉降值和雙孔平行隧道地表沉降計算公式計算結(jié)果進行對比。圖3為隧道施工完成后，S1斷面和S2斷面的地面最終沉降擬合曲線，三者擬合曲線趨勢基本吻合，各方法所得地表沉降曲線都能反映沉降槽的“W”形特性，雙孔平行隧道地表沉降計算公式考慮左、右線開挖順序，計算值較好地反映了“W”形沉降槽的非對稱性。因此，雙孔平行隧道地表沉降預(yù)測公式提供的地表沉降計算方法適用于本項目。

圖3 雙線盾構(gòu)開挖引起的地表沉降曲線比較

由圖3可以看出，左、右線隧道施工完成后，S1斷面和S2斷面處，數(shù)值模擬所得地表沉降槽是對稱分布的，但雙孔平行隧道地表沉降計算公式計算值和實測數(shù)據(jù)呈現(xiàn)的地表沉降槽不具對稱性，這是由于數(shù)值模擬中沒有考慮盾構(gòu)機的偏斜和左、右線開挖先后順序。

由雙孔平行隧道地表沉降計算公式計算、現(xiàn)場實測及數(shù)值計算所得地表最終沉降值如表2所示。從圖3和表2可以看出，雙線隧道施工完成后，地表沉降影響范圍較大，沉降槽寬度約為70～80 m。與實測值和數(shù)值計算值相比，雙孔平行隧道地表沉降計算公式計算所得地表沉降值偏小2～5 mm，同時計算得到的地面沉降槽寬度也偏小。由于先行的左線隧道施工引起的地層損失較大，地表沉降最大值出現(xiàn)在先行施工的左線隧道。

表2 最終地表沉降值 mm

2.5 地表動態(tài)變形特性

盾構(gòu)開挖引起的地表沉降本質(zhì)上是盾構(gòu)施工引起的土體損失累積造成的，為了研究盾構(gòu)施工過程中地表沉降的動態(tài)過程，選取計算模型中后行的右線隧道處S2斷面作為目標面，繪制S2斷面CD1測點(圖1)處地表沉降與開挖面推進過程中的動態(tài)關(guān)系曲線如圖4所示。

圖4 目標面地表沉降隨開挖面推進變化曲線

由圖4可以看出，數(shù)值計算結(jié)果與現(xiàn)場實測值基本一致，在開挖面到達目標面之前一定距離內(nèi)，目標面處地表已經(jīng)發(fā)生沉降，隨著開挖面接近→通過→遠離目標面，地表沉降急劇增大。在開挖面通過監(jiān)測斷面S2前，實測地表沉降最大值為13.5 mm，占最終沉降變形的45%左右；數(shù)值計算地表沉降最大值為12.8 mm，占最終沉降變形的46%左右。

3 地表沉降的施工控制措施

廈門軌道交通2號線某區(qū)間隧道，最小埋深為13.2 m，覆土深度較小，施工對地表影響較大。此外，盾構(gòu)施工主要在殘積砂質(zhì)黏土層中進行，由于該地層滲透性較大，且部分處于地下水中，隨著地下水位波動(尤其是水位下降，孔隙水壓力降低)對地表沉降有較大影響，從而對本區(qū)間段施工產(chǎn)生不利因素。因此，需要制定相應(yīng)的地表沉降控制技術(shù)措施。根據(jù)本文上節(jié)分析，結(jié)合現(xiàn)場施工條件，以同步注漿、土艙壓力及推進速度為控制性因素，制定合理的沉降控制措施。

3.1 同步注漿改進

同步注漿是在盾構(gòu)掘進施工的同時，由盾尾注漿管注入，同步注漿是否飽滿，對控制地表最終沉降極其重要。為了減小盾構(gòu)施工引起的地層損失和應(yīng)力釋放率，控制地表沉降，應(yīng)該在地表沉降量較大的區(qū)段適當增加注漿量。為確定合適的注漿量，采用三維數(shù)值模型模擬注漿時，假定盾構(gòu)施工引起的土體損失沿洞周分布均勻，損失率為3%，將注漿層等效為分別作用在洞周土體和管片上的均布壓力，將同步注漿量分別設(shè)置為2.4，2.6，2.8，3.0 m3。通過三維數(shù)值計算，所得最終沉降量與注漿量的關(guān)系如圖5所示。

圖5 不同注漿量對應(yīng)地表最終沉降曲線

從圖5可以看出，當注漿量從2.4 m3增加到2.6 m3時，地表沉降減小1.1 mm；注漿量增加到2.8 m3時，地表沉降減小0.7 mm；當注漿量為3.0 m3時，地表沉降減小0.3 mm。隨著每環(huán)同步注漿量從2.4 m3提高到3.0 m3，地表最終沉降為25.5 mm，減小了2.1 mm。因此，增加注漿量在一定程度上改善了地表沉降問題，注漿量從2.4 m3增加到2.8 m3，地表沉降減小了6.5%，建議施工時注漿量為2.4～2.8 m3。同時，對漿液進行改良，以減小其凝固時間和凝固后的體積收縮率。

3.2 土艙壓力設(shè)定

盾構(gòu)機土艙壓力值的設(shè)定，不僅直接影響盾構(gòu)施工的安全、效率，同時也是地表沉降量的控制因素之一。為維持開挖面穩(wěn)定，減少對土層的擾動，可以適當提高土艙壓力值，減小開挖面的擠出變形。在三維數(shù)值計算中，充分考慮土艙壓力，模型中分別設(shè)置土艙壓力為0.12，0.15，0.18 MPa和0.21 MPa，每次開挖1環(huán)(1.2 m)，具體操作過程如下：①為了使模擬更接近實際情況，將第n環(huán)分為6小段，逐段開挖；②在開挖第n環(huán)的每一小段之前，在第n環(huán)每一小段開挖面施加土艙壓力；③開挖第n環(huán)后，相應(yīng)地，激活第n環(huán)管片及等效注漿層。基于上述三維數(shù)值模擬方法，設(shè)置不同的土艙壓力值，對盾構(gòu)開挖過程中的地表沉降動態(tài)過程進行計算，得到結(jié)果如圖6所示。

圖6 不同土艙壓力下地表動態(tài)沉降曲線

根據(jù)圖6顯示，隨著土艙壓力從0.12 MPa(初始設(shè)計值)增加到0.21 MPa，施工過程中目標面處對應(yīng)的地表沉降共計減小4.3 mm；盾構(gòu)施工完成后，地表最終沉降減小2.5 mm。隨著開挖面推進，地表沉降動態(tài)變形趨勢基本相同，但開挖面到達目標面之前，伴隨土艙壓力提高，地表沉降有推遲趨勢。當土艙壓力為0.21 MPa時，在開挖面通過目標面初期，沉降量反而大于0.18 MPa時的沉降量，這是由于開挖面土壓力不平衡造成的。由此可以看出，適當提高土艙壓力值，在一定程度上可以控制地表沉降的發(fā)展。土艙壓力從0.12 MPa提高到0.18 MPa，地表沉降減小6.1%，據(jù)此，當土體側(cè)壓力系數(shù)為0.6時，建議土艙壓力在0.12～0.18 MPa調(diào)整，以確保開挖面穩(wěn)定和土壓力動態(tài)平衡。

3.3 推進速度控制

盾構(gòu)推進系統(tǒng)應(yīng)該根據(jù)掘進過程中所處的不同地層、地下水位變化，設(shè)定合理的推進速度，以減少對周圍土體的擾動，減緩盾構(gòu)開挖引起的應(yīng)力重分布速度，使盾構(gòu)在掘進過程中引起的地表沉降量控制在要求范圍內(nèi)。龔國芳[30-31]利用Matlab軟件，建立基于BP神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)的盾構(gòu)推進速度仿真模型，通過神經(jīng)元學(xué)習(xí)，從而實現(xiàn)盾構(gòu)掘進機推進速度的自適應(yīng)控制；劉鎮(zhèn)[32]根據(jù)彈性力學(xué)Mindlin解，建立了盾構(gòu)穿越鄰近土洞的力學(xué)模型，以推進速度為控制變量，利用梯度法求解了最優(yōu)掘進速度，并且該方法與工程經(jīng)驗擬合較好?？梢越梃b上述方法，考慮不同地層、埋深、間距等條件，對盾構(gòu)掘進速度進行優(yōu)化。此外，文獻[17]提出了一種較簡單的方法，可以根據(jù)現(xiàn)場地表沉降監(jiān)測提供的數(shù)據(jù)，放慢推進速度或者每推進半幅(0.6 m)，暫停15～30 min，待變形穩(wěn)定后繼續(xù)推進。

3.4 地表沉降的綜合控制分析

在實際工程中，同步注漿、土艙壓力及推進速度等參數(shù)總是同時作用、共同影響著地表沉降。但是，盾構(gòu)機的推進是連續(xù)的，在數(shù)值分析中，通過改變土體單元的屬性來模擬隧道的開挖，不能體現(xiàn)盾構(gòu)隧道掘進的連續(xù)性，可以采用BP神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)[31]、變量優(yōu)化[32]等方法實現(xiàn)推進速度控制。鑒于此，本文僅研究同步注漿和土艙壓力參數(shù)同時作用時的地表沉降情況。在數(shù)值模型中，分別以土艙壓力和同步注漿量為定值，計算不同注漿量和不同土艙壓力對應(yīng)的地表沉降。根據(jù)計算結(jié)果，當同步注漿量為定值時，提高土艙壓力對地表沉降的影響不如以土艙壓力為定值、增加注漿量時顯著。因此，繪制土艙壓力為0.15 MPa，注漿量為2.4，2.6 m3和2.8 m3時S1斷面處的地表最終沉降曲線，如圖7所示。

圖7 土艙壓力為0.15 MPa時不同注漿量對應(yīng)的地表最終沉降曲線

由圖7可以看出，土艙壓力和同步注漿參數(shù)同時作用時，地表沉降的變化主要表現(xiàn)在兩個方面：一是隨著注漿量增加，地表最終沉降呈減小趨勢，注漿量從2.4 m3增加到2.8 m3時，地表最終沉降累計減小量為1.9 mm，減小了7.3%，與未考慮土艙壓力時(圖5)相比，沉降控制效果有所提升，但地表沉降的累計減小量小于土艙壓力和同步注漿參數(shù)分別作用時的簡單疊加；二是增加注漿量，對隧道軸線處地表沉降的控制效果更加顯著，在橫向距離較遠處，地表沉降幾乎無影響。綜上所述，土艙壓力和同步注漿參數(shù)共同作用時，對地表沉降的控制效果不如上述參數(shù)單獨作用時顯著。因此，從工程造價和工程的長期運營穩(wěn)定性方面來看，保持設(shè)計方案中的初始土艙壓力(0.12 MPa)的同時、增加注漿量應(yīng)該作為地表沉降控制的首選措施。

4 結(jié)論

以廈門地鐵某區(qū)間隧道為依托，分析該區(qū)間盾構(gòu)隧道引起的地表沉降規(guī)律及盾構(gòu)過程中地表的動態(tài)變形特性，對軟土盾構(gòu)隧道地表沉降控制技術(shù)措施提出建議。主要結(jié)論如下。

(1)雙孔平行隧道地表沉降計算公式在雙線盾構(gòu)隧道地表沉降分析中具有較好的適用性，可以反映雙線盾構(gòu)隧道“W”形沉降槽的非對稱性，最大沉降量出現(xiàn)在兩隧道軸線處，且先行隧道地表沉降更大，這與實測結(jié)果擬合較好。

(2)地表沉降本質(zhì)上是盾構(gòu)施工引起的土體損失累積造成的，在開挖面到達目標面時，實測地表沉降達到最終沉降值的45%，開挖通過目標面后，沉降繼續(xù)發(fā)展。施工全過程應(yīng)該采取地表沉降控制技術(shù)措施。

(3)根據(jù)廈門軌道交通某區(qū)間盾構(gòu)隧道工程地質(zhì)情況和現(xiàn)場施工條件，建議了控制地表沉降的同步注漿量、土艙壓力及推進速度3種參數(shù)的設(shè)定規(guī)律。