趙鵬飛

（中鐵十五局集團(tuán)城市軌道交通工程有限公司,廣東 廣州 510410）

近年來(lái)，為了應(yīng)對(duì)公共交通日益增長(zhǎng)及可持續(xù)發(fā)展的需求，城市中的在建隧道越來(lái)越多。盾構(gòu)隧道適宜于各種地面條件，已成為一種成熟的隧道施工方法，其特點(diǎn)是在開(kāi)挖過(guò)程中通過(guò)盾殼的持續(xù)支護(hù)措施來(lái)穩(wěn)定隧道周圍地層，減少地表沉降。然而，盾構(gòu)施工勢(shì)必會(huì)對(duì)地表造成不同程度的變形，因此，研究盾構(gòu)施工過(guò)程中不同因素對(duì)地表變形的影響，對(duì)隧道建設(shè)以及周圍環(huán)境的安全具有重要意義。

在過(guò)去的幾年里，盾構(gòu)施工誘發(fā)地表沉降的問(wèn)題吸引了眾多研究員進(jìn)行分析研究。分析這一問(wèn)題的方法大致可分為四類：經(jīng)驗(yàn)公式法、室內(nèi)模型試驗(yàn)、數(shù)值模擬法和分析法。Peck[1]基于大量監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)給出了預(yù)測(cè)地表橫向沉降槽的經(jīng)驗(yàn)公式，嚴(yán)健等[2]以藏區(qū)公路隧道施工為背景，通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)結(jié)合peck公式計(jì)算出地表沉降量并對(duì)沉降槽寬度計(jì)算公式加以修正，給出適用于該地區(qū)沉降槽寬度的建議值。模型試驗(yàn)方面，Sun and Liu[3]將透明土等效為砂土，基于透明土的可視性，采用位移控制法研究了不同埋深情況下地表的變形。分析法方面，Shi等[4]基于Mindlin彈性理論建立了隧道與土相互作用模型，結(jié)合隨機(jī)介質(zhì)理論得到了地層損失與地表沉降的關(guān)系。對(duì)于數(shù)值模擬，賈夫子等[5]基于數(shù)值模擬分析了軟弱土層所處位置對(duì)地表變形的影響。鄭剛等[6]則基于三維有限元模型從盾構(gòu)機(jī)掘進(jìn)參數(shù)的角度探究了地表的變形。

目前，針對(duì)粉砂地層盾構(gòu)掘進(jìn)盾尾注漿彈性模量以及土體強(qiáng)度參數(shù)的研究相對(duì)較少，且實(shí)際工程中對(duì)地表變形的控制值極其嚴(yán)苛，故本文以沈陽(yáng)地鐵某工程區(qū)間盾構(gòu)施工為工程背景，基于數(shù)值模擬軟件Abaqus，建立三維有限元模型，研究盾尾注漿彈性模量、土體強(qiáng)度參數(shù)對(duì)地表變形的影響。

1 工程背景

沈陽(yáng)地鐵某工程盾構(gòu)施工區(qū)間位于沈陽(yáng)市和平區(qū)，區(qū)間起止里程為：YK33+469.78～YK34+222.64，長(zhǎng)度755 m。隧道頂板覆土厚度約 8.8 m～16.4 m。襯砌管片采用錯(cuò)縫拼裝，每環(huán)長(zhǎng)度為1.2 m。工程地質(zhì)剖面如圖1所示。

圖1 掘進(jìn)斷面示意圖

2 數(shù)值模型的建立

2.1 模型的建立及邊界條件的確定

本文基于施工方案和地質(zhì)資料，建立了三維有限元模型，重現(xiàn)了隧道的開(kāi)挖過(guò)程。考慮到隧道軸線兩側(cè)地層對(duì)稱，便于計(jì)算只取一半進(jìn)行研究。模擬域橫向（x方向）為30 m，縱向（y方向）為48 m，垂向（z方向）為45 m。模型的建立及網(wǎng)格的劃分如圖2所示。

圖2 模型建立及網(wǎng)格劃分

2.2 有限元模型的材料及參數(shù)

在本文中，土體假定為各向同性，并采用線彈性和Mohr-Coulomb本構(gòu)模型模擬土體的彈塑性變形，不考慮地下水的影響，其材料參數(shù)如表1所示。襯砌和注漿層也采用實(shí)體單元進(jìn)行模擬，盾構(gòu)采用S4R殼單元模擬，襯砌、注漿層和盾構(gòu)均采用彈性材料，具體參數(shù)如表2所示[7]。

表1 土層參數(shù)

表2 襯砌、注漿及盾構(gòu)機(jī)參數(shù)

3 參數(shù)影響分析

3.1 土體黏聚力對(duì)地表變形的影響

黏聚力是土體顆粒間的引力和斥力的綜合作用，它的取值直接影響了土體的抗剪強(qiáng)度值的大小。且盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程中勢(shì)必會(huì)對(duì)周圍土體造成擾動(dòng)，而土體由于自身的穩(wěn)定性會(huì)削弱部分區(qū)域的土體變形，即土體產(chǎn)生了土拱效應(yīng)。黏聚力過(guò)大則容易高估土體的穩(wěn)定性，過(guò)小則會(huì)出現(xiàn)土體過(guò)切現(xiàn)象。所以本文采用土體黏聚力分別為0、20 kPa、40 kPa、60 kPa、80kPa、100kPa 6種工況進(jìn)行地表變形分析。

圖3為隧道掘進(jìn)斷面為18 m時(shí)所對(duì)應(yīng)的6種黏聚力下的縱向地表變形曲線，由圖可知，在其他條件不變的情況下，黏聚力對(duì)工作面前方的土體變形影響較小，而且二者間未存在任何必要規(guī)律。黏聚力對(duì)開(kāi)挖面后方土體的變形則相對(duì)較大，隨著黏聚力的增大，地表最大沉降逐漸減小，且從c=40 kPa以后，地表最大沉降的變化量也逐漸減小，變化量由初始4.5 mm減小到了0.3 mm。

圖3 縱向地表變形曲線

圖4為6種黏聚力下的地表橫向變形曲線，由圖可知，隧道軸線位置出現(xiàn)了最大沉降，且隨著黏聚力的增大而逐漸減小。曲線的規(guī)律均滿足高斯分布，且沉降槽的寬度隨土體黏聚力的增加而逐漸減小，這可能歸結(jié)為，土體黏聚力的增大，導(dǎo)致土顆粒間的相互作用力增強(qiáng)，故在盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程中，隧道對(duì)左右兩側(cè)的擾動(dòng)范圍逐漸減小。

圖4 橫向地表變形曲線

圖5為6種黏聚力下的土體豎向變形云圖，由圖可知，黏聚力為0時(shí)即圖(a)，隧道上方出現(xiàn)較大的擾動(dòng)區(qū)，且該區(qū)內(nèi)土體的變形普遍較大，且隧道拱頂位置處出現(xiàn)了半橢球狀土拱，土拱的出現(xiàn)，使較大的豎向變形截留到地層中，并未傳遞到地表。隨著土體黏聚力的增加即圖(b)～(f)，半橢球狀土拱逐漸延申到地表處，抑制了地表的豎向變形。也就是說(shuō)，土體黏聚力的增大，對(duì)隧道拱頂處所產(chǎn)生的土拱形狀及范圍有較大的影響。圖(d)～(f)中，黏聚力的增大，土拱的形狀和范圍并未有較大的影響，也間接證明了圖3中所得出的結(jié)論。

圖5 土體豎向位移云圖

3.2 土體內(nèi)摩擦角對(duì)地表變形的影響

內(nèi)摩擦角是土體抗剪強(qiáng)度的重要參數(shù)，在其他條件不變的情況下，本文采用5種內(nèi)摩擦角即15°、20°、25°、30°和35°進(jìn)行分析，具體見(jiàn)圖6～7。

圖6為隧道開(kāi)挖面在18 m處的5種內(nèi)摩擦角下的縱向地表變形曲線，由圖可知，隧道工作面前方的1.5D發(fā)生了地表沉降，且該沉降范圍隨著內(nèi)摩擦角的增大而逐漸減小，大于1.5D時(shí)，地表發(fā)生隆起，可能歸結(jié)為，隧道在掘進(jìn)過(guò)程中開(kāi)挖面支護(hù)壓力保持不變，內(nèi)摩擦角的增大，導(dǎo)致工作面上的實(shí)際平衡壓力大于工作面上所需要的平衡壓力，從而導(dǎo)致開(kāi)挖面前方1.5D處發(fā)生較大隆起，且隆起值和隆起范圍隨內(nèi)摩擦角的增大而增大。

圖6 縱向地表變形曲線

圖7為地表橫向沉降曲線。由圖可知，地表最大沉降發(fā)生在隧道的中軸線位置處，且隨著內(nèi)摩擦角的增大而逐漸減小。當(dāng)內(nèi)摩擦角35°時(shí)地表豎向變形量相對(duì)較大。曲線的規(guī)律均符合高斯分布，地表沉降槽的寬度隨內(nèi)摩擦角的增加而逐漸減小，這可能是因?yàn)橥馏w內(nèi)摩擦角的增大，導(dǎo)致土體抗剪強(qiáng)度增加，盾構(gòu)開(kāi)挖造成的隧道左右兩側(cè)土體顆粒相對(duì)錯(cuò)動(dòng)的范圍逐漸減小。

圖7 橫向地表變形曲線

3.3 盾尾注漿彈性模量對(duì)地表變形的影響

盾尾注漿是盾構(gòu)施工最為關(guān)鍵的一個(gè)環(huán)節(jié)，且實(shí)際盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程中，盾尾注漿的彈性模量并未立即達(dá)到最大強(qiáng)度，如果考慮不合理，會(huì)低估地表沉降。為此我們有必要分析不同的盾尾注漿彈性模量對(duì)地表變形的影響。本文采用均質(zhì)等厚的圓環(huán)作為注漿模擬層，合理的初始注漿取值是高效控制盾尾間隙誘發(fā)地表沉降的方法。且不同的掘進(jìn)地質(zhì)，所對(duì)應(yīng)的初始注漿彈性模量也不同，根據(jù)已有文獻(xiàn)的分析，初始注漿彈性模量不應(yīng)低于0.9 MPa，故本文采用1 MPa、2 MPa、3 MPa、4 MPa和5 MPa 5種彈性模量對(duì)地表沉降進(jìn)行分析。

圖8為隧道開(kāi)挖面在18 m處的5種盾尾注漿彈性模量下的縱向地表變形曲線，由圖可知，5種注漿彈性模量下的地表縱向變形曲線規(guī)律一致，整體表現(xiàn)為隨著注漿彈性模量的增加，地表豎向變形逐漸減小，當(dāng)注漿彈性模量為1 MPa時(shí)曲線的斜率最大，地表最大沉降的變化量隨盾尾注漿彈性模量的增加由4 mm減小到了0.2 mm，說(shuō)明當(dāng)初始注漿彈性模量達(dá)到一定值時(shí)，其對(duì)地表沉降的影響逐漸減小。

圖8 縱向地表變形曲線

圖9為5種盾尾注漿彈性模量下的地表橫向變形曲線，由圖可知，曲線規(guī)律均符合高斯曲線分布。當(dāng)注漿彈性模量為1 MPa時(shí)，地表沉降最大，之后隨著注漿彈性模量的增加，地表沉降逐漸減小。注漿彈性模量在1 MPa～2 MPa范圍內(nèi)時(shí)，地表沉降值由19.7 mm減小到了14.2 mm，變化量達(dá)到了30%，3 MPa～4 MPa時(shí)，變化量為2%?？梢缘贸?，隨著注漿彈性模量的增大，最大沉降變化量逐漸減小。沉降槽的寬度隨盾尾注漿彈性模量的增大而逐漸減小，但變化量并不顯著。

圖9 橫向地表變形曲線

4 工程驗(yàn)證

本文將數(shù)值模型y=10 m處的橫斷面設(shè)定為監(jiān)測(cè)斷面，將實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與3種盾尾注漿彈性模量下的模擬值進(jìn)行對(duì)比，如圖10所示。

根據(jù)圖10可知，實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬曲線規(guī)律近似，數(shù)值模擬的最大沉降值分別為19.39 mm、14.56 mm和12.09 mm，而實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)的最大沉降量為13.69 mm，可以發(fā)現(xiàn)，實(shí)測(cè)值與3種彈性模量模擬值之間的誤差率分別為30%、6%和11.2%。得出實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)更接近于彈性模量為2 MPa時(shí)的模擬值，根據(jù)已有文獻(xiàn)的研究，模擬數(shù)據(jù)一般大于實(shí)測(cè)值，認(rèn)為模擬無(wú)法達(dá)到實(shí)際盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程中對(duì)應(yīng)圍巖的應(yīng)力釋放，故模擬值一般大于實(shí)測(cè)值。故本文得出，粉砂地層盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程中，初始注漿彈性模量的值不低于2MPa時(shí)，預(yù)測(cè)地表變形可以取得較好的效果。

圖10 橫向地表變形曲線

5 結(jié)論

（1）隧道掘進(jìn)過(guò)程中，相比于開(kāi)挖面后方土體的變形，土體黏聚力對(duì)開(kāi)挖面前方的地表變形影響并不顯著，地表最大沉降和橫向沉降槽寬度均隨土體黏聚力的增加而減小。

（2）土體黏聚力的大小，對(duì)隧道拱頂處所產(chǎn)生的土拱形狀及范圍有較大的影響，隨著土體黏聚力的增加，半橢球狀土拱逐漸延伸到地表處，抑制了地表的豎向變形。

（3）相比于土體的黏聚力，內(nèi)摩擦角對(duì)地表的變形更為顯著，最大地表變形值隨內(nèi)摩擦角的增大而非線性減弱。且在掌子面前方，內(nèi)摩擦角的增加，加大了掌子面的實(shí)際平衡壓力。

（4）盾尾注漿是盾構(gòu)施工最為關(guān)鍵的一個(gè)環(huán)節(jié)，合理的初始注漿取值是高效控制盾尾間隙誘發(fā)地表沉降的方法?；谀M值與實(shí)測(cè)值的對(duì)比分析，發(fā)現(xiàn)初始注漿彈性模量的值不低于2 MPa時(shí)，可以很好地預(yù)測(cè)地表變形。