竇炳珺， 鐘均民， 趙鵬， 劉元昆， 孫志浩， 徐長節(jié),4,5*

(1.浙江省大成建設(shè)集團有限公司， 杭州 310000； 2.浙江大學建筑工程學院， 杭州 310000; 3.浙江大學平衡建筑研究中心，杭州 310000； 4.華東交通大學江西省巖土工程基礎(chǔ)設(shè)施安全與控制重點實驗室， 南昌 330013； 5.華東交通大學江西省地下空間技術(shù)開發(fā)工程研究中心， 南昌 330013)

近年來，盾構(gòu)掘進技術(shù)的發(fā)展突飛猛進，經(jīng)常被用于在硬巖地層中開挖隧道。在硬巖地層中進行盾構(gòu)掘進時，其重難點主要集中在切削巖層困難、刀盤磨損嚴重以及刀盤結(jié)泥餅影響盾構(gòu)開挖的效率和安全性等問題上，因此對硬巖地區(qū)盾構(gòu)掘進的研究也主要集中在刀盤受力分析和刀具布置設(shè)計這兩個方面[1]，而針對盾構(gòu)掘進引起周邊環(huán)境變化的影響分析研究較為缺少。盾構(gòu)施工的實際過程十分復(fù)雜，目前最能夠反映實際情況的分析方法是采用數(shù)值模型對問題進行分析[2]。

為在有限元分析時合理地模擬盾構(gòu)的施工過程，弄清盾構(gòu)施工時的作用機理是十分必要的。國內(nèi)外學者針對如何合理地模擬施工實際過程進行了大量的研究：郭玉海[3]對大直徑土壓平衡盾構(gòu)引起的地表變形規(guī)律進行了研究；安妮[4]對在盾構(gòu)施工時如何通過盾尾空隙二次注漿控制地表豎向位移進行了研究；秦弦等[5]綜合考慮了掌子面壓力、應(yīng)力釋放、注漿力學性質(zhì)變化、盾構(gòu)機身坡度、注漿壓力等要素，建立了盾構(gòu)施工的三維非線性有限元模型；Kasper等[6-8]提出了一種能綜合考慮盾構(gòu)施工中各相關(guān)因素(包括地下水、盾構(gòu)機與土體間的摩擦、千斤頂以及盾尾注漿)的建模方法，其中對注漿過程采用了流固兩場耦合的方法進行模擬，更加符合實際情況；郭幪[9]依托某慢速掘進盾構(gòu)工程，采用三維數(shù)值模擬法和解析方法，研究了施工引起地層表面變形的主要影響要素。

盾構(gòu)施工工藝在軟土中的應(yīng)用較多，近年來，隨著技術(shù)的發(fā)展，也越來越多地被應(yīng)用于硬巖地層中開挖隧道。相應(yīng)地，對軟土中盾構(gòu)掘進的研究較多[10-14]，而對硬巖中盾構(gòu)掘進的研究主要集中在掘進技術(shù)方面[15-17]，對盾構(gòu)掘進全過程周邊環(huán)境受到的影響研究較為缺少。因此，收集各地區(qū)硬巖中盾構(gòu)掘進的地表豎向位移監(jiān)測數(shù)據(jù)并對其進行分析研究，具有重要的工程意義。在實際盾構(gòu)工程中，經(jīng)常會出現(xiàn)盾尾注漿不足現(xiàn)象，但目前鮮有硬巖地區(qū)不同注漿位置漿體缺失造成地表沉降的影響研究。現(xiàn)以某硬巖地區(qū)盾構(gòu)掘進工程為例，分析其工程實測數(shù)據(jù)，并通過數(shù)值模擬軟件對部分施工段進行仿真模擬，經(jīng)與工程實測數(shù)據(jù)對比，驗證模型的有效性。在此基礎(chǔ)上，通過分別模擬管片不同位置漿體缺失，研究管片前方和后方漿體缺失對地表沉降的影響。以期使得出的結(jié)論供類似工程參考借鑒。

1 工程概況

臨安廣場站—農(nóng)林大學站區(qū)間位于杭臨線臨安段，區(qū)間線路出臨安廣場站后，線路沿萬馬路向北敷設(shè)，在錦江地塊以620 m轉(zhuǎn)變半徑轉(zhuǎn)向東，下穿南苕溪后，貼苕溪北側(cè)沿苕溪北路下敷設(shè)至農(nóng)林大學站。

區(qū)間左線設(shè)計里程范圍為左DK4+980.800～DK8+757.900，全長為3 802.157 m(含長鏈25.057 m)。其中左DK6+767.8～DK6+792.2為區(qū)間風井，明挖法施工，長24.4 m；其余均為盾構(gòu)法施工，長3 777.757 m(含長鏈25.057 m)。隧道管片斷面內(nèi)徑6 000 mm、外徑6 700 mm。

區(qū)間右線設(shè)計里程范圍為右DK4+980.800～DK8+757.900，全長為3 777.115 m(含長鏈0.015 m)。其中右DK6+749.895～DK6+774.295為區(qū)間風井，明挖法施工，長24.4 m；其余均為盾構(gòu)法施工，長3 752.715 m(含長鏈0.015 m)。隧道管片斷面內(nèi)徑6 000 mm、外徑6 700 mm。

1.1 地質(zhì)條件

勘探深度內(nèi)地層包含素填土、粉質(zhì)黏土、卵石、強風化泥質(zhì)粉砂巖、中風化泥質(zhì)粉砂巖以及中風化砂礫巖等。盾構(gòu)經(jīng)過區(qū)域主要為強風化泥質(zhì)粉砂巖、中風化泥質(zhì)粉砂巖以及中風化砂礫巖。盾構(gòu)隧道掘進路線如圖1所示。

圖1 盾構(gòu)掘進路線示意圖Fig.1 Sketch of route of shield tunneling

1.2 監(jiān)測點布置方案

隧道上方地表豎向位移監(jiān)測主要分為試掘進段和正常掘進段兩個階段的監(jiān)測。

1.2.1 進出洞段監(jiān)測

為適應(yīng)盾構(gòu)在新的介質(zhì)條件下工作，優(yōu)選施工參數(shù)，取得該地區(qū)的豎向位移監(jiān)測控制參數(shù)，在盾構(gòu)初始掘進的100 m范圍內(nèi)，設(shè)立監(jiān)測試驗段。在試驗段中地面豎向位移測量工作將采取縮短斷面測點的間距，增加測量頻次的作業(yè)方法。具體方案是：沿軸線每隔5 m設(shè)一個豎向位移監(jiān)測點，間隔10 m布設(shè)3條斷面，間隔20 m布設(shè)3條斷面，每條斷面布設(shè)12 個豎向位移觀測點：左右線軸線上各布1 個點，垂直左右軸線兩側(cè)各布設(shè)4 個點。

1.2.2 正常掘進段監(jiān)測

正常掘進段左右軸線上每隔10 m各布設(shè)一個豎向位移監(jiān)測點(曲線段左線部分測點間距為11 m)；每隔30 m設(shè)一個豎向位移監(jiān)測斷面，每個豎向位移監(jiān)測斷面布設(shè)12 個豎向位移監(jiān)測點。

地面監(jiān)測點分左右線編號，右線編號為“DBC-R-***”，左線編號為“DBC-L-***”，其中“***”為區(qū)間環(huán)號；橫斷面上的點編號為“DBC-***-1”，其中“***”表示第幾條斷面，“1”表示剖面右側(cè)第1 個點。

2 地表豎向位移監(jiān)測數(shù)據(jù)分析

2.1 地表豎向位移監(jiān)測異常數(shù)據(jù)統(tǒng)計

在硬巖地區(qū)進行盾構(gòu)掘進施工時，由于盾構(gòu)穿越地層主要為巖體，受擾動的影響較小，一般情況下地表豎向位移均易被控制在一個較小的范圍內(nèi)，但也有個別位置的地表豎向位移出現(xiàn)較大值，將其數(shù)據(jù)與同階段其余點豎向位移數(shù)據(jù)取出，如圖2～圖4所示，其中月份為分別自盾構(gòu)切口到達DBCL-01、DBC-R-003及DBC-L-571起算后經(jīng)過的月數(shù)。

從圖2～圖4可以看出，DBC-L-20、DBC-R-3及DBC-L-651點位處出現(xiàn)異常豎向位移數(shù)據(jù)，其最終穩(wěn)定地表豎向位移最大值分別為-12.46、-8.81及-23.77 mm。

圖2 DBC-L-20及鄰近點位地表豎向位移數(shù)據(jù)Fig.2 Surface settlement data of point DBC-L-20 and its proximate points

圖3 DBC-R-3及鄰近點位地表豎向位移數(shù)據(jù)Fig.3 Surface settlement data of point DBC-R-3 and its proximate points

圖4 DBC-L-651及鄰近點位地表豎向位移數(shù)據(jù)Fig.4 Surface settlement data of point DBC-L-651 and its proximate points

2.2 地表豎向位移監(jiān)測異常原因分析

2.2.1 DBC-L-20豎向位移數(shù)據(jù)異常原因分析

左線盾構(gòu)切口掘進至17環(huán)時，DBC-L-20點處地表豎向位移已達-7.17 mm，且此時位于其點位前方的DBC-L-23、DBC-L-26、DBC-L-30三點處地表也分別發(fā)生了豎向位移，分別為-3.14、-3.51以及-3.03 mm，位于點位后方的DBC-L-16的豎向位移為0.74 mm，基本未受影響。由此可知，此時上述點位的地表豎向位移主要原因應(yīng)為掌子面處土壓不足所致。

后續(xù)兩個月的跟蹤測量數(shù)據(jù)表明，DBC-L-20的豎向位移最終穩(wěn)定在-12.46 mm左右，其前方的DBC-L-23、DBC-L-26、DBC-L-30三點處的豎向位移值分別穩(wěn)定在-3.63、-3.94和-3.15 mm左右，后方的DBC-L-16點處的豎向位移穩(wěn)定在0.51 mm左右。由此可知，在后續(xù)的施工中，鄰近點位的豎向位移并未持續(xù)發(fā)展，盾構(gòu)掘進同步注漿的效果應(yīng)較為良好，而DBC-L-30點處因掌子面土壓不足造成的影響仍對該點造成了一定的持續(xù)影響。

2.2.2 DBC-R-3豎向位移數(shù)據(jù)異常原因分析

右線盾構(gòu)切口開始掘進時，盾構(gòu)自始發(fā)井出發(fā)，其邊界條件與區(qū)間不同，因此對地表豎向位移控制不足。切口環(huán)到達前，DBC-R-1、DBC-R-3、DBC-R-6三點的地表豎向位移分別為-1.91、-2.85和-2.39 mm；盾尾通過后，三點地表豎向位移分別為-3.01、-8.81和-3.48 mm。后續(xù)施工已可明顯對地表豎向位移進行有效的控制，DBC-R-10、DBC-R-13以及DBC-R-16三點的最終穩(wěn)定豎向位移數(shù)據(jù)分別為0.60、-0.82和1.33 mm。

由上述分析可知，DBC-R-3點位的異常豎向位移由應(yīng)力邊界條件不同所致。

2.2.3 DBC-L-651豎向位移數(shù)據(jù)異常原因分析

盾構(gòu)左線切口掘進至653環(huán)時，DBC-L-651點處的地表豎向位移為-1.86 mm，仍在可控范圍內(nèi)。在盾尾通過該點后，其表面土體豎向位移持續(xù)發(fā)展，最終穩(wěn)定在23.77 mm左右。

DBC-L-651點前后鄰近位置地表的豎向位移值均為較大值：掘進方向前方DBC-L-651、DBC-L-658、DBC-L-664、DBC-L-671、DBC-L-678、DBC-L-684、DBC-L-691點位的最終穩(wěn)定豎向位移值分別為-20.31、-18.05、-17.68、-13.45、-8.07、-5.23 mm；掘進方向后方DBC-L-644、DBC-L-638、DBC-L-631、DBC-L-624點位的最終穩(wěn)定豎向位移分別為-14.43、-11.48、-10.78、-7.59 mm。

由上述數(shù)據(jù)分析可得，DBC-L-651點位處的地表豎向位移主要原因應(yīng)為注漿參數(shù)控制不足，且該處巖土體可能與周邊巖土體情況有所不同，在多環(huán)掘進參數(shù)未能得到有效控制的情況下，盾構(gòu)掘進沿線土體產(chǎn)生了大規(guī)模的地表豎向位移。

3 數(shù)值計算模型

3.1 幾何模型

以DBC-L-20處為基準建立數(shù)值模擬的幾何模型，此處盾構(gòu)與土體的位置如圖5所示，影響范圍內(nèi)土層共有7層，土層各類為5種，分別為1-2素填土層、14-4卵石層、22-b-2強風化泥質(zhì)粉砂巖層、22-T中風化砂礫巖層及22-b-3中風化泥質(zhì)粉砂巖層。

按計算范圍向外擴3～4 倍洞徑為依據(jù)，模型為46.5 m(掘進方向)×37.6 m(高度)×49.0 m(隧道橫向)，其中盾構(gòu)環(huán)數(shù)共計31 環(huán)。單元材料盾構(gòu)體、管片及漿體所在位置如圖6所示。

圖5 DBC-L-20處土層Fig.5 Soil stratum of point DBC-L-20

3.2 模型參數(shù)

模型中，土體參數(shù)取自勘察報告，漿體單元的參數(shù)由實驗獲得，盾構(gòu)機和管片則分別用鋼和混凝土的參數(shù)，盾構(gòu)機重度由盾構(gòu)機總重除以模型中盾構(gòu)的體積換算得到，各材料參數(shù)取值如表1所示。

圖6 模型總圖Fig.6 General drawing of model

表1 數(shù)值模型參數(shù)表Table 1 Parameter table of numerical model

3.3 施工工況模擬

3.3.1 初始工況

如圖7所示，以圖7所示起點為盾構(gòu)掘進的起點，后方管片均已拼裝完成，漿體也已注入并穩(wěn)定。

圖7 初始工況Fig.7 Initial working condition

3.3.2 施工工況模擬方法

(1)掌子面開挖及盾構(gòu)頂進。施工第一步即是對起點處掌子面進行開挖，同時對此處施加土壓以穩(wěn)定前方土體，盾構(gòu)機同時頂進。對掌子面的開挖和盾構(gòu)機的頂進通過單元生死模擬，對前方土體施加土壓通過設(shè)定3D單元面壓力實現(xiàn)。

(2)盾尾脫出及施加同步漿體注入壓力。模擬時重復(fù)上述步驟，因盾構(gòu)長約6 m，可掘進至第4環(huán)，隨后繼續(xù)向前掘進時，盾尾脫出第一環(huán)土體，此時，第一環(huán)盾構(gòu)通過單元生死消失，同時對周邊環(huán)向土體施加同步漿體注入壓力。

(3)漿體硬化。通過單元生死模擬同步注漿漿體的硬化過程。

(4)漿體缺失。漿體缺失的模擬方法采用活化減退方法，即將相應(yīng)位置設(shè)定的缺失單元用經(jīng)過剛度折減的材料代替，進行數(shù)值模型計算。

4 計算結(jié)果分析

4.1 模型合理性驗證

考慮掌子面開挖及同步注漿時，盾尾掘進至接近計算范圍末端時模型表面土體的豎向位移云圖如圖8所示，其中掌子面壓力取值為盾構(gòu)中心位置的靜止土壓力，同步注漿壓力取1.1 倍的靜止土壓力。

將圖8中盾構(gòu)中心線上方沿線地表豎向位移的部分數(shù)據(jù)提出，得表2。從表2中可以看出，盾構(gòu)始發(fā)處地表豎向位移較大，達到了-7.3 mm，隨著環(huán)數(shù)的增大，相應(yīng)的地表位移值逐漸減小，當達到16環(huán)左右時，地表位移值接近于0 mm。結(jié)合表2中數(shù)據(jù)和圖2中的實測數(shù)據(jù)，繪制圖9。

從圖9中可以看出，模擬值曲線和實測值曲線變化趨勢基本一致，均為盾構(gòu)始發(fā)處地表沉降較大，隨著環(huán)數(shù)的增大，地表沉降逐漸減小，且沉降值大小也較為接近。

圖8 考慮同步注漿時地表豎向位移云圖Fig.8 Vertical displacement nephogram of soil surface when simultaneous grouting is considered

表2 盾構(gòu)中心線上方沿線地表豎向位移數(shù)據(jù)Table 2 Vertical displacement data of soil surface on the central line of shield

圖9 考慮同步注漿工藝時盾構(gòu)中心線上方沿線 地表豎向位移曲線Fig.9 Vertical displacement curve of soil surface on the central line of shield when considering synchronous grouting

綜上所述，模型對掌子面開挖施工以及同步注漿施工工藝的模擬較為合理，可認為模型較為適用。

4.2 盾構(gòu)掘進相關(guān)參數(shù)分析

4.2.1 漿體缺失單元剛度折減系數(shù)確定

漿體缺失的模擬方法采用活化減退方法，即將相應(yīng)位置設(shè)定的缺失單元用經(jīng)過剛度折減的材料代替，再進行模型計算。計算時，剛度折減系數(shù)是決定模型計算結(jié)果合理與否的關(guān)鍵因素，因此，需通過試算的方法對其進行確定。

由圖4可以看出，DBC-L-651處前后二十環(huán)內(nèi)地表豎向位移值均較大，又由對監(jiān)測數(shù)據(jù)的分析可知其原因是注漿參數(shù)控制不當，因此可以認為此范圍內(nèi)的漿體均有缺失現(xiàn)象。將DBC-L-651處的地層數(shù)據(jù)取出，如圖10所示。

通過試算，對不同剛度折減系數(shù)情況進行計算，并取出模型中部(即第16 環(huán))盾構(gòu)中心線處地表豎向位移數(shù)據(jù)，繪出豎向位移與剛度折減系數(shù)關(guān)系圖，如圖11所示。

圖10 DBC-L-651處地層Fig.10 Stratum of DBC-L-651

從圖11中可以看出，注漿體彈性模量取8.2 MPa時，地表豎向位移計算結(jié)果為-2.34 cm，與實測數(shù)據(jù)較為接近。取剛度折減系數(shù)82%進行模型計算，得到盾構(gòu)中心線上方沿線地表豎向位移的數(shù)值模擬數(shù)據(jù)，結(jié)合實測數(shù)據(jù)得到圖12?？梢钥闯觯M曲線和實測曲線的變化趨勢吻合，且數(shù)值大小也基本一致，證明剛度折減系數(shù)取82%是一個較為合理的取值。

圖11 地表豎向位移隨同步注漿漿體彈模變化曲線Fig.11 Vertical displacement variation curve of soil surface along with elastic modulus variation of synchronous grouting slurry

圖12 考慮注漿漿體缺失時盾構(gòu)中心線上方沿線 地表豎向位移曲線Fig.12 Verticaldisplacement curve of soil surface on the central line of shield when considering the absence of grouting slurry

4.2.2 掘進方向后方漿體缺失對地表豎向位移影響分析

為研究漿體缺失對地表豎向位移的具體影響，將以模型正中掘進里程(即第16 環(huán)正中)的地表豎向位移為研究對象，分別對掘進方向前后方不同環(huán)數(shù)漿體缺失情況進行模擬計算分析。

對第16 環(huán)盾構(gòu)漿體缺失工況及在其掘進方向后方各環(huán)漿體缺失工況分別進行計算，對應(yīng)的地表豎向位移變化曲線如圖13所示。

將掘進方向后方各種漿體缺失情況的計算結(jié)果列入表3中。從表3中可以看出，10～16環(huán)漿體出現(xiàn)缺失情況時，對第16環(huán)處地表豎向位移影響較大，1～9環(huán)漿體缺失造成的影響不足10～16環(huán)的10%。

1～6 環(huán)漿體缺失對第16 環(huán)處的地表豎向位移基本沒有影響。第16環(huán)本身漿體缺失會造成2.06 mm的地表豎向位移，而第16 環(huán)掘進方向后方的漿體缺失引起第16 環(huán)處地表豎向位移值為-8.81 mm。

圖13 掘進方向后方漿體缺失時地表豎向位移曲線Fig.13 Vertical displacement variation curve when the synchronous grout slurry is deficient behind the excavation direction

表3 掘進方向后方漿體缺失時地表豎向位移值Table 3 Vertical displacement value when the synchronous grout slurry is deficient behind the excavation direction

4.2.3 掘進方向前方漿體缺失對地表豎向位移影響分析

對第16 環(huán)盾構(gòu)漿體缺失工況及在其掘進方向前方各環(huán)漿體缺失工況分別進行計算，對應(yīng)的地表豎向位移變化曲線如圖14所示。

圖14 掘進方向前方漿體缺失時地表豎向位移曲線Fig.14 Vertical displacement variation curve when the synchronous grout slurry is deficient forward the excavation direction

將掘進方向前方各種漿體缺失情況的計算結(jié)果列入表4中。從表4中可以看出，16～25 環(huán)漿體出現(xiàn)缺失情況時，對第16 環(huán)處地表豎向位移影響較大，26～31 環(huán)漿體缺失造成的影響不足16～25 環(huán)的10%。28～31環(huán)漿體缺失對第16 環(huán)處的地表豎向位移基本沒有影響。第16 環(huán)掘進方向前方的同步注漿漿體缺失引起的第16 環(huán)處地表豎向位移值為-12.55 mm。

表4 掘進方向前方漿體缺失時地表豎向位移Table 4 Vertical displacement value when the synchronous grout slurry is deficient forward the excavation direction

4.2.4 不同區(qū)域漿體缺失對地表豎向位移影響程度分析

將不同區(qū)域漿體缺失引起地表豎向位移占總地表豎向位移的比例列入表5中。由表5可以看出，掘進方向前方的漿體缺失引起的地表豎向位移比例比后方多16%。

表5 不同區(qū)域漿體缺失引起地表豎向位移值及其所占比例Table 5 Vertical displacement value and proportion caused by slurry deficiency in different areas

因此，在盾構(gòu)掘進過程中如出現(xiàn)較大的地表豎向位移，除應(yīng)對已通過區(qū)域進行及時的二次注漿等補救措施外，還應(yīng)及時調(diào)整同步注漿參數(shù)，減少后續(xù)掘進過程中的漿體缺失現(xiàn)象，這對減少地表豎向位移有著更有效的作用。

5 結(jié)論

(1)某環(huán)掘進方向后方及該環(huán)存在漿體缺失時，該環(huán)自身漿體缺失造成的地表沉降量為2.06 mm，而后方漿體缺失造成該環(huán)處地表沉降量為8.81 mm，后者約為前者的4.3倍。

(2)某環(huán)掘進方向前方存在漿體缺失時，該環(huán)前方漿體缺失造成該環(huán)處地表沉降量為12.55 mm，約為該環(huán)自身漿體缺失造成地表沉降的6倍。

(3)某環(huán)掘進方向前后方漿體缺失均會對該環(huán)處地表沉降造成一定的影響。后方漿體缺失時，臨近4環(huán)以外漿體缺失造成的影響較小，不足臨近4環(huán)造成影響的10%。前方漿體缺失時，臨近9環(huán)以外漿體缺失造成的影響較小，不足臨近9環(huán)造成影響的10%。

(4)在針對DBC-L-651處進行模擬時，掘進方向前方的漿體缺失引起的地表豎向位移比后方多16%。

因此，在盾構(gòu)掘進過程中如出現(xiàn)較大的地表豎向位移，除應(yīng)對已通過區(qū)域進行及時的二次注漿等補救措施外，還應(yīng)及時調(diào)整同步注漿參數(shù)，減少后續(xù)掘進過程中的漿體缺失現(xiàn)象，這對減少地表豎向位移有著更有效的作用。