楊 圓 付海軍 張社榮 霍恒炎

(1. 中國(guó)水利水電第十四工程局有限公司， 650041， 昆明； 2.天津大學(xué)水利工程仿真與安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 300072， 天津；3. 天津大學(xué)建筑工程學(xué)院， 300072， 天津//第一作者， 助理工程師)

盾構(gòu)施工會(huì)對(duì)地層產(chǎn)生一定擾動(dòng)，由此引起的地層應(yīng)力狀態(tài)發(fā)生變化，以及隧道周圍巖體產(chǎn)生一定變形。地表沉降不僅與支護(hù)手段、隧道埋深和施工方法有關(guān)，同時(shí)亦會(huì)受水文地質(zhì)條件的影響。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)盾構(gòu)法隧道施工引起的地表沉降提出了一系列分析方法。文獻(xiàn)[1]通過對(duì)大量實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，提出地表沉降槽近似呈正態(tài)分布，并總結(jié)出相應(yīng)的經(jīng)驗(yàn)公式。文獻(xiàn)[2]基于PECK公式，提出采用超幾何方法計(jì)算雙線平行盾構(gòu)施工引起的地面沉降。文獻(xiàn)[3]對(duì)上海軟粘地層中盾構(gòu)試驗(yàn)段進(jìn)行了計(jì)算分析，提出了考慮固結(jié)因素的修正Peck公式。文獻(xiàn)[4]在Peck公式的基礎(chǔ)上提出了負(fù)地層損失的估算公式。但因各地的地質(zhì)條件千差萬(wàn)別，施工方法和盾構(gòu)類型亦有所差異，因此對(duì)其研究鮮有概括性結(jié)論。

本文依托武漢地鐵11號(hào)線光谷四路站—光谷五路站施工段，針對(duì)盾構(gòu)中掌子面推力的變化、地質(zhì)條件復(fù)雜程度、注漿質(zhì)量的優(yōu)劣及盾構(gòu)機(jī)型的選取等不同施工條件下，運(yùn)用有限元計(jì)算分析軟件對(duì)盾構(gòu)施工的全過程進(jìn)行了三維數(shù)值仿真模擬，結(jié)合動(dòng)態(tài)監(jiān)測(cè)資料，分析地表沉降規(guī)律，并提出相應(yīng)的控制措施。

1 工程概況

武漢地鐵11號(hào)線光谷四路站—光谷五路站施工段(以下簡(jiǎn)為施工段)為雙線盾構(gòu)“S”型區(qū)間，采用2臺(tái)土壓平衡盾構(gòu)機(jī)，于右線先行施工，左線滯后半個(gè)月后施工，并于2016年3月31日同時(shí)接收。該區(qū)間線間距為13.0～21.2 m，線路平面最小曲線半徑為350 m，豎曲線半徑為5 000 m(最小豎曲線半徑為3 000 m)，最大縱坡為6.062‰。隧道底板埋深為18.2～25.8 m，隧道底板標(biāo)高為22.716～16.772 m。

該施工段范圍內(nèi)上覆有雜填土、粉質(zhì)黏土、強(qiáng)風(fēng)化泥巖、中風(fēng)化泥巖和強(qiáng)-中風(fēng)化泥巖。隧洞掘進(jìn)大部分處于強(qiáng)-中風(fēng)化泥巖層中。

2 有限元數(shù)值模擬計(jì)算

2.1 材料參數(shù)及數(shù)值計(jì)算模型

施工段范圍內(nèi)巖土層力學(xué)參數(shù)根據(jù)《光谷四路到光谷五路施工組織設(shè)計(jì)》取值，具體參數(shù)如表1所示。

表1 施工段巖土層及混凝土材料參數(shù)表

本文運(yùn)用Abaqus有限元軟件建立了施工段三維計(jì)算模型，并對(duì)盾構(gòu)施工過程進(jìn)行精細(xì)化仿真模擬。模擬中，假定工程條件及仿真方法如下：

(1) 土體和巖石單元采用Mohr-Coulomb本構(gòu)，該本構(gòu)關(guān)系滿足增量彈性法則和強(qiáng)度準(zhǔn)則；將各巖土層分界線設(shè)置為水平，其厚度取各巖土層厚度的平均值。

(2) 盾構(gòu)采用生死單元法模擬隧道施工中土體開挖、盾殼支護(hù)和管片支護(hù)等施工作業(yè)。

(3) 采用場(chǎng)變量法模擬漿液初凝及硬化過程：①漿液注漿階段，認(rèn)為其有內(nèi)壓，其彈性模量取1 MPa；②漿液硬化階段，經(jīng)過10 h 漿液凝固后，其彈性模量取50 MPa[5]。

(4) 開挖掌子面在各種荷載的作用下，認(rèn)為土體受到擾動(dòng)后的剪切模量和體積模量皆有所下降，所以選取掌子面方向一定長(zhǎng)度的土體作為卸荷單元，認(rèn)為卸荷單元在刀盤的擾動(dòng)下彈性模量有所降低，變?yōu)樵瓉淼?/2[6]。

(5) 間隙單元。開挖間隙分為3部分：刀盤超挖間隙、盾尾間隙和操作間隙[7]。本文通過降低材料彈性模量的方式來模擬開挖間隙，彈性模量一般取值為10 kPa。

(6) 暫不考慮地下水位的變化。

有限元計(jì)算模型如圖1所示。該模型沿11號(hào)線縱向長(zhǎng)度為110.0 m，橫向延伸長(zhǎng)度為100.0 m，高度為60.0 m。模型共132 008個(gè)單元、138 118個(gè)節(jié)點(diǎn)。

圖1 施工段三維整體計(jì)算模型

2.2 施工步模擬及計(jì)算工況

將施工段的盾構(gòu)施工步概括為初始階段和循環(huán)階段，具體分步如表 2 所示。初始階段主要是進(jìn)行初始地應(yīng)力平衡，并且去除重合單元；循環(huán)階段為每環(huán)的安裝過程，且每環(huán)的安裝次序均為 2 ～ 5 步，當(dāng)?shù)趎環(huán)進(jìn)行步序 3 時(shí)，第n+1 環(huán)同時(shí)進(jìn)行步驟 2，以此類推，盾構(gòu)施工模擬是一個(gè)循環(huán)疊加的過程。

盾構(gòu)施工參數(shù)復(fù)雜且相互影響，本文重點(diǎn)對(duì)以下施工影響因子進(jìn)行分析。掌子面承受盾構(gòu)推力時(shí)，推力大小的不同將導(dǎo)致掌子面前方巖體強(qiáng)度產(chǎn)生不同程度的衰減；注漿質(zhì)量的優(yōu)劣將會(huì)導(dǎo)致灌漿圈硬化后強(qiáng)度不同；地質(zhì)分布不均將會(huì)導(dǎo)致圍巖強(qiáng)度不均；盾尾間隙的差異不僅影響盾構(gòu)掘進(jìn)，還會(huì)影響地表沉降。不同計(jì)算工況下盾構(gòu)施工參數(shù)取值如表3所示。

表2 盾構(gòu)施工步模擬

表3 不同計(jì)算工況下盾構(gòu)施工參數(shù)取值

2.3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

按照表3的計(jì)算工況進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，圖2為有限元計(jì)算的地表豎向位移分布云圖。

圖2 地表豎向位移分布云圖

因開挖引起的應(yīng)力重分布對(duì)一定范圍內(nèi)的地層產(chǎn)生影響，形成施工沉降槽[8]。由圖2可知，地表沉降主要集中在隧道上方及周邊土體，符合雙圓盾構(gòu)的實(shí)際情況。模型中部最大沉降值為3.5 mm，該值符合沉降控制指標(biāo)；模型前后位置受邊緣效應(yīng)的影響，沉降值略大。

圖3展示了隨著開挖步的進(jìn)行，沿右線盾構(gòu)隧道軸線地表沉降的縱向變化。由圖3可知，隨著掌子面的推進(jìn)，由開挖面失穩(wěn)破壞引起的地表沉降向前推進(jìn)并逐漸增大，并呈U型分布，但整體沉降較小，最大值約為3.1 mm。

不同參數(shù)下的地表橫向沉降分布圖如圖4所示。由圖4可知，不同施工參數(shù)下的地表沉降規(guī)律相似，豎向變形的影響范圍大約為距離兩條隧道中線約 35 m，并呈 W 形漏斗狀分布。

(1) 隨著掌子面推力的變化，卸荷土體強(qiáng)度亦將隨之變化。當(dāng)土體卸荷模量為 200 MPa、400 MPa 和600 MPa時(shí)，最大地表沉降值分別為 2.5 mm、3.5 mm 和 5.1 mm，均滿足地表沉降控制指標(biāo)。因此，在盾構(gòu)合理開挖的前提下，應(yīng)適當(dāng)控制掌子面推力，以減少對(duì)掌子面的擾動(dòng)。

圖3 右線盾構(gòu)隧道地表縱向沉降圖

(2) 隨著漿液硬化彈性模量的增加，地表沉降值逐漸減小。漿液彈性模量為 50 MPa、100 MPa 和 200 MPa時(shí)，最大地表沉降值分別為 3.5 mm、3.1 mm 和 2.8 mm，均滿足地表沉降控制指標(biāo)。因此，在滿足漿液流動(dòng)性和凝固時(shí)間的前提下，選取漿液硬化后彈性模量較大的配合比，以提高注漿質(zhì)量。

(3) 隨著圍巖彈性模量的增加，地表沉降值逐漸減小。圍巖彈性模量為 400 MPa、800 MPa 和1 200 MPa時(shí)，最大地表沉降值分別為 1.8 mm、3.5 mm 和 6.2 mm。

(4) 隨著盾尾間隙的增大，地表沉降值逐漸增大。盾尾間隙為 35 mm時(shí)，最大地表沉降為 3.5 mm；盾尾間隙為 75 mm時(shí)，最大地表沉降為3.2 mm，均滿足地表沉降控制指標(biāo)。

3 現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)

3.1 地表沉降變形控制指標(biāo)及測(cè)點(diǎn)分布

施工段的地表沉降變形控制標(biāo)準(zhǔn)[9]如表4所示。

表4 地表沉降變形控制指標(biāo) mm

圖5顯示了本文所述施工段局部地表測(cè)點(diǎn)分布。盾構(gòu)始發(fā)段與接收段每隔 10 m布置一排監(jiān)測(cè)點(diǎn)，正常掘進(jìn)段每隔 30 m 布置一排監(jiān)測(cè)點(diǎn)，由于部分測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)丟失，因此選取CK 46+785—CK 47+055區(qū)間中位置典型且數(shù)據(jù)完整的測(cè)點(diǎn)作為典型監(jiān)測(cè)點(diǎn)。

a) 不同卸荷土體彈性模量下的地表橫向沉降分布

b) 不同漿液彈性模量下的地表橫向沉降分布

c) 不同圍巖彈性模量下的地表橫向沉降分布

d) 不同盾尾間隙下的地表橫向沉降分布

3.2 對(duì)比分析

該工程先行施工右線，15 d后施工左線。借鑒文獻(xiàn)[2]提出的基于 Peck 公式的超幾何方法來計(jì)算雙線盾構(gòu)錯(cuò)步施工引起的地面沉降，并對(duì)雙線錯(cuò)步施工引起地表沉降的規(guī)律及路徑變形進(jìn)行研究。三維 Peck 公式如下所示：

圖5 地表測(cè)點(diǎn)分布圖

(1)

式中:

if，ηf——先行隧道的地面沉降槽寬度系數(shù)和土體損失率；

il，ηl——后行隧道的地面沉降槽寬度系數(shù)和土體損失率；

z——距地表的豎向距離，以向下為正；

h——隧道軸線至地表的距離；

y——隧道向前推進(jìn)的距離；

x——距兩隧道中軸線的距離；

L——左線線路中線與右線線路中線之間的距離；

n——與隧道半徑和土質(zhì)條件有關(guān)的影響系數(shù)(對(duì)于黏性土,n取0.35～0.85;對(duì)于砂土,n取0.85～1.00)；

Smax,f——兩隧道中軸線上方最大地面沉降量；

S(x,y,z)——(x,y,z)位置處的地面沉降量。

本文取6倍盾構(gòu)隧道洞徑范圍，對(duì)比分析該范圍內(nèi)盾構(gòu)機(jī)推進(jìn)至不同位置處地表沉降的數(shù)值計(jì)算模擬值(以下簡(jiǎn)為模擬值)、Peck公式計(jì)算值(以下簡(jiǎn)為計(jì)算值)和實(shí)際變形監(jiān)測(cè)值(以下簡(jiǎn)為監(jiān)測(cè)值)。圖6 a)表示右線先行開挖至樁號(hào)CK46+955、CK46+965、CK46+975時(shí)，在CK46+965處的橫向地表沉降。圖6 b)表示左線后行開挖至樁號(hào)CK46+955、CK46+965、CK46+975時(shí)，在CK46+965處的橫向地表沉降。

a) CK46+965 處由右線先行引起的橫向地表沉降

b) CK46+965 處由左線后行引起的橫向地表沉降

由圖6 a)可知，通過數(shù)值計(jì)算模擬、Peck公式計(jì)算與實(shí)地監(jiān)測(cè)得到的地表沉降曲線變化趨勢(shì)基本一致，均呈V形分布，且因?yàn)榇藭r(shí)左線還未施工，沉降最大值偏向先行隧道(右線)一側(cè)。隨著盾構(gòu)向前推進(jìn)，各測(cè)點(diǎn)的沉降值均逐漸增大。

由圖6 b)可知，通過數(shù)值計(jì)算模擬、Peck公式計(jì)算與實(shí)地監(jiān)測(cè)得到的地表沉降曲線變化趨勢(shì)基本一致，均呈 W形分布。其中左線隧洞上方的地表沉降值略大于右線位置，因?yàn)樽缶€開挖時(shí)，土體應(yīng)力再次發(fā)生變化，地基進(jìn)一步發(fā)生沉降，且由于右線通過壁后注漿等支護(hù)措施，已基本彌補(bǔ)地層損失，故右線位置二次沉降值略小。同時(shí)隨著盾構(gòu)機(jī)向前推進(jìn)，各測(cè)點(diǎn)的沉降值均逐漸增大。

由于土體變形的滯后性和長(zhǎng)期性，圖 6 中監(jiān)測(cè)值均小于模擬值和計(jì)算值。其中，通過數(shù)值模擬所得的最大沉降為3.5 mm，通過Peck公式計(jì)算所得最大沉降值為5.7 mm，通過實(shí)際監(jiān)測(cè)得到的最大沉降值為2.5 mm。該計(jì)算結(jié)果亦驗(yàn)證了數(shù)值模擬方法的可行性。

4 控制措施

盾構(gòu)開挖必然會(huì)引起地層的移動(dòng)和變形，劇烈的地表沉降或不均勻沉降會(huì)造成周邊管線、建(構(gòu))筑物的破壞，因此需要采取必要的控制措施：

(1) 設(shè)定合理的土倉(cāng)壓力來保持開挖面穩(wěn)定。盾構(gòu)施工參數(shù)較為復(fù)雜，例如掘進(jìn)速度、千斤頂推力、刀盤扭矩、刀盤轉(zhuǎn)速以及排土量等參數(shù)都會(huì)對(duì)開挖面產(chǎn)生一定的影響，且這些參數(shù)不易做單方面控制。對(duì)開挖面而言，最為關(guān)鍵的是實(shí)現(xiàn)土倉(cāng)壓力的動(dòng)態(tài)平衡，通過實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)土倉(cāng)壓力判斷掌子面穩(wěn)定，并根據(jù)土倉(cāng)壓力的變化控制排土量，調(diào)整土倉(cāng)內(nèi)外土壓的差值[11]。

(2) 盾構(gòu)推進(jìn)時(shí)應(yīng)計(jì)算漿液配合比，嚴(yán)格控制注漿壓力，及時(shí)調(diào)整注漿參數(shù)，以提高注漿質(zhì)量。確保漿液能夠填充土層孔隙和盾尾間隙，而不會(huì)發(fā)生土體劈裂，注漿壓力過小會(huì)導(dǎo)致漿液還未及時(shí)填充孔隙便已進(jìn)入初凝階段，造成填充不密實(shí)[12]。

(3) 做好地質(zhì)勘測(cè)，了解地下水分布和軟弱地層分布，減少漿液流失和地下水滲漏。保證盾構(gòu)施工的連續(xù)性，減少暫停作業(yè)期間的地表沉降，提高開挖施工的速度，減少土體損失的時(shí)間，及時(shí)采取支護(hù)措施對(duì)地表變形控制有積極作用[13]。

(4) 盾尾間隙的大小由盾構(gòu)機(jī)機(jī)型和刀具布置決定，過小的盾尾間隙對(duì)于減小地表沉降有一定作用，但結(jié)合工程實(shí)際，盾尾間隙過小亦可能對(duì)盾構(gòu)機(jī)掘進(jìn)姿態(tài)調(diào)整帶來不便。因此需通過全面考慮和權(quán)衡再來進(jìn)行盾構(gòu)機(jī)機(jī)型的選取[14]。

5 結(jié)語(yǔ)

將施工段的數(shù)值模擬值、計(jì)算值與監(jiān)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比，可得到以下結(jié)論：

(1) 地表橫向沉降集中在兩隧道中軸線兩邊各35 m的區(qū)域內(nèi)，并形成漏斗狀的沉降槽，且地表沉降值均在控制范圍之內(nèi)，沉降最大值隨著開挖面的推進(jìn)逐漸增大，最后趨于穩(wěn)定。右線先行施工時(shí)，地表發(fā)生首次沉降，當(dāng)左線后行開挖時(shí)，地表將發(fā)生二次沉降，且由于右線及時(shí)采取支護(hù)措施，故右線二次沉降值略小。由于土體變形的滯后性，導(dǎo)致監(jiān)測(cè)值小于計(jì)算值。經(jīng)對(duì)比，模擬值更加接近實(shí)際值，從而驗(yàn)證了數(shù)值模擬的合理性和適用性。

(2) 不同施工參數(shù)下的數(shù)值模擬結(jié)果表明：對(duì)掌子面前方土體的擾動(dòng)越小，地表沉降越小，前方土體卸荷后彈性模量每減小100 MPa，地表沉降增加0.65 mm，增幅達(dá)26%，對(duì)土體擾動(dòng)的影響較為明顯；注漿質(zhì)量越高，地表沉降越小，漿液硬化彈性模量每減小50 MPa，地表沉降增加0.3 mm，增幅達(dá)9.7%；圍巖地質(zhì)條件越好，地表沉降越小，圍巖彈性模量每減小400 MPa，地表沉降增加2.2 mm；盾尾間隙越大，地表沉降越大，73 mm的盾尾間隙較35 mm的盾尾間隙地表沉降增大0.3 mm，對(duì)地表沉降影響較弱。

因此，在工程施工中采取如下控制措施：

(1) 土體擾動(dòng)對(duì)地表沉降的影響明顯，應(yīng)嚴(yán)格控制盾構(gòu)掘進(jìn)中的千斤頂推力、推進(jìn)速度和土倉(cāng)壓力，保持掌子面穩(wěn)定，使其均勻受力，減少土體卸荷程度。

(2) 圍巖地質(zhì)條件對(duì)地表沉降影響明顯，設(shè)計(jì)選線時(shí)應(yīng)避免穿越軟弱地層。

(3) 數(shù)值模擬中注漿質(zhì)量對(duì)地表沉降的影響較弱，可能因?yàn)槟Ｐ椭形纯紤]漿液對(duì)土體孔隙的填補(bǔ)作用。因此實(shí)際施工中，應(yīng)選取合理配合比，嚴(yán)格控制注漿壓力。

(4) 盾尾間隙對(duì)地表沉降的影響較弱，且盾尾間隙過小，提高了盾構(gòu)機(jī)姿態(tài)調(diào)整控制的難度。在實(shí)際施工中，右線采用的是35 mm的盾尾間隙，在施工前期，管片錯(cuò)臺(tái)損壞較為嚴(yán)重，影響了隧道的整體質(zhì)量，經(jīng)綜合分析，認(rèn)為75 mm的盾尾間隙更為合理。