孫 陽 劉蒙蒙 宋德威 徐振揚 余 杰

(1.河海大學 港口海岸與近海工程學院,南京 210098;2.河海大學 淮安研究院,江蘇 淮安 223005;3.杭州京杭運河二通道建設投資有限公司,杭州 310017)

目前,在中國的許多大城市中,地下軌道交通系統(tǒng)的不斷完善有效地緩解了國內的交通壓力,加快了城市發(fā)展.在城市建設中,盾構法由于其自身的獨特優(yōu)勢,被廣泛應用于國內軟土地區(qū)的城市地下隧道的施工中.因此,準確地了解和掌握盾構施工對周圍土體的擾動規(guī)律,對確保工程本身的安全性和順利進行以及減少對環(huán)境的影響十分重要.

許多學者采用不同的研究手段分析了各類條件下盾構隧道近接施工對周圍土體和鄰近建構筑物的影響[1-3].不同的盾構施工工序和工法對盾構掘進過程中周圍土體的擾動影響差異較大[4-5].盾構掘進速度和新隧道周圍土壓力對鄰近建筑物的側向位移影響很大,合理選擇EPB 盾構施工參數(shù)對減小建筑物的變形至關重要[6].

早期國內研究盾構掘進對地面位移的影響多集中在開挖面平衡及盾尾間隙注漿充填,多關注受擾動土體強度和穩(wěn)定性,往往忽視了孔隙水壓力的變化.淤泥質黏土、粉質黏土及砂質粉土在盾構掘進時產生的超孔隙水壓力及其消散過程對土體擾動很大[7-12].Yuan等[13]采用三維建模分析盾構隧道與周圍土體的變形關系,驗證了孔隙水壓力分布受土層性質影響.Luo等[14-15]等基于Biot理論及流變力學理論建立三維流固耦合模型,并進一步預測了盾構掘進引起的土體變形與孔壓變化規(guī)律.超孔隙水壓力的后期消散也是土體長期沉降的主要原因,其導致的沉降可以占到總沉降的40%.典型的軟土加超孔隙水壓力的存在,使土體抗剪強度進一步降低,加劇了鄰近槽壁的不穩(wěn)定.目前相關成果均是針對無約束地下空間中盾構施工對周圍土體孔隙水壓力的影響研究,關于軟土地區(qū)半封閉空間中盾構掘進時的土體響應特性分析還沒有先例.因此,針對上海軟土地區(qū)近接地下連續(xù)墻盾構施工對周圍土體及超孔隙水壓力的影響,需要進行實測和數(shù)值模擬研究.

本文基于上海地鐵7號線龍陽站至白楊站區(qū)間隧道現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù),并采用三維有限元數(shù)值模擬,研究了鄰近已建地下連續(xù)墻盾構施工對周圍土體的擾動特征及機制.

1 工程概述

工程概況如圖1所示,上海地鐵7號線龍陽站至白楊站區(qū)間隧道位于上海浦東新區(qū).盾構機從龍陽站始發(fā)井出發(fā),到達位于另一端的白楊站接收井.

圖1 上海地鐵7號線龍陽站至白楊站

盾構機沿已建地下連續(xù)墻掘進,與地下連續(xù)墻最短距離僅3.8 m.隧道開挖由土壓平衡(EPB)盾構機完成,其外徑為6.24 m,總長度為8.60 m.隧道長917 m,由764個厚0.35 m、寬1.2 m 鋼筋混凝土管片組成,將其標為R1至R764.

隧道修建在海拔約-7～-12 m 的極軟黏土礦床中.上海地區(qū)的軟礦床是一個多含水層-弱透水層系統(tǒng)(MAAS),地下水位高,在地面以下1～2 m 之間波動.根據(jù)施工現(xiàn)場勘探調查結果,地層的主要物理和力學參數(shù)見表1.隧道位于高壓縮性飽和軟黏土體內,該土體富含水、強度低、滲透性低,具有較高的靈敏度,明顯的觸變特性,在動力作用下土體結構極易破壞,土體強度驟然降低,易造成開挖面失穩(wěn).本文主要集中討論白楊站接收井附近的隧道周圍土體.數(shù)值模擬信息參照現(xiàn)場數(shù)據(jù).

表1 工程土體特性

2 現(xiàn)場監(jiān)測

2.1 現(xiàn)場測點布置

如圖2所示,在接收井前35 m 范圍內布置了測點監(jiān)測地層響應.對周圍土體的監(jiān)測內容包括地面沉降、土壓力、孔隙水壓力和側向位移.C-1～C-15為地表位移觀測點;T-1為土壓力計,埋深對應于隧道軸線;K-1～K-3 為孔隙水壓力計,埋深對應于隧道軸線;G-1～G-4為測斜管.

圖2 測點布置(單位:m)

2.2 結果分析

2.2.1 地表位移

如圖3 所示,在盾構掘進過程中,沉降觀測點C-1～C-15處地表位移產生了變化.縱坐標表示與前一時刻的比值變化,地表沉降記為負值,隆起記為正值.由于盾構右側的土體被限制在由鄰近地下連續(xù)墻包圍的半封閉空間內,關于隧道對稱的兩側地表位移變化差異明顯.鄰近地下連續(xù)墻地表位移在-5.2～+8.9 mm 范圍內波動,而另一側的地表位移僅在-2.3～+2.9 mm 范圍內波動.

圖3 地表位移

在盾構抵達接收井之前,在C-1～C-7處測得地表位移值波動范圍為-3～+3 mm,在C-8～C-13處實測值波動范圍為-8～+8 mm.在開挖的最后階段(即盾構機抵達接收井),C-1～C-3處實測值變化穩(wěn)定,而C-4～C-7處實測值變化波動劇烈,最大地表沉降突變?yōu)?68 mm(由C-6記錄).

同時,在隧道軸線上方靠近接收井處地表發(fā)現(xiàn)地裂縫,它的出現(xiàn)為封閉門打開時盾構上方的土體坍塌所導致.該位置處土體的坍塌不僅引發(fā)了隧道軸線上方地表較大的沉降,也使得G-3處土體產生了較大的側向位移.在盾構完全入井后,采用二次注漿穩(wěn)固接收井前方土體.60 d后,對C-4～C-13進行跟蹤測量,結果顯示C-4～C-7 處地面沉降穩(wěn)定在-2 mm,而C-8～C-13處地表隆起穩(wěn)定在+1 mm.

2.2.2 孔隙水壓力

1)盾構掘進中K-1～K-3處超孔壓變化

如圖4所示,當盾構掘進至K-1附近時,K-1處超孔隙水壓力急劇上升至187 k Pa.此后,孔壓激增導致K-1損壞,無法監(jiān)測到超出范圍的孔壓值.在這種情況下,盾構驅動暫時中止,在超孔隙水壓力消散一段時間后,盾構繼續(xù)向前推進且掘進速度從30 mm/min減緩至20 mm/min.通過降低盾構掘進速度,K-2和K-3處超孔隙水壓力在盾構掘進過程中近似正態(tài)分布,且并未出現(xiàn)類似K-1處讀數(shù)的變化,兩者極值分別為77.8 k Pa和71.6 kPa,僅為K-1損壞前量測到最大讀數(shù)的40%.施工結束時,K-2、K-3處的讀數(shù)分別為35、14 kPa.隧道開挖結束60 d后,K-2、K-3處的讀數(shù)分別穩(wěn)定在21、11 k Pa.

圖4 K-1～K-3超孔隙水壓力

2)超孔壓對G-4處墻體側向位移影響分析

如圖5所示,由于地下連續(xù)墻的存在,K-1處土體內孔隙水壓力隨著盾構掘進積聚且難以消散.當K-1處超孔隙水壓力由5.8 k Pa上升到187.2 k Pa時,埋設在地下連續(xù)墻中的G-4側向位移增加了約6 mm(如圖6所示).這種情況下,盾構驅動暫時中止,在超孔隙水壓力消散一段時間后,盾構繼續(xù)向前掘進.因此,合理控制隧道施工過程中周圍土體的孔隙水壓力變化對鄰近地下連續(xù)墻的結構安全至關重要.

圖5 盾構驅動引起的孔隙水壓力積聚圖示

圖6 不同超孔隙水壓力影響下的G-4處墻體側向位移

3)超孔壓與地層變形關聯(lián)性分析

如圖7 所示,當盾構從R746 掘進至R762 時,K-3處超孔隙水壓力在(37.3～77.8)k Pa范圍內變化,相應位置處的地表位移在(-7.3～+6.6)mm 變化,波動較大.

圖7 孔壓與地表位移關聯(lián)圖

2.2.3 側向位移

如圖8(a)所示,當盾構從R732掘進至R749時,G-1處土體負向位移隨深度的增加逐漸減小,并轉變?yōu)檎蛭灰?在-15 m 深度處達到最大值5.7 mm.當深度超過15 m 后,G-1處土體側向位移逐漸轉變?yōu)樨撝挡⒃?19 m 深度處達到極值6.3 mm,隨著深度進一步增加,其負向位移逐漸減小到0 mm.

圖8 G-1～G-3處土體側向位移

如圖8(b)所示,G-2 處土體的側向位移變化與G-1處的相似,并在-13.5 m 深度處測得最大正向位移4.4 mm.但在盾構抵達接收井時,G-2處土體突然產生偏向隧道的大位移,并于地表處達到最大值17.5 mm.這一現(xiàn)象由接收井密封門開啟瞬間附近土體坍塌造成.

如圖8(c)所示,在盾構從R737掘進至R751過程中,G-3處土體側向位移變化不大,從R753掘進至R757時,G-3 處土體產生了顯著的正向位移,在-11.5 m 深度處達到最大值14 mm.但在盾構抵達接收井時,G-3處土體的側向位移由正向到負向產生了劇烈變化,并在-1.5 m 深度處達到最大值19 mm,其誘發(fā)機制與G-2處的相同.

3 數(shù)值模擬

3.1 三維有限元模型

如圖9所示,運用有限元分析軟件PLAXIS 3D建立三維有限元模型,土體采用莫爾-庫侖模型,襯砌和地下連續(xù)墻采用線彈性模型.模型尺寸為80 m×60 m×43.5 m(隧道截面方向×隧道軸線方向×深度).對底層粉質黏土滲透系數(shù)進行測試,測得其現(xiàn)場注水試驗值約為3.0×10-6cm/s,室內試驗值約為5.4×10-8～8.2×10-8cm/s,建議取值為4.0×10-7cm/s,該層土相對于其他土層滲透系數(shù)小很多,因此將底部邊界條件設為不排水,側邊界條件設為排水.模型的排水類型選取“不排水A”,可有效預測孔壓.

圖9 三維有限元模型

定義土體時依據(jù)表1的材料參數(shù),創(chuàng)建多層土.在模型內部右側參照地連墻和內部空間結構創(chuàng)建4層地下空間結構,用板模擬墻和樓板.在臨近地下連續(xù)墻的位置創(chuàng)建隧道,內徑5.5 m,外徑6.2 m,襯砌寬1.2 m,厚度0.35 m.在隧道外輪廓創(chuàng)建負向界面模擬土與襯砌的相互作用,創(chuàng)建面收縮模擬土體損失.在隧道開挖平面處創(chuàng)建面荷載模擬掌子面壓力,盾尾環(huán)面創(chuàng)建面荷載模擬同步注漿壓力.對襯砌部位網格進行局部加密,其余部位采用中等網格,自動生成網格接近7萬個單元.

3.2 計算工況

結合工程實際情況,根據(jù)盾構施工參數(shù)建議,考慮掌子面壓力、注漿壓力和是否布設砂樁的不同情況,設置了4組數(shù)值模擬計算工況,見表2.當模擬工況4時,在隧道與地下連續(xù)墻中間設置了一排間隔6 m 的砂樁.

表2 計算工況

3.3 結果分析

3.3.1 注漿壓力σθ、掌子面壓力σn對超孔壓的影響分析

在數(shù)值模擬時,當選用σθ=560 k Pa,σn=210 kPa一組參數(shù)后,襯砌周圍土體在超孔隙水壓力出現(xiàn)最大值時產生了較大的變形,導致數(shù)值計算無法收斂,故選用σθ=530 k Pa,σn=210 k Pa一組參數(shù)為參照組,其余組為對比組進行模擬.

由圖10結合監(jiān)測結果得出結論:1)隨著隧道的開挖,盾構機頭刀盤切削土體,附近測點則產生了較大的負超孔隙水壓力.其產生的原因是:刀盤切削土體對切口及附近土體產生了卸荷作用,加上地下連續(xù)墻的擋土效應,土體膨脹,切口附近的土體向隧道內側產生了較大的變形,而軟黏土的滲透系數(shù)較小且外圍水來不及補給,最終產生了較大的負超孔隙水壓力.2)自刀盤臨近至通過后,外側土體受盾構擠壓作用的影響,孔隙水壓力緩慢升高;當盾尾臨近時,受注漿壓力影響,超孔隙水壓力顯著升高.3)當盾尾通過后,原測點處超孔隙水壓力逐漸下降.

本文模擬結果與王乾屾等[8]運用FLAC 3D 模擬結果和潘泓等[10]實測結果一致.由于實測時盾構掘進速度和測量時間間隔與數(shù)值模擬的差異,且外圍水及時補給,現(xiàn)場測點處并未出現(xiàn)負孔壓.

如圖10(a)所示,當σθ從530 k Pa減小15%至450 k Pa時,超孔隙水壓力的最大值減小了35%,最小值減小了67%.當σn由210 k Pa減小到90 k Pa時,超孔隙水壓力最大值僅僅減小了7.2%,負超孔隙水壓力并未產生明顯變化.模擬結果表明:超孔隙水壓力的大小變化與注漿壓力參數(shù)選取密切相關.圖10(b)～(c)表明:在合理控制盾構掘進速度后,注漿壓力和掌子面壓力的變化對盾構掘進過程中出現(xiàn)的超孔隙水壓力最大值的影響較小.

圖10 不同注漿、掌子面壓力影響下的超孔隙水壓力

3.3.2 砂樁布設對超孔壓的影響分析

如圖11所示,K-1處超孔隙水壓力最大值在布置砂樁后減小了46.3%,K-2處超孔隙水壓力最大值減小了63%,砂樁“削峰”效果明顯.而K-3處峰值并未出現(xiàn)明顯變化.出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是:距K-1最近的砂樁僅1 m,距K-2的接近1.8 m,而距K-3為3.1 m,隨著砂樁布設距離的增大,排水效果下降.

在布設砂樁后,K-1、K-2處超孔隙水壓力在積聚過程中出現(xiàn)了短暫且劇烈的下降,而K-3 處并未出現(xiàn).產生這種現(xiàn)象的原因是:近距離的砂樁布設改變了K-1、K-2附近土體的滲透路徑,在盾構刀盤切削K-2附近的土體時,測點處超孔隙水壓力提前產生陡降,且由于外圍水未及時補給,出現(xiàn)負超孔隙水壓力.隨著盾構駛離測點,超孔隙水壓力曲線尾段數(shù)值會由于砂樁的布設而出現(xiàn)了明顯的下降階段.

3.3.3 地下連續(xù)墻對土體側向位移的影響分析

如圖12所示,地下連續(xù)墻的存在改變了土體變形趨勢.地下連續(xù)墻產生的阻擋效應使G-1處土體向新隧道產生變形,有效減小了盾構掘進引起的側向位移.

圖12 地下連續(xù)墻引起的G-1處土體側向位移

4 結論

在缺乏足夠的理論指導和實踐經驗的情況下,現(xiàn)場監(jiān)測對土體開挖過程中的施工控制非常必要,是保證工程安全的重要手段之一.本文得出以下結論:

1)在盾構掘進過程中,隧道周圍土體中的土壓力近似正態(tài)分布,超孔隙水壓力先升后降,地下連續(xù)墻的存在加劇了土壓力和孔隙水壓力的積聚并減緩了它們的消散;隨著隧道與地下連續(xù)墻之間土體中超孔隙水壓力峰值的出現(xiàn),地下連續(xù)墻相應地產生了較大的側向位移,超孔隙水壓力的升降會明顯影響到地下連續(xù)墻結構的安全;

2)地下連續(xù)墻擋土作用明顯:地下連續(xù)墻在束縛了土體側向位移的同時,盾構掘進使軟土向隧道側產生位移,并增大了其豎向位移;土層變形與超孔隙水壓力的變化緊密相關:當盾構開挖使鄰近土體中超孔隙水壓力達到40 k Pa以上時,地表位移在±7 mm 內劇烈變化;

3)在盾構進入接收井,密封門開啟的瞬間,接收井前方土體會出現(xiàn)明顯的開裂和塌陷現(xiàn)象,而通過二次注漿可有效控制井前土體的后期變形;

4)在盾構掘進過程中,注漿壓力和掌子面壓力會對周圍土體中超孔隙水壓力的極值、積聚和消散產生影響,其中注漿壓力的影響最為顯著;合理地控制盾構掘進速度、調控注漿壓力和布設砂樁,可降低盾構施工對周圍土體產生的影響,有效減緩超孔隙水壓力的變化并對其進行“削峰”,維護鄰近結構的安全,減小周圍土體后期變形.