地鐵盾構頂進力對地層移動影響的數值分析

汪 洋，方 勇，何 川，葛蔚敏

(1.西南交通大學 地下工程系，成都 610031;2.浙江臺金高速公路有限公司，浙江 臨海 317000)

目前，修建地鐵隧道的方法主要有明挖法、淺埋暗挖法和盾構法。其中盾構法是利用盾構機切削土體在地層中推進，用泥土加壓或泥水加壓等方法來抵抗掘削面的土壓力和水壓力以維持掘削面的穩定，在盾構外殼的保護下拼裝管片，以形成隧道結構的施工方法。盾構法具有施工進度快，無噪聲及振動公害，對地面交通及沿線建筑物、地下管線、商業活動和居民生活影響較少等眾多優點，在城市地鐵區間隧道的施工中得到廣泛應用。根據掘削面的穩定方式，盾構工法又分為土壓平衡式盾構(包括加泥式土壓平衡盾構，下同)、泥水平衡式盾構等不同類型，其中以土壓平衡式盾構應用最多［1-2］。

土壓平衡式盾構隧道施工不可避免地引起周圍地層移動，在地表則體現為地面沉降。從縱向看地面沉降的發展可以分為早期沉降、掘削面變形沉降、盾構通過時沉降、盾構尾部空隙沉降以及后期固結沉降等五個階段［3-6］。在土壓平衡式盾構掘進過程中，其中盾構頂進力對掘削面變形沉降有著重要影響。盾構頂進力的主要作用是平衡掘削面前方的水土壓力，若頂進力過大，會引起前方土體的隆起;若頂進力過小，則會引起掘削面坍塌。尤其是在穩定性極差的松軟地層中，盾構頂進力的大小與掘削面變形息息相關，對頂進力的控制顯得尤為重要［7］。因而，將盾構頂進力控制在一個合理的范圍內，有利于土壓平衡盾構的順利掘進。

1 模型建立

1.1 模型邊界及參數取值

計算模型縱向長78 m，其中盾構機長7.5 m，盾尾距后邊界為19.5 m，掘削面距前方邊界為51 m。在縱向(y方向)0 m＜y＜18 m和42 m＜y＜78 m范圍內，網格y方向長度為 6 m，在縱向18 m＜y＜42 m范圍內，網格y方向長度為1.5 m。模型的網格劃分情況如圖1所示，共9 100個實體單元。

圖1 三維有限差分網格

模型中土體的分層情況以及各種材料參數的取值如表1所示。其中管片由于是由螺栓連接在一起的拼裝式結構，在模型中采用均值體進行模擬時需對其等效剛度進行折減，折減系數取為0.8［8］。盾構機的計算參數如表2所示。

表1 模型中的材料參數

表2 盾構機材料參數

1.2 盾構機的模擬

盾構機采用實體單元模擬，同時考慮開口率的影響，并在盾構機殼體及刀盤處設置Interface單元來模擬盾構機與周圍土體的接觸關系。計算模型的開口率為36.7%，在該開口率下，盾構機的視密度變為24.39 kg/m3。Interface單元的抗拉強度設為0(即不抗拉)，法向和切向剛度取為周圍地層剛度，摩擦系數取為盾構機的摩擦系數。劃分好的盾構機網格如圖2所示(為了便于觀看，將盾構機的另一半一并繪出)。本次計算中不考慮盾構機超挖量及機體楔型量的影響，將盾構機近似為剛體處理(彈性模量較大)。

圖2 盾構機模型

2 模型加載

2.1 盾構機推力的施加

盾構機的推進阻力主要有三部分:機殼摩阻力、刀盤貫入阻力和刀盤開口處的土壓力(土艙內壓力)。故模型中的推進阻力分兩部分施加:一是施加在盾構機后方，該推力用于平衡機殼摩阻力和刀盤的貫入阻力，另一部分直接施加在開口處的掘削面上，模擬土艙壓力。盾構機頂進時的總推力為這兩者之和。計算中施加的開口處壓力為 p=0.15 MPa，盾尾推力為 F=5.0×106N，那么可以計算出模型中對盾構機施加的總推力約為F=6.6×106N。

2.2 盾構機頂進阻力

當盾尾施加約5 000 kN的推力時，在刀盤上將產生約0.1～0.2 MPa的正面支護壓力，且分布較為均勻。而殼體上的法向壓力分布則呈現上下大(0.3～0.5 MPa)，兩側小(0.05～0.20 MPa)的特點，故盾構機推進過程中殼體受到的摩阻力主要在殼體上部和下部。其中下部的摩阻力略大于上部，而兩側的摩阻力相對較小。

2.3 地層變形

在盾構機頂進作用下，地表將會呈現前隆后沉的變形趨勢。圖3顯示了隧道正上方地表的縱向沉隆情況，可以看出，本次計算中地表在盾構機刀盤前方約1.5D的地方就開始產生隆起了，而在盾尾后方約2D的地方，大部分沉降都已完成了。若加上盾構機本身的長度約1.25D，可以認為，盾構隧道頂進引起的空間效應的縱向影響范圍大概為5D左右。

圖3 縱向沉隆曲線

3 盾構機推力對地層移動影響

3.1 地表Z方向位移

圖4清晰地顯示了不同盾構機推力作用下地表的沉隆大小和范圍。當盾構機推力不足時，地表沒有隆起區域，如圖4(a)所示，而且隨著推力的減小，盾構機前方的沉降范圍和量值均變大。當推力＞9 600 kN后，盾構機前方地表開始產生隆起區，且隨著盾構機推力的增大，隆起區的范圍和量值都增大，在圖中體現為等值線變密，但盾構機推力對后方的沉降區基本上沒有影響，如圖4(b)、圖4(c)所示。從圖中還可以看出，隨著盾構機推力的增加，前方地表的最大隆起點位置有逐漸后退并向盾構機靠攏的趨勢，不過總的看來，最大隆起點位置基本上位于盾構機前方2D處。

圖4 不同推力下的地表沉隆(單位:mm)

3.2 地表Y方向位移

圖5清晰地顯示了不同盾構機推力作用下地表沿推進方向(縱向)移動的大小和范圍。與地表沉隆的分布圖類似，地表縱向移動也分為兩個區域，一個是盾構機后方區域，以地表的向后(與推進方向相反)移動為主，另一個是盾構機的前方區域，以地表的向前(推進方向)移動為主。前者主要由盾尾地層移動引起，為地層沉降的附屬移動;后者則主要由盾構機的推力引起。當盾構機推力不足時，地表的縱向移動以向后為主，基本上沒有向前移動區，如圖5(a)所示。當推力大于9 600 kN后，盾構機前方地表開始產生向前的縱向移動，且隨著盾構機推力的增大，縱向移動區域的范圍和量值都增大，在圖中體現為等值線變寬、變密，向前縱向移動的最大值點基本上位于盾構機前方2D處，這和最大隆起點位置相同，如圖5(b)、圖5(c)所示。在地表前方縱向移動的范圍和量值逐漸增大的同時，地表后方縱向移動的范圍和大小卻隨著盾構機推力的增大而逐漸減小。當推力達到13 600 kN時，盾構機前方縱向移動的范圍開始大于后方。

圖5 不同推力下的地表縱向移動(單位:mm)

3.3 對稱面Z方向位移

圖6顯示了不同盾構機推力作用下地中的豎向位移情況。可以看出，在盾構機后方，隧道上方土體向下移動，隧道下方土體向上移動，移動的范圍和大小基本上不受盾構機推力的影響。在盾構機前方，土體的豎向移動受盾構機推力的影響較大:當盾構機推力不足時，前方土體以下沉為主，如圖6(a);當盾構機推力超過9 600 kN時，前方土體的豎向位移將會出現類似于“蝴蝶”形狀的區域，其中盾構機上前方為土體的向上位移區，下前方為向下位移區，如圖6(b)、圖6(c)所示。向上位移區受周圍地層約束較小，可以迅速發展至地表引起地表的隆起;向下位移區由于受到周圍地層的約束，其范圍和大小比向上位移區小。盾構機前方的這種“蝴蝶”型豎向位移區主要由推力產生的地層縱向移動引起，故其形狀和大小受盾構機推力影響，一般來說隨盾構機推力的增加而變大。

圖6 不同推力下的對稱面豎向位移(單位:mm)

3.4 對稱面Y方向位移

圖7顯示了不同盾構機推力作用下地層沿推進方向(縱向)移動的大小和范圍。與地表的縱向移動分布類似，地層中的縱向移動也大致分為盾構機前方和后方兩個區域，不同的是地中縱向移動的強度和范圍要遠大于地表，只有當盾構機推力不足時，后方地層的縱向移動才大于前方，如圖7(a)所示。當盾構機推力大于9 600 kN后，后方地層的縱向移動的大小和范圍都開始小于前方土體的縱向移動，而且前方土體的縱向移動逐漸向地表發展，與遠處未受擾動或擾動較小的地層形成一個弧形的接觸區域，在該區域內部即為盾構機推力的主要影響區域，隨著盾構機推力的不斷增加，該區域的范圍不斷擴大，如圖7(b)、圖7(c)所示。同時也可以看出，雖然該區域隨推力的增加而擴大，但與地表交界處的最大隆起點的位置基本上沒有發生變化。雖然地表的縱向移動較小，但對應的地中縱向移動，尤其是盾構機正前方的縱向移動是相當大的。

圖7 不同推力下對稱面縱向移動(單位:mm)

4 結論

1)土壓平衡式盾構刀盤上的支護壓力分布較為均勻，盾殼上的徑向壓力分布不均，呈現頂部和底部大，兩側小的特征，這說明盾構機推進時的摩擦阻力主要來自機殼的頂部和底部。

2)盾構機推力會對地層的豎向移動造成一定的影響，但盾構隧道開挖引起的地層沉降，尤其是后方沉降，主要受盾尾地層損失控制。

3)盾構機后方地層沉降可以引起一些地層的縱向移動，但地層(尤其是地中)的縱向移動主要受盾構推力控制。

4)盾構機推力的主要影響區域隨盾構機推力的增大而擴大，但地表最大隆起點、最大縱向移動點的位置基本不變，它們的位置主要受地層性質決定。

5)在正常施工情況下，前方地表的隆起和縱向移動主要由盾構機正前方土體的縱向移動引起，故地表的最大隆起或縱向移動的數值遠小于正前方土體的縱向移動。

［1］劉建航，侯學淵.盾構法隧道［M］.北京:中國鐵道出版社，1991:329-333.

［2］張鳳祥，朱合華，傅德明.盾構隧道［M］.北京:人民交通出版社，2004:388-390.

［3］易宏偉.盾構法施工對土體擾動和地層移動影響的研究［D］.上海:同濟大學，1999.

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［5］夏煒洋，何川，葛蔚敏，等.成都地鐵一號線盾構機下穿萬福橋數值模擬分析［J］.鐵道建筑，2009(4):46-48.

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［8］土木學會(日)，朱偉(譯).隧道標準規范(盾構篇)及解說［M］.北京:中國建筑工業出版社，2001.