砂卵石地層中復合式土壓平衡盾構掘進參數及地層變形規律研究

楊曉華

(中國鐵建投資有限公司,北京 100855)

砂卵石地層中復合式土壓平衡盾構掘進參數及地層變形規律研究

楊曉華

(中國鐵建投資有限公司,北京 100855)

依托蘭州城市軌道交通1號線某區間試驗段工程，對砂卵石地層中雙洞地鐵隧道盾構選型和地層變形進行研究。引入盾構扭矩和推力的數學計算模型，計算結果應用于現場工程施工和有限元三維數值模擬中，分析了雙洞隧道先后施工時，地層沉降槽的范圍、特征、變化規律以及開挖引起的橫向和縱向水平方向上地層位移影響范圍和影響規律。結果表明：1)越接近地表，隧道先后開挖對沉降槽的擾動效應越弱；2)由兩隧道同向先后施工引起的地層最終沉降槽非對稱特征明顯；3)水平向地層的擾動效應疊加，地層易出現剪切變形，需采取必要防護措施；4)現場監測結果與數值模擬結果基本一致，證明所采取的施工工法合理，施工沉降總體控制效果良好。

砂卵石地層；復合式土壓平衡盾構；盾構選型；盾構扭矩；數值模擬；地層變形規律

0 引言

隨著我國國民經濟的快速發展，越來越多的城市開始了地鐵的規劃與建設[1]，由于受到各類已建地下管道和城市地下空間限制等因素的影響，地鐵區間隧道常在同一水平面內平行修建2條隧道。2條隧道的疊加效應對地層及周圍環境的影響，以及隧道建設期間2條隧道間不同的施工工藝選擇是值得關注的問題。

在交通繁忙路段或者繁華區域施工時，考慮到對地面環境的影響，已經越來越少采用明挖法施工，由于盾構法施工具有快速、優質、高效、安全、環保、信息化程度高等優點，其應用范圍也越來越廣。目前，常用的盾構機械有壓縮空氣盾構、泥水盾構和土壓平衡盾構。

國內學者對砂卵石地層中盾構法開挖隧道進行了一系列研究，并取得了一定成果。在盾構選型方面，王海明等[2]結合北京地鐵砂卵石地層盾構施工，論述了加泥式土壓平衡盾構對無水大粒徑砂卵石地層具有一定的適應性；楊愛軍等[3]介紹了砂卵石地層氣墊式泥水盾構的優化；郭秀琴[4]結合工程實例，介紹了土壓平衡盾構的設計、施工要點以及土壓平衡盾構襯砌結構的界面內力計算方法等。在掘進參數計算方面，施虎[5]以直徑6 m的地鐵盾構為研究對象，計算出盾構掘進過程中受到的各種推進阻力，通過對比忽略次要部分，規避了傳統的基于經驗系數的盾構掘進機總推進力計算公式在確定推力時存在的隨機性問題，建立了盾構推進分項阻力計算模型；管會生等[6]通過對刀盤構成因素進行全面分析，建立了刀盤扭矩估算的理論模型，認為刀盤背面摩阻力和刀盤開口內土體的剪切阻力產生的扭矩是不可忽略的因素。在盾構法施工引起的地層變形規律方面，高俊強等[7]研究了盾構推進對地表沉降的影響；馬紫鵑等[8]通過數值模擬，研究了土壓平衡雙線隧道施工引起的地表沉降規律；孫海霞等[9]利用盾構施工現場數據結合數值模擬，對盾構法施工對地表沉降的影響情況進行了研究。

如文獻[1—4]所述，目前砂卵石地層中盾構法施工時，采用常規的土壓平衡盾構、加泥式土壓平衡盾構和氣墊式土壓平衡盾構。相對于壓縮空氣盾構對人體的危害和泥水盾構對環境的不利影響，土壓平衡盾構和復合式土壓平衡盾構具有顯著優點。土壓平衡式盾構自1974年在日本首次使用以來，以其獨到的優勢已廣泛用于隧道工程中，在我國上海等軟土地區已經廣泛應用土壓平衡盾構建造地鐵隧道和其他市政公用隧道。但是，在強度差別較大的土質以及盾構掘進斷面土層不均勻等復雜地質施工中，常規的土壓平衡式盾構已難以適應施工要求，而復合型土壓平衡盾構正是在該形勢下開發研制出的，并已成功應用于復雜地質施工中。目前，砂卵石地層中采用復合式土壓平衡盾構施工的工程并不多見，值得嘗試和探討。在盾構開挖引起地層變形方面，多數研究針對單線隧道，且常常局限于對地表變形規律的研究，對地表以下地層變形規律研究不足，此外，雙線隧道先后開挖引起的地層水平方向變形也值得進一步研究。

本文以蘭州土建施工項目(世紀大道—迎門灘站)城市軌道交通1號線一期工程試驗段為研究背景，采用三維有限元數值分析軟件并結合工程現場量測數據，探討了適用于砂卵石地層中合理的盾構施工方案，并在前人研究的基礎上對盾構扭矩、推力的計算方法進行了研究，對地表的變形規律及影響進行分析，最后通過與現場監測數據的對比分析，驗證了其施工控制效果。

1 工程概況

本工程施工區間為世紀大道—迎門灘站，采用1臺土壓平衡盾構施工，先施工區間隧道，待隧道掘進完成后，再施工聯絡通道等附屬結構。盾構先從世紀大道站小里程端始發，沿區間右線隧道掘進到迎門灘站后，解體吊出迎門灘站，轉場至世紀大道站進行2次組裝，組裝完成后，再由世紀大道站二次始發，沿左線隧道進行掘進。區間隧道全長1 209.644 m，左線長652.823 m，右線長574.649 m，共4個洞門，線路最小半徑450 m，如圖1所示。

圖1 施工策劃圖

2 巖體的工程特性及盾構選型

2.1 巖體的物理力學參數及工程特性

本區間所處地貌單元主要為黃河Ⅱ級階地與黃河漫灘。該區間位于七里河斷陷盆地內，地層分布穩定，沉積韻律清晰，未發現有斷裂構造發育，總體地形平坦，高程為1 531.37～1 533.84 m，隧道覆土厚19～31 m。場地地層自地表至隧道所在地層分為3層，依次為雜填土、細砂、卵石。整個區間隧道均位于砂卵石地層，據顆分資料及現場調查，隧道所在層卵石含量占50%～60%，一般粒徑20～60 mm；漂石含量較少，最大粒徑為500 mm；粒徑2～20 mm的圓礫含量占17%～28%，最大抗壓強度達150 MPa。圖2為隧道縱面軸線方向地質剖面圖，表1為巖體的主要物理力學參數。

圖2 隧道縱面軸線方向地質剖面圖

表1 土層的主要工程性質指標Table 1 Physical and mechanical parameters of strata

2.2 地層的工程特性及盾構選型

2.2.1 地層的工程特性

砂卵石地層是一種典型的力學不穩定地層，其基本牲征是結構松散、呈大小不等的顆粒，顆粒之間的孔隙大，黏聚力很小甚至為零。地層未受擾動時，土層顆粒摩擦咬合在一起，點對點傳力，地層對擾動反應靈敏。盾構工作時，刀盤旋轉切削，刀盤與卵石層接觸壓力不等，導致刀頭振動，進而發生地層擾動。此時，由于地層中的大顆粒與周邊地層基本沒有黏著力，原本相對穩定的平衡狀態極易被打破，開挖掌子面和洞壁由于卸荷使得大塊卵石剝落，且卵石、礫石越多、粒徑越大，后果越嚴重。若這些大顆粒在隧道開挖范圍以外，則易形成超挖。當有大塊卵石排出或排土量大于刀盤切削土量時，刀盤前方會產生空洞區，使得上部地層松動范圍加大，則會引起較大的地層沉降。

2.2.2 盾構選型

該砂卵石地層會對盾構掘進產生如下影響：

1)砂卵石顆粒較大，刀具切削及渣土外排效率低，相對于在密質均勻地層中掘進施工困難。

2)砂卵石顆粒間的黏聚力小，掘進開挖時地層易坍塌，掌子面穩定性差，盾構土壓平衡功能不易實現。

3)大顆粒砂卵石在切削、輸送時易振動，對盾構穩定性作業產生很大影響，掘進過程中不利于盾構各個部位參數調整。

4)地層中砂卵石含量高，盾構受到的干擾大，需要很強的姿態控制能力，并且刀盤需具備較強的耐磨性能。所以，地層特性很大程度上決定了盾構選型。

此外，工程中小半徑的平曲線對盾構轉彎及糾偏能力要求較高，工程本身因素(如：隧道的埋深、外徑、長度、地表及周圍建筑物對地面變形的控制要求及環境條件)也是盾構選型需要考量的因素。

通過對國內外盾構施工技術進行調研分析，針對蘭州地鐵隧道盾構法施工情況，筆者認為盾構選型時應遵循以下原則：

1)盾構技術水平先進可靠，并適當超前，符合我國國情。

2)所選盾構應滿足蘭州地區區間隧道所穿越地層的施工需要。

3)要求盾構對控制地表沉降配備足夠的功能，并具有良好的操作性能。

4)因蘭州地鐵卵石層中夾有大粒徑漂石或卵石，因此盾構要能實現隧道(盾構)內清除或撤換障礙物的施工。

復合型土壓平衡盾構是在土壓平衡盾構的基礎上發展起來的一種適用于強度差別較大的土質以及盾構掘進斷面土層不均勻等復雜地質條件中施工的新盾構，其刀盤上裝有2種或2種以上的刀具，主要有以下特點：

1)具有切削軟土、硬土、砂礫、巖石等不同強度的巖土功能。

2)可根據土壓變化調整出土和盾構推進速度，易達到工作面的穩定，有效控制地表變形。

3)對掘進土量和排土量能形成自動控制管理，機械自動化程度高、施工進度快、施工安全性好。

4)在密閉艙內的中央部裝備能有效地攪拌土砂，以及為防止黏性較強的黏土形成“泥餅”的被動攪拌棒，可大大提高盾構在復雜土層施工中的出土效率。

5)對于砂卵石地層，復合式土壓平衡盾構可針對性的選擇適用于砂卵石地層的刀具。

本工程在參照類似地鐵工程盾構的選型及施工情況的基礎上，從安全性、可靠性、適用性、先進性、經濟性等方面綜合考慮，結合黃土地層、砂礫及卵石地層盾構使用情況和國外類似工程的實例，決定選用ZTE6410復合式土壓平衡盾構，采用面板式刀盤，襯砌采用鋼筋混凝土管片拼裝成型，管片外徑6 200 mm，內徑5 500 mm，厚度350 mm，環寬1 200 mm。管片拼裝采用“3+2+1”錯縫拼裝，管片接縫采用三元乙丙彈性橡膠防水，土艙直徑6 410 mm，土艙長度 700 mm，最大推進速度0.08 m/min，隧道中心埋深16.9 m。

表2 支護材料主要物理力學參數表Table 2 Physical and mechanical parameters of support materials

2.3 盾構刀盤開口率的確定

刀盤開口率對土艙壓力、刀盤扭矩及盾構出土率都有很大的影響。掘進過程中，刀盤開口率越大，土艙壓力越大，刀盤扭矩越小，開挖面前方的土體越易進入土艙，相應的開挖能達到的出土率就越大。

[10]對刀盤開口率進行了計算，在刀盤開口率和巖體強度指標不能使刀盤切削的土體全部進入土艙的情況下，刀盤開口率能達到的最大單位時間進艙土量

(1)

式中：ξ為刀盤開口率；D為土艙直徑；v為盾構的推進速度；c,φ分別為巖層的黏聚力和內摩擦角；H為隧道中心埋深；γ為隧道中心以上巖體的加權平均容重；K0為巖體的靜止側壓力系數，k1=4.3，k2=1.8；L為土艙長度;p0為土體靜止側向土壓力；pa為開挖面土體主動土壓力。

當出土率為100%時，單位時間內進入土艙的土量

Qt=πD2v/4。

(2)

由式(1)和式(2)可知，盾構在某一刀盤開口率和巖體物理力學參數指標下能達到的最大出土率

(3)

要保證盾構不發生擠土推進，emax應滿足：emax≥100%。需要指出的是，刀盤開口率在滿足式(3)的情況下，不宜過大，否則易造成開挖面地層損失。

根據式(3)，代入盾構相關參數進行計算。當ξ=29%時，emax=97%；當ξ=32%時，emax=103%?？紤]到在砂卵石地層中，采用土壓平衡盾構掘進可能會出現盾構掘進刀具磨損嚴重，需要進行換刀，但因地下水及土壓力過大等因素造成該處位置不具備常壓進艙換刀條件，為適應工況，減少堵塞螺旋機的情況發生，掘進過程中對刀盤的開口率等技術參數進行了調整，對盾構進行了優化，選定盾構的開口率為35%，現場掘進中有效地減少了螺旋輸送機阻塞的發生。

3 刀盤扭矩及盾構推力計算

盾構施工過程中，盾構千斤頂推力和刀盤扭矩是盾構掘進過程中的關鍵控制參數。在盾構的實際設計中，刀盤扭矩及盾體推力往往采用經驗公式計算，計算結果不能準確反映地層物理力學參數對推力和扭矩的影響，受人為因素影響大。通過對盾構與砂卵石地層的相互作用規律進行分析、數學建模和求解，給出掘進荷載計算公式，在此基礎上，計算了盾構掘進推力和扭矩采用的值，應用于現場實際工程建設中[11]。此外，計算得到的推力、扭矩值也應用于本文的數值模擬中，以便與現場監測數據進行合理對比分析，驗證了采用掘進荷載值的合理性。

3.1 刀盤扭矩及盾構推力經驗計算公式[12]

1)刀盤扭矩經驗計算公式

(4)

式中：α′為扭矩系數，通常6 m系列的土壓平衡盾構取值為18～22；D1為盾構開挖直徑。

2)盾構推力經驗計算公式

T=πD12Pj/4。

(5)

式中：Pj為單位切削面上的經驗推力，6 m系列的土壓平衡盾構一般取值為1 000～1 300 kN。

3.2 刀盤扭矩數學建模及求解

盾構刀盤的正面、背面、側面與土體接觸都會產生扭矩(分別定義為F1,F2,F3)，刀盤切削土體時地層抗力產生的扭矩為F4，此外主軸承摩擦阻力、刀盤主密封摩擦阻力、刀盤攪拌阻力也會產生扭矩(分別定義為F5,F6,F7)，總的扭矩由上述7部分組成。文獻[6]通過對刀盤扭矩的構成因素進行全面分析，建立了砂卵石地層中各扭矩分量的計算公式，其研究結果表明:

1)在砂卵石的層中，刀盤正面和側面的摩阻力產生的扭矩比重最大，分別約為23%和19%；

2)刀盤背面摩阻力產生的扭矩約為17%；

3)刀盤上滾刀的切削扭矩所占比重約為12%；

4)F5,F6和F7所占比重較小，計算時可忽略。

本文只討論F1，F2，F3和F4的計算公式，工程中扭矩取4者之和進行計算。

3.2.1 刀盤正面與土體接觸產生的扭矩F1

計算模型如圖3所示，H為地表面至刀盤中心距離，D為刀盤直徑，取微元體(陰影部分所示)，根據郎肯土壓力理論有：

(6)

式中：ε為微元體與刀盤直徑所在水平方向夾角；k為郎肯主動土壓力系數，k=tan2(45°-φ/2);φ為土體內摩擦角；f為刀盤與土體接觸摩擦系數；γ為土體重度；r為計算所取微元體距刀盤中心的距離。

實際求解F1時，考慮刀盤開口率ξ的影響，則：

F1=πD3kfrH(1-ξ)/12。

(7)

W為盾構刀盤圓盤側面寬度；A為盾構機的逆掘進方向。

圖3刀盤正面受力模型圖

Fig.3 Force model of front of cutter head

3.2.2 刀盤背面與土體接觸產生的扭矩F2

由于刀盤背面的摩擦系數較正面的摩擦系數要低，且實際工程中土倉內不會全部充滿土，故計算F2時要考慮在F1的基礎上乘以折減系數λ，根據經驗λ取值為0.6～0.8。則：

F2=λπD3kfγH(1-ξ)/12。

(8)

3.2.3 刀盤側面與土體接觸產生的扭矩F3

刀盤所受豎向垂直土壓力與刀盤埋深成正比。隨著深度增加，刀盤頂部豎向受力變大，刀盤側向水平受力等于豎向力與側壓力系數之積，故刀盤垂直受力與側向受力對稱，如圖4所示。將刀盤外側豎向力與水平力在刀盤外周分解，隨著角度α的變化，刀盤頂部受力不斷變化，刀盤側面的垂直土壓力如圖4所示。在刀盤上B點的覆土厚度與刀盤上A點的相同，如果忽略刀盤自重，則刀盤底部的豎向土壓力應與頂部的垂直土壓力對稱，如圖5所示。切得單個點上的摩阻力后，沿著刀盤外周積分。則：

F3=fγWD2[3Hπ(1+k)-2D(2+k)]/12。

(9)

圖4 盾構側面受力計算模型

ds為刀盤側面圓周上對應圓弧角度為θ的位置處微面；p1為作用于ds上的側向土壓力，p1=Kγ(H-Rsinθ)cosθds;R為刀盤半徑；p2為作用于ds上的垂直土壓力，p2=γ(H-Rsinθ)sinθds；p1′，p2′分別為p1，p2分解到刀盤側面的正壓力，p1′=p1cosθ，p2′=p2sinθ。

圖5刀盤側面一點受力分析示意圖

Fig.5 Analysis on circumferential force of cutter head

3.2.4 刀具切削產生的地層抗力扭矩F4

刀盤的切削阻力扭矩與地層參數、刀具的類型、數量和布局位置有關。當盾構穿越砂卵石地層時，一般盾構上除了設置有切刀外，還有應用于切削卵石、漂石等硬巖的盤形滾刀。本工程隧道所在地層卵石含量占50%～60%，粒徑20～60 mm，考慮切削卵石對切削扭矩的影響，視達到剝落臨界點時的砂卵石地層為研究對象，認為盾構刀盤掘進時，地層巖土體由于刀盤的旋轉擠壓推力達到土體單軸抗壓強度時土體產生破壞進而剝落。求解F4的計算模型如圖6所示。令q為卵石地層單軸抗壓強度，v為盾構推進速度，n為刀盤的額定轉速，則：

(10)

圖6 地層抗力產生扭矩計算模型Fig.6 Calculation model of torque caused by strata reaction force

3.3 盾構推力數學建模及求解

盾構的推力包括: 正面推力T1和盾構外殼與土體摩阻力T2。T1的計算模型如圖3所示，先沿著刀盤面內徑向積分。則：

(11)

根據郎肯土壓力理論，由盾構自重和土體自重產生的豎向力和水平力如圖7所示，則：

T2=fgDL[3Hπ(1+k)-2D(2+k)]/6+fG。

(12)

式中：g為重力加速度；L為盾構殼體的長度；G為盾構主機的質量。

考慮到盾構管片的摩阻力、掘進時道具貫入土體的貫入阻力及臺車的牽引力等，實際盾構裝機推力要在T1與T2之和的基礎上乘以擴大系數，本工程擴大系數取2.5。

圖7 盾構殼體土壓力

采用上述扭矩和推力的計算公式，并參照ZTE6410盾構的主要相關參數(見表2)和盾構所在圍巖物理力學參數(見表1)，計算得到掘進時的扭矩值為3 500～4 800 kN·m,推力值為10 000～14 000 kN。數值模擬計算推力取12 000 kN，扭矩取4 200 kN·m。

表3 盾構施工采用的主要掘進參數Table 3 Main parameters of shield tunneling

4 地層變形規律的數值計算與分析

4.1 施工過程數值模擬

根據計算得到的盾構推力及扭矩，取100 m直線試驗段采用Midas GTS 軟件建立三維有限元數值計算模型，如圖8所示。模型上邊界對應實際地表面，為自由邊界，上邊界至盾構底部按實際土體分層劃分單元，埋深為13.9 m。模型水平長度為14倍洞徑，模型底部邊界至隧道底部距離為5倍洞徑，整體模型長×寬×高為84 m×100 m×50 m，六面體單元總數為29 080個。側面邊界限制水平位移，底部邊界限制豎向位移。地層及注漿層采用實體單元，服從摩爾庫倫屈服準則，管片及襯砌采用彈性板單元。根據表1—3確定數值模擬的土層及結構材料參數，如表4所示。

圖8 三維計算數值模型

表4 數值模擬的土層及結構材料計算參數Table 4 Calculation parameters of strata and support materials

由于盾構開挖時振動、摩擦和扭力對地層變形的影響可忽略不計，注漿及刀盤壓力對地層變形影響很大[13]。因此,本文數值模擬過程中，不計扭力的影響，考慮注漿和刀盤推力的影響。一個完整的開挖流程包括：

1)建立模型，施加自重荷載，并計算至初始應力場平衡；

2)開挖注漿圈范圍內的土體，并在掌子面施加0.5 MPa的均布荷載模擬土艙壓力；

3)注漿圈外層賦予弱化土層，注漿圈內層賦予加強土層來模擬盾構鋼殼；

4)一次開挖3個管片寬度，去除注漿圈內層加強土體，運行使地層產生變形，施加0.2 MPa均布荷載模擬注漿壓力；

5)安裝襯砌管片，并同時對管片外側土體施加0.2 MPa注漿壓力。進入下一個循環。

先開挖右線，后開挖左線。仿真模擬盾構施工流程如圖9所示。

圖9 仿真模擬盾構施工流程

4.2 豎向位移變形分析

對于單線隧道，開挖后沉降槽曲線一般認為是正態分布曲線，地表沉降以隧道軸線為中心，呈對稱狀。本工程為雙線隧道，施工順序為: 先右線開挖支護,再左線開挖支護，沉降槽曲線必然不是對稱曲線。隨著開挖進程，有必要對隧道軸線方向不同截面上，不同深度點的豎向位移進行分析，探討其地表及地層的變形規律。

取地表及地表以下第1層和第2層土體的水平中心線方向和隧道拱頂所在水平線上點的豎向位移為研究對象，分別統計繪制左右線開挖完成后不同地層各點的豎向變形曲線。Y方向為隧道開挖方向，圖10、圖12和圖13分別為右線隧道開挖完成后，隧道軸線方向Y=2 m(Y=0 m截面為隧道最開始開挖截面)、Y=50 m和Y=98 m不同層位地層的豎向變形曲線。圖14、圖16和圖17分別為左線隧道開挖完成后，隧道軸線方向Y=2 m、Y=50 m和Y=98 m不同層位地層的豎向變形曲線。圖11和圖15為左右線開挖完成后豎向位移云圖。

圖10 右線隧道開挖完成后Y=2 m剖面不同地層豎向變形曲線Fig.10 Curves of vertical deformation of strata on Y=2 m profile after the excavation of the right tunnel tube

圖11 右線隧道開挖完成后Y=2 m截面豎向位移云圖Fig.11 Cloud of vertical displacement on Y=2 m profile after excavation of the right tunnel tube

圖12右線隧道開挖完成后Y=50 m剖面不同地層豎向變形曲線

Fig.12 Curves of vertical deformation onY=50 m profile after excavation of the right tunnel tube

圖13右線隧道開挖完成后Y=98 m剖面不同地層豎向變形曲線

Fig.13 Curves of vertical deformation onY=98 m profile after excavation of the right tunnel tube

圖14左線隧道開挖完成后Y=2 m剖面不同地層豎向變形曲線

Fig.14 Curves of vertical deformation onY=2 m profile after excavation of the left tunnel tube

圖15 左線隧道開挖完成后Y=2m截面豎向位移云圖Fig.15 Cloud of vertical displacement on Y=2 m profile after excavation of the left tunnel tube

圖16左線隧道開挖完成后Y=50 m剖面不同地層豎向變形曲線

Fig.16 Curves of vertical deformation onY=50 m profile after excavation of the left tunnel tube

圖17左線隧道開挖完成后Y=98 m剖面不同地層豎向變形曲線

Fig.17 Curves of vertical deformation onY=98 m profile after excavation of the left tunnel tube

由圖10和圖11可知：右線開挖支護完成后，各個剖面沉降槽呈對稱狀，地表最大沉降為12.5 mm，地表沉降槽寬度為34 m；自地表向下，地層距離隧道軸線越近，沉降槽寬度越小，地表以下4 m和9 m，沉降槽寬度依次減小，分別為28 m和23 m。

由圖14和圖15可知：

1)左線開挖支護完成后，各個剖面沉降槽不對稱，地表最大沉降為14 mm，且非對稱雙峰作用明顯。由于右線先施工，使得右側地表豎向變形大，但雙峰效應并不等于2條單線同時開挖引起的地表沉降簡單疊加。

2)自地表向下，地層距離隧道軸線越近，沉降槽寬度越小，雙峰效應越明顯。距離地表4 m時，沉降曲線的雙峰開始出現，距離地表9 m時，已經完全出現雙峰。

3)左線隧道開挖完成后，相同深度土層豎向沉降差值明顯。地表點豎向沉降最大差值為3.5 mm，距離地表4 m處豎向沉降最大差值為5 m，距離地表9 m處豎向最大沉降差值為8 mm。

由圖10—17可知：隨著隧道掘進，地表及地表以下各地層豎向沉降呈相同規律，而先完工段地表沉降大于后完工段。

4.3 水平位移變形分析

三維模型存在2個水平方向，分別為垂直于隧道軸線的水平方向和沿著隧道軸線的水平方向。為了研究左、右線隧道開挖過程中地層水平位移變形規律，數值模型中取Y=50 m處截面距離左線隧道左側水平方向4 m處的豎直測線作為研究對象(見圖18)，統計此數值讀出線上點的2個水平方向的位移值，分別繪制2個水平方向上測孔中點隨隧道掘進的水平位移圖，如圖19和圖20所示。取Y=2 m處垂直隧道軸線橫截面，統計橫向水平位移值，分別繪制隧道左、右線開挖完成后不同層位地層的橫向水平位移圖，如圖21所示。

圖18 Y=50 m處測孔位置及水平方向示意圖Fig.18 Monitoring hole positions and horizontal direction on Y=50 m profile

由圖19可知：盾構到達前，土壓設置較小，前方地層有損失，土體向隧道內側移動，但位移不大，最大位移為3.1 mm；盾構到達通過階段，對兩側土體有向外的擠壓作用，土體表現為向隧道外側移動，最大位移為4.7 mm；盾構脫出階段，雖有地層損失，但由于同步注漿且注漿壓力很大，對兩側土體有很大的向外擠壓作用，位移最大值發生在隧道中部，最大值為11.9 mm。

圖19Y=50 m處的截面垂直于隧道軸線橫向水平位移變形曲線

Fig.19 Curves of horizontal deformation in direction perpendicular to the tunnel axis onY=50 m profile

圖20Y=50 m處的截面沿著隧道軸線縱向水平位移變形曲線

Fig.20 Curves of longitudinal deformation along tunnel axis onY=50 m profile

由圖20可知，土體縱向位移量很小，最大縱向位移小于2 mm，這說明同步注漿充填效果好，地層損失有限，掘進參數較好?？傮w位移規律為：盾構到達前，位移方向沿著盾構推進向前，最大位移發生在隧道中部，為0.4 mm；盾構通過或盾尾脫出階段，由于受到盾尾間隙的影響，土體下沉的同時，發生縱向水平位移，但位移較小，最大為1.8 mm。

由圖21可知：當右線隧道開挖完成后，水平位移最大為0.3 mm，發生位置距離地表37 m；當左線隧道開挖完成后，地表水平位移的最大值和所處位置發生改變，發生位置距離地表17 m，接近隧道軸線所在深度，最大水平位移為11.9 mm；地表及地表以下各層水平變形以2個隧道的中心線連線為軸線呈對稱分布。地表橫向最大水平位移變化說明，左線隧道掘進對右線完成后的地層位移有很大的擾動，二者共同擾動區域使隧道中心線附近有不同方向的水平應變，即地層會出現剪切層，這樣對擾動范圍內地下既有建筑物、構造物會產生影響，施工作業時應做好防護措施。

圖21Y=2 m處右線與左線隧道開挖完成后不同層位地層的橫向水平位移圖

Fig.21 Curves of horizontal deformation of strata onY=2 m profile after excavation of right tunnel tube and left tunnel tube

5 數值模擬結果與現場監測結果對比分析

圖22為現場施工地表沉降監測點布置圖。取位于右線頂部點DB58-9，兩隧道中心點DB58-8，左線頂部點DB58-6和左線附近點DB58-5為研究對象，分別繪制右線和左線施工時4個點豎向沉降隨盾構掘進歷時曲線，見圖23和圖24。

圖22 現場監測點示意圖

由圖23和圖24可知，隨著開挖掘進，距離監測點20 m內地表沉降較快，此時施工時要重點做好監控量測，此后沉降繼續發展直至穩定。右線開挖完成后，DB58-9點的實測最大位移為13.8 mm，數值模擬最大位移為12.7 mm。左線開挖完成后，DB58-9點的實測最大位移為18.9 mm，數值模擬最大位移為14.2 mm；DB58-6點的實測最大位移為15.3 mm，數值模擬最大位移為10.7 mm。由于數值模擬不能考慮土體的局部不連續性，以及受地下水及地表動荷載的影響，使得二者在數值上有一定偏差，實測結果略大于數值模擬結果，但最大偏差為4.7 mm，在可接受范圍。從曲線走勢看，實測結果與數值模擬結果曲線走勢呈現統一性，且實測結果地表沉降最大值為18.9 mm(<30 mm),符合沉降標準。說明刀盤推力、扭矩、掘進速度等掘進參數設置合理，可為類似地層中土壓平衡盾構扭矩和推力的計算提供參考。

圖23 右線隧道開挖數值模擬沉降曲線與實測地表沉降曲線Fig.23 Curves of ground surface settlement measured Vs Curves of ground surface settlement obtained by numerical simulation: excavation of right tunnel tube

圖24 左線隧道開挖數值模擬沉降曲線與實測地表沉降曲線Fig.24 Curves of ground surface settlement measured Vs Curves of ground surface settlement obtained by numerical simulation: excavation of left tunnel tube

6 結論與建議

1)本文以蘭州地鐵1號線試驗段工程為背景，結合現場地質情況，闡述了砂卵石地層的特性，對砂卵石地層中盾構的選型進行了分析，確定開口率為0.35的復合式盾構施工方案，為砂卵石地層條件下盾構法施工提供一定的參考資料。

2)引入計算盾構扭矩和推力的數學模型，推導出盾構扭矩和推力的計算公式，把計算結果同時應用于現場試驗掘進段和有限元三維數值模擬中，證明了盾構扭矩和推力理論計算方法的合理性。

3)通過數值模擬，對隧道上方各層土體的豎向、橫向和縱向水平位移進行了統計分析，可知各層土體距離盾構開挖面越遠，受到影響越?。煌瑫r對雙隧道先后開挖的沉降槽寬度和形態變化進行了分析，闡述了豎向變形產生非對稱雙峰特征的原因，對描述雙峰特性的典型幾何量進行了統計。

4)通過統計不同層位埋深點的水平位移，雙隧道施工的相互擾動機理，證實了不同時施工使得隧道中心線附近地層存在明顯的土體剪切變形，施工中應做好監測，并對地表附近建(構)筑物做好防護。

5)現場監測結果與數值模擬計算結果較為一致，監測結果顯示地表最終沉降為18.9 mm，總體沉降小于 30 mm，說明采用工法適合工程所處地層。隧道開挖距離開挖面20 m范圍內沉降較快，施工時要重點做好監控量測，在距離掌子面后方60～70 m處沉降趨于穩定。

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StudyonBoringParametersofCompositeEPBShieldinSandyCobbleStrataandStudyonGroundDeformationRule

YANG Xiaohua

(ChinaRailwayConstructionInvestmentGroupCo.,Ltd.,Beijing100855,China)

The shield type selection and ground deformation rule of a twin-tube Metro tunnel on No.1 line of Lanzhou urban rail transit in sandy cobble strata are studied.The mathematic calculation model of torque and thrust of shield is introduced and the calculation result is used in the field tunneling and the 3D finite element simulation,the range,characteristics and variation rules of the settlement trough and the range and rule of the influence of the ground deformation in transverse direction and longitudinal direction induced by shield boring are analyzed.The study result shows that: 1)The closer to the ground surface,the smaller the disturbance effect of the tunnel boring on the settlement trough;2)The asymmetric feature of the ground settlement is obvious;3)Due to the superposition of the disturbance effect of the ground in horizontal direction,the ground is subject to shear deformation,therefore necessary protection measures should be taken;4)The monitoring data are in good agreement with the numerical simulation result,which shows that the construction methods adopted are rational and the settlement has been brought under effective control.

sandy cobble strata;composite EPB shield;shield type selection;torque;numerical simulation;ground deformation rule

2014-04-27;

2014-06-10

楊曉華(1976—)，男，陜西安康人，1999年畢業于蘭州鐵道學院，交通土建工程專業，本科，高級工程師，現主要從事工程管理工作。

10.3973/j.issn.1672-741X.2014.08.003

U 455.43

A

1672-741X(2014)08-0721-10