天津地鐵盾構隧道施工地層及結構變形特性分析

李新宇，張頂立，侯艷娟，曹利強，李倩倩

(1.北京交通大學 土木建筑工程學院，北京 100044；2.北京交通大學 城市地下工程教育部重點實驗室，北京 100044；3.北京城市快軌建設管理有限公司 設計管理部，北京 100027)

天津市區地層富水軟弱，地鐵隧道普遍采用土壓平衡盾構法施工，施工過程中，開挖面支護作用、盾殼—土體摩擦作用以及同步注漿作用對地層變形有重要影響。邱龑[1]通過分析深圳某地鐵盾構隧道工程的現場監測數據，發現土倉壓力與開挖面前方地層的變形和穩定性密切相關。Lee[2]等通過分析上海某地鐵盾構隧道施工的現場監測數據，發現盾殼—土體摩擦力和同步注漿充填率是影響地表沉降的關鍵因素。因此，研究開挖面支護作用、盾殼—土體摩擦作用以及同步注漿作用對地層變形的影響規律，對地鐵盾構隧道安全施工具有重要意義。

另一方面，盾構隧道襯砌橢圓化變形通常伴隨著接縫張開[3]，若接縫變形超過容許值，則隧道防水難以滿足要求。鄭剛[4]分析了某地鐵區間在盾構施工過程中因管片環變形引發的管片接縫涌水、涌砂事故，致使區間右線隧道被淹，管片破損，地表大面積沉降。因此，研究盾構施工參數對管片環橢圓化變形的影響規律，也對地鐵盾構隧道安全施工具有重要意義。

數值模擬方法是研究隧道施工引起的地層及結構變形規律的重要手段。目前，盾構法隧道施工精細化模擬方面的研究[5-9]基本涵蓋了影響地層和管片環變形的主要施工要素，但是，已有的三維數值模擬方法大都做了較多簡化。

本文在前人研究成果的基礎上，提出一種盾構法隧道施工精細化模擬方法。依據滲流—應力耦合原理，通過向等代層單元施加單元流量邊界(流入)，模擬同步注漿過程；通過在盾殼單元上施加沿掘進方向的恒定節點速度，調動界面剪切耦合彈簧發揮作用，模擬盾殼—土體摩擦作用。依托天津地鐵6號線天托站—一中心醫院站區間盾構隧道工程，模擬不同支護壓力比、不同盾殼—土體摩擦系數、不同同步注漿率條件下的施工過程，研究關鍵施工參數對地層及結構變形的影響規律。采用現場實測數據驗證模擬結果的合理性。

1 工程概況

天津市區地貌特征以沖積平原為主，第四系沉積層深厚，且具有明顯的沉積韻律。地層土性以粉質黏土、粉土和粉砂為主，局部地區分布有淤泥質軟土。地層間水力聯系復雜，潛水含水層由人工填土層①、第Ⅰ陸相層④、第Ⅰ海相層⑥構成，潛水位標高約0.5 m(相當于埋深2.0 m)；微承壓含水層由第Ⅱ陸相層(陸相沖積)⑧、第Ⅲ陸相層⑨的粉土、粉砂構成，承壓水水頭標高約-0.1 m。

天津地鐵6號線天托站(DK22+467.45)—一中心醫院站(DK22+934.25)區間線路沿紅旗路呈直線布置，區間隧道為左右線分離式斷面。區間地質剖面如圖1所示，隧道穿越地層以流塑—可塑狀粉質黏土為主，其標貫擊數小于10，工程性質較差。隧道襯砌由預制鋼筋混凝土管片拼裝而成，混凝土強度等級為C50，管片內徑為5.5 m，外徑為6.2 m，環寬為1.5 m。工程范圍內環境條件簡單，便于進行監控量測研究。

圖1 天托站—一中心醫院站區間地質剖面

2 盾構施工模擬方法

2.1 模型和材料

采用FLAC3D軟件，建立可進行滲流—應力耦合分析的盾構法隧道施工數值模型，如圖2所示。模型計算域的長×寬×高為80 m×60 m×35m，基本可消除模型邊界效應對研究區域的影響。隧道拱頂覆土10.0 m，模型側面和底面分別施加法向位移約束。水位線以下施加梯度為10 kPa·m-1的靜水壓力。盾殼、襯砌和掌子面均為不透水邊界。僅考慮先行隧道的施工響應，采用剛度遷移法模擬盾構推進過程，每個計算循環推進1環管片的長度，計算歷時4 h。開挖面支護壓力采用沿深度梯形分布的面荷載模擬，管片環受到的頂進推力通過單元節點力施加在已安裝的管片上。

將盾尾空隙以及空隙內漿液充填情況概化為一均質、等厚的等代層。等代層和土體采用實體單元模擬。其中，等代層采用各向同性彈性材料本構；土體采用彈塑性材料本構，采用Mohr-Coulomb準則作為屈服判據。盾殼和管片環均采用襯砌結構單元模擬，采用各向同性彈性材料本構。將拼裝式管片環作為均質圓環考慮，引入抗彎剛度有效率η=0.75[10]來考慮接頭存在對管片環剛度降低的影響。根據地勘資料及文獻[11—12]對模型賦值，實體單元材料物理力學參數見表1，結構單元材料物理力學參數見表2。

表1 實體單元材料物理力學參數

表2 結構單元材料物理力學參數

2.2 盾殼—土體相互作用模擬

由于盾構掘進糾偏及減小掘進阻力的需要，刀盤開挖直徑通常大于盾尾直徑，盾殼為具有一定坡度的圓錐面，隨著盾構推進，盾殼周圍土體將產生指向隧道軸線的徑向位移。因此，在盾殼單元上施加節點徑向位移，通過襯砌構件與網格的交互作用帶動周圍土體單元移動，模擬刀盤超挖引起的地層變形，如圖3所示。徑向位移Δr的計算公式為

(1)

式中：De為刀盤開挖直徑，m；de為盾尾直徑，m；Lr為1環管片長度，m；Le為盾殼長度，m。本文模擬取Lr=1.5 m，Le=5Lr=7.5 m，Δr=0.001 m。

圖3 錐形盾殼(放大180倍)

盾構向前推進的過程中，盾殼—土體界面產生相互作用的摩擦力，盾殼周圍土體將產生指向掘進方向的水平位移。目前，相關研究[6-7]通常是在盾殼后部單元節點上施加1圈沿圓周均勻分布的節點力來模擬頂進推力，通過接觸點對間的相對位移調動界面剪切耦合彈簧發揮作用。然而，這一方法易引起盾殼姿態傾斜，產生附加土體位移，且盾殼的傾角α隨盾殼—土體摩擦力的增大而增大，如圖4所示。這一現象是由襯砌構件的界面特性[13]導致的。如圖5所示，M點和N點為1接觸點對，M點為土體單元節點，N點為盾殼單元節點。當N點受到節點力Fgp作用時，N點位移uN由M點位移uM和兩點相對位移ΔuMN決定，即uM=uN+ΔuMN。一方面，由于盾殼周圍土體的應力狀態不同，各處土體單元節點在相同節點力的作用下位移不同(uM不同)；另一方面，由于剪切耦合彈簧強度隨著界面法向壓應力的增大而增大，各點對達到剪切耦合彈簧屈服強度的相對位移并不相等(ΔuMN不同)。因此，各處盾殼單元節點在相同節點力作用下產生不同的位移，引起盾殼姿態傾斜。Kasper[12]在數值模擬研究中同樣指出了這一問題，并通過編程實現對節點力的伺服控制，使盾構機姿態不與設計線路發生明顯偏移，使得模擬更加符合工程實際，但操作較為復雜。

圖4 盾殼傾角變化曲線

圖5 襯砌構件與網格交互作用方式

本文通過在盾殼單元上施加沿掘進方向的恒定節點速度，調動界面剪切耦合彈簧發揮作用，模擬盾殼—土體摩擦作用。與文獻[6—7]方法相比，本文方法能夠產生與界面法向壓應力正相關的盾殼—土體摩擦力，并保證盾殼姿態不發生傾斜。在盾殼—土體摩擦力影響下，模型x=0 m剖面上節點位移矢量如圖6所示，可見盾殼周圍土體產生指向掘進方向的水平位移，并擠壓前方地層造成隆起，牽引后方地層造成沉降。通過改變界面剪切耦合彈簧摩擦角，可控制盾殼—土體摩擦力的大小。

2.3 同步注漿模擬

同步注漿漿液從注入至固結硬化的過程中，漿液中的水分會向周圍地層滲透，漿液壓力將會隨之消散并穩定在地層孔隙水壓力附近[14]。目前，相關研究[8-9]通常是對等代層單元施加遠離隧道中心的節點荷載或節點位移來模擬同步注漿對地層的頂升作用。然而，這一方法沒有考慮漿液作為流體引起的地層孔壓邊界的改變。本文依據滲流—應力耦合原理，通過向等代層單元施加單元流量邊界(流入)模擬同步注漿過程，通過設置等代層單元的彈性模量和滲透系數隨時間變化模擬漿液硬化過程。同步注漿壓力由等代層單元的孔隙壓力表示，同步注漿量由等代層單元的體積增量表示。在滲流—應力耦合計算中，孔隙壓力的改變會導致體積應變的發生。孔隙介質本構方程的增量形式為

圖6 縱斷面節點位移矢量圖

(2)

在盾尾通過拱頂測點B的1個開挖步內，等代層孔隙壓力及測點B豎向位移發展曲線如圖7所示。當管片由盾尾脫出后，由于不能完全做到同步注漿而在盾尾產生建筑空隙，此時將等代層單元的彈性模量取極小值，測點B隨之發生下沉。隨著同步注漿的進行，盾尾空隙內漿液壓力逐漸增大，測點B逐漸抬升。同步注漿結束后，隨著漿液中的水分向周圍地層滲透，盾尾空隙內漿液壓力逐漸減小。此時，由于等代層單元材料的硬化，測點B僅發生微量下沉。

圖7 等代層單元孔隙壓力及測點B沉降

3 施工參數影響

開挖面支護壓力水平以無量綱參數支護壓力比表示，其計算公式為

(3)

式中：ps為開挖面中心處支護壓力，Pa；σh為開挖面中心處地層水平向總應力，Pa。

盾殼—土體摩擦力水平以無量綱參數盾殼—土體摩擦系數表示，其計算公式為

(4)

式中：Ff為盾殼—土體摩擦力，N；pe1為盾構機頂部豎直土壓力，Pa；pe2為盾構機底部豎直土壓力，Pa；qe1為盾構機頂部水平土壓力，Pa；qe2為盾構機底部水平土壓力，Pa；pm為地層對盾構機自重抗力的反壓，Pa。

同步注漿量水平以無量綱參數同步注漿率表示，其計算公式為

(5)

式中：Vg為1環管片長度內的同步注漿量，m3；Vvoid為1環管片長度內刀盤超挖及盾尾建筑空隙引起的地層損失，m3。

3.1 模型驗證

盾構施工期內引起的地表豎向位移演化通常可分為4個階段。分別為：① 先期沉降或隆起，主要由土體剪切錯動及地下水水位變化所致；② 開挖面前沉降或隆起，主要由開挖面土壓力失衡引起地層損失所致；③ 盾構通過沉降，主要由盾殼與土體間剪切錯動以及刀盤超挖引起地層損失所致；④ 盾尾空隙沉降，主要由盾尾空隙引起地層損失所致。模型y=30 m剖面上的4個測點A，B，C，D分別位于地表、拱頂、拱底和拱腰。各測點的豎向位移發展曲線分別經歷了上述4個階段，如圖8所示。可見，盾尾通過前，深層測點B的沉降值大于地表測點A的沉降值，這表明在盾尾通過后該區域內的土體處于豎向膨脹狀態。盾尾通過時，由于同步注漿的影響，測點B發生明顯隆起。測點C與測點B的豎向位移的變化趨勢基本一致，但方向相反。

圖8 測點豎向位移發展曲線

肖立[15]對上海地區的監測和虞興福[16]對杭州地區的監測均表明，盾構施工期內引起的地中測點超孔隙水壓力演化可分為4個階段。分別為：① 當刀盤切口到達測點前方時，受開挖面擠壓影響，測點產生超孔隙水壓力；② 當盾構通過測點時，圓錐狀盾殼引起周圍土體移動，測點孔隙水壓力下降；③ 當盾尾通過測點時，同步注漿作用引起孔隙水壓力上升；④ 隨著盾構駛離，測點超孔隙水壓力逐步消散。模型4個測點的超孔隙水壓力發展曲線分別經歷了上述4個階段，如圖9所示。可見，地表測點A的超孔隙水壓力為0，深層測點B，C，D的超孔隙水壓力變化規律一致。

圖9 測點超孔隙水壓力發展曲線

綜上所述，盾構施工期內地層豎向位移和超孔隙水壓力演化規律的模擬結果與工程實測資料相符，模型模擬有效。

3.2 開挖面支護壓力影響

圖10 不同條件下測點A豎向位移發展曲線

圖11 不同條件下地層豎向位移

圖12 不同條件下地層沿隧道軸向水平位移

圖13 不同條件下地層沿隧道橫向水平位移

圖14 不同條件下管片環徑向位移

因此，開挖面支護壓力增大對地層和管片環變形的控制較為有利。在實際工程中，應嚴密監控土倉壓力的大小，合理設置刀盤掘進速率和螺旋輸送機排土速率，維持開挖面地層穩定。

3.3 盾殼—土體摩擦力影響

圖15 不同條件下測點A豎向位移發展曲線

圖16 不同條件下地層豎向位移

圖17 不同條件下地層沿隧道軸向水平位移

圖18 不同條件下地層沿隧道橫向水平位移

因此，盾殼—土體摩擦力增大對地層和管片環變形的控制十分不利。在實際工程中，應嚴密監控千斤頂頂進推力的大小，及時向盾殼周圍注入膨潤土泥漿，減小盾殼—土體摩擦力。

圖19 不同條件下管片環徑向位移

3.4 同步注漿量影響

圖20 不同條件下測點A豎向位移發展曲線

圖21 不同條件下地層豎向位移

圖22 不同條件下地層沿隧道軸向水平位移

圖23 不同條件下地層沿隧道橫向水平位移

圖24 不同條件下管片環徑向位移

因此，同步注漿量增大對地層和管片環變形的控制十分有利。在實際工程中，應進行及時有效的盾尾同步注漿作業，減小地層損失對地層及管片環的擾動。

4 實測數據驗證

圖25 TY-56監測斷面施工參數

圖26 TY-56監測斷面地表沉降

圖27 TY-56斷面管片環變形

監測斷面p*sF*fV*g地表最大沉降管片環橢圓度實測值/mm模擬值/mm誤差/%實測值/mm模擬值/mm誤差/%TY-560.910.331.01-9.68-10.11413.5216.0519TY-660.920.331.11-5.04-5.931812.2114.7120TY-2901.200.450.99-13.10-12.46514.8516.6112

5 結 論

(1)提出一種盾構法隧道施工精細化模擬方法。通過向盾殼單元施加恒定節點速度模擬盾殼—土體摩擦作用，能夠反映盾殼—土體界面的真實剪應力狀態，避免盾殼姿態發生傾斜引起附加土體位移；通過向等代層單元施加單元流量邊界(流入)模擬同步注漿過程，能夠反映漿液引起地層孔壓邊界的改變。

(2)開挖面支護壓力增大對地層和管片環變形的控制較為有利，不僅使地層沉降減小，而且對減小管片環橢圓化變形有一定的效果。盾殼—土體摩擦力增大對地層變形的控制最為不利，不僅造成刀盤前方地層的隆起、盾尾后方地層的沉降、地層沿隧道軸向和橫向的水平位移均增大，而且使管片環橢圓化變形亦增大。同步注漿量增大對地層和管片環變形的控制最為有利，不僅使地層沉降、地層沿隧道軸向的水平位移減小，而且對減小管片環橢圓化變形效果明顯。在實際工程中，應通過合理設置刀盤掘進速率和螺旋輸送機排土速率的措施維持開挖面地層穩定；通過及時向盾殼周圍注入膨潤土泥漿的措施減小盾殼—土體摩擦力；通過及時有效的盾尾同步注漿作業減小地層損失對地層及管片環的擾動。

(3)當施工參數依據實測數據選取時，天托站—一中心醫院站區間地層及管片環變形的數值模擬結果與實測數據具有很好的一致性，從而驗證了本文提出的數值模擬方法的合理性。因此，可以采用該數值模擬方法對實際工程引起的地層及管片環變形進行全面模擬分析，對施工方案進行優化，從而達到控制地層及管片環變形的目的。