雙線地鐵盾構施工引起的地表沉降分析及施工控制

鞠 鑫

(1.蘭州理工大學甘肅土木工程防災減災重點實驗室，蘭州 730050；2.蘭州理工大學西部土木工程防災減災教育部工程研究中心，蘭州 730050)

隨著我國城市現代化的高速發展，地面交通已經不能滿足人們日益增長的出行需求，因此，很多城市將交通系統的開發利用轉向地下。盾構法以其速度快、精度高、不影響地面交通等諸多優點，成為軟土地層地鐵隧道開挖的主要方法[1]，而盾構施工不可避免地會對周圍巖土體產生擾動，誘發隧道上方地表沉降。地表沉降會對地面交通、地下管線和既有建筑物產生不利影響，引發一系列工程問題。因此，針對軟土地區盾構隧道施工引起的地表沉降進行研究具有十分重要的應用價值。

目前，針對雙線地鐵盾構開挖引起的地表沉降問題，國內外學者已經開展了大量的研究，并提出了地表沉降的經驗計算方法[2]，如：Peck公式[3]、修正的Peck公式[4]、Sagaseta公式[5]等，這些公式可以在一定程度上反映地表沉降規律。在理論研究方面，方恩權[6]利用插值法和最小二乘法對Peck公式進行修正，提出了適用于盾構隧道的地層沉降預測公式；沈培良[7]提出了地鐵盾構隧道縱、橫斷面上地表沉降分布的修正公式，并驗證了其適用性；丁智[8]考慮盾構掘進引起的土體損失率，給出了修正的Sagaseta公式，并基于盾構掘進區協同作用力學模型，研究了建筑物剛度、地基基床系數等因素對建筑物變形的影響。試驗研究方面，范祚文[9]利用土壓平衡盾構模型試驗，分析了砂卵石地層中盾構施工引起的地層沉降規律；張杰[10]通過模型試驗研究了軟弱富水地層淺埋隧道的地表沉降規律。現場監測分析方面，路林海[11]基于Peck公式，結合實測數據，提出了曲線盾構施工地表沉降預測公式；韓煊[12]基于實測資料，考慮建筑物結構的剛度，提出了建筑物沉降曲線的預測方法。此外，有限單元法[13-14]、隨機介質理論[15]和神經網絡方法[16]也廣泛應用于淺埋隧道開挖引起的地表沉降問題，并取得了顯著的效果，但地下工程的施工是個復雜的過程，盾構隧道所處地層、埋深、間距、左右線施工的先后順序等均不同，因此，選擇合適的地表沉降計算方法尤為重要。

在盾構隧道地表沉降施工控制方面，主要包括同步注漿改進[17]、土艙壓力優化[18]、推進速度控制[19]、管片拼裝控制[20]及刀盤和螺旋機扭矩控制[17]。但上述控制措施的提出都是基于現場試驗的，而現場試驗往往具有一定的局限性。

綜上所述，現有的研究工作主要集中在現場沉降監測分析[21-22]和單線隧道施工引起的地表沉降分析[3，6，23]，對于雙線隧道盾構施工引起的地表沉降計算，仍然處于半經驗半理論階段。考慮到地下工程的復雜性、特殊性及施工技術差異，本文首先總結了雙線隧道地表沉降計算方法，討論了雙孔平行隧道地表沉降計算公式在廈門地鐵某區間隧道中的適用性，在分析該區間隧道地表沉降規律及動態變形過程的基礎上，提出了軟土盾構隧道地表沉降控制技術措施。

1 地表沉降預測方法

1.1 基于統計理論的Peck公式

Peck[3]基于大量的實測資料，提出了地表沉降槽近似于正態分布的理論和地層損失的概念，其預測方法表達式為

(1)

式中，S(x)為距離隧道中心軸線x處的地表沉降值；Smax為隧道中心線處的地表最大沉降值；i為地表沉降槽寬度系數，即隧道中心點至沉降曲線反彎點的距離；Vi為開挖引起的隧道單位長度的地層損失，即為隧道施工實際開挖的土體和隧道竣工之后的體積差；Vr為地層體積損失率；R為隧道計算半徑；H為隧道埋深；φ為土體內摩擦角。

Peck經驗公式是在大量實測數據的基礎上通過統計分析所得，適用于均勻地層條件下淺埋隧道對稱沉降槽分析，但實際工程中多為雙線平行隧道，且左、右線距離較近，兩隧道在施工中會產生相互影響，導致雙線隧道地表沉降曲線分布不同于單線隧道。

1.2 修正Sagaseta公式

魏綱等[25]參考Sagaseta C[5，26]和Loganathan N[27]所提出的地層位移預測解析解，考慮泊松比以及土體變形，采用橢圓形非等量徑向位移模式的修正Sagaseta公式為

(2)

式中，Sz為距離隧道中心軸線x處的地表沉降值；ν為泊松比；x為距離兩隧道中心軸線水平距離；y為距離開挖面的水平距離；V1為單位長度的地層損失量；H為隧道埋深；其他參數含義同上。

而事實上，當雙線盾構隧道左、右線隧道間距較小時，相互擾動作用較顯著，即表現為“V”形沉降槽[28]；左、右線隧道距離較大時，相互擾動作用較弱，即表現為“W”形沉降槽。此外，地表沉降還受施工先后順序、隧道間距、埋深、土層參數等的影響，出現非對稱的情況。

1.3 雙孔平行隧道地表沉降計算公式

基于上述分析，邱明明[28]結合彈性理論，在修正Sagaseta公式的基礎上，給出了雙孔平行隧道地表沉降預測公式

(3)

式中，S(x)為距離隧道中心軸線x處的地表沉降值；L為兩隧道之間中心間距；V1r、V2r分別為先行隧道和后行隧道開挖單位長度的地層損失量；其他參數含義同上。雙孔平行隧道地表沉降計算公式的建立考慮了隧道間距、埋深、土體內摩擦角及施工條件的影響，可以較好地反映雙線隧道地表沉降的“W”形特征的非對稱性，并在工程實例中驗證了其適用性[28]。

2 地表沉降變形特性分析

2.1 工程概況

廈門市地鐵2號線某區間盾構隧道全長約為2 750 m，地勢較平坦，南高北低，地面高差為1.4～3.2 m。區間隧道主要穿越城市道路、居民區空地、綠化帶及低層住宅樓，平面線間距為11.5～13.8 m，埋深13.2～16.7 m。管片采用雙面楔形通用環，內徑5.5 m，幅寬為1.2 m，楔形量為40 mm，每環管片由6塊組成，采用錯縫拼裝，聯絡通道處采用特殊管片，通縫拼裝。

本文所涉及的研究區段，場區內不良地質現象與地表水不發育，地下水主要為第四系孔隙水和基巖裂隙水，第四系孔隙水主要賦存于沖洪積、海積砂層中，以孔隙潛水位為主，人工填土層中局部存在上層滯水，基巖裂隙水主要賦存于基巖強、中風化帶中，地下水位埋深為15.5～18.2 m。根據鉆孔揭露，地層自上而下依次劃分為雜填土(0～0.5 m)、素填土(0.5～2.3 m)、粉質黏土(2.3～8.5 m)、殘積砂質黏土(8.5～18 m)、全風化花崗巖(18～24.1 m)。隧道采用泥水平衡盾構法施工，初始同步注漿量為2.4 m3、土艙壓力值為0.12 MPa，開挖主要在殘積砂質黏土中進行，殘積砂質黏土顆粒呈“兩頭大，中間小”的特征分布，這種獨特的組分特征，使其既具有砂土的特征，亦具有黏土的特性，同時也為小顆粒從大顆粒的孔隙中涌出提供可能的條件，因此，該層在動水壓力作用下，易產生管涌、流土等滲透變形現象。

2.2 監測點布置

為了分析盾構開挖引起的地表沉降規律及動態變形過程，選取該段車輛和行人荷載影響較小的區域，布置S1和S2兩個監測斷面，共38個橫向測點，對雙線隧道地表沉降值進行實測。S1斷面距地鐵車站30 m，兩個監測斷面之間間距為10 m，測點間的橫向距離為4 m。現場監測點具體布置如圖1所示。

圖1 地表沉降監測斷面布置示意(單位:m)

2.3 模型建立

采用ABAQUS有限元分析軟件，為了減小邊界效應的影響，考慮隧道開挖對土體的擾動及其影響范圍為3～5倍的洞徑，三維有限元數值模型如圖2所示，尺寸為100 m×60 m×80 m，隧道外徑為6.2 m，隧道埋深15 m，兩隧道軸線間距11.7 m，管片厚度0.35 m，幅寬1.2 m。

根據勘察單位提供的參數分析報告，土體計算采用Mohr-Coulomb彈塑性模型，襯砌管片采用彈性模型，對土層參數加權平均后，應用于數值模型中，具體計算參數見表1。模型左、右和前、后邊界均施加法向約束，底部邊界完全固定。設置土體側壓力系數為0.6，假定盾構開挖引起的土體損失沿管片周圍均勻分布，根據文獻[29]的研究成果，土體損失率取3%。在模型中預先設定土體、管片、等效注漿層，在模擬盾構開挖時，通過改變單元材料類型的方法來實現。

2.4 地表最終沉降預測與對比分析

基于三維有限元模擬方法，對本文所涉及的區間盾構施工引起的地表沉降進行計算，將計算結果與現場實測最終沉降值和雙孔平行隧道地表沉降計算公式計算結果進行對比。圖3為隧道施工完成后，S1斷面和S2斷面的地面最終沉降擬合曲線，三者擬合曲線趨勢基本吻合，各方法所得地表沉降曲線都能反映沉降槽的“W”形特性，雙孔平行隧道地表沉降計算公式考慮左、右線開挖順序，計算值較好地反映了“W”形沉降槽的非對稱性。因此，雙孔平行隧道地表沉降預測公式提供的地表沉降計算方法適用于本項目。

圖3 雙線盾構開挖引起的地表沉降曲線比較

由圖3可以看出，左、右線隧道施工完成后，S1斷面和S2斷面處，數值模擬所得地表沉降槽是對稱分布的，但雙孔平行隧道地表沉降計算公式計算值和實測數據呈現的地表沉降槽不具對稱性，這是由于數值模擬中沒有考慮盾構機的偏斜和左、右線開挖先后順序。

由雙孔平行隧道地表沉降計算公式計算、現場實測及數值計算所得地表最終沉降值如表2所示。從圖3和表2可以看出，雙線隧道施工完成后，地表沉降影響范圍較大，沉降槽寬度約為70～80 m。與實測值和數值計算值相比，雙孔平行隧道地表沉降計算公式計算所得地表沉降值偏小2～5 mm，同時計算得到的地面沉降槽寬度也偏小。由于先行的左線隧道施工引起的地層損失較大，地表沉降最大值出現在先行施工的左線隧道。

表2 最終地表沉降值 mm

2.5 地表動態變形特性

盾構開挖引起的地表沉降本質上是盾構施工引起的土體損失累積造成的，為了研究盾構施工過程中地表沉降的動態過程，選取計算模型中后行的右線隧道處S2斷面作為目標面，繪制S2斷面CD1測點(圖1)處地表沉降與開挖面推進過程中的動態關系曲線如圖4所示。

圖4 目標面地表沉降隨開挖面推進變化曲線

由圖4可以看出，數值計算結果與現場實測值基本一致，在開挖面到達目標面之前一定距離內，目標面處地表已經發生沉降，隨著開挖面接近→通過→遠離目標面，地表沉降急劇增大。在開挖面通過監測斷面S2前，實測地表沉降最大值為13.5 mm，占最終沉降變形的45%左右；數值計算地表沉降最大值為12.8 mm，占最終沉降變形的46%左右。

3 地表沉降的施工控制措施

廈門軌道交通2號線某區間隧道，最小埋深為13.2 m，覆土深度較小，施工對地表影響較大。此外，盾構施工主要在殘積砂質黏土層中進行，由于該地層滲透性較大，且部分處于地下水中，隨著地下水位波動(尤其是水位下降，孔隙水壓力降低)對地表沉降有較大影響，從而對本區間段施工產生不利因素。因此，需要制定相應的地表沉降控制技術措施。根據本文上節分析，結合現場施工條件，以同步注漿、土艙壓力及推進速度為控制性因素，制定合理的沉降控制措施。

3.1 同步注漿改進

同步注漿是在盾構掘進施工的同時，由盾尾注漿管注入，同步注漿是否飽滿，對控制地表最終沉降極其重要。為了減小盾構施工引起的地層損失和應力釋放率，控制地表沉降，應該在地表沉降量較大的區段適當增加注漿量。為確定合適的注漿量，采用三維數值模型模擬注漿時，假定盾構施工引起的土體損失沿洞周分布均勻，損失率為3%，將注漿層等效為分別作用在洞周土體和管片上的均布壓力，將同步注漿量分別設置為2.4，2.6，2.8，3.0 m3。通過三維數值計算，所得最終沉降量與注漿量的關系如圖5所示。

圖5 不同注漿量對應地表最終沉降曲線

從圖5可以看出，當注漿量從2.4 m3增加到2.6 m3時，地表沉降減小1.1 mm；注漿量增加到2.8 m3時，地表沉降減小0.7 mm；當注漿量為3.0 m3時，地表沉降減小0.3 mm。隨著每環同步注漿量從2.4 m3提高到3.0 m3，地表最終沉降為25.5 mm，減小了2.1 mm。因此，增加注漿量在一定程度上改善了地表沉降問題，注漿量從2.4 m3增加到2.8 m3，地表沉降減小了6.5%，建議施工時注漿量為2.4～2.8 m3。同時，對漿液進行改良，以減小其凝固時間和凝固后的體積收縮率。

3.2 土艙壓力設定

盾構機土艙壓力值的設定，不僅直接影響盾構施工的安全、效率，同時也是地表沉降量的控制因素之一。為維持開挖面穩定，減少對土層的擾動，可以適當提高土艙壓力值，減小開挖面的擠出變形。在三維數值計算中，充分考慮土艙壓力，模型中分別設置土艙壓力為0.12，0.15，0.18 MPa和0.21 MPa，每次開挖1環(1.2 m)，具體操作過程如下：①為了使模擬更接近實際情況，將第n環分為6小段，逐段開挖；②在開挖第n環的每一小段之前，在第n環每一小段開挖面施加土艙壓力；③開挖第n環后，相應地，激活第n環管片及等效注漿層。基于上述三維數值模擬方法，設置不同的土艙壓力值，對盾構開挖過程中的地表沉降動態過程進行計算，得到結果如圖6所示。

圖6 不同土艙壓力下地表動態沉降曲線

根據圖6顯示，隨著土艙壓力從0.12 MPa(初始設計值)增加到0.21 MPa，施工過程中目標面處對應的地表沉降共計減小4.3 mm；盾構施工完成后，地表最終沉降減小2.5 mm。隨著開挖面推進，地表沉降動態變形趨勢基本相同，但開挖面到達目標面之前，伴隨土艙壓力提高，地表沉降有推遲趨勢。當土艙壓力為0.21 MPa時，在開挖面通過目標面初期，沉降量反而大于0.18 MPa時的沉降量，這是由于開挖面土壓力不平衡造成的。由此可以看出，適當提高土艙壓力值，在一定程度上可以控制地表沉降的發展。土艙壓力從0.12 MPa提高到0.18 MPa，地表沉降減小6.1%，據此，當土體側壓力系數為0.6時，建議土艙壓力在0.12～0.18 MPa調整，以確保開挖面穩定和土壓力動態平衡。

3.3 推進速度控制

盾構推進系統應該根據掘進過程中所處的不同地層、地下水位變化，設定合理的推進速度，以減少對周圍土體的擾動，減緩盾構開挖引起的應力重分布速度，使盾構在掘進過程中引起的地表沉降量控制在要求范圍內。龔國芳[30-31]利用Matlab軟件，建立基于BP神經網絡的盾構推進速度仿真模型，通過神經元學習，從而實現盾構掘進機推進速度的自適應控制；劉鎮[32]根據彈性力學Mindlin解，建立了盾構穿越鄰近土洞的力學模型，以推進速度為控制變量，利用梯度法求解了最優掘進速度，并且該方法與工程經驗擬合較好。可以借鑒上述方法，考慮不同地層、埋深、間距等條件，對盾構掘進速度進行優化。此外，文獻[17]提出了一種較簡單的方法，可以根據現場地表沉降監測提供的數據，放慢推進速度或者每推進半幅(0.6 m)，暫停15～30 min，待變形穩定后繼續推進。

3.4 地表沉降的綜合控制分析

在實際工程中，同步注漿、土艙壓力及推進速度等參數總是同時作用、共同影響著地表沉降。但是，盾構機的推進是連續的，在數值分析中，通過改變土體單元的屬性來模擬隧道的開挖，不能體現盾構隧道掘進的連續性，可以采用BP神經網絡[31]、變量優化[32]等方法實現推進速度控制。鑒于此，本文僅研究同步注漿和土艙壓力參數同時作用時的地表沉降情況。在數值模型中，分別以土艙壓力和同步注漿量為定值，計算不同注漿量和不同土艙壓力對應的地表沉降。根據計算結果，當同步注漿量為定值時，提高土艙壓力對地表沉降的影響不如以土艙壓力為定值、增加注漿量時顯著。因此，繪制土艙壓力為0.15 MPa，注漿量為2.4，2.6 m3和2.8 m3時S1斷面處的地表最終沉降曲線，如圖7所示。

圖7 土艙壓力為0.15 MPa時不同注漿量對應的地表最終沉降曲線

由圖7可以看出，土艙壓力和同步注漿參數同時作用時，地表沉降的變化主要表現在兩個方面：一是隨著注漿量增加，地表最終沉降呈減小趨勢，注漿量從2.4 m3增加到2.8 m3時，地表最終沉降累計減小量為1.9 mm，減小了7.3%，與未考慮土艙壓力時(圖5)相比，沉降控制效果有所提升，但地表沉降的累計減小量小于土艙壓力和同步注漿參數分別作用時的簡單疊加；二是增加注漿量，對隧道軸線處地表沉降的控制效果更加顯著，在橫向距離較遠處，地表沉降幾乎無影響。綜上所述，土艙壓力和同步注漿參數共同作用時，對地表沉降的控制效果不如上述參數單獨作用時顯著。因此，從工程造價和工程的長期運營穩定性方面來看，保持設計方案中的初始土艙壓力(0.12 MPa)的同時、增加注漿量應該作為地表沉降控制的首選措施。

4 結論

以廈門地鐵某區間隧道為依托，分析該區間盾構隧道引起的地表沉降規律及盾構過程中地表的動態變形特性，對軟土盾構隧道地表沉降控制技術措施提出建議。主要結論如下。

(1)雙孔平行隧道地表沉降計算公式在雙線盾構隧道地表沉降分析中具有較好的適用性，可以反映雙線盾構隧道“W”形沉降槽的非對稱性，最大沉降量出現在兩隧道軸線處，且先行隧道地表沉降更大，這與實測結果擬合較好。

(2)地表沉降本質上是盾構施工引起的土體損失累積造成的，在開挖面到達目標面時，實測地表沉降達到最終沉降值的45%，開挖通過目標面后，沉降繼續發展。施工全過程應該采取地表沉降控制技術措施。

(3)根據廈門軌道交通某區間盾構隧道工程地質情況和現場施工條件，建議了控制地表沉降的同步注漿量、土艙壓力及推進速度3種參數的設定規律。