富水地層盾構施工引起的沉降實測分析

蔡浩明

（中國鐵建華東區域總部，杭州 310000）

0 引言

隨著地鐵建設的發展，地鐵開挖的土層越來越復雜，而軟弱土層的地鐵施工也越來越多。杭州地區正加快城市交通網建設，規劃了22條軌交線路。但杭州地區由于地鐵建造起步晚，對于杭州地區典型的淤泥質粉質粘土及粉質粘土等土層中盾構施工引起的地層損失率η和地表沉降槽寬度系數K的研究仍相對較少。

目前，關于隧道施工引起的地表沉降現象，國內外的學者很早就進行了研究，并得到了許多成果。吳世明等[1]對杭州慶春路過江隧道泥水盾構穿越錢塘江南岸大堤的工程現場實測數據進行了分析，得到該地區的沉降槽系數等，并提出了優化盾構掘進參數、加強位移監測等沉降防控措施。呂培林等[2]通過對工程現場的大量實測數據的整理和分析，研究了上部荷載作用下的沉降變形槽規律。研究表明列車循環荷載作用會使得盾構隧道的沉降槽深度和寬度增大。司金標等[3]通過對國內首例軟土中類矩形盾構隧道施工地表沉降數據分析發現，地表沉降隨著施工的進行呈現四個階段：緩慢沉降、急劇沉降、快速沉降、平穩沉降。賈報新[4]采用線性回歸的方法對大連5號線盾構施工實測數據進行了分析，并在Peck公式中根據實測規律引入了兩個沉降修正系數，使其適合于大連上軟下硬土層施工中的地表沉降預測。宋新海[5]以某市的管廊項目為依托，通過對地表沉降規律的研究結合Peck公式對該地區的地表沉降槽進行反算。研究結果表明，砂土層進行施工時，適用的地表沉降槽寬度系數i取值為2～5，最大沉降量約為10～14mm。隧道上覆土層較厚時，地表沉降量較小。陶思海[6]通過對寧波類矩形盾構隧道施工導致的地表沉降實測數據的分析，得到了適用于該地區的最大地表沉降值Smax取值以及沉降槽寬度i、寬度系數K等，并對寬度系數K、地層損失率的分布規律進行了分析,確定了相應的建議值。張運強等[7]通過分析地表與以下土層的沉降規律，考慮了種類土體的參數a，掌子面地表位移釋放率η以及相應的地表縱向沉降最大斜率k,提出不同種類土體中單、雙洞盾構隧道施工誘發地層三維沉降的計算公式，并結合實測數據進行了驗證。張彬[8]以上海11號線的實測數據為基礎，引入了沉降槽寬度修正系數改進了Peck公式使其符合施工工況要求，研究結果表明，當沉降修正系數介于0.2～1.2,寬度修正系數介于0.4～1.6之間時可以得到較好的擬合曲線。

文中以杭州地鐵8號線一期工程SG8-2標文橋區間風井～橋頭堡站盾構區間為施工背景，給出長期沉降監測方案，并通過對大量沉降實測數據的采集分析，結合Peck公式反分析得到適合杭州地區典型土層的盾構開挖引起的地層損失率η以及地表沉降槽的寬度系數K的參考值。并通過有限元模擬分析，對控制地表沉降的主要盾構施工參數，盾尾注漿壓力進行研究，計算出最優的盾尾注漿壓力值，為該地區的盾構施工工程提供參考。

1 工程概況

1.1 管線分布情況

杭州地鐵8號線一期工程SG8-2標文橋區間風井～橋頭堡站盾構區間是連接下沙和大江東兩大板塊的重要線路。盾構從錢塘江西北側的文橋區間風井始發，向東進行盾構施工，經過錢塘江底，于錢塘江東南側的橋頭堡站進行接收。盾構施工采用大直徑泥水盾構，盾構埋深為9.5～36.5m，盾構開挖直徑為11.71m。該盾構區間總長約3.4km，其中盾構穿江段約2.8km，工程位置圖如圖1所示。

圖1 工程位置

1.2 工程地質與水文

區間穿越土層從上至下依次為素填土、砂質粉土、砂質粉土夾粉砂、粉砂、淤泥質粉質粘土夾粉土、粉質粘土、粉質粘土夾粉砂。潛水位平均深度為地下2.1m。土層分布剖面圖見圖2。

圖2 土層縱向剖面

1.3 地表沉降監測方案

針對盾構施工引起的地表沉降監測，沿隧道掘進方向，每隔30m為一沉降監測斷面；垂直隧道掘進方向，以隧道的軸線為中心，往兩側布設沉降監測點，每一監測斷面需布設13個測點，測點間距分別為 4、6、6、4、4、4、4、4、4、6、6、4m，具體測點布置圖見圖3。

圖3 地表沉降測點布置

1.4 地表沉降變形控制標準

城市地鐵穿越區域一般為地表建筑物密集的繁華區域，故其對于施工中的地表沉降控制極為嚴格。GB50911-2013《城市軌道交通工程監測技術規范》[9]中要求軟土地區中盾構掘進施工引起的地表累計隆起值不超過10mm，地表沉降變化速率不超過3mm/d；DB11/490-2007《地鐵工程監控量測技術規程》[10]要求盾構法施工區域地表隆起不超過10mm，地表沉降不超過25mm；軟土區的盾構施工需要嚴格掘進中的施工參數控制，才能保障盾構施工期間的地表變形符合規范要求。

2 實測分析

2.1 分析方法簡介

地層損失率定義為單位長度的土體損失量除以隧道開挖的面積，其在一定程度上能體現地質條件與施工水平的影響。目前關于地層損失率η的常用取值方法主要有4種：①以Lee[11]為代表的等效土體損失參數理論計算方法；②以O'Reilly和New[12]、Attewell[13]等為代表的考慮不同地質和土層影響的的經驗取值方法；③以王振信[14]為代表的進出泥漿密度差或渣土重量的現場實測方法；④基于Peck公式的反分析法[15]。

文中考慮到現場施工中參數取值的適用性，采用的是Peck公式的反分析法。將實測得到的地表最大沉降值Smax、地表沉降槽寬度參數i和隧道直徑D帶入到式（1）可得到相應的地層損失率η；又已知隧道埋深和寬度槽參數，可帶入式（2），獲得對應的沉降槽寬度系數K。從而得到該地區的地層損失率和沉降槽寬度系數，給同一地區施工的類似工程提供借鑒。

2.2 地層損失率及地表沉降槽寬度參數

文中選取 DBC80、DBC95、DBC110、DBC125、DBC 140、DBC155、DBC200共7個斷面地表沉降監測數據進行地層損失率分析，各斷面的地表沉降最大值隨盾構開挖面位置的變化曲線見圖4。圖4中橫軸為0處監測斷面位置，負值為盾構掘進還未到達監測斷面位置。

圖4 地表最大沉降值發展

由圖4可知，7個斷面的地表沉降值發展規律類似，都隨著地鐵盾構的靠近，地表沉降迅速增大。當盾構施工遠離監測斷面時，其地表沉降變化速率隨著距離的增大而減小。在監測斷面距離開挖面30m內，地表的沉降值都影響較大。而超過30m后，其沉降發展曲線出現反彎點，沉降速率開始逐漸減小并趨于穩定。

由于工程現場實測時很容易將盾構引起的地層損失量與排水固結導致的地層壓縮量混合在一起，導致地層損失量估算誤差較大。根據Fang[16]的研究，文中采用盾尾脫離后2d內的實測沉降作為施工階段的地表沉降量。工程中的盾構掘進速度約為4～5環每天，管片長2m，結合圖4和Fang[16]的研究，取開挖面距離各監測斷面30m的實測數據來計算該斷面的地層損失率η和相應的沉降槽寬度系數K。

圖5為盾構開挖面距離監測斷面30m時的地表沉降曲線。由圖5可知其沉降曲線基本符合Peck公式曲線趨勢。都呈現中間部位沉降量較大，兩側迅速減小。

圖5 各斷面沉降曲線

通過對各斷面的沉降數據進行高斯曲線擬合，就可以得到各個斷面沉降槽跨度參數i，再根據式（1）和式（2）計算，就可以得到各個斷面處的地層損失率η和地表沉降槽寬度系數K。兩個沉降斷面的沉降數據擬合圖如圖6所示，表1為各個監測斷面的計算結果匯總。

圖6 DBC80與DBC110斷面高斯曲線擬合

由表1可知，該區間段大直徑泥水盾構施工引起的地表最大沉降值最大為21.8mm，最小為11.3mm。地層損失率η的取值的范圍為0.26%～0.55%，該區段平均取值為0.42%，地表沉降槽寬度系數K在0.29～0.49范圍內，平均值為0.37。

表1 各斷面沉降參數

3 有限元分析

3.1 有限元模型建立

考慮到盾構模型的對稱性以及觀測現象的方便性，文中建立一半模型對盾構掘進過程中引起的地表沉降進行研究分析。考慮到盾構施工的影響范圍，模型尺寸選擇掘進方向即Y方向100m，垂直于盾構掘進方向（X方向）60m，模型高為60m。

該尺寸的模型可以避免邊界條件對于結果的影響。模型底部采用完全固定邊界，四周僅能進行豎直方向位移，頂部土體則不限制其位移條件。模型的土體本構考慮到其掘進行為存在卸荷作用，才采用HSS模型來考慮實際工程中軟土層的土體位移。具體土層參數見表2、表3。在網格劃分時對監測斷面處的土體及隧道周圍土體進行局部加密，劃分網格共生成45782個單元，60358個節點。具體模型圖見圖7。

圖7 有限元模型

表2 土層參數

表3 土層HSS參數取值

隧道管片采用實體單元模擬，C50混凝土，厚度取0.5m，單環管片長2m，管片外徑5.85m，內徑5.35m，重度24.2kN/m3，彈性模量E=34.5GPa。盾構機采用板單元模擬，厚度為0.35m，總長度近似取12m。開挖面支護力參考實際施工中的參數取值為320kPa。盾尾注漿壓力根據實際分析所需選取。盾構掘進施工4環/d。監測斷面位于Y=40m處，盾構初始開挖面為Y=24m，最終開挖面為Y=72m，共開挖48m。

3.2 模型合理性驗證

圖8為地表最大沉降值隨盾構掘進的變化的對比曲線。圖9為盾構掘進施工完成時的地表沉降對比曲線。

圖8 地表最大沉降值發展曲線

圖9 地表沉降曲線

由圖可知，數值模擬得到的隧道軸線處地表最大沉降值為-16.8mm，地表沉降槽最大曲率為0.75mm/m；現場實測數據中隧道軸線處地表最大沉降值為-15.8mm，地表沉降槽最大曲率為0.80mm/m。兩者差值較小，可以采用該模型來研究盾構掘進中盾構施工參數對地表的影響規律。

4 盾尾注漿壓力臨界值及最優解

葉飛等[17]考慮盾構掘進施工時地層穩定性的計算公式為：

式中，Pmax和Pmin分別為盾尾注漿壓力的上臨界值和下臨界值；γ為土層的天然重度；h為盾構的覆土厚度；c為粘聚力；φ為土體內摩擦角。

文中考慮盾構在掘進過程中的地表變形值與圍巖穩定來確定盾構盾尾注漿壓力的上、下臨界值。其地表變形值主要根據規范，盾構工程監測等級為一級時，其施工引起的地表最大隆起不超過10mm，地最大沉降不超過25mm。并且定義當盾尾注漿壓力過小導致地表沉降超過25mm的臨界值為P1；盾尾注漿壓力過小導致圍巖失穩的臨界值為P2（通過有限元反復試算確定）；盾尾注漿壓力過大導致地表隆起超過10mm的臨界值為P3;盾尾注漿壓力過大導致圍巖劈裂破壞的臨界值為P4（通過有限元反復試算確定）。此時盾尾注漿壓力的下臨界值為Pmin=max{P1，P2}；盾尾注漿壓力的上臨界值為Pmax=min{P3，P4}。

同時，為了通過上、下臨界值得到盾尾注漿壓力的最優值Popt，引入安全系數n，安全系數n需滿足下式：

由此可以推出：

圖10為不同盾尾注漿壓力下地表沉降曲線關系圖。從圖中可以看出，地表沉降隨著注漿壓力的增大先快速減小，后慢慢趨于穩定。地表沉降值為25mm時對應的盾尾注漿壓力臨界值P1=360kPa。

圖10 盾尾注漿壓力與地表沉降曲線

通過有限元反復試算，確定導致隧道圍巖失穩時的盾尾注漿壓力臨界值P2=295kPa，導致圍巖發生劈裂破壞的盾尾注漿壓力臨界值為P4=780kPa。

因此，采用文中提出的方法確定的盾尾注漿壓力下臨界值Pmin=360kPa，上臨界值Pmax=780kPa，并將其代入式（5）和式（6），得到安全系數 n=1.472，盾尾注漿壓力最優值Popt=530kPa。

將表2中的土體參數代入式（3）～式（6），得到葉飛等以主、被動土壓力公式考慮地層穩定性得到的盾尾注漿壓力下臨界值Pmin=237kPa，上臨界值Pmax=884kPa，安全系數n=1.931，盾尾注漿壓力最優值Popt=458kPa。

兩者結果相對比，由于文中基于相關規范考慮了地表沉降控制值，而地表沉降超出控制值往往發生在圍巖失穩之前，因此文中得到的盾尾注漿壓力下臨界值更大；又由于文中所選取的粉質粘土層屬于典型的“老黏土”地層，土體粘聚力要比葉飛等采用的參數大得多，因此文中導致圍巖破壞的盾尾注漿壓力上臨界值則更小；從而文中得到的盾尾注漿壓力安全取值范圍也更小。該方法更適合于粉質粘土地層的最優注漿壓力控制。

5 結語

以杭州地鐵8號線SG8-2標文橋區間風井-橋頭堡站區間大直徑泥水盾構施工為工程背景，通過數據分析與有限元模擬手段，對該地區的沉降槽參數以及控制地表沉降的最優盾尾注漿壓力進行了分析，得到了如下結論：

（1） 杭州地區典型的粉砂、砂質粉土、淤泥質粉質粘土及粉質粘土等土層中泥水盾構施工引起的地層損失率η參考范圍為0.26%～0.55%，平均值為0.42%，地表沉降槽寬度系數K的參考范圍為0.29～0.49，平均值為0.37。

（2） 提出了考慮地表沉降變形和圍巖穩定的盾尾注漿壓力臨界值及最優值的取值方法，在該工況下的最優值為530kPa。