盾構(gòu)側(cè)穿油罐基礎(chǔ)擾動影響及參數(shù)控制研究*

種記鑫 徐前衛(wèi) 張 錕 王欽山 賀 翔 來守璽

(1. 濟南軌道交通集團有限公司， 250014， 濟南； 2. 同濟大學交通運輸工程學院， 201804， 上海；3. 中鐵十局集團第一工程有限公司， 250001， 濟南∥第一作者， 高級工程師)

濟南軌道交通R2線是緩解濟南市東西向交通壓力、支撐城市空間帶狀拓展的一條骨干線路。根據(jù)線路規(guī)劃設(shè)計，R2線在建設(shè)過程中需要近距離穿越諸多復雜建(構(gòu))筑物，其中長途汽車站站—生產(chǎn)路站區(qū)間盾構(gòu)下穿建(構(gòu))筑物數(shù)量多、風險程度最高。近年來，國內(nèi)盾構(gòu)近距離穿越房屋、橋梁基礎(chǔ)的成功案例很多[1-3]，這為濟南地區(qū)的盾構(gòu)施工提供了不少有益借鑒與參考。盡管濟南地區(qū)的軌道交通建設(shè)中也有相應(yīng)的工程案例研究[4-7]，但涉及盾構(gòu)穿越油罐基礎(chǔ)施工的研究相對還較少[8-12]。加油站一般設(shè)在城市內(nèi)交通流量較大的地區(qū)，就本文所研究的工程案例而言，此加油站不僅在濟南市區(qū)交通干線交叉路口，且還臨近城市高架橋，因此對盾構(gòu)施工控制的要求很高。本文擬通過對盾構(gòu)側(cè)穿油罐基礎(chǔ)的動態(tài)施工過程進行模擬，研究盾構(gòu)施工引起的地層變形及其對油罐基礎(chǔ)的受力和變形的影響，在此基礎(chǔ)上提出相應(yīng)的施工優(yōu)化措施，并通過現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)加以驗證，相關(guān)成果可為類似工程提供借鑒和參考。

1 濟南軌道交通R2線工程概況

1.1 工程背景

濟南軌道交通R2線某區(qū)間隧道右線全長為1 683.222 m，左線全長為1 735.903 m，采用土壓平衡盾構(gòu)掘進施工。盾構(gòu)隧道為標準單洞、單線圓形斷面，區(qū)間左、右線間距為12.0～25.4 m；管片外徑為6.4 m，厚度為30 cm，幅寬為1.2 m，采用強度C50、抗?jié)B等級P10的鋼筋混凝土。盾構(gòu)區(qū)間與油罐基礎(chǔ)位置關(guān)系如圖1所示，右線隧道距離加油站儲油區(qū)最小水平凈距約為7.28 m，與儲油區(qū)底最小豎向凈距為6.20 m。穿越區(qū)段隧道頂埋深為10.2～12.2 m，工程風險等級為Ⅱ級。該加油站建于2010年，為地上一層結(jié)構(gòu)，東西向長度為33 m，南北向?qū)挾葹?2 m，其主體結(jié)構(gòu)形式為鋼框架結(jié)構(gòu)，采用獨立基礎(chǔ)，由于鋼柱成“一”字型排列，結(jié)構(gòu)整體性一般，具有一定的抵抗沉降變形的能力。儲油區(qū)包括5個油罐，罐底埋深約為4 m。此外，加油站附近還有高架橋梁、密集的居民樓和其它建筑物。

圖1 盾構(gòu)隧道某區(qū)間與加油站平面位置關(guān)系圖Fig.1 Plane position relation between shield tunnel interval and gas station

1.2 工程地質(zhì)情況

圖2為盾構(gòu)隧道區(qū)間與加油站剖面位置關(guān)系圖，可看到該區(qū)域地層自上而下依次為雜填土、粉質(zhì)黏土、黏土，粉質(zhì)黏土、黏土及閃長巖等構(gòu)成，地下潛水穩(wěn)定水位埋深約為2.5 m，地層參數(shù)詳見表1。隧道主要穿越地層為⑩1層可塑-局部硬塑粉質(zhì)黏土、⑩2層硬塑黏土、⑩1層可塑粉質(zhì)黏土。總體而言，盾構(gòu)穿越段地質(zhì)條件較差，地下水水位較高，施工時易產(chǎn)生變形。

表1 盾構(gòu)穿越區(qū)域的地層物理力學參數(shù)Tab.1 Physical and mechanical parameters of shield tunnel crossing area stratum

單位:m圖2 盾構(gòu)隧道某區(qū)間與加油站剖面位置關(guān)系圖Fig.2 Profile location relation between shield tunnel interval and gas station

2 有限元仿真模擬

2.1 計算模型

考慮盾構(gòu)隧道周邊范圍50 m內(nèi)的建筑物情況，為減少邊界影響，計算模型的長、寬、高依次取150 m、120 m、50 m，如圖3所示。因本文主要研究隧道開挖對油罐基礎(chǔ)的影響，故簡化模擬隧道的開挖過程，不考慮注漿壓力和漿液凝固時間。開挖面的支護壓力依據(jù)太沙基松動土壓力計算，可知隧道中心處側(cè)向土壓力約為123 kPa。另外，依照我國JTG D60—2015《公路橋涵設(shè)計通用規(guī)范》，模型考慮周邊高架橋及本身加油站停車坪的車輛荷載，等效為均布荷載進行施加。

圖3 隧道側(cè)穿加油站計算模型Fig.3 Calculation model of shield tunnel side-crossing gas station

計算時，土體、盾構(gòu)二次注漿加固區(qū)(隧道周圍3 m范圍內(nèi))采用修正Mohr-Coulomb準則的彈塑性本構(gòu)模型的三維實體單元進行模擬，高架橋墩與盾構(gòu)管片采用修正Mohr-Coulomb準則的彈性本構(gòu)的三維實體單元模擬，高架橋樁和建筑物梁柱等采用彈性本構(gòu)的梁單元模擬。參照試驗和工程經(jīng)驗，其彈性模量E取值為壓縮模量Es的3～5倍，三軸試驗割線剛度與主壓密加載試驗的切線剛度均按Es取值，卸載彈性模量按Es的3倍取值，剪脹角Ψ取0，失效率Rf=0.5，參考壓力pref=98.6 kPa，其中同步注漿強度折算入盾構(gòu)管片厚度。各結(jié)構(gòu)單元計算參數(shù)如表2所示。

表2 結(jié)構(gòu)單元計算參數(shù)表Tab.2 Calculation parameters of structural unit

某區(qū)間盾構(gòu)采用右線先施工、左線后施工的施工順序，計算時按照實際施工工況進行模擬，左、右線盾構(gòu)隧道每次開挖長度均為5環(huán)(長度約為6 m)，隧道襯砌和注漿的施作滯后隧道開挖面6 m。鑒于某區(qū)間盾構(gòu)右線側(cè)穿油罐基礎(chǔ)施工具有一定風險，考慮采取洞外二次注漿加固來控制地層變形，所以在實際施工前利用數(shù)值模擬方法，比選進行二次加固和不進行二次加固兩種工況的變形控制效果，從而確定后續(xù)施工組織。

2.2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

圖4、圖5分別給出了無洞外二次注漿和有洞外二次注漿情況下的盾構(gòu)左、右線隧道均通過油罐基礎(chǔ)后的地表豎向位移云圖。圖6、圖7分別給出了對應(yīng)的油罐基礎(chǔ)后的豎向位移云圖。由計算結(jié)果可知，與無洞外二次注漿相比，及時跟進二次注漿加固后，盾構(gòu)隧道拱頂沉降由5.73 mm降至4.32 mm，降幅為24%；地表沉降由5.50 mm減至4.10 mm，降幅約為25%；加油站儲油罐豎向沉降最大值由2.56 mm減至1.97 mm，降幅為23%。

圖4 無二次注漿時盾構(gòu)通過后地表豎向位移云圖截圖Fig.4 Vertical displacement nephogram after tunnel excavation without secondary grouting

圖5 無二次注漿時儲油罐豎向位移云圖截圖Fig.5 Vertical displacement nephogram of oil storage tank foundation without secondary grouting

圖6 有二次注漿時盾構(gòu)通過后地表豎向位移云圖截圖Fig.6 Vertical displacement nephogram after shield tunnel excavation with secondary grouting

圖7 有二次注漿時儲油罐豎向位移云圖截圖Fig.7 Vertical displacement nephogram of oil tank with secondary grouting

由前述分析結(jié)果可知，進行二次注漿加固能更有效地降低側(cè)穿施工擾動影響，所以在制定施工方案時，將二次注漿加固作為輔助措施，并根據(jù)監(jiān)測數(shù)據(jù)及時調(diào)整。

3 監(jiān)測結(jié)果分析

3.1 變形指標及其控制值

根據(jù)GB 50156—2012《汽車加油加氣站設(shè)計與施工規(guī)范》、GB 50652—2011《城市軌道交通地下工程建設(shè)風險管理規(guī)范》及GB 50292—2015《民用建筑物可靠性鑒定標準》等要求，為保證加油站的結(jié)構(gòu)安全和正常使用，其沉降量及傾斜率等各項變形指標控制值如表3所示。

表3 加油站沉降量及傾斜率指標控制值Tab.3 Index control value of gas station settlement and inclination

3.2 監(jiān)測點布置及實測情況分析

盾構(gòu)側(cè)穿油罐基礎(chǔ)區(qū)監(jiān)測點布置如圖8所示：在加油區(qū)布置JGC3-1—JGC3-3沉降測點；在儲油區(qū)布置JGC4-1、JGC4-2沉降測點；在地表布置DBC248-1—DBC248-11，DBC268-1、DBC268-2，DBC288-1—DBC288-11沉降監(jiān)測點。

圖8 加油站區(qū)域監(jiān)測點布置示意圖Fig.8 Layout diagram of gas station monitoring points

在盾構(gòu)側(cè)穿過程中，距離右線最近的儲油區(qū)變形顯著。其中，以監(jiān)測點JGC4-1最為明顯，其最大累計沉降值為1.68 mm，如圖9所示。另外，右線隧道正上方地面監(jiān)測點DBC248-9、DBC268-2、DBC288-9的最大沉降值為4.99 mm，最大隆起值為2.44 mm。

圖9 盾構(gòu)右線隧道監(jiān)測數(shù)據(jù)與模擬結(jié)果對比Fig.9 Comparison of monitoring data and simulation results of shield tunnel right line

4 施工控制與優(yōu)化

4.1 調(diào)整施工方案

1) 結(jié)合數(shù)值模擬的結(jié)果，確定為右線先施工、左線后施工的施工順序，且保持兩條線的施工進度應(yīng)相差100環(huán)左右，以防止對建筑物產(chǎn)生不利的疊加擾動。

2) 盾構(gòu)通過后及時進行同步注漿，單環(huán)管片注漿量控制在5.5～6.0 m3，注漿壓力控制在0.15～0.25 MPa，以控制注漿壓力為主。

3) 根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果，其施工組織僅通過優(yōu)化盾構(gòu)掘進參數(shù)來控制變形，二次注漿加固作為輔助措施。注漿范圍為左、右線沿洞徑方向隧道外側(cè)3 m，二次注漿時應(yīng)關(guān)注壓力與注漿量，當壓力達到0.5 MPa或注漿量小于1 L/min時應(yīng)停止注漿，并在注漿過程中根據(jù)監(jiān)測反饋信息優(yōu)化注漿參數(shù)。

4.2 優(yōu)化掘進參數(shù)

4.2.1 盾構(gòu)土倉壓力控制

圖10是右線盾構(gòu)施工第200環(huán)至第330環(huán)時土倉不同位置處的壓力值變化曲線，第230環(huán)至第295環(huán)(陰影填充部分)為加油站正對側(cè)穿盾構(gòu)隧道環(huán)號區(qū)域。此段隧道的平均埋深約為11.2 m。根據(jù)太沙基松動土壓力公式可得，土倉上部壓力理論計算值為0.112～0.153 MPa，可見大部分土倉實際上部壓力在理論計算值的范圍內(nèi)。注漿材料采用水泥漿-水玻璃漿液；初擬為水泥漿水灰比0.8∶1.0～1∶1，水泥漿與水玻璃漿液的比1∶1，漿液濃度應(yīng)根據(jù)地層情況調(diào)整，注漿量控制在1～2 m3之內(nèi)，以壓力控制為主，注漿壓力0.2～0.3 MPa，在管片脫出盾尾后的第4環(huán)至第5環(huán)位置進行。

注：p上,max為土倉上部最大壓力值,p上,max=0.175 MPa；p上，min為土倉上部最小壓力值，p上，min=0.119 MPa。圖10 盾構(gòu)右線穿越油罐基礎(chǔ)區(qū)域施工時盾構(gòu)土倉壓力變化Fig.10 Variation of soil chamber pressure during construction of shield tunnel right line crossing oil tank foundation area

4.2.2 推力控制

圖11是盾構(gòu)右線施工時第200環(huán)至第330環(huán)的推力變化曲線。在陰影區(qū)域的黏土層中，按理論公式估算盾構(gòu)總推力約為11 719 kN，比實際掘進總推力略大，但總體比較接近。

注：Fmax為最大推力值，F(xiàn)max=11 452 kN;Fmin為最小推力值，F(xiàn)min=8 560 kN。圖11 盾構(gòu)右線穿越油罐區(qū)施工時總推力變化Fig.11 Variation of total thrust force during construction of shield tunnel right line crossing oil tank area

4.2.3 刀盤扭矩控制

圖12是盾構(gòu)右線施工時第200環(huán)至第330環(huán)的刀盤扭矩變化曲線。考慮到盾構(gòu)刀盤旋轉(zhuǎn)切削黏土層時的刀盤扭矩不會很大，故實際施工時很有必要結(jié)合濟南地質(zhì)條件的特點，對經(jīng)驗值進行調(diào)整。

4.2.4 掘進速度控制

圖13給出了盾構(gòu)右線施工時第200環(huán)至第330環(huán)的掘進速度與地表沉降對應(yīng)關(guān)系的曲線。對比油罐基礎(chǔ)側(cè)穿區(qū)域內(nèi)的3個地表沉降監(jiān)測點變化情況，可以看出測點DBC248-8受側(cè)穿影響最小。所以，掘進速度取40～50 mm/min較為合理。

注：Tmax為刀盤扭矩的最大值，Tmax=1 854 kNm;Tmin為刀盤扭矩的最小值，Tmin=1 000 kNm。圖12 盾構(gòu)右線穿越油罐區(qū)施工時刀盤扭矩變化圖Fig.12 Variation of total cutter torque during construction of shield tunnel right line crossing oil tank area

圖13 盾構(gòu)右線穿越施工掘進速度與地表沉降變化關(guān)系圖Fig.13 Relation variation diagram of tunneling speed and surface settlement of shield tunnel right line crossing construction

5 結(jié)語

1) 利用有限元方法對盾構(gòu)側(cè)穿加油站基礎(chǔ)進行動態(tài)模擬，可以較為合理的預(yù)估穿越施工對油罐基礎(chǔ)的影響程度，并論證了二次注漿是確保施工安全的必要輔助手段。

2) 施工監(jiān)測結(jié)果表明，在實際施工中把二次注漿加固作為備用輔助措施，而對盾構(gòu)掘進參數(shù)進行合理控制，也可實現(xiàn)對地層的微擾動施工。

3) 對于濟南地區(qū)較為常見黏土地層而言，調(diào)整掘進參數(shù)可有效控制地表沉降。從本工程施工效果情況來看，掘進速度取40～50 mm/min，刀盤扭矩取1 000～2 000 kNm ，掘進總推力取9 000～12 000 kN時，可使盾構(gòu)穿越施工引起的土層擾動變形得到較好的控制。