淺覆土超大泥水盾構推進與停機引起地表及深層土體聯動變形實測分析*

李志義,劉穎彬,鐘鏵煒,滕政偉,蔣思豪,孫亦厚

(1.上海城建市政工程(集團)有限公司,上海 201718; 2.同濟大學地下建筑與工程系,上海 200092; 3.上海隧道工程有限公司,上海 200232)

0 引言

盾構法施工是我國城市軌道交通施工的主要方式之一。近年來大斷面軌道交通的需求不斷提升,伴隨著盾構技術的發展,不少大型甚至超大型盾構相繼出現[1]。而超大直徑盾構因其結構的特殊性,對施工提出了新的挑戰。同時超大直徑盾構往往會面臨淺覆土施工的要求,這不僅會引起管片上浮等不利情況[2-3],同時會產生對周圍環境擾動過大等不良結果。

盾構施工引起的土體變形問題一直是工程界的重點。不少學者基于經驗公式法[4-5]、半解析半經驗法[6-7]以及理論解析[8-9]對施工引起的地層變形進行了預測。數值模擬因其重復性好且能模擬各種工況以及施工因素的相互作用,也廣泛運用于盾構擾動分析中[10-11]。而現場實測能夠直觀反映既有隧道的變化特性,揭示隧道結構和土體相互作用機理,是擾動分析中的基本。不少學者基于實測分析得到了盾構對周邊環境的擾動規律以及響應的施工工法[12-15]。吳柯等[16]以粉質黏土地層超大直徑泥水盾構隧道為工程背景,分析了地表變形特征隨盾構掘進參數的變化規律。并針對粉質黏土地層隧道施工監測數據進行分析,提出了超大直徑泥水盾構下穿建(構)筑物的施工關鍵控制參數。而目前針對淺覆土超大泥水盾構施工及非正常停機引起的地表及深層土體聯動變形還相對匱乏。

本文以上海北橫通道超大泥水盾構施工為背景,通過現場實測分析了淺覆土超大泥水盾構施工引起的地表變形及深層土體水平位移變形特征與變化規律,且對施工過程中多次停機引起的土體變形響應進行了總結。

1 工程概況

1.1 工程背景

上海北橫通道是中心城區北部東西向小客車專用通道,其VII段工程包含了連接楊樹浦港和黃興路的盾構區間,且在進洞端穿越新建的矩形匝道。該區間隧道采用泥水平衡盾構施工,盾構直徑為15.56 m,盾構機長為13.07 m。隧道為單管雙層雙向6車道,采用通用型管片,錯縫拼裝,管片外徑15 m,內徑13.7 m,厚0.65 m,環寬2 m。襯砌圓環分為10塊,即7塊標準塊(B1～B7)、2塊鄰接塊(L1,L2)和1塊封頂塊(F);混凝土強度等級為C60,抗滲等級為P12。區間隧道縱向呈現V形分布,覆土厚度為8～21 m,如圖1所示。區間盾構掘進主要穿越的土層為:④灰色淤泥質黏土、⑤1-1灰色黏土、⑤1-2灰色粉質黏土,如圖1和表1所示。盾構區間將穿越多處民用及商用大樓,且在進口段需穿越新建的楊樹浦港井匝道,對地表變形等控制要求高。

圖1 盾構穿越匝道剖面Fig.1 Profile of shield crossing DOT tunnel

表1 地層主要力學參數Table 1 Mechanical parameters of soils

1.2 穿越工況

盾構在該區間內的施工進度如圖2所示。由于受到疫情以及盾構土方問題等影響,盾構在整個施工過程中,經歷了4次較長時間停機,本文在第4節對停機和再推進引起的土體變形響應進行分析。

圖2 盾構施工進度Fig.2 Construction progress of shield

1.3 施工措施

針對本工程超大盾構淺覆土掘進的特點,為有效控制地表沉降,分別在隧道地表橫向和縱向設置了大范圍沉降監測點,其中橫向沉降監測布點以隧道中心為軸線,距離軸線3,5,10 m各設置1個點,共計7個點。在施工過程中嚴格把控開挖面穩定、同步注漿量足壓大、適當盾構機殼體注漿以及實時監測和反饋的施工要點,確保了工程順利進行。除此之外,本工程在施工過程中遇到多次不可抗力因素而導致的停機,針對本工程超大泥水盾構長時間可能存在的施工風險,總結了停機及復推的施工措施如下。

1.3.1停機前

1)預先確定最佳停機位置,周邊無建(構)筑物、對周邊環境影響范圍小或地層穩定的停機點。依據具體的停機時間制定詳細的停機方案與計劃,安排監測組和組織專人負責停機期間的工作。

2)做好停機前最后一環掘進,做好保壓工作,調節停機時的氣泡倉壓力比設定壓力略大0.1～0. 2 bar,采用大密度、高黏度泥水漿液。

1.3.2停機期間

1)補注適量盾尾油脂,確保盾尾密封性。必要時在脫出盾尾5環處注雙液漿形成止水環箍,以防后方來水匯入盾構機內。

2)每天轉動刀盤2次以防刀盤卡死。轉動刀盤要控制低轉速、正反轉各1圈。同時做好注漿管路及漿桶的清洗工作,以防管路堵塞。

3)加強對盾構和洞內的巡查,對盾構機氣泡倉液位等指標進行監視和調整。根據地層情況確定液位警戒值。根據泥水滲透、液位下降情況,通過新漿系統向前倉壓注新漿。同時加強對周邊環境的監測和巡視,發現異常情況及時采取應急措施。

1.3.3復推啟動

1)刀盤啟動時,先低轉速點動啟動刀盤,待扭矩降低并穩定后,逐步提高轉速至設定值,防止長時間停機導致刀盤扭矩過高而“跳刀盤”。當啟動刀盤后扭矩過大或卡死時,可通過前盾徑向注漿孔壓注克泥效或膨潤土,起到潤滑作用。

2)推進前,應提前打小旁路至流量穩定后,開啟后倉循環,并打開攪拌棒,將倉內泥水攪拌均勻,防止下方渣土淤積堵塞排泥口。

3)復推后,可在盾尾后5環管片頂部同步壓注雙液漿或在同步漿液內添加水泥,縮短初凝時間,穩定管片,防止因隧道沉降差異造成管片錯臺。

2 監測數據分析

為保證工程安全進行,分別對深層土體變形、地表沉降以及盾構參數等多源數據進行監測,本節將介紹各測點監測方案及盾構參數變化特征。

2.1 監測方案

1)深層土體監測點布置

如圖3所示,監測斷面位于128環位置處,在該區間內盾構穿越匝道。該斷面上安裝了2根智慧桿,可實現自動化采集土體水平位移,監測頻率為5 min/次。其中北側測點位于128環盾構軸線沿掘進方向偏右約10.5 m(以掘進方向為準)位置處,孔深29 m;南側測點位于128環盾構軸線向左偏移10.5 m位置處,孔深30 m。

圖3 測點布置(單位:m)Fig.3 Layout of measurement points(unit:m)

2)地表監測點布置

沿盾構隧道縱向軸線連續布置地表監測點,標號為Z2～Z262。監測點編號對應了隧道的環號,其中相鄰監測點的間距為6 m。

2.2 盾構參數變化

盾構掘進期間,宜選取合適的盾構施工參數,使盾構推進對周圍環境的影響控制在最小范圍內。施工參數主要為掘進艙壓力、推力、轉矩、速度等。施工參數隨切口位置變化如圖4,5 所示。從圖中可以看出:推力控制范圍為55 000～70 000 kN,其中前80環以及180環后區域所需推力明顯較小,這與盾構處于較軟弱的第④層土內有關。掘進艙壓力控制在0.2 MPa附近,刀盤轉速控制在1～1.5 r/min,刀盤轉矩控制在2 000～3 500 kN·m,推進速度為20～35 mm/min,其中當盾構處于埋深較大、力學性質較好的第⑦層土時(80～170環),土倉壓力部分提升、掘進速度下降且刀盤轉速增大。推力-速度-切口壓力-刀盤轉速存在較高的正相關關系。進泥和排泥流量分別為1 800～2 200 m3/h和2 000～2 400 m3/h,且差值保持相對穩定;進泥和排泥密度分別為1.2～1.4 g/cm3和1.3～1.5 g/cm3,且差值保持相對穩定。當盾構進入穿越對象匝道下方時(即110環),刀盤扭矩和推進速度減小,而刀盤轉速、總推力、注漿壓力以及掘進艙壓力均有所提升,保證了施工平穩安全進行。

圖4 盾構參數變化Fig.4 Variation of shield parameters

3 變形實測分析

3.1 深層土體變形規律分析

盾構穿越監測截面(128環)的工況如表2所示,可以看出,盾構在該區域范圍內,平均每天推進4～5環。從切口到達監測截面前10環到盾尾離開10環,共耗計5天。

表2 穿越工況的劃分Table 2 The division of crossing conditions

3.1.1南側測點

南側土體側向位移變形曲線如圖5所示(圖中正值表示遠離盾構方向)。對圖中典型曲線進行分類,可以發現土體側向位移時程曲線可以歸納為兩類。

圖5 土體側向位移變形曲線(南側土體)Fig.5 Lateral deformation of soil(south soil)

1)埋深-30.000～-20.000 m

隧道頂部約在-20.300 m處,因此該埋深段的土體恰好處于盾構隧道埋深范圍內。該埋深范圍內的土體側向位移變化規律與-26.000 m類似,可大致分為4個階段:①118～123環 當盾構切口到達側孔前10環至到達側孔前5環期間,土體側向位移基本不變;②123～128環 當盾構隧道進一步推進切口到達側孔點前5環時,土體側向位移突然急劇減小,即土體向盾構方向變形,說明切口開挖導致土體損失,且可能存在超挖的可能,而隨著盾構推進到盾尾到達側孔期間,土體側向位移卻向遠離隧道的方向變形,這與盾構掘進中盾殼與土體的摩擦和注漿壓力引起的土體擠壓有關[8];③128～136環 而當盾尾離開側孔約2環后,土體再次向盾構方向移動,說明管片脫出盾尾引起地層損失,且隨著漿液的凝固收縮,致使周圍土體向盾構方向移動;④136環～ 當盾尾離開側孔約10環時,土體變形速率下降,接近收斂。

2)埋深-20.000～0.000 m

該埋深段的土體為隧道上方的測點。該埋深范圍內的土體側向位移變化規律與埋深-9.000m類似,可大致分為3個階段:①118～123環 當盾構切口到達側孔前10環至到達側孔前5環期間,土體側向位移基本不變;②123～136環 當盾構隧道進一步推進,盾構切口到達側孔點前5環時,土體側向位移突然急劇減小向盾構方向變形,且不斷發展;③盾尾離開側孔后的2天內,土體變形速率增大;④盾尾離開3天后土體變形速率下降,接近收斂。

圖5b進一步展示了土體側向位移隨埋深變化的情形,土體側向收斂變形最終呈現向盾構方向的“S”形分布。從上述變形規律可以總結出,穿越期間,南側土體位移明顯出現分層現象,即隧道埋深范圍內的土體受到盾構擠壓作用明顯,在穿越期間會表現為向遠離隧道側變形;而隧道埋深上方的土體受土體損失的效應更明顯,在穿越期間始終表現為向盾構方向變形。

3.1.2北側測點

北側土體側向位移變形曲線如圖6所示。對圖中典型曲線進行分類,土體側向位移時程曲線可以歸納為兩類。

圖6 土體側向位移變形曲線(北側土體)Fig.6 Lateral deformation of soil(north soil)

1)埋深-30.000～-8.000 m

匝道底部約在-8.000 m處,因此該埋深段的土體是匝道下方的測點。該埋深范圍內土體側向位移變化規律與-25.000 m類似,可大致分為4個階段:①118～123環 當盾構切口到達側孔前10環至側孔前5環期間,土體側向位移基本不變;②123～136環 盾構隧道進一步推進,當盾構切口到側孔點前5環至盾尾離開側孔3環期間,土體側向位移向遠離隧道的方向迅速發展,該變化可歸結于盾殼摩擦和注漿壓力引起的土體擠壓致使匝道圍護樁向遠離盾構的方向移動,進而擠壓樁旁的土體向外移動;③136環～ 當盾尾離開側孔3環后,土體再次向盾構方向移動;④當盾尾離開側孔約10環時,土體變形速率下降,接近收斂。

2)埋深-8.000～0.000 m

匝道底部約在-8.000 m處,因此該埋深段的土體已經是匝道上方的測點。該埋深范圍內的土體側向位移變化規律與-5.000 m類似,該埋深段的土體位移對盾構的掘進敏感性較小。由于測點位于圍護樁以及匝道旁側,匝道圍護結構剛度大,因此對擾動響應較小。

圖6b進一步展示了土體側向位移隨埋深變化,土體側向收斂變形最終呈小幅度變化。從上述變形規律可以總結出,北側土體位移明顯出現分層現象,即匝道埋深以下土體主要受盾構掘進和圍護樁的帶動作用影響;而匝道埋深上方土體對盾構掘進響應小,受到匝道圍護結構的抵消效應。

總結南北兩側深層土體變形和該截面地表變形規律,可以得到如圖7所示的盾構推進引起地表及深層土體聯動變形。如圖7a所示,在穿越期間,南北兩側土體位移明顯出現分層現象,即隧道埋深范圍內的土體受到盾構擠壓作用明顯,甚至帶動樁基向外擠壓,土體表現為向遠離隧道側變形;而隧道埋深上方的土體受土體損失的效應更明顯,在穿越期間始終表現為向盾構方向變形;地表變形表現為向隧道方向變形。除此之外,匝道圍護結構的抵消效應將大幅度削減土體的受擾動程度。如圖7b所示,在穿越后10d,土體深層位移以及地表變形均表現為向隧道方向變形。

圖7 盾構推進引起地表及深層土體聯動變形Fig.7 Coupled displacement of deep soil and ground surface caused by super-large slurry shield tunneling

3.2 地表沉降規律分析

1)地表變形一般規律

從圖8中可以看出,淺覆土超大泥水盾構引起的地表變形與盾構切口密切相關。當切口到達測點前4環,約0.5D距離時,地表變形呈現微微隆起,幅值約為1mm;隨著盾構推進,當切口到達測點下方時,沉降開始迅速發展,沉降速率可達1.5 mm/d;當盾構切口離開測點12環,即相距1.5D時,沉降開始呈現收斂,地表沉降最大約20mm。

圖8 地表變形時程曲線Fig.8 Time history curve of ground settlement

2)匝道下方停機引起的土體變形演變規律

3月1日—3月11日由于盾構土方外運,盾構機經歷了一次停機,停機于140環。從圖9可以看出,在停機期間停機環前的測點(Z131～Z140),呈現明顯的沉降發展且速率減緩,符合工后固結沉降的特點;而當盾構重新推進時,出現明顯的被頂起現象,停機環前約1D范圍內的測點表明尤其明顯,說明開工擾動引起的開挖面和注漿口的土體擠壓效應顯著。且此時匝道受到盾構施工二次擾動的影響,出現比第1次穿越更劇烈的抬升現象,期間因盾構重新推進而導致的頂起位移最大可達4 mm。同時可以看出,停機環后的測點(Z143～Z146),受盾構停機以及重新推進影響不明顯,在停機期間呈小幅度波動變化。而盾構再次推進,地表變形表現為切口到達時沉降發展,而盾尾到達時再次隆起而后沉降發展最后收斂的變形規律。同時由于下方匝道的存在,該段最終收斂變形明顯減小,最大約10 mm。

圖9 地表變形時程曲線Fig.9 Time history curve of ground settlement

由于疫情原因,盾構于172環停機了46天。從圖10中可以看出,盾構正常掘進階段,地表呈現出切口到達時沉降發展,而盾尾到達時再次隆起而后沉降發展最后收斂的變形規律,該階段對應截面最大收斂變形約為10 mm。在停機期間,停機環前的測點(Z161～Z173)呈現出典型的工后固結沉降的特點。除此之外,盾構于3月29日—3月31日推進了3環,可以看出當盾構機重新推進時,地表表現出明顯的被頂起現象,頂起位移最大可達約3 mm;而當盾構第2次重新推進時,測點變形對重新推進敏感度下降、波動小。停機環后的測點對受盾構停機以及重新推進擾動不明顯,其變形切口符合切口到達時沉降發展,而盾尾到達時再次隆起而后沉降發展最后收斂的變形規律。

圖10 地表變形時程曲線Fig.10 Time history curve of ground settlement

3.3 盾構姿態變化對變形的影響

盾構姿態變化對地表沉降變形的相關關系如圖11所示。可以發現當盾構進入匝道下方時,對應地表的最大變形顯著減小。盾構姿態在掘進過程中呈動態波動變形,其中旋轉角波動范圍為-0.2°～0.1°,單次最大變化量約為0.2°;俯仰角維持在-0.5°～0°范圍內,單次最大變化量約為0.4°;搖擺角波動范圍分別是-0.2°～0.2°,單次最大變化量約為0.2°。從圖中可得到當俯仰角越接近0°時,對應地表最大沉降量越小,這與超挖量的減少有關。因此在掘進過程中,控制俯仰角等姿態參數趨于0°有利于地表沉降的控制。

圖11 盾構姿態與地表沉降相關關系Fig.11 Correlation between shield attitude and surface subsidence

4 結語

1)土體水平位移明具有明顯的分層現象。隧道埋深范圍內的土體受到盾構擠壓作用明顯,在穿越期間會表現為向遠離隧道的側向變形;而隧道埋深上方的土體受土體損失的效應更明顯,在穿越期間始終表現為向盾構方向變形。除此之外,匝道圍護等結構的抵消效應將大幅度削減土體的受擾動程度。

2)淺覆土超大泥水盾構引起的地表變形與盾構切口位置密切相關。表現為隆起-沉降發展-最后收斂的變形規律,地表沉降最大可達約20 mm。

3)下方埋設匝道的地表變形受匝道存在影響明顯。該范圍內的地表變形表現為切口到達時沉降發展,而盾尾到達時再次隆起而后沉降發展最后收斂的變形規律。且最終收斂變形相較于無匝道段較小,最大約10 mm。

4)盾構停機和再次推進對地表豎向變形影響顯著。停機環前1.5D范圍內的地表變形在停機期間呈現基本工后固結沉降的特點,而盾構重新推進時,被頂起的現象明顯,最大頂升位移可達4 mm。停機環后測點對盾構停機以及重新推進表現不明顯。