软土地层中盾构施工参数对地表沉降的影响研究

陈自海， 杨建辉， 郭小东， 管亚君

(1. 浙江省交通工程建设集团有限公司， 浙江 杭州　310051； 2. 浙江科技学院建筑工程学院， 浙江 杭州　310023)



软土地层中盾构施工参数对地表沉降的影响研究

陈自海1， 杨建辉2， 郭小东2， 管亚君2

(1. 浙江省交通工程建设集团有限公司， 浙江 杭州310051； 2. 浙江科技学院建筑工程学院， 浙江 杭州310023)

摘要：为了解决软土地层中盾构隧道施工参数对地表沉降的影响问题，通过对杭州某地铁区间盾构施工进行监测，分析软土地层地表沉降的一般规律，结合该区间盾构隧道施工，采用ABAQUS有限元软件分析了注浆压力、浆液弹性模量、土舱压力等因素对地表沉降的影响。研究表明： 土舱压力对地表沉降影响最大，注浆压力次之，浆液弹性模量的影响最小。地表沉降由土体塌陷沉降和土体固结沉降2部分组成，在盾构试掘进阶段对施工参数进行调整和优化，能较好地控制地表沉降。

关键词：地铁； 盾构隧道； 地表沉降； 注浆压力； 浆液弹性模量； 土舱压力； 软土地层

0引言

地表沉降问题是目前盾构施工中存在的最基本、最重要的问题，国内学者对这个问题做了大量的研究工作，并取得了一些成果。王国才等[1]采用三维有限元软件分析了软土地层中隧道地表沉降沿横向、纵向分布随盾构推进的变化规律；韩日美等[2]从土舱压力对地表沉降的影响进行了研究，得出当土舱压力处于超平衡状态时,地表隆起值增大,地表沉降值减小,且沉降减小量远大于隆起增加量；张恒等[3]研究了注浆压力、注浆量对地表沉降的影响，但未对浆液弹性模量进行研究；孙闯等[4]研究了盾构壁后注浆压力对地表沉降的影响，指出当注浆压力在0．2～0.3 MPa时，地表变形量可以得到有效控制；万战胜等[5]研究了注浆长期强度和注浆浆液时间变化对地表沉降的影响，研究表明浆液长期强度对地表沉降的影响在开挖后30 d内不如早期强度明显，之后长期强度对后续沉降的影响逐渐显现；颜波等[6]通过现场施工监控和信息化施工手段，得到了盾构区间施工的最优施工参数，并提出了控制地表沉降的可行技术工艺；林存刚等[7]认为适当提高注浆压力可降低地面总沉降量；纪梅等[8]、肖龙鸽等[9]、武凡等[10]、何国军[11]对大断面、大直径盾构隧道施工引起的地表沉降进行了研究，指出大断面、大直径盾构施工会引起较明显的地表位移；李曙光等[12]、张社荣等[13]分析了隧道埋深、地下水、土体特性等多种因素在盾构法隧道施工中对地表沉降的影响；牟亚洲[14]、张吉宏[15]分别对砂卵石地层、古土壤地层中盾构施工对地表沉降的影响进行了研究；齐涛等[16]提出了一种预测盾构掘进引起地表沉降的方法，工程实际表明该方法实用有效。

以上各种研究手段繁多，成果也较丰富，但关于盾构施工参数监测和优化方面的研究并不充分，且关于土舱压力、注浆压力、浆液弹性模量等因素对地表沉降的影响规律，以及这些因素对地表沉降的影响能力的研究还不够深入。本文从这些因素出发，通过实例监测与ABAQUS有限元软件相结合的手段，研究施工参数对地表沉降的影响规律。

1工程实例监测与分析

1.1工程概况

杭州某地铁隧道下行线桩号XDK9+439.502～XDK10+620.482，全长1 171.581 m单线延米。隧道管片外径6.2 m，内径5.5 m，宽1.2 m，埋深9～14 m。场地浅表层为厚1～2 m的填土，其下为厚度约16 m左右的粉土和粉砂层。埋深18 m左右以下为厚度达20 m左右的高压缩性流塑状淤泥质土或灰色粉质黏土，局部夹粉砂，再下部为含砾粉砂和圆砾层。场区浅部地下水属松散岩类孔隙潜水，主要赋存于上部填土层及粉土、砂土层中。本场区潜水静止水位一般在深0.9～2.0 m，高程4.35～5.76 m，局部位于解放河桥台附近的Z3-Q08-29、Z3-Q08-29、D3-Q08-33等孔，水位埋深较深(3.00～4.60 m)。潜水水位一般随季节性变化，年水位变幅约1.0～2.0 m。

1.2监测方法

地表横向沉降监测点每隔20 m布置1个监测断面，每个横断面上布置9～11个测点，测点以隧道拱顶为中心，呈对称布置。地表纵向沉降每隔5 m布置1个监测点，测点设在隧道拱顶相应地表处。试掘进段长度为100 m，横向监测断面编号为DM45～DM40，纵向监测点编号为X232～X212。正常掘进段横向监测断面编号为DM39～DM6，监测断面DM43对应桩号为XDK9+481.04，中心测点编号为X224,监测断面DM35对应桩号为XDK9+641.04，中心测点编号为X182,这2个断面中心布置了土体分层沉降仪，具体监测图如图1所示。

盾构通过各监测断面时的施工参数如表1所示。

监测断面DM43的中心点为X224，监测断面DM35的中心点为X182，DM43中心点X224处及DM43中心点X182处布设有分层沉降仪。

图1监测布置图

Fig. 1Layout of monitoring points

表1盾构通过相应断面时的施工参数

Table 1Construction parameters of shield when passing corresponding monitoring cross-sections

监测断面注浆压力/MPa注浆浆液土舱压力/MPaDM440.15惰性単液浆0.15DM430.2惰性単液浆0.15DM420.2惰性単液浆0.2DM350.2惰性単液浆0.2

1.3监测结果与分析

监测断面DM43中心点X224及DM35中心点X182处地表沉降监测数据如图2所示。由图2可以看出，测点X224在盾构开挖面前方5～10 m区间时，隧道轴线上方地表发生隆起，0～5 m区间时发生明显沉降，测点X182则表现为发生沉降。当盾构通过及离开监测断面时，2个监测点的地表都发生了沉降，并在距离开挖面5～25 m时急剧沉降，此阶段测点X224的沉降变化量约为9 mm，测点X182的沉降变化量约为11 mm，均达到总沉降量的50%以上。主要原因是由于管片脱离盾尾，注浆不及时、不饱满，盾尾空隙的存在而引起地表塌陷沉降。测点距离开挖面25～40 m以上时，地表沉降趋于缓慢，此阶段主要是由于土层固结沉降而引起。由此可得，盾构施工引起的地表沉降包含土体塌陷沉降和土体固结沉降2部分，土体塌陷沉降是主要部分，土体固结沉降是次要部分。

对比试掘进段与正常掘进段沉降曲线可知，监测点X182的沉降量比监测点X224的沉降量小，原因是监测点X182处的土舱压力比监测点X224处大，其对掌子面及上方土体起到支护作用，阻碍了土体沉降。这表明在试掘进阶段对施工参数进行调整、优化，能够减小地表沉降。

监测断面DM44、DM43与DM42横向地表沉降如图3—5所示。

图2　监测点X224与X182地表沉降实测曲线

Fig. 2Curves of ground surface settlement measured at monitoring points X224 and X182

图3　断面DM44横向地表沉降曲线

Fig. 3Curves of lateral ground surface settlement at monitoring cross-section DM44

图4　断面DM43横向地表沉降曲线

Fig. 4Curves of lateral ground surface settlement at monitoring cross-section DM43

图5　断面DM42横向地表沉降曲线

Fig. 5Curves of lateral ground surface settlement at monitoring cross-section DM42

从图3可以看出，当开挖面离开监测断面的距离由5 m变为20 m时，沉降差值较大，这与测点X224、X182沉降大致相符。由图4和图5可以看出： 当盾构接近监测横断面时，地表微隆起，该阶段曲线与传统Peck曲线有所差异；当盾构通过或离开监测断面时，地表发生沉降，且沉降曲线大致符合Peck沉降曲线；距隧道轴线水平距离约13 m范围内的地表沉降较为明显，形成清晰的沉降槽，此范围约等于隧道埋深。

因在试掘进阶段盾构通过监测断面前后一段时间内各施工参数保持相对稳定，结合监测数据可知，DM44、DM43、DM42的最大沉降量分别为22.28、18.84、17.76 mm。对比DM43、DM43与DM42 3个横断面的沉降曲线可知，DM44横断面沉降变化量最大，这与盾构通过该断面时的施工参数密切相关。

根据分层沉降仪监测数据绘制点X224处地表及地下各土层沉降曲线，如图6所示。由图6可知： 当盾构开挖面接近监测点时，监测点地下各土层发生隆起，且深度越大，隆起越大；当开挖面通过测点时，各土层沉降量变化不大；当开挖面远离监测点时，各土层沉降较大，且深度越大，沉降曲线倾斜度越大。这表明离隧道越近，土层受扰动越大，其沉降也越大，同时，这一沉降规律也表明了土体材料是非理想弹性材料。

图6　X224处相应地层沉降曲线

2ABAQUS有限元数值模拟

2.1有限元模型的建立

将土体模型取为半对称结构，模型长(沿隧道纵向)42 m，宽30 m，高42 m，土体本构模型采用Mohr-Coulomb模型，单元类型为三维实体8节点单元(c3d8r)，单元数目为17 045个。本文对土压力采用水土合算处理，各土层参数见表2。土体模型以水平向右为x轴(u1方向)正方向，沿隧道轴线开挖方向为y轴(u2方向)负方向，垂直土体表面向下的方向为z轴(u3方向)正方向。模型的边界条件为： 正面背面u2=0，左右边界u1=0，底部边界固定。隧道埋深12 m，盾构开挖直径6.34 m，无超挖。

为了研究注浆压力、浆液弹性模量、土舱压力对地表沉降的影响，设计工况如表3所示。工况A2是基准工况，即采用工程实例中施工参数的折算值。表3中，工况A1、A2、A3、A4组合是将等效注浆压力作为变量，工况B1、A2、B2、B3组合是将浆液弹性模量作为变量，工况C1、A2、C2、C3组合是将土舱压力作为变量，来分别研究其对地表沉降的影响。

表2　各土层参数表

表3　模拟工况设计

地应力平衡后的三维模型如图7所示。为了尽可能减小边界条件的影响，在各种工况中只把距离始发端20 m的断面作为研究断面来模拟DM35。

图7　地应力平衡后土体应力云图

盾构通过监测断面DM35前后一段时间内的施工参数与工况A2相同，故提取工况A2条件下距离始发端20 m处断面沉降数据及曲线。有限元模型为半对称结构，采用全对称结构的模拟值与监测断面DM35实测值进行对比，如图8所示。由图8可知，实测曲线与模拟曲线重合度较好，两者基本符合，模拟最大沉降值为14.65 mm，略小于实测值16.32 mm。

图8　DM35实测曲线与模拟曲线图

Fig. 8Comparison and contrast between measured settlement and simulated settlement

2.2注浆压力的影响

沉降曲线出现半沉降槽形，与Peck沉降槽基本相符。地表沉降与注浆压力的关系如图9所示。由图9可知，4种工况下，随着注浆压力的增大(A1～A4注浆压力依次增大)，地表沉降减小，最大地表沉降由16.19 mm减小为11.15 mm，变化量为5.04 mm。

图9　地表沉降与注浆压力关系图

Fig. 9Correlation between ground surface settlement and grouting pressure

图10为工况A2(等效注浆压力p=0.035 MPa)和工况A4(等效注浆压力p=0.055 MPa)模拟断面DM35处土体位移云图。由图10可以看出，注浆压力越大，地表沉降越小，沉降区域也越小。

2.3浆液弹性模量的影响

地表沉降与浆液弹性模量的关系如图11所示。由图11可知，随着浆液弹性模量的增大，地表沉降减小，4种工况下，最大沉降值由15.53 mm减小为12.16 mm，变化量为3.37 mm。

与图9对比可知，当注浆压力变化时，沉降变化量较大，而当浆液弹性模量变化时，沉降变化量则较小，说明注浆压力对地表沉降影响更明显。

图10　不同注浆压力下土层位移云图

Fig. 10Contour of ground displacement under different grouting pressures

图11　地表沉降与浆液弹性模量关系图

Fig. 11Correlation between ground surface settlement and grout elastic modulus

2.4土舱压力的影响

地表沉降与土舱压力的关系如图12所示。由图12可知，随着土舱压力的增大，地表沉降减小，且在工况C3(土舱压力为0.3 MPa)时，地表已经隆起，轴线处最大隆起量为4.10 mm，4种工况下的最大沉降量为19.64 mm，沉降变化量为23.74 mm，远大于之前2种因素引起的变化量。

对比图9、图11和图12可知，土舱压力变化时，沉降曲线波动振幅最大，范围最广，说明土舱压力对地表沉降的影响最大，注浆压力次之，浆液弹性模量的影响最小。

图12　地表沉降与土舱压力关系图

Fig. 12Correlation between ground surface settlement and excavation chamber pressure

3结论与讨论

1)监测数据表明，盾构施工中的地表沉降由土体塌陷沉降和土体固结沉降2部分组成，其中土体塌陷沉降为主要部分，土体固结沉降为次要部分。建议在管片脱离盾尾前后一段时间内加强对注浆量及注浆压力的动态控制，以便有效控制地表沉降。

2)在试掘进阶段对盾构施工参数进行调整与优化，能较好地控制地表沉降。

3)随着注浆压力、浆液弹性模量、土舱压力的增大，地表沉降均减小，土舱压力对地表沉降的影响最大，注浆压力次之，浆液弹性模量的影响最小。

本文在数值模拟过程中对注浆压力进行了等效化处理，等效注浆压力的计算及其能否准确反映实际注浆压力效果值得进一步研究。

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Study on Influence of Soft Ground Shield Tunneling Parameters on

Ground Surface Settlement

CHEN Zihai1, YANG Jianhui2, GUO Xiaodong2, GUAN Yajun2

(1.ZhejiangProvincialInstituteofTransportationEngineeringConstructionGroup,Hangzhou310051,Zhejiang,

China; 2.ZhejiangUniversityofScienceandTechnology,Hangzhou310023,Zhejiang,China)

Abstract:The rule of ground surface settlement caused by shield tunneling in soft strata is analyzed, with a shield-bored running tunnel of Hangzhou Metro as example. The influence of grouting pressure, grout elastic modulus and excavation chamber pressure on the ground surface settlement is analyzed by ABAQUS. The results show that the excavation chamber pressure has the largest influence on the ground surface settlement, the grouting pressure comes the second, and the grout elastic modulus comes the third. The ground surface settlement consists of settlement induced by ground collapse and that induced by ground consolidation. The ground surface settlement can be effectively controlled if the tunneling parameters can be adjusted and optimized in the trial boring stage.

Keywords:Metro; shield tunneling; ground surface settlement; grouting pressure; elasticity modulus of grout; excavation chamber pressure; weak strata

中图分类号：U 455

文献标志码：A

文章编号：1672-741X(2015)12-1281-06

DOI:10.3973/j.issn.1672-741X.2015.12.008

作者简介：第一 陈自海(1987—)，男，湖南吉首人，2013年毕业于浙江工业大学，岩土工程专业，硕士，工程师，主要从事隧道工程、桥梁等相关领域的施工与研究工作。

收稿日期：2014-10-08; 修回日期: 2015-07-30