土压平衡盾构水下始发段掘进参数对地表沉降的影响分析

戴志成,封 坤,徐 凯,林 辉,吴文彪

(1.西南交通大学交通隧道工程教育部重点实验室,成都 610031; 2.粤水电轨道交通建设有限公司,广州 510610)

引言

在我国大规模的城市地铁隧道及越江跨海隧道建设中,盾构法因其自动化程度高、适应环境能力强等优点在穿越河流、密集建筑物等复杂施工环境中广泛采用[1]。然而盾构掘进不可避免会对土体和地下水产生扰动,从而引起地层的扰动变形,对周边建(构)筑物产生不利影响[2-3],尤其在盾构始发阶段,参数控制难且极易造成涌水、涌砂及地面沉降等事故[4-5]。合理的掘进参数是进行盾构始发阶段安全控制的重要途径,因此,研究盾构掘进参数,确保盾构顺利掘进和周边邻近建(构)筑物的安全,是十分有必要的[6-7]。

近年来,针对盾构隧道掘进参数的适应性问题,国内外学者采用理论分析、模型试验、数值模拟和工程实测等方法开展了一系列研究工作。在理论分析及数值模拟方面：郑刚等[8]针对天津某盾构工程,对盾构掘进过程中掘进关键参数对周围地表沉降影响进行了敏感性分析及风险分析。丁智等[9]基于土体损失理论,建立了浅基础建筑物的力学模型,研究了盾构施工对邻近建筑物内力及沉降的影响。JENCK等[10]通过FLAC3D软件对邻近建筑物的隧道开挖进行了研究,认为邻近建筑物的刚度对地表沉降有较大的影响,因此有必要对建筑物区域进行加固防护。漆泰岳等[11]通过FLAC3D软件对比了有无建筑物条件下的地层及建筑物沉降特征,揭示楼房与隧道不同空间位置下的相关沉降特征,得到建筑物沉降安全控制标准。张恒等[12]依托深圳地铁5号线,通过数值模拟的手段研究掘进参数对地表沉降的影响,并与现场测试对应,认为控制注浆压力、土舱压力可以很好地控制地面沉降。Q.M.Gong[13]采用UDEC离散元软件模拟岩体脆性对岩体裂解过程的影响,数值模拟的结果与实际基本吻合，即TBM的掘进速率与岩体脆性呈正相关。

在模型试验及现场实测方面,王洪新等[14]根据模型试验的结果,推导了土压盾构施工中的平衡关系式和关键掘进参数的数学关系。江英超等[15]以φ800 mm模型盾构机开展室内全断面砂土的掘进试验,并结合理论分析、数值分析,认为土体状态和盾尾注浆对地层沉降有重要影响。李明阳等[16]针对广州地铁3号线某隧道区间,对复合地层土压平衡盾构掘进表现进行了模拟,结合实际掘进参数,论证了分析方法的有效性。魏新江等[17]针对杭州地铁1号线监测结果,研究了掘进参数之间的关系及掘进参数对土体位移变化的规律。林存刚等[18]研究了杭州某过江隧道掘进参数与地表沉降的关系。冯晓燕[19]针对某隧洞工程,研究了地层中孤石与基岩爆破前后盾构掘进参数的变化规律。

综上可见,目前针对盾构隧道施工对环境扰动行为的研究较多,但对盾构始发段尤其是在水下始发情况的研究较少。鉴于此,依托广佛环线沙堤隧道工程,针对其在河道始发工况,基于流固耦合原理利用数值模拟方法对不同土舱压力、不同注浆压力的工况进行数值模拟,并结合对实际工程的地表实测数据,对盾构掘进对地表沉降及邻近建筑物的变形进行了对比分析,以期为类似工程提供参考。

1 工程概况

沙堤隧道位于佛山禅城区,其3号始发井地处城市老旧建筑密集区,左右线隧道先后于原南北大涌河道始发掘进,始发端左侧是禅西大道,右侧为多栋民房,侧穿的房屋与双线隧道相应的位置关系如图1所示。

图1 沙堤隧道始发段位置示意

沙堤隧道施工因地处河道,地下水发育充分,且双线隧道间距极小。为确保始发掘进顺利及降低邻近建筑物的风险,施工前在始发段进行了一系列加固保护：始发井端头加固采用素混凝土地下连续墙+高压旋喷桩的组合方式；邻近建筑物处施作φ1 000@1 500钻孔桩,桩长19 m,在钻孔桩外侧设置1排φ800@650高压旋喷桩,桩长7.7～9.2 m。如图2、图3所示。

图2 沙堤隧道竖井始发加固平面示意(单位：m)

图3 沙堤隧道竖井始发加固横断面示意(单位：m)

2 数值分析

2.1 数值模型

根据沙堤隧道相关设计资料,计算选取了始发段的典型断面,地层示意如图4所示。计算采用FLAC3D有限差分软件建立相应三维流固耦合模型,模型中地表为自由面,并施加相应水压力荷载,模型前后面、左右面及底面采用法向位移约束条件(图5)；因土压平衡盾构机土舱内部土体可以控制地下水的涌入,故设定隧道掌子面为透水边界,注浆层固结需要时间,也设为透水边界,管片衬砌结构设为不透水边界。本次计算涉及的地层参数及水力学参数来自《沙堤隧道地质勘查报告》,管片衬砌、注浆材料、挡土墙、加固土体参数均来自相关设计资料,具体如表1所示。

图4 计算断面地层地质条件示意(单位：m)

图5 数值计算模型(单位：m)

针对数值模型,计算首先模拟加固结构的施作,再模拟隧道开挖施作,具体设置如下：单次开挖模拟的循环进尺为1.6 m(1环管片)；改变单元性质实现对注浆层和管片衬砌的模拟；通过在开挖面上施加梯形荷载以模拟掌子面的支护压力,通过在拼装完成的管片上施加环向力以模拟注浆压力。本次模拟实现了盾构掘进的整个开挖过程。根据文献[20-21]中的盾构开挖流固耦合数值模拟流程,每个开挖步内先进行力学计算,后进行流固耦合计算至设定时间。计算中左线先始发,右线后开挖,与实际施工一致。

表1 土层及材料主要参数

2.2 计算工况及监测断面

根据自重应力场计算得到开挖面中心点位置处土体侧向水土压力值约为150 kPa,即设σ0=150 kPa,根据文献[22-23]分别取开挖面土舱压力为0.5σ0，0.75σ0，σ0，1.25σ0，1.5σ0五种工况进行计算；为研究不同注浆压力对施工的影响,取注浆压力为0.1，0.2，0.3，0.4，0.5 MPa五种工况进行数值计算。计算工况如表2所示。

表2 计算工况

为研究隧道始发掘进对地面沉降及建筑物的影响,在y=22环设置了横向监测断面,并分别对建筑物基础的4个角点处的沉降值进行了监测,如图6所示。

图6 监测断面及测点布置

2.3 影响地表沉降的因素分析

在盾构施工的过程中,选用合理的盾构施工参数设置、及时调整掘进的姿态是保证盾构施工的重要条件。土压平衡式盾构向前掘进主要是通过控制土舱内部压力与前方土体水土压力的相对平衡来保持开挖面的稳定。在实际施工过程中,土舱压力处在一个动态的变化过程。当其过高时,会引起地层隆起产生挤压破坏；过低时,会导致土体发生失控的塑性流动,开挖面坍塌,引起过大地表位移；盾构施工时盾壳与管片衬砌之间存在空隙,当盾构机前进时,脱出盾尾的管片将暴露在地层中,周围土体向隧道圆心运动产生位移,从而引起地表沉降,而通过注浆可以控制地面的沉降。故本节将重点对土舱压力和注浆压力对地表沉降的影响进行参数分析。

2.3.1 土舱压力的影响

图7、图8分别为不同支护压力下左线开挖和双线开挖完成后监测断面横向沉降曲线。可以看出左线开挖完成时,监测断面地表沉降以左线中线为轴呈近似“V”形分布；当双线都开挖完成时,因为施工的叠加效应,沉降槽曲线加深加宽,左、右线地表沉降不完全对称,后开挖的右线沉降大于左线。

由图8分析可知：土舱压力由0.5σ0增加到1.25σ0,双线开挖后最大地表沉降从19.87 mm减至9.13 mm,变化速率从快到慢,当土舱压力加到1.5σ0,地表沉降反而增大；土舱压力达到σ0后,地表沉降控制已经不明显,证明土舱压力可以控制地表沉降且当土舱压力与前方掌子面的水土压力相近时,沉降控制效果较好,当推力加大至1.5σ0,会对土体造成较大扰动,不仅无法有效控制地表沉降,且刀盘的挤压作用也可能会使前方土体出现较大隆起,综合考虑,建议在始发阶段土舱压力取σ0～1.25σ0。

图7 不同支护压力下左线开挖完监测断面横向沉降曲线

图8 不同支护压力下双线开挖完监测断面横向沉降曲线

2.3.2 注浆压力的影响

图9、图10为不同支护压力下左线开挖、双线开挖完成后监测断面横向沉降曲线。双线都开挖完较单线开挖时,地表沉降有一个叠加效应,沉降槽曲线加宽但不明显,左、右线地表沉降不完全对称,后开挖的右线最大沉降大于左线。

由图10分析可知：注浆压力由0.1 MPa增加到0.5 MPa,双线开挖后最大地表沉降依次为-13.15 mm增至-9.59 mm,变化速率从快到慢；土舱压力从0.4 MPa增加至0.5 MPa后,地表最大沉降减小了0.18 mm,沉降槽宽度基本一致。盾构施工会对地层造成扰动,加上超挖等影响,注浆压力太小并不能保证将浆液充分填充盾尾间隙,而过大的注浆压力可能会破坏管片衬砌。综上,建议始发阶段的注浆压力取0.3～0.4 MPa。

图9 不同注浆压力左线开挖完监测断面横向沉降曲线

图10 不同注浆压力双线开挖完监测断面横向沉降曲线

3 实测地表沉降分析

3.1 地表沉降值与监测结果对比

实际施工中沙堤隧道左线掘进140余环后,右线再始发掘进,且左线为临近房屋的隧道,故本节主要针对左线开挖引起的扰动影响进行分析研究。根据现场实际布设的监测点,选取左线隧道中线DK7+422.3(对应管片第22环)处的1个地表监测点D4-7和房屋地基的4个角点J1、J2、J3、J4进行分析，监测点布置如图6所示。

根据现场实测数据,D4-7监测点竖向位移的时程曲线如图11所示。从图11可以看出：在左线隧道掘进过程中,地表监测点沉降可以分为4个阶段：前期扰动(S1)、通过扰动(S2)、停机影响(S3)、后期扰动(S4)。因掘进参数控制良好,前12环的施工对监测点沉降影响很小,量值在4 mm以内,前期扰动范围为刀盘前方5环(即12～17环),当刀盘通过监测断面时,沉降值开始急剧增加,在掘进通过监测断面1环后,D4-7测点的位移为27.85 mm。随后盾构机停机1 d,对地表沉降影响较大,引起D4-7测点的位移为57.11 mm。

图11 左线隧道实测监测点沉降时程曲线

如图11所示因后期扰动影响较小,故只对前3个阶段位移进行分析。各阶段占总沉降比例如图12所示,D4-7测点位移比值：S1∶S2∶S3=1∶1.93∶3.08。可以看出,当盾构采用合理的掘进参数,对地表沉降影响最大的是刀盘通过和停机的影响,因停机会对地表造成很大的沉降,施工中需尽量避免停机，如无法避免应提前做好防范措施。

图12 不同阶段沉降占总沉降比例

数值模拟中D4-7监测点对应位置处的竖向位移变化时程曲线如图13所示。对比图11、图13,可以看出实测值要大于计算值,主要有如下几个方面的原因：停工对土体沉降造成很大影响,大约占总沉降的51.23%；软件中很难对土压平衡盾构施工实现全过程精确化模拟；实际施工中地质条件复杂、施工影响因素更多。但模拟与实测的沉降变化规律及扰动的影响范围是基本一致的,因此，该模拟手段对实际工程具有一定指导作用。

图13 左线隧道模拟监测点沉降时程曲线

对于建筑物基础监测点J1、J2、J3、J4,其实测时程曲线如图14所示,数值模拟的时程曲线如图15所示。从图14可以看出,房屋基础的沉降与地表沉降具有类似的规律,沉降值变大出现在刀盘掘进至离监测点5环左右的位置,在9环～12环拼装过程中,基础的沉降有一个缓慢波动,数值在1～5 mm。沉降在12环后开始急剧增加,在刀盘到达时,J2、J4测点沉降达到近期最大值,停机对测点的沉降影响较小,在22环管片拼装后大约4环,测点的沉降基本稳定,4个测点的数值基本稳定在3～5 mm。

图14 房屋基础实测监测点沉降时程曲线

图15 房屋基础模拟监测点沉降时程曲线

对比图14、图15,实际施工中土舱压力和推力是动态变化的,地基监测点的实测值稍大于计算值,但差别不大,且两者的变化规律及扰动影响范围也是基本一致的。证明该模拟方法在实际工程中效果较好。

3.2 实际掘进参数分析

图16、图17为实际施工中左线隧道前50环掘进中采用的土舱压力和注浆压力。由图16可知,实际土舱压力由上、下、左、右四部分组成。本工程盾构掘进过程中的土舱压力是动态变化的,上土舱压力值稳定在240～250 kPa,下土舱压力值基本稳定在70～80 kPa,左、右土舱压力值基本稳定在120～140 kPa。上、下土舱变化呈相反变化规律,当两者平均值等于左、右土舱压力时,证明盾构处在稳定掘进状态。从图17可知,始发端前6环,为防止地下水涌入及维持端头稳定,注浆压力偏高,后期注浆压力维持在0.4 MPa左右。

图16 左线0～50环土舱压力曲线

图17 左线0～50环注浆压力曲线

鉴于始发段初始几环盾构机未完全进入土层中,无法进行注浆,为防止涌水、涌砂、地面塌陷等事故出现,建议选用较大土舱压力、注浆压力,以保障始发顺利进行。当盾构机完全进入土层后,根据数值模拟结果与实际选用参数对比可知：始发阶段土舱压力建议选用150～187.5 kPa(即1～1.25倍的开挖面水土压力值),实际采用的土舱压力平均值在150 kPa左右,调整空间在27.5 kPa左右,即施工中可以再适当升高土舱压力；注浆压力建议值为0.3～0.4 MPa,实际采用的参数在0.39～0.42 MPa,调整空间在0.1 MPa左右。

4 结论

以广佛环线沙堤隧道3号井始发段为背景,采用FLAC3D流固耦合模块建立了相应模型,结合数值模拟、现场掘进参数和沉降监测数据,对盾构施工引起的地表沉降、建筑物扰动进行深入研究,并得出以下结论。

(1)从数值模拟结果来看,地表沉降是与掘进参数密切相关的,适当增大土舱压力、注浆压力都可以减小地表的沉降；土舱压力的增大比注浆压力对地表的影响更加明显；无论是土舱压力还是注浆压力都有一个合理值,超过以后对沉降的控制效果不大明显。

(2)实测结果显示,盾构施工引起的地表沉降及建筑物沉降由前期扰动(S1)、通过扰动(S2)、停机影响(S3)、后期扰动(S4)4部分组成,根据隧道中线监测点D4-7的实测数据,前3部分位移比值为S1∶S2∶S3=1∶1.93∶3.08。可以看出，停机对地表沉降影响很大,施工中需尽量避免停机，如无法避免应提前做好防范措施；盾构掘进对地表及建筑物较为明显的扰动始于刀盘到达目标断面前5环(8 m),止于目标断面的管片拼装后4环(6.4 m)。

(3)结合实测结果与模拟结果：始发阶段土舱压力建议选用1～1.25倍的开挖面水土压力值,注浆压力建议选用0.3～0.4 MPa,实际采用的掘进参数仍有一定的调整空间。施工中应根据地层情况,及时调整相关的掘进参数,减小施工造成的影响。