软流塑地层盾构施工参数对地表竖向位移的影响

2023-02-09唐宇叶社保张志宇杨平

林业工程学报 2023年1期

唐宇，叶社保，张志宇，杨平*

(1.南京林业大学土木工程学院，南京 210037；2.中交隧道局集团有限公司，南京 210024)

21世纪以来，我国发展城市地下空间已成必然，地铁隧道及地下工程得到了迅速发展[1]。地铁隧道盾构施工技术以施工自动化程度高、施工周期较短、适应地层良好等优点，运用于各大城市地铁隧道施工。但盾构施工不可避免带来环境问题，使得地表隆沉，影响周边建筑以及地下管线。

国内外学者对隧道盾构施工参数引发地表变形[2-4]进行了大量的理论和模型研究。理论研究给出了相关经验公式，Peck[5]分析大量的隧道盾构施工引起的地表沉降实测数据后，研究拟合出基本符合正态分布受隧道施工影响的地面沉降曲线，整理得到Peck沉降公式；而张治国等[6]在此基础上推导出地表沉降槽宽度系数的修正公式；Tian等[7]基于切片法推导了地层沉降影响半径的理论计算公式，得到适用于黏性土地层沉降槽宽度的表达式；王英学等[8]考虑刀盘形式对施工沉降的影响，推导出圆弧边缘土压平衡计算公式。既有研究中也不乏理论计算模型与实际工程相结合的案例分析，借助三维有限差分法、建立仿真模型及灰色关联度理论[9-12]，研究分析确定合理的盾构施工策略，以限制盾构隧道开挖的地表沉降幅度；然而掘进参数存在区域性，易顺等[13]考虑小应变特性，依托上海某软土隧道工程，分析了软土盾构隧道地层变形规律。国内外研究学者同时也进行了大量的实测研究，并与数值模拟的研究结果作对比，分析地铁隧道盾构施工现场工艺参数的调整对附近敏感建构筑物的作用机理[14-17]，Liang等[18]、Chen等[19]、陈驰等[20]基于盾构掘进参数实测数据集，结合最大似然算法评价优化同步注浆参数对加固地层的效果，既能够准确识别隧道施工引起沉降的演化规律，也有效减少地表沉降且防治盾尾渗漏。而特殊工况下超大直径盾构技术也亟待深入研究[21]。由于软流塑地层的盾构施工技术研究相对较少，实测研究受现场条件所限，有关盾构施工各参数与软流塑地层变形关系的研究还不够深入。

笔者以佛山地铁3号线创驹区间软流塑地层盾构隧道为背景，选取3种典型盾构穿越土层，通过现场实测，研究盾构推进时改变施工参数引起的地表沉降量，分析其对各土层的敏感性，探究隧道盾构施工对软流塑地层地表隆沉的影响规律，以期为后续各类相似工程的施工提供技术参考。

1 工程概况与监测方案

1.1 工程概况

佛山地铁3号线创驹盾构区间始发创意园，下部穿过东乐路2号桥，途径高压隧道，于驹荣北路站接收。创驹区间段全长约1 430 m，轨面埋深为13.98～26.24 m，左右线隧道线间距14 m。盾构推进通过的土层有淤泥质粉细砂、淤泥质粉质黏土、淤泥质中粗砂，局部穿越粉质黏土。本研究主要对穿越3种土层盾构推进进行实测分析，该地层具有高含水量、压缩性与灵敏度，低承载力等特点。其中NDJ57监测断面处海山路电力隧道，近乐东路2号桥与2#地铁联络通道，盾构掘进时对周边环境沉降控制要求较高，根据地勘报告各土层物理力学指标见表1，其横剖面图与区间右线纵断面见图1。

图1 创驹区间右线地层剖面图及典型横剖面Fig.1 Stratum sectional drawing and typical cross section of the right line of Chuang-Ju interval in Foshan Metro line No.3

表1 土体物理力学指标Table 1 Physical and mechanical indexes of soil

盾构类型选用土压平衡式，两台EPB-6450盾构机共同掘进，盾口直径6 450 mm、盾尾直径6 430 mm、净长8 610 mm、开口率36%。管片由钢筋混凝土预制形成，现场错缝组装。隧道管片具体规格如下：内径5 440 mm，外径6 200 mm，管厚380 mm，环长1 500 mm，每环由3块标准块、2块邻接块和1块封顶块组成。计划日掘进6环。

1.2 盾构隧道施工监测方案

创驹区间施工监测方案综合考虑多方面因素，借鉴已建地铁隧道工程、综合风险等级、周边建构筑物敏感性和工程概况复杂程度，为监测隧道上地表隆起与沉降量，沿创驹方向在双线隧道中心线上每10 m布置一点，监测主断面每隔50 m布设，考虑部分区段盾构对周边建筑物及管线影响较小，共布置16个监测横断面；双线隧道两侧在监测横断面上共设10个测点，以双线隧道中心线为中心，分别距离中心线2，7，12，22，37 m对称布置。沿创驹掘进方向按顺序布置监测断面，“NDJ6-2”表示第6断面第2个测点，监测横断面上测点顺序从左线影响范围最远处沿右线依次布置，监测点平面布置见图2。选定盾构施工监测区域：掘进切口处、切口前30 m，切口后50 m，监测频率为1次/d。

图2 监测点平面布置Fig.2 Diagrammatic drawing of monitoring point layout

2 盾构施工引起的地层变形规律

2.1 盾构施工引起地表竖向位移的纵向变化规律

根据盾构开挖面与监测断面的距离以及地层变形变化情况，将盾构推进过程中地层变形随时间变化大致可分为盾构到达前、到达时、通过时、通过后、后期固结变形5个阶段。选取有代表性的16，26，36和57监测断面，处城市敏感建筑附近。以上断面在不同土层条件下，随盾构推进的相对时间与隧道轴线测点的地表竖向位移变化情况见图3，自地表受盾构掘进影响发生变形开始，用相对时间1 d记录第1天的地表竖向变形，并依次记录至盾构通过后地表沉降值趋于稳定，隧道左线轴线监测点依图中“NDJ16-1”进行编号。由图3可见，由于土层条件的差异和各区段盾构施工参数的不同，各监测点地表竖向位移值存在一定的差异，但实测数据的形态基本相同。

图3 盾构相对时间变化与轴线测点竖向位移关系Fig.3 Relationship between shield time changes and monitored vertical displacements at the axis

图3表明，盾构到达前由于盾构工作面的平衡压力作用，当设定的土压平衡压力偏大时，地表开始出现了一定的隆起量；掘进过程中，盾构机外壳切割土体，土体受挤压向前方移动，盾构到达时，地表隆起变化明显，当盾构通过时，隆起量达最大；盾构通过后3～5 d，地表沉降速率较大，究其原因，盾尾注浆无法完全填充开挖或超挖产生的盾尾间隙，致使隧道周围土体向空隙部位移动，通过增大盾尾注浆压力，致使盾尾周围土体应力达到平衡，但盾尾注浆压力若设置过大，隧道周围土体向四周挤压，会造成地表隆起；注浆体早强低，盾尾注浆5 d后，注浆体的强度基本形成，地表沉降速率开始出现减小的现象，地表沉降值最终趋向稳定数值，但在短期内，沉降量依然保持继续下降的趋势，后续沉降量占总沉降量的5%～20%。上述规律与Peck[5]对纵向地面沉降的理论分析基本一致。

2.2 盾构推进引起地表竖向位移的横向变化规律

不同土质条件下各监测横断面的累计竖向位移曲线见图4。其中18断面位于淤泥质粉质黏土地层，20断面位于上部淤泥质粉细砂下部淤泥质粉质黏土地层，39断面位于上部淤泥质粉质黏土下部淤泥质中粗砂地层。由图4可见，所选取的3个典型监测横断面，曲线变化相似反映其规律基本一致，但其竖向位移数值不同，且存在较大差异。由图4可知：在双隧道两侧监测点范围内，横向沉降曲线形态基本相同，沉降槽成“W”形，这与Hou等[22]研究黏土地层土压平衡盾构多线掘进引起地表竖向位移变化，基于修正剑桥模型的数值模拟与实测结果均与双线盾构隧道地表竖向位移成“W”形沉降槽一致。形态不对称是因为盾构推进时左线先于右线，沉降量较右线稍大是由于在掘进过程中对土体产生二次扰动，引起土体附加应力和地层损失率变大，白海卫等[23]也剖析了沉降槽不对称的现象。3个沉降槽的宽度因所处不同土质差异明显，39断面沉降影响的范围基本在隧道中心两侧36 m的区域内，但18和20断面沉降的影响范围更大，18断面因其处于淤泥质粉质黏土地层，高灵敏度与大压缩性使地表受盾构扰动变形最大；距轴线距离越大，地表沉降量呈衰减性减小，同一横断面上，左右线隧道中轴附近，沉降量数值最大。

注：隧道中心线左侧为“-”，右侧为“+”。图4 不同监测横断面竖向累计位移曲线Fig.4 The final cumulative vertical displacement curves at different monitoring cross sections

随盾构推进相对时间增长，左线与新峰路交界处14横断面累计竖向位移的变化情况见图5，此图验证了地表竖向位移的横向变化规律，横断面上各测点的地表最终沉降变化趋势基本一致。盾构到达前的5 d，图5曲线缓慢上升反映断面上各测点地表发生少量隆起；盾构第7天时，此时盾构正处于通过该断面，隆起量达最大值；盾构通过后，横断面上的各点由隆起转为沉降，且各点沉降存在差异，这是由于地表沉降量沉降速率与距双线隧道中心线的距离成反比；左线先于右线盾构施工，故左线较右线隧道轴线点的沉降量和沉降速率大。上述规律同样与Peck[5]对横向地面沉降的理论分析基本一致。

图5 横断面累计竖向位移曲线Fig.5 The cumulative vertical displacement curves at different cross sections

3 地表竖向位移与盾构施工参数关系

3.1 地表竖向位移与工作面平衡压力的关系

盾构穿越不同地层条件时工作面平衡压力与地表竖向位移日变量之间的关系见图6，创驹区间隧道盾构最大埋深21.32 m。工作面平衡压力对竖向沉降日变量有着一定的影响，尤其在不同土层条件下，其影响更显著。

由图6可见，工作面压力与地表竖向位移成正比，两者基本呈线性关系。3种土层地表竖向位移日变量在数值上也有一定区别，图6a的地表竖向位移日变量最小，原因可能是土质参数的差异，淤泥质粉质黏土盾构掘进瞬时沉降较大，这与张洋等[24]研究盾构隧道地层参数对地表沉降敏感性结果一致：对地表沉降最敏感的因素是压缩模量，其次为内摩擦角，而黏聚力的敏感因子最小；在图6a和b中，当工作面压力大于0.20 MPa，盾构切口位置，竖向位移日变量随平衡压力增长变化明显。从图6a可见：在监测范围内的地表测点全部为沉降，说明为防止地层沉降淤泥质粉质黏土工作面压力可适当调增。在切口位置及切口后10 m范围内，当工作面平衡压力为0.21～0.23 MPa，地表竖向位移日变量不明显，保持在-7 mm左右；在盾构切口及前后20 m范围内，地表竖向位移日变量随平衡压力增加总体呈增长的趋势。图6b为盾构穿越上淤泥质粉细砂、下淤泥质粉质黏土地层，曲线的变化情况与图6a基本接近，但在数值上有一定区别。当平衡压力为0.18～0.25 MPa，盾构切口前20 m处地表隆起，隆起量保持在1.5 mm左右；当工作面平衡压力为0.21 MPa，盾构切口前10 m处较切口处沉降位移日变量小。图6c为盾构穿越上部为淤泥质粉质黏土、下部为淤泥质中粗砂土地层，可见：盾构通过前后，地表竖向位移的变化规律与图6a和b基本相同，盾构切口处受工作面平衡压力的影响较明显，平衡压力与地表竖向位移日变量基本呈线性正比关系，当平衡压力大于0.20 MPa，地表产生隆起；但盾构切口前20 m处，地表竖向位移量变化不明显。

图6 盾构穿不同土层竖向地表位移日变量与工作面压力的关系Fig.6 Relationship between the daily surficial vertical displacement variation and balanced pressure at working face during shield tunneling through different soil layers

对淤泥质粉质黏土土层，竖向位移日变量随平衡压力增长变化明显，且速率较大；而平衡压力对上部为淤泥质粉质黏土、下部为淤泥质中粗砂地层敏感性在3种土质中最小，因而竖向地表沉降量随平衡压力增长缓慢。

理想状态施工是开挖时工作面的平衡压力应该等于开挖面的土压力。实际施工时盾构机掌子面压力设定并不与土体实际压力对等，超挖导致出土量大，测点处产生竖向位移。推进过程中，平衡土压力的大小依据前方土体软硬程度调整，或大或小使得地表隆沉，但都破坏了地层原来的应力状态。正常开挖时，盾构推进的影响最小，此时工作面平衡压力与静止土压力相等；地表隆起主要由盾构土压力设置偏大引起；地表产生沉降是由设定工作面压力偏小，机身前土体凹陷，盾构超挖导致。土体变形可分线弹性、塑性变形，前者变化率较小，后者隆起或沉降较大。

3.2 地表竖向位移与刀盘扭矩的关系

盾构穿越不同土层时盾构刀盘扭矩与地表竖向位移日变量的关系见图7，切口及后10 m内是刀盘扭矩的主要影响范围。由图7a可见，当改变刀盘扭矩时，对应地表监测点竖向位移日变量并未表现出规律性，处于上下波动的状态；从图7b、c可见，地表竖向位移日变量随刀盘扭矩的增加缓慢增大。在3种不同的土层中，同一相对位置处，当刀盘扭矩从1 100 kN·m变化到1 600 kN·m时,监测点竖向位移日变量保持在-4～2 mm；淤泥质粉质黏土中切口处的竖向位移日变量在3种土中最大，其孔隙比和压缩系数较大，掘进过程中易受扰动加剧拱顶的变形，盾构施工时淤泥质粉质黏土层周围土体坍塌产生较大的瞬时沉降。

图7 盾构穿不同土层竖向地表位移日变量与刀盘扭矩的关系Fig.7 Relationship between the daily surficial vertical displacement variation and shield cutter torque during shield tunneling through different soil layers

在盾构推进过程中，刀盘起切削土体的作用，刀盘扭矩值大小的设定取决于前方待开挖土体的坚硬程度。刀盘扭矩对地表沉降的影响仅次于工作面的平衡压力：相同土层条件下，受平衡压力作用竖向位移变化率大于由刀盘扭矩引起的位移变化率。究其原因，盾构通过时受扰动土体的范围与隧道上方20多m的土层相比，影响很小，因此这种情况下竖向地表位移不能用作衡量刀盘扭矩对土体变形影响的指标。工作面压力也会对盾构机前方土体产生影响，当隧道埋深较大时刀盘扭矩的影响可能会被掩盖。

3.3 地表竖向位移与盾构总推力的关系

盾构穿越不同土层时盾构总推力与地表竖向位移日变量的关系见图8。在盾构切口前方10 m范围内，由图8a、c可见：盾构总推力与竖向位移量没有表现出明显的变化关系，而图8b中地表沉降日变量随盾构总推力增大而减小；3种土层中，在切口后20 m范围内，当总推力维持在14 000～16 000 kN内，监测点竖向位移量随总推力的增加而减小。在3种土层中，且当盾构总推力设定为15 000 kN，各土层的竖向位移日变量相对较小；地表竖向位移日变量随着盾构总推力的变化没有表现出明显的关系，盾构总推力的变化对竖向位移的影响非常小。

图8 盾构穿不同土层盾构总推力与地表竖向位移日变量的关系Fig.8 Relationship between the total thrust of shield and daily surficial vertical displacement variation during shield tunneling through different soil layers

3.4 工作面平衡压力、刀盘扭矩与盾构总推力的交叉影响

工作面平衡压力、扭矩与总推力3个掘进参数之间的影响关系见图9。图9a表明，盾构总推力值的设定会对工作面平衡压力的大小产生一定的影响，但两者间不存在明显的线性关系，且无明显规律；当盾构总推进力为12 000～16 000 kN时，平衡压力随之波动，处于0.17～0.20 MPa，由此可见，一定程度上，单一增加总推力，工作面平衡压力值也会增大，但两者影响较小，也无明显的线性关系。由盾构施工过程可知：掘进时依靠推进力作用，刀盘切割土体，破坏了原本的土压平衡，切割土体内部存在被动土压力区域，遇到坚硬的土层，被动土压力随推力一同增大，盾构机在深部本身就受被动土压力，需增加工作面压力才能正常掘进，然而总推力对平衡压力的影响不突出。

图9 工作面压力、刀盘扭矩与总推力的交叉影响关系Fig.9 Relationship of cross influence among balanced pressure at working face,total thrust and cutterhead torque

盾构总推力与刀盘扭矩两者的关系见图9b，由图9b可见，盾构总推力的变化与刀盘扭矩值存在正相关性，但是两者之间并不存在严格的线性关系，已有研究表明：推力与扭矩成分段线性关系，在盾构推进时往往存在“扭矩限制”点，即扭矩增至该值时，两者呈新的线性关系[25-26]。究其原因，主要是：一方面，盾构掘进时扭矩值依前方待开挖土体的软硬程度设定，遇土质松软的土层，较小刀盘扭矩足以顺利通过；另一方面，前进中刀盘不停切割土体，伴随总推力的增大，盾构机舱也会下陷，入土深度会更大，要保证正常掘进仍需更大的扭矩来使刀盘转动。

图9c表明：工作面的平衡压力与刀盘扭矩两者之间并不相互影响。这是因为在盾构推进中，刀盘扭矩的设定与工作面平衡压力值的设定没有相同的影响因素，所以这两者的变化基本是独立的。

4 地表竖向位移与盾尾同步注浆参数的关系

4.1 盾尾同步注浆压力对地表竖向位移的影响

盾构穿不同土层盾尾注浆压力与地表竖向位移日变量的关系见图10。由图10可见，3种土层存在相同之处：①盾尾后10 m内集中受注浆压力影响；②在盾尾处及其后10 m内，注浆压力增大，地表沉降量随之减小，一定范围内两者近似呈线性变化。它们之间不同之处为：图10a(即淤泥质粉质黏土层中)盾尾位置的地表竖向位移变化速率比在其他两种土层中大，说明注浆压力对淤泥质粉质黏土地层产生的影响相对于另外两种土层更明显，盾尾处地表开始隆起时，实际注浆压力达0.37 MPa，此时地表沉降量约为0.2 mm；图10b(即上部淤泥质粉细砂下部淤泥质粉质黏土层中)地表位移曲线相对较缓，当注浆压力达到0.39 MPa时，盾尾地表沉降量为-2 mm左右；而在图10c中(即上部淤泥质粉质黏土下部淤泥质中粗砂土层中)，当注浆压力达到0.39 MPa时，盾尾位置地表沉降量达-3.5 mm。

图10 盾构穿不同土层竖向地表位移日变量与盾尾同步注浆压力的关系Fig.10 Relationship between synchronous grouting pressure at shield tail and daily surficial vertical displacement variation during shield tunneling through different soil layers

上述同时表明：盾尾注浆能有效减小地表沉降，它的作用是将浆液填充到盾尾空隙中。地层渗透性差异[14]导致浆液受重力作用流向势能低处，需不断调整注浆压力，进而导致盾构掘进时注浆压力离散程度较大。遇透水性较弱的地层时，注浆压力进一步增加。施工时设定注浆压力大于地层压力，浆液受压顺利被泵送至尾隙，以达到减小沉降的效果，但当注浆压力过大时，浆液会到达隧道周围的土体中，造成地表隆起。当注浆压力偏离地层阻力较大的话，土体劈裂，浆液会往周边缝隙扩散，造成浆液损失，后期地表沉降量反而增大，如图10a、b盾尾后20和30 m；如注浆压力设置偏小，地表产生较大沉降，究其原因，浆液无法填满开挖带来的空隙，土体会坍塌至盾尾空隙位置。

注浆压力于注浆结束后消失，此后外部荷载逐渐施加在注浆体上。刚注浆完的地表沉降日变量会大于已经注浆过一段时间的地表，这是由于注浆体早强较低；但加大注浆压力时，对地层也有一定的扰动，也会对沉降产生一定的影响。

4.2 地表竖向位移与盾尾同步注浆量的关系

盾构穿不同土层时盾尾同步注浆量与地表竖向位移日变量的关系见图11，其中推进一环的理论间隙量为4.0 m3/环，每环1.5 m。由图11可见：①在3种土层中，增大注浆压力，注浆量越大，地表竖向位移得到有效降低，但地表竖向位移量没有随着注浆量的变化表现出规律性的变化。②通过盾尾同步注浆来控制地表隆沉时，不同土层条件得到的效果也不同，从图11a可见，注浆量在6.0～7.0 m3/环变化时，最终累计沉降量最大达到了-40 mm，而在图11b中，注浆量在6.5～7.0 m3/环变化，最终累计沉降量最大值在-30 mm内，但图11c中，注浆量在6.0～6.5 m3/环变化时，最终累计沉降量最小为-3 mm左右，最大仅达到-17 mm左右，这说明增大注浆压力、增加注浆量能使地表竖向位移减小，但对淤泥质粉质黏土土层效果最明显，影响更大。研究提出：导致地表沉降后期加大的原因在于，较少同步注浆量会使砂浆无法填满空隙，盾构过程中地层状态由稍密转为松动甚至塌落。③掘进中及时在盾尾注浆，早期形成的注浆体有微流动性，强度较低且处于变化中，约稳定7 d后，强度满足，地表竖向位移量整体增大后趋于稳定[27]。

图11 盾构穿不同土层时盾尾同步注浆量与地表竖向位移日变量的关系Fig.11 Relationship between synchronous grouting amount of shield tail and daily surficial vertical displacement variation during shield tunneling through different soil layers

注浆时无法精确预估浆液损失，由图11可见，相同土层及注浆条件下，实际的地层加固效果存在差异，且规律不明显。造成上述情况的原因，主要是在进行盾尾注浆时，注浆部位周围土体存在渗透性，浆液扩散，实际用于填充尾隙的注浆量势必减少，需提高盾尾空隙的填充率来避免产生更大的沉降。在盾构推进的过程中，由于施工的不确定性，开挖时可能会使前方切削的土方量超过理论的土方量，这也会产生由于注浆量的不足导致较大的地表沉降。还有一些原因如注浆压力过大会使土体劈裂，土体缝隙变大，浆液流失。遇到地层差的区间，其损失较大，实际注浆量应按经验取理论值的150%～200%。

4.3 盾尾同步注浆压力与同步注浆量的关系

通过对创驹区间左线盾构注浆量及其对应注浆压力分析，其结果如图12所示，提高注浆压力，注浆量也会相应地增加，且随注浆压力的增加，注浆压力对注浆量的影响越来越显著。盾尾同步注浆压力与注浆量的关系曲线表明：由于同步注浆时使用的浆液量为理论空隙量的150%～200%，开挖后及时增大注浆压力，填充地层空隙，使注浆效果更佳；随着注浆量的增加，已注入土体内浆液与周围土体形成的浆体发生凝结、硬化，使得后续的注浆工作增加了地层阻力，因此可通过增大注浆压力来提高注浆速度及其范围，提升土体的填充效果。但必须合理控制注浆压力，若设定的注浆压力过大，将会导致周围土体开裂，浆液向缝隙扩散，尾隙充填不到位，或导致管片受挤压发生变形。