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富水圆砾地层土压平衡盾构停机地层变形特征实测分析

摘要:为分析盾构停机期间地层变形规律,依托某富水圆砾地层地铁区间盾构工程,对盾构停机前后地层沉降变形和掘进参数变化进行监测和研究,并计算单纯由盾体下卧层压缩引起的地层沉降。 结果表明:盾构停机对盾体前方土体沉降变形影响更大,且沉降速率与停机时间密切相关;盾体后方土体沉降主要受盾构掘进地层损失影响,其沉降逐渐稳定,且土层深度越浅沉降越早稳定;对于近距离盾构下穿施工,下穿前停机造成的影响比下穿后停机造成的影响更大;盾构停机复推时由于总推力和上土舱压力大幅增大,地层沉降曲线出现先隆起再下沉的波动,深层沉降波动幅度显著大于地表沉降,表明富水圆砾地层盾构停机会放大对邻近深层土体的扰动影响,在盾构近距离下穿既有地下工程施工过程中应尽量避免停机。
0 引言
  与其他隧道施工方法相比,盾构法由于具有自动化作业、施工效率高、对地层扰动小等特点,被广泛应用于城市隧道建设。诸多专家学者针对盾构施工对地层的扰动问题展开了深入研究,研究方法包括理论公式计算、实测分析、数值模拟 等,但这些研究大多是对盾构连续施工条件下地层的变形规律进行分析。 由于盾构停机的突发性和偶然性,目前盾构停机期间的详细监测数据较少,仅有部分学者对盾构停机期间的地层响应展开研究。
  戴志成等基于现场实测数据,对土压平衡盾构施工引起的地表沉降及建筑物变形进行分析,将沉降变形分为前期扰动、通过扰动、停机影响和后期扰动4部分,其中停机对地表沉降影响最大;梁荣柱等对某一软土地层地铁区间盾构停机过程中的地表沉降数据进行分析,发现在盾构停机过程中沉降影响范围比正常掘进时大,超过 5 倍盾构直径,盾构前方的土体发生整体沉降,并且其沉降槽不能被 Peck 公式拟合;林存刚等通过对比理论计算与现场实测地表沉降数据,发现盾构停机会对隧道施工引起的地面沉降产生显著影响,长时间停机后盾构前方土体整体下沉;郭幪采用理论解析解和三维数值模拟 2 种方法,计算理论地面沉降量,并与盾构停机时的实际地表监测数据进行比对总结,盾构施工工艺参数、超孔隙水压力消散和地层损失是影响盾构施工中地面沉降的主控因素,且对于不同地层,停机期间沉降变化规律有明显差别。 然而,上述文献仅对停机期间地表沉降规律进行研究,未分析深层沉降及沉降随深度的发展规律。 对于城市隧道施工,由于地下空间存在着大量的管线和建筑基础等结构设施,盾构施工引起的深层沉降逐渐成为重点关注的问题。另外,盾构恢复推进后掘进参数有明显变化,掘进参数变化与地层沉降之间的相互影响关系未见相关报道。
  本文结合昆明地铁4号线小菜园站—火车北站区间盾构停机时的实际监测数据,对富水圆砾地层中土压平衡盾构停机期间地表及深层沉降规律进行测试分析,并探究恢复推进时掘进参数变化对地层变形的影响特征,以期为近距离下穿既有地下工程施工提供参考。
1  工程概况
1. 1  区间概况
  昆明地铁 4 号线小菜园站—火车北站区间为双线盾构区间, 其中左线全长 1539. 113m, 隧顶覆土10.3~20.78m;右线全长1532. 094m,隧顶覆土10.3~32.8m。自小菜园站并行引出,之后逐渐过渡到重叠段,最后叠线下穿既有地铁 2 号线隧道后到达火车北站。
  左线采用 RME254土压平衡盾构,刀盘直径为 6. 48 m,盾体长度为 9. 62m;右线采用 R155 号土压平衡盾构,刀盘直径为 6. 48 m,盾体长度为9. 62 m。区间采用预制钢筋混凝土管片,内径为 5. 5 m,外径为6. 2m,管片幅宽为 1. 2m,厚度为0. 35m,采用 6 分块,其中 1 块小封顶块、2 块邻接块和 3 块标准块。
1. 2 地质及水文概况
  该工程区域属滨湖相与盘龙江河流相交汇沉积地貌单元,为地表径流所形成的冲积扇与滇池湖滨相交汇区,地势平坦开阔,线路大致沿着滇越铁路米轨通道敷设,期间左右线并行下穿盘龙江。 盾构区间隧道左右线所穿越的土层主要为①2 层素填土、②11 层圆砾和③11层圆砾,局部还涉及②1 层黏土、②2 层粉质黏土、②10层砾砂、③5 层粉土等地层。各地层物理力学指标见表 1。
  区间线路经过的地表水主要为盘龙江,水深 1. 5~2. 0m。 含水层呈多层带状分布,主要为潜水,下部含水层略具承压性,地下水丰富,地下水位位于地表以下4~5m,主要接受沿线河流水补给。  
2 盾构停机地层沉降规律分析
  为分析富水圆砾地层中盾构施工时的地层变形规律,设置了如图 1 所示的监测试验段,监测内容包括地表沉降和深层沉降。 地表沉降采用全站仪进行监测, 测点沿左线隧道轴线布置,自 L1012 环到 L1060 环每4 环布置 1 个测点。 深层位移采用多点位移计进行监测,共埋设 3 组,分别位于 L1015 环、L1043 环和 L1052环隧道轴线处。

  区间左线施工至 L1028 环(切口位于 L1036 环)时,由于连日降雨导致现场渣土外运不畅,为保证右线接收工作顺利进行,左线盾构停止推进共计 20 d。停机后保持土舱满舱,并通过盾体预留孔向盾体周围填注膨润土,按照以往工程经验注入量约为 4 m3。
  该段隧道为叠线上坡段,左线埋深约 25 m,右线埋深约33. 2m,两线垂直间距约 1. 8m,主要地层为杂填土、粉质黏土和圆砾。多点位移计 2 所在断面示意图见图2,图中左右线隧道轴线的水平间距约为 3m。停机时右线已施工至 R1250 环,两线间隔超过 200 环,故不考虑右线掘进施工的影响。
2. 1  地表沉降分析
  地表沉降监测频率为 1 次/ d,得到如图 3 所示的地表沉降变化曲线。分析图 3 可知:停机第 1 天盾壳正上方部分土体发生隆起,最大隆起量为 0. 32mm,这与停机后在盾壳周围填充膨润土有关;随后地表逐渐发生沉降,停机 20 d 后沉降最大测点为切口环前方9. 6 m 的 L1044 环,累计沉降值为 9. 32 mm。 
  分别计算盾体前方、盾体正上方以及盾体后方地表各测点 25d 累计沉降平均值:盾体前方为7. 93mm、盾体正上方为 5. 35 mm、盾体后方为 3. 60 mm。分析发现,盾体前方地表沉降量明显大于盾体正上方以及盾体后方,这表明盾构停机对盾体前方土体的影响更大。
  分别绘制盾尾前方、盾体后方各测点沉降随时间的变化曲线,如图 4 所示。 可知,盾体后方各测点在停机 5~8d 后沉降速率变缓,而对于盾体前方测点,直至停机 15d 后沉降速率才明显下降,这表明盾体前方土体受停机时间的影响更大。
2. 2  深层沉降分析
  盾构停机前 10 d,多点位移计监测频率为 1 次/ 12h,停机 10d 后监测频率为 1 次/ d。图 5 为多点位移计 D1 各测点沉降变化曲线。 可知:各测点沉降规律基本相同,自停机开始 12 h 内,由于注膨润土的影响,地层发生隆起变形,埋深最深的测点 D11 最大隆起量约为 1. 2mm;测点 D11 的沉降在 144 h 后稳定,最终沉降约为 23. 12 mm;测点 D12 的沉降在 120 h 后稳定,最终沉降约为 13. 96 mm;测点 D13 的沉降在 102 h后稳定,最终沉降约为 8. 23 mm。 可以看出一段时间后沉降变形逐渐稳定,这与图 4 中测点 L1016 的监测结果一致,且深度越浅沉降稳定越早。这是由于多点位移计 D1 位于盾尾后方,且离盾壳较远,该点的沉降主要由盾构开挖时的地层损失及管片沉降引起,一段时间后壁后注浆浆液凝固,沉降逐渐趋于稳定。
  图 6 为多点位移计 D2 各测点沉降变化曲线。与盾体后部土体沉降相比较,盾体前土体沉降变形幅度更大,且沉降量随时间持续增长。 停机后约 36 h 内,沉降增长比较慢,测点 D21 的平均沉降速度为 0. 12mm / h;停机超过 36 h 后,沉降速度增大;停机 36 h ~10d 期间测点 D21 的平均沉降速度为 0. 42mm / h;停机超过 10d 后,沉降速率逐渐趋于稳定。盾体前方土体的沉降主要来源于盾体自重导致的下卧土体压缩,以及开挖面变形导致的土体变形,圆砾地层压缩性较低,停机一段时间后地层逐渐稳定。停机期间对土舱压力进行不定期监测,结果发现停机初期土舱压力有小幅度上升,这表明土舱土量增加,掌子面存在一定程度的向土舱内的变形;该段正常推进时土舱压力在0. 25MPa 左右,而停机 10d 后,上土舱压力稳定在0. 28 MPa 左右,这是由于土舱内的渣土被压缩密实,掌子面趋于稳定。图 7 为多点位移计 D3 各测点沉降变化曲线,沉降趋势基本与多点位移计 D2 测得的结果一致。 由于离切口环较远,各测点沉降变形量较多点位移计 D2 小。 
3 盾构停机复推掘进参数与地层沉降规律
  图8为右线L1008—L1071环总推力及上土舱压力变化曲线,其中盾构停机环用虚线标出。 该段盾构隧道为上坡段,总推力总体呈上升趋势。 盾构恢复推进后总推力突然增大,这是由于盾构停机一段时间后,盾体周围受扰动的土体逐渐恢复,与盾体粘结更加紧密,导致盾构复推需要更大的推力。 较大的推力会对已经拼装的管片产生较大的压应力,当施加在管片上的压应力超过管片的挤压强度时,会导致管片压裂,造成漏水等病害。 该段掘进时上土舱压力呈下降趋势,这与隧道埋深逐渐减小有关。 由于推力增大加剧了刀盘对掌子面的挤压,盾构恢复推进后 1 ~ 2 环上土舱压力有所上升,土舱压力过大会导致掌子面前方土体隆起,在近距离下穿施工中容易造成既有结构的损坏。
  盾构推进至 L1048—L1053 环时总推力和上土舱压力存在较大波动,这是由于该段地质条件较差,推进过程中出现喷涌,导致掘进参数的波动,总推力和上土舱压力出现显著下降。
  图 9 为复推起至 L1071 环期间多点位移计 D1各测点的沉降变化曲线,沉降数值为沉降值减去恢复推进前位移计读数。 由图 9 可知,复推后各测点均有小幅度的隆起,这与恢复同步注浆有关。 整体来看,各测点沉降值变化不大,埋深最大的 D13 测点沉降波动范围小于 0. 3 mm,恢复推进对盾体后方土体的影响较小。
  图 10 为停机期间及停机前后一段时间内多点位移计 D2 沉降变化曲线。分析可知:复推后各测点均发生隆起,且埋深越大隆起量越大,这与总推力和上土舱压力上升导致切口前方土体受到的挤压加剧有关;停机复推后沉降曲线出现波动,这是由于停机之后盾体整体下沉,恢复掘进时盾构姿态较难控制,从而加剧了对地层的扰动。总的趋势表明,盾构停机复推时,由于总推力和上土舱压力大幅增大,地层沉降曲线出现先隆起再下沉的波动,深层土体沉降波动幅度显著大于地表沉降。 因此,在类似富水圆砾地层盾构掘进时,应充分重视停机对邻近深层土体的扰动,特别是在近距离下穿既有地下工程施工过程中应尽量避免停机。
  由图 10 可知,正常掘进阶段地层沉降大致可分为3 个阶段:
  当盾壳接近监测断面时,地层逐渐沉降,在盾尾到达监测断面时沉降达到最大值;盾尾到达监测断面后,地层在同步注浆压力作用下隆起;盾尾离开监测断面7~8环后,地层沉降逐渐稳定。在盾构推进至L1040 环后各测点沉降急剧增大,这是由于推进过程中出现喷涌,掌子面前方土体变形大。与图 6 对比可知,正常掘进期间与停机期间的地层沉降规律存在明显差异,且盾构停机引起的地层沉降幅度明显增大。
4 盾构停机地层沉降机制分析
  盾构长时间停机时,下卧土层在盾体自重作用下排水,且停机时间会对沉降产生显著影响。盾构截面为圆形,盾体自重作用下附加荷载分布近似于抛物线,为简化计算,将其简化为条形均布荷载,条形均布荷载的取值采用抛物线顶点处对应的附加荷载值,这样计算偏于保守,有利于指导实际工程。
  Poulos 等基于Mindlin 给出的竖向点荷载作用在弹性半无限空间内部时的应力弹性解,推导得到条形均布荷载作用在弹性半无限空间内部时竖向应力的弹性解。 弹性半无限空间内部作用条形荷载示意图如图 11 所示。图11中p点的附加应力
  根据地勘资料,隧道所在③11圆砾层以中压缩性为主,盾体下方6m 处为低压缩性②11圆砾层,取该层为不可压缩层。计算盾构底部土体沉降量
  式中:Δp为盾构底部③11圆砾层和②11圆砾层中间位置附加应力值;H为下卧压缩土层厚度;Es为该土层的压缩模量。③11 圆砾层动探修正锤击数N值平均值为7. 31击,参考TB10018—2018《铁路工程地质原位测试规程》,变形模量 E0为19. 5MPa。 由广义胡克定律推导变形模量与压缩模量的关系:
  式中μ为泊松比。
  计算得到圆砾层的压缩模量Es为23.4MPa。根据地勘资料,盾体下方约15m处为低压缩性②11圆砾层,取该层为不可压缩层。根据式(2)计算得到盾构底部土体沉降S=51.8mm。盾构为刚性体,可认为其整体沉降与下卧土层固结沉降相等。盾体整体下沉将导致盾体顶部与土层之间产生空隙,从而引起地表沉降,盾构沉降产生的额外地层损失

  盾构位移引起的地面沉降计算如图12所示。地表沉降可由 Peck 公式计算。 
  式中:
  D 为盾构外径(开挖直径);Smax为盾构中心轴线位置的地面沉降量;S(x)为地面距离盾构轴线x处的地面沉降量;k 为沉降槽宽度系数,本文粗颗粒土取0. 35;z0 为隧道轴线埋深。以上计算未考虑扰动土体超孔隙水压力消散引起的地层沉降。 在盾构施工过程中,开挖掘进、注浆等过程会对土体产生扰动,引起超孔隙水压力,盾构停机后超孔隙水压力会随时间不断消散,从而引起土体固结沉降。 超孔隙水压力消散引起的地层沉降与土体弹性模量有关,土体弹性模量越大,由超孔隙水压力消散引起的地层最终沉降量越小 ,对于本例中的圆砾地层,该部分沉降较小。
  计算得到由盾构下卧层固结沉降引起的地表最大沉降为 5. 8mm,由图 3 可知,盾构停机后盾体正上方地表沉降实测值为 5. 35 mm,理论计算值与实测值比较接近。 由于计算盾体自重荷载时进行了简化,理论计算结果偏于保守。 盾体前方土体实测沉降值较理论值大,这主要是因为盾体前方土体变形受掌子面变形的影响较大。 土舱压力是保证地层稳定的主要措施,正常掘进时一般保证土舱压力在主动土压力和被动土压力之间。 停机段上覆土深度较大,采用Terzaghi松
  动土压力理论计算被动土压力 ,计算公式如下: 
  式中:γs 为土的天然容重;H 为隧道埋深;φ 为土的内摩擦角;c为黏聚力;B1为松动带宽度;K为土体侧压力系数;R 为盾构开挖半径。
  采用水土合算,计算得停机段土舱压力取值范围为 0. 18 ~ 0. 40MPa。 根据现场记录,该段正常推进时土舱压力在 0. 25 MPa 左右,而停机 10 d 后,上土舱压力稳定在 0. 28 MPa 左右,圆砾地层  采用主动土压力和 Terzaghi 松动土压力作为
  土舱压力参考范围比较合理 ,且停机时应控制土舱压力接近参考范围的上限。
5 结论
  与讨论本文对富水圆砾地层盾构停机期间地层沉降实测数据及掘进参数进行分析,得出以下结论。
  1)盾构停机时,盾体前方地表沉降更大,且受盾构停机时间的影响更大。 对于本文富水圆砾地层盾构掘进工程实例,最大地表沉降出现在切口前方约9.6m(约1.5倍开挖直径)处。
  2)盾构停机时,盾体后方土体主要受到盾构开挖时引起的地层损失及管片沉降的影响,一段时间后沉降逐渐稳定,且深度越浅沉降稳定越早。
  3)盾构复推时总推力与土舱压力均上升,复推后盾体前方地层出现先隆起再下沉的波动,深层土体沉降波动幅度显著大于地表沉降,表明盾构停机会放大对邻近深层土体的扰动影响,特别不利于盾构近距离下穿既有地下工程施工。
  4) 综合上述分析可知,对于近距离下穿盾构施工,下穿前停机造成的影响比下穿后停机造成的影响更大。对于本文类似工程,若下穿前发生停机事故,应当尽量在 36 h 内恢复推进,且复推后应当严格控制土舱压力及总推力,并调整好盾构姿态,减小对地层的扰动。
  本文在进行理论计算时,将盾体附加荷载简化为条形均布荷载,且土层压缩变形只考虑竖向附加应力引起的地基沉降,计算结果偏于保守。

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