砂卵石地层中复合式土压平衡盾构掘进参数及地层变形规律研究

杨晓华

(中国铁建投资有限公司,北京 100855)

砂卵石地层中复合式土压平衡盾构掘进参数及地层变形规律研究

杨晓华

(中国铁建投资有限公司,北京 100855)

依托兰州城市轨道交通1号线某区间试验段工程，对砂卵石地层中双洞地铁隧道盾构选型和地层变形进行研究。引入盾构扭矩和推力的数学计算模型，计算结果应用于现场工程施工和有限元三维数值模拟中，分析了双洞隧道先后施工时，地层沉降槽的范围、特征、变化规律以及开挖引起的横向和纵向水平方向上地层位移影响范围和影响规律。结果表明：1)越接近地表，隧道先后开挖对沉降槽的扰动效应越弱；2)由两隧道同向先后施工引起的地层最终沉降槽非对称特征明显；3)水平向地层的扰动效应叠加，地层易出现剪切变形，需采取必要防护措施；4)现场监测结果与数值模拟结果基本一致，证明所采取的施工工法合理，施工沉降总体控制效果良好。

砂卵石地层；复合式土压平衡盾构；盾构选型；盾构扭矩；数值模拟；地层变形规律

0 引言

随着我国国民经济的快速发展，越来越多的城市开始了地铁的规划与建设[1]，由于受到各类已建地下管道和城市地下空间限制等因素的影响，地铁区间隧道常在同一水平面内平行修建2条隧道。2条隧道的叠加效应对地层及周围环境的影响，以及隧道建设期间2条隧道间不同的施工工艺选择是值得关注的问题。

在交通繁忙路段或者繁华区域施工时，考虑到对地面环境的影响，已经越来越少采用明挖法施工，由于盾构法施工具有快速、优质、高效、安全、环保、信息化程度高等优点，其应用范围也越来越广。目前，常用的盾构机械有压缩空气盾构、泥水盾构和土压平衡盾构。

国内学者对砂卵石地层中盾构法开挖隧道进行了一系列研究，并取得了一定成果。在盾构选型方面，王海明等[2]结合北京地铁砂卵石地层盾构施工，论述了加泥式土压平衡盾构对无水大粒径砂卵石地层具有一定的适应性；杨爱军等[3]介绍了砂卵石地层气垫式泥水盾构的优化；郭秀琴[4]结合工程实例，介绍了土压平衡盾构的设计、施工要点以及土压平衡盾构衬砌结构的界面内力计算方法等。在掘进参数计算方面，施虎[5]以直径6 m的地铁盾构为研究对象，计算出盾构掘进过程中受到的各种推进阻力，通过对比忽略次要部分，规避了传统的基于经验系数的盾构掘进机总推进力计算公式在确定推力时存在的随机性问题，建立了盾构推进分项阻力计算模型；管会生等[6]通过对刀盘构成因素进行全面分析，建立了刀盘扭矩估算的理论模型，认为刀盘背面摩阻力和刀盘开口内土体的剪切阻力产生的扭矩是不可忽略的因素。在盾构法施工引起的地层变形规律方面，高俊强等[7]研究了盾构推进对地表沉降的影响；马紫鹃等[8]通过数值模拟，研究了土压平衡双线隧道施工引起的地表沉降规律；孙海霞等[9]利用盾构施工现场数据结合数值模拟，对盾构法施工对地表沉降的影响情况进行了研究。

如文献[1—4]所述，目前砂卵石地层中盾构法施工时，采用常规的土压平衡盾构、加泥式土压平衡盾构和气垫式土压平衡盾构。相对于压缩空气盾构对人体的危害和泥水盾构对环境的不利影响，土压平衡盾构和复合式土压平衡盾构具有显著优点。土压平衡式盾构自1974年在日本首次使用以来，以其独到的优势已广泛用于隧道工程中，在我国上海等软土地区已经广泛应用土压平衡盾构建造地铁隧道和其他市政公用隧道。但是，在强度差别较大的土质以及盾构掘进断面土层不均匀等复杂地质施工中，常规的土压平衡式盾构已难以适应施工要求，而复合型土压平衡盾构正是在该形势下开发研制出的，并已成功应用于复杂地质施工中。目前，砂卵石地层中采用复合式土压平衡盾构施工的工程并不多见，值得尝试和探讨。在盾构开挖引起地层变形方面，多数研究针对单线隧道，且常常局限于对地表变形规律的研究，对地表以下地层变形规律研究不足，此外，双线隧道先后开挖引起的地层水平方向变形也值得进一步研究。

本文以兰州土建施工项目(世纪大道—迎门滩站)城市轨道交通1号线一期工程试验段为研究背景，采用三维有限元数值分析软件并结合工程现场量测数据，探讨了适用于砂卵石地层中合理的盾构施工方案，并在前人研究的基础上对盾构扭矩、推力的计算方法进行了研究，对地表的变形规律及影响进行分析，最后通过与现场监测数据的对比分析，验证了其施工控制效果。

1 工程概况

本工程施工区间为世纪大道—迎门滩站，采用1台土压平衡盾构施工，先施工区间隧道，待隧道掘进完成后，再施工联络通道等附属结构。盾构先从世纪大道站小里程端始发，沿区间右线隧道掘进到迎门滩站后，解体吊出迎门滩站，转场至世纪大道站进行2次组装，组装完成后，再由世纪大道站二次始发，沿左线隧道进行掘进。区间隧道全长1 209.644 m，左线长652.823 m，右线长574.649 m，共4个洞门，线路最小半径450 m，如图1所示。

图1 施工策划图

2 岩体的工程特性及盾构选型

2.1 岩体的物理力学参数及工程特性

本区间所处地貌单元主要为黄河Ⅱ级阶地与黄河漫滩。该区间位于七里河断陷盆地内，地层分布稳定，沉积韵律清晰，未发现有断裂构造发育，总体地形平坦，高程为1 531.37～1 533.84 m，隧道覆土厚19～31 m。场地地层自地表至隧道所在地层分为3层，依次为杂填土、细砂、卵石。整个区间隧道均位于砂卵石地层，据颗分资料及现场调查，隧道所在层卵石含量占50%～60%，一般粒径20～60 mm；漂石含量较少，最大粒径为500 mm；粒径2～20 mm的圆砾含量占17%～28%，最大抗压强度达150 MPa。图2为隧道纵面轴线方向地质剖面图，表1为岩体的主要物理力学参数。

图2 隧道纵面轴线方向地质剖面图

表1 土层的主要工程性质指标Table 1 Physical and mechanical parameters of strata

2.2 地层的工程特性及盾构选型

2.2.1 地层的工程特性

砂卵石地层是一种典型的力学不稳定地层，其基本牲征是结构松散、呈大小不等的颗粒，颗粒之间的孔隙大，黏聚力很小甚至为零。地层未受扰动时，土层颗粒摩擦咬合在一起，点对点传力，地层对扰动反应灵敏。盾构工作时，刀盘旋转切削，刀盘与卵石层接触压力不等，导致刀头振动，进而发生地层扰动。此时，由于地层中的大颗粒与周边地层基本没有黏着力，原本相对稳定的平衡状态极易被打破，开挖掌子面和洞壁由于卸荷使得大块卵石剥落，且卵石、砾石越多、粒径越大，后果越严重。若这些大颗粒在隧道开挖范围以外，则易形成超挖。当有大块卵石排出或排土量大于刀盘切削土量时，刀盘前方会产生空洞区，使得上部地层松动范围加大，则会引起较大的地层沉降。

2.2.2 盾构选型

该砂卵石地层会对盾构掘进产生如下影响：

1)砂卵石颗粒较大，刀具切削及渣土外排效率低，相对于在密质均匀地层中掘进施工困难。

2)砂卵石颗粒间的黏聚力小，掘进开挖时地层易坍塌，掌子面稳定性差，盾构土压平衡功能不易实现。

3)大颗粒砂卵石在切削、输送时易振动，对盾构稳定性作业产生很大影响，掘进过程中不利于盾构各个部位参数调整。

4)地层中砂卵石含量高，盾构受到的干扰大，需要很强的姿态控制能力，并且刀盘需具备较强的耐磨性能。所以，地层特性很大程度上决定了盾构选型。

此外，工程中小半径的平曲线对盾构转弯及纠偏能力要求较高，工程本身因素(如：隧道的埋深、外径、长度、地表及周围建筑物对地面变形的控制要求及环境条件)也是盾构选型需要考量的因素。

通过对国内外盾构施工技术进行调研分析，针对兰州地铁隧道盾构法施工情况，笔者认为盾构选型时应遵循以下原则：

1)盾构技术水平先进可靠，并适当超前，符合我国国情。

2)所选盾构应满足兰州地区区间隧道所穿越地层的施工需要。

3)要求盾构对控制地表沉降配备足够的功能，并具有良好的操作性能。

4)因兰州地铁卵石层中夹有大粒径漂石或卵石，因此盾构要能实现隧道(盾构)内清除或撤换障碍物的施工。

复合型土压平衡盾构是在土压平衡盾构的基础上发展起来的一种适用于强度差别较大的土质以及盾构掘进断面土层不均匀等复杂地质条件中施工的新盾构，其刀盘上装有2种或2种以上的刀具，主要有以下特点：

1)具有切削软土、硬土、砂砾、岩石等不同强度的岩土功能。

2)可根据土压变化调整出土和盾构推进速度，易达到工作面的稳定，有效控制地表变形。

3)对掘进土量和排土量能形成自动控制管理，机械自动化程度高、施工进度快、施工安全性好。

4)在密闭舱内的中央部装备能有效地搅拌土砂，以及为防止黏性较强的黏土形成“泥饼”的被动搅拌棒，可大大提高盾构在复杂土层施工中的出土效率。

5)对于砂卵石地层，复合式土压平衡盾构可针对性的选择适用于砂卵石地层的刀具。

本工程在参照类似地铁工程盾构的选型及施工情况的基础上，从安全性、可靠性、适用性、先进性、经济性等方面综合考虑，结合黄土地层、砂砾及卵石地层盾构使用情况和国外类似工程的实例，决定选用ZTE6410复合式土压平衡盾构，采用面板式刀盘，衬砌采用钢筋混凝土管片拼装成型，管片外径6 200 mm，内径5 500 mm，厚度350 mm，环宽1 200 mm。管片拼装采用“3+2+1”错缝拼装，管片接缝采用三元乙丙弹性橡胶防水，土舱直径6 410 mm，土舱长度 700 mm，最大推进速度0.08 m/min，隧道中心埋深16.9 m。

表2 支护材料主要物理力学参数表Table 2 Physical and mechanical parameters of support materials

2.3 盾构刀盘开口率的确定

刀盘开口率对土舱压力、刀盘扭矩及盾构出土率都有很大的影响。掘进过程中，刀盘开口率越大，土舱压力越大，刀盘扭矩越小，开挖面前方的土体越易进入土舱，相应的开挖能达到的出土率就越大。

[10]对刀盘开口率进行了计算，在刀盘开口率和岩体强度指标不能使刀盘切削的土体全部进入土舱的情况下，刀盘开口率能达到的最大单位时间进舱土量

(1)

式中：ξ为刀盘开口率；D为土舱直径；v为盾构的推进速度；c,φ分别为岩层的黏聚力和内摩擦角；H为隧道中心埋深；γ为隧道中心以上岩体的加权平均容重；K0为岩体的静止侧压力系数，k1=4.3，k2=1.8；L为土舱长度;p0为土体静止侧向土压力；pa为开挖面土体主动土压力。

当出土率为100%时，单位时间内进入土舱的土量

Qt=πD2v/4。

(2)

由式(1)和式(2)可知，盾构在某一刀盘开口率和岩体物理力学参数指标下能达到的最大出土率

(3)

要保证盾构不发生挤土推进，emax应满足：emax≥100%。需要指出的是，刀盘开口率在满足式(3)的情况下，不宜过大，否则易造成开挖面地层损失。

根据式(3)，代入盾构相关参数进行计算。当ξ=29%时，emax=97%；当ξ=32%时，emax=103%。考虑到在砂卵石地层中，采用土压平衡盾构掘进可能会出现盾构掘进刀具磨损严重，需要进行换刀，但因地下水及土压力过大等因素造成该处位置不具备常压进舱换刀条件，为适应工况，减少堵塞螺旋机的情况发生，掘进过程中对刀盘的开口率等技术参数进行了调整，对盾构进行了优化，选定盾构的开口率为35%，现场掘进中有效地减少了螺旋输送机阻塞的发生。

3 刀盘扭矩及盾构推力计算

盾构施工过程中，盾构千斤顶推力和刀盘扭矩是盾构掘进过程中的关键控制参数。在盾构的实际设计中，刀盘扭矩及盾体推力往往采用经验公式计算，计算结果不能准确反映地层物理力学参数对推力和扭矩的影响，受人为因素影响大。通过对盾构与砂卵石地层的相互作用规律进行分析、数学建模和求解，给出掘进荷载计算公式，在此基础上，计算了盾构掘进推力和扭矩采用的值，应用于现场实际工程建设中[11]。此外，计算得到的推力、扭矩值也应用于本文的数值模拟中，以便与现场监测数据进行合理对比分析，验证了采用掘进荷载值的合理性。

3.1 刀盘扭矩及盾构推力经验计算公式[12]

1)刀盘扭矩经验计算公式

(4)

式中：α′为扭矩系数，通常6 m系列的土压平衡盾构取值为18～22；D1为盾构开挖直径。

2)盾构推力经验计算公式

T=πD12Pj/4。

(5)

式中：Pj为单位切削面上的经验推力，6 m系列的土压平衡盾构一般取值为1 000～1 300 kN。

3.2 刀盘扭矩数学建模及求解

盾构刀盘的正面、背面、侧面与土体接触都会产生扭矩(分别定义为F1,F2,F3)，刀盘切削土体时地层抗力产生的扭矩为F4，此外主轴承摩擦阻力、刀盘主密封摩擦阻力、刀盘搅拌阻力也会产生扭矩(分别定义为F5,F6,F7)，总的扭矩由上述7部分组成。文献[6]通过对刀盘扭矩的构成因素进行全面分析，建立了砂卵石地层中各扭矩分量的计算公式，其研究结果表明:

1)在砂卵石的层中，刀盘正面和侧面的摩阻力产生的扭矩比重最大，分别约为23%和19%；

2)刀盘背面摩阻力产生的扭矩约为17%；

3)刀盘上滚刀的切削扭矩所占比重约为12%；

4)F5,F6和F7所占比重较小，计算时可忽略。

本文只讨论F1，F2，F3和F4的计算公式，工程中扭矩取4者之和进行计算。

3.2.1 刀盘正面与土体接触产生的扭矩F1

计算模型如图3所示，H为地表面至刀盘中心距离，D为刀盘直径，取微元体(阴影部分所示)，根据郎肯土压力理论有：

(6)

式中：ε为微元体与刀盘直径所在水平方向夹角；k为郎肯主动土压力系数，k=tan2(45°-φ/2);φ为土体内摩擦角；f为刀盘与土体接触摩擦系数；γ为土体重度；r为计算所取微元体距刀盘中心的距离。

实际求解F1时，考虑刀盘开口率ξ的影响，则：

F1=πD3kfrH(1-ξ)/12。

(7)

W为盾构刀盘圆盘侧面宽度；A为盾构机的逆掘进方向。

图3刀盘正面受力模型图

Fig.3 Force model of front of cutter head

3.2.2 刀盘背面与土体接触产生的扭矩F2

由于刀盘背面的摩擦系数较正面的摩擦系数要低，且实际工程中土仓内不会全部充满土，故计算F2时要考虑在F1的基础上乘以折减系数λ，根据经验λ取值为0.6～0.8。则：

F2=λπD3kfγH(1-ξ)/12。

(8)

3.2.3 刀盘侧面与土体接触产生的扭矩F3

刀盘所受竖向垂直土压力与刀盘埋深成正比。随着深度增加，刀盘顶部竖向受力变大，刀盘侧向水平受力等于竖向力与侧压力系数之积，故刀盘垂直受力与侧向受力对称，如图4所示。将刀盘外侧竖向力与水平力在刀盘外周分解，随着角度α的变化，刀盘顶部受力不断变化，刀盘侧面的垂直土压力如图4所示。在刀盘上B点的覆土厚度与刀盘上A点的相同，如果忽略刀盘自重，则刀盘底部的竖向土压力应与顶部的垂直土压力对称，如图5所示。切得单个点上的摩阻力后，沿着刀盘外周积分。则：

F3=fγWD2[3Hπ(1+k)-2D(2+k)]/12。

(9)

图4 盾构侧面受力计算模型

ds为刀盘侧面圆周上对应圆弧角度为θ的位置处微面；p1为作用于ds上的侧向土压力，p1=Kγ(H-Rsinθ)cosθds;R为刀盘半径；p2为作用于ds上的垂直土压力，p2=γ(H-Rsinθ)sinθds；p1′，p2′分别为p1，p2分解到刀盘侧面的正压力，p1′=p1cosθ，p2′=p2sinθ。

图5刀盘侧面一点受力分析示意图

Fig.5 Analysis on circumferential force of cutter head

3.2.4 刀具切削产生的地层抗力扭矩F4

刀盘的切削阻力扭矩与地层参数、刀具的类型、数量和布局位置有关。当盾构穿越砂卵石地层时，一般盾构上除了设置有切刀外，还有应用于切削卵石、漂石等硬岩的盘形滚刀。本工程隧道所在地层卵石含量占50%～60%，粒径20～60 mm，考虑切削卵石对切削扭矩的影响，视达到剥落临界点时的砂卵石地层为研究对象，认为盾构刀盘掘进时，地层岩土体由于刀盘的旋转挤压推力达到土体单轴抗压强度时土体产生破坏进而剥落。求解F4的计算模型如图6所示。令q为卵石地层单轴抗压强度，v为盾构推进速度，n为刀盘的额定转速，则：

(10)

图6 地层抗力产生扭矩计算模型Fig.6 Calculation model of torque caused by strata reaction force

3.3 盾构推力数学建模及求解

盾构的推力包括: 正面推力T1和盾构外壳与土体摩阻力T2。T1的计算模型如图3所示，先沿着刀盘面内径向积分。则：

(11)

根据郎肯土压力理论，由盾构自重和土体自重产生的竖向力和水平力如图7所示，则：

T2=fgDL[3Hπ(1+k)-2D(2+k)]/6+fG。

(12)

式中：g为重力加速度；L为盾构壳体的长度；G为盾构主机的质量。

考虑到盾构管片的摩阻力、掘进时道具贯入土体的贯入阻力及台车的牵引力等，实际盾构装机推力要在T1与T2之和的基础上乘以扩大系数，本工程扩大系数取2.5。

图7 盾构壳体土压力

采用上述扭矩和推力的计算公式，并参照ZTE6410盾构的主要相关参数(见表2)和盾构所在围岩物理力学参数(见表1)，计算得到掘进时的扭矩值为3 500～4 800 kN·m,推力值为10 000～14 000 kN。数值模拟计算推力取12 000 kN，扭矩取4 200 kN·m。

表3 盾构施工采用的主要掘进参数Table 3 Main parameters of shield tunneling

4 地层变形规律的数值计算与分析

4.1 施工过程数值模拟

根据计算得到的盾构推力及扭矩，取100 m直线试验段采用Midas GTS 软件建立三维有限元数值计算模型，如图8所示。模型上边界对应实际地表面，为自由边界，上边界至盾构底部按实际土体分层划分单元，埋深为13.9 m。模型水平长度为14倍洞径，模型底部边界至隧道底部距离为5倍洞径，整体模型长×宽×高为84 m×100 m×50 m，六面体单元总数为29 080个。侧面边界限制水平位移，底部边界限制竖向位移。地层及注浆层采用实体单元，服从摩尔库伦屈服准则，管片及衬砌采用弹性板单元。根据表1—3确定数值模拟的土层及结构材料参数，如表4所示。

图8 三维计算数值模型

表4 数值模拟的土层及结构材料计算参数Table 4 Calculation parameters of strata and support materials

由于盾构开挖时振动、摩擦和扭力对地层变形的影响可忽略不计，注浆及刀盘压力对地层变形影响很大[13]。因此,本文数值模拟过程中，不计扭力的影响，考虑注浆和刀盘推力的影响。一个完整的开挖流程包括：

1)建立模型，施加自重荷载，并计算至初始应力场平衡；

2)开挖注浆圈范围内的土体，并在掌子面施加0.5 MPa的均布荷载模拟土舱压力；

3)注浆圈外层赋予弱化土层，注浆圈内层赋予加强土层来模拟盾构钢壳；

4)一次开挖3个管片宽度，去除注浆圈内层加强土体，运行使地层产生变形，施加0.2 MPa均布荷载模拟注浆压力；

5)安装衬砌管片，并同时对管片外侧土体施加0.2 MPa注浆压力。进入下一个循环。

先开挖右线，后开挖左线。仿真模拟盾构施工流程如图9所示。

图9 仿真模拟盾构施工流程

4.2 竖向位移变形分析

对于单线隧道，开挖后沉降槽曲线一般认为是正态分布曲线，地表沉降以隧道轴线为中心，呈对称状。本工程为双线隧道，施工顺序为: 先右线开挖支护,再左线开挖支护，沉降槽曲线必然不是对称曲线。随着开挖进程，有必要对隧道轴线方向不同截面上，不同深度点的竖向位移进行分析，探讨其地表及地层的变形规律。

取地表及地表以下第1层和第2层土体的水平中心线方向和隧道拱顶所在水平线上点的竖向位移为研究对象，分别统计绘制左右线开挖完成后不同地层各点的竖向变形曲线。Y方向为隧道开挖方向，图10、图12和图13分别为右线隧道开挖完成后，隧道轴线方向Y=2 m(Y=0 m截面为隧道最开始开挖截面)、Y=50 m和Y=98 m不同层位地层的竖向变形曲线。图14、图16和图17分别为左线隧道开挖完成后，隧道轴线方向Y=2 m、Y=50 m和Y=98 m不同层位地层的竖向变形曲线。图11和图15为左右线开挖完成后竖向位移云图。

图10 右线隧道开挖完成后Y=2 m剖面不同地层竖向变形曲线Fig.10 Curves of vertical deformation of strata on Y=2 m profile after the excavation of the right tunnel tube

图11 右线隧道开挖完成后Y=2 m截面竖向位移云图Fig.11 Cloud of vertical displacement on Y=2 m profile after excavation of the right tunnel tube

图12右线隧道开挖完成后Y=50 m剖面不同地层竖向变形曲线

Fig.12 Curves of vertical deformation onY=50 m profile after excavation of the right tunnel tube

图13右线隧道开挖完成后Y=98 m剖面不同地层竖向变形曲线

Fig.13 Curves of vertical deformation onY=98 m profile after excavation of the right tunnel tube

图14左线隧道开挖完成后Y=2 m剖面不同地层竖向变形曲线

Fig.14 Curves of vertical deformation onY=2 m profile after excavation of the left tunnel tube

图15 左线隧道开挖完成后Y=2m截面竖向位移云图Fig.15 Cloud of vertical displacement on Y=2 m profile after excavation of the left tunnel tube

图16左线隧道开挖完成后Y=50 m剖面不同地层竖向变形曲线

Fig.16 Curves of vertical deformation onY=50 m profile after excavation of the left tunnel tube

图17左线隧道开挖完成后Y=98 m剖面不同地层竖向变形曲线

Fig.17 Curves of vertical deformation onY=98 m profile after excavation of the left tunnel tube

由图10和图11可知：右线开挖支护完成后，各个剖面沉降槽呈对称状，地表最大沉降为12.5 mm，地表沉降槽宽度为34 m；自地表向下，地层距离隧道轴线越近，沉降槽宽度越小，地表以下4 m和9 m，沉降槽宽度依次减小，分别为28 m和23 m。

由图14和图15可知：

1)左线开挖支护完成后，各个剖面沉降槽不对称，地表最大沉降为14 mm，且非对称双峰作用明显。由于右线先施工，使得右侧地表竖向变形大，但双峰效应并不等于2条单线同时开挖引起的地表沉降简单叠加。

2)自地表向下，地层距离隧道轴线越近，沉降槽宽度越小，双峰效应越明显。距离地表4 m时，沉降曲线的双峰开始出现，距离地表9 m时，已经完全出现双峰。

3)左线隧道开挖完成后，相同深度土层竖向沉降差值明显。地表点竖向沉降最大差值为3.5 mm，距离地表4 m处竖向沉降最大差值为5 m，距离地表9 m处竖向最大沉降差值为8 mm。

由图10—17可知：随着隧道掘进，地表及地表以下各地层竖向沉降呈相同规律，而先完工段地表沉降大于后完工段。

4.3 水平位移变形分析

三维模型存在2个水平方向，分别为垂直于隧道轴线的水平方向和沿着隧道轴线的水平方向。为了研究左、右线隧道开挖过程中地层水平位移变形规律，数值模型中取Y=50 m处截面距离左线隧道左侧水平方向4 m处的竖直测线作为研究对象(见图18)，统计此数值读出线上点的2个水平方向的位移值，分别绘制2个水平方向上测孔中点随隧道掘进的水平位移图，如图19和图20所示。取Y=2 m处垂直隧道轴线横截面，统计横向水平位移值，分别绘制隧道左、右线开挖完成后不同层位地层的横向水平位移图，如图21所示。

图18 Y=50 m处测孔位置及水平方向示意图Fig.18 Monitoring hole positions and horizontal direction on Y=50 m profile

由图19可知：盾构到达前，土压设置较小，前方地层有损失，土体向隧道内侧移动，但位移不大，最大位移为3.1 mm；盾构到达通过阶段，对两侧土体有向外的挤压作用，土体表现为向隧道外侧移动，最大位移为4.7 mm；盾构脱出阶段，虽有地层损失，但由于同步注浆且注浆压力很大，对两侧土体有很大的向外挤压作用，位移最大值发生在隧道中部，最大值为11.9 mm。

图19Y=50 m处的截面垂直于隧道轴线横向水平位移变形曲线

Fig.19 Curves of horizontal deformation in direction perpendicular to the tunnel axis onY=50 m profile

图20Y=50 m处的截面沿着隧道轴线纵向水平位移变形曲线

Fig.20 Curves of longitudinal deformation along tunnel axis onY=50 m profile

由图20可知，土体纵向位移量很小，最大纵向位移小于2 mm，这说明同步注浆充填效果好，地层损失有限，掘进参数较好。总体位移规律为：盾构到达前，位移方向沿着盾构推进向前，最大位移发生在隧道中部，为0.4 mm；盾构通过或盾尾脱出阶段，由于受到盾尾间隙的影响，土体下沉的同时，发生纵向水平位移，但位移较小，最大为1.8 mm。

由图21可知：当右线隧道开挖完成后，水平位移最大为0.3 mm，发生位置距离地表37 m；当左线隧道开挖完成后，地表水平位移的最大值和所处位置发生改变，发生位置距离地表17 m，接近隧道轴线所在深度，最大水平位移为11.9 mm；地表及地表以下各层水平变形以2个隧道的中心线连线为轴线呈对称分布。地表横向最大水平位移变化说明，左线隧道掘进对右线完成后的地层位移有很大的扰动，二者共同扰动区域使隧道中心线附近有不同方向的水平应变，即地层会出现剪切层，这样对扰动范围内地下既有建筑物、构造物会产生影响，施工作业时应做好防护措施。

图21Y=2 m处右线与左线隧道开挖完成后不同层位地层的横向水平位移图

Fig.21 Curves of horizontal deformation of strata onY=2 m profile after excavation of right tunnel tube and left tunnel tube

5 数值模拟结果与现场监测结果对比分析

图22为现场施工地表沉降监测点布置图。取位于右线顶部点DB58-9，两隧道中心点DB58-8，左线顶部点DB58-6和左线附近点DB58-5为研究对象，分别绘制右线和左线施工时4个点竖向沉降随盾构掘进历时曲线，见图23和图24。

图22 现场监测点示意图

由图23和图24可知，随着开挖掘进，距离监测点20 m内地表沉降较快，此时施工时要重点做好监控量测，此后沉降继续发展直至稳定。右线开挖完成后，DB58-9点的实测最大位移为13.8 mm，数值模拟最大位移为12.7 mm。左线开挖完成后，DB58-9点的实测最大位移为18.9 mm，数值模拟最大位移为14.2 mm；DB58-6点的实测最大位移为15.3 mm，数值模拟最大位移为10.7 mm。由于数值模拟不能考虑土体的局部不连续性，以及受地下水及地表动荷载的影响，使得二者在数值上有一定偏差，实测结果略大于数值模拟结果，但最大偏差为4.7 mm，在可接受范围。从曲线走势看，实测结果与数值模拟结果曲线走势呈现统一性，且实测结果地表沉降最大值为18.9 mm(<30 mm),符合沉降标准。说明刀盘推力、扭矩、掘进速度等掘进参数设置合理，可为类似地层中土压平衡盾构扭矩和推力的计算提供参考。

图23 右线隧道开挖数值模拟沉降曲线与实测地表沉降曲线Fig.23 Curves of ground surface settlement measured Vs Curves of ground surface settlement obtained by numerical simulation: excavation of right tunnel tube

图24 左线隧道开挖数值模拟沉降曲线与实测地表沉降曲线Fig.24 Curves of ground surface settlement measured Vs Curves of ground surface settlement obtained by numerical simulation: excavation of left tunnel tube

6 结论与建议

1)本文以兰州地铁1号线试验段工程为背景，结合现场地质情况，阐述了砂卵石地层的特性，对砂卵石地层中盾构的选型进行了分析，确定开口率为0.35的复合式盾构施工方案，为砂卵石地层条件下盾构法施工提供一定的参考资料。

2)引入计算盾构扭矩和推力的数学模型，推导出盾构扭矩和推力的计算公式，把计算结果同时应用于现场试验掘进段和有限元三维数值模拟中，证明了盾构扭矩和推力理论计算方法的合理性。

3)通过数值模拟，对隧道上方各层土体的竖向、横向和纵向水平位移进行了统计分析，可知各层土体距离盾构开挖面越远，受到影响越小；同时对双隧道先后开挖的沉降槽宽度和形态变化进行了分析，阐述了竖向变形产生非对称双峰特征的原因，对描述双峰特性的典型几何量进行了统计。

4)通过统计不同层位埋深点的水平位移，双隧道施工的相互扰动机理，证实了不同时施工使得隧道中心线附近地层存在明显的土体剪切变形，施工中应做好监测，并对地表附近建(构)筑物做好防护。

5)现场监测结果与数值模拟计算结果较为一致，监测结果显示地表最终沉降为18.9 mm，总体沉降小于 30 mm，说明采用工法适合工程所处地层。隧道开挖距离开挖面20 m范围内沉降较快，施工时要重点做好监控量测，在距离掌子面后方60～70 m处沉降趋于稳定。

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StudyonBoringParametersofCompositeEPBShieldinSandyCobbleStrataandStudyonGroundDeformationRule

YANG Xiaohua

(ChinaRailwayConstructionInvestmentGroupCo.,Ltd.,Beijing100855,China)

The shield type selection and ground deformation rule of a twin-tube Metro tunnel on No.1 line of Lanzhou urban rail transit in sandy cobble strata are studied.The mathematic calculation model of torque and thrust of shield is introduced and the calculation result is used in the field tunneling and the 3D finite element simulation,the range,characteristics and variation rules of the settlement trough and the range and rule of the influence of the ground deformation in transverse direction and longitudinal direction induced by shield boring are analyzed.The study result shows that: 1)The closer to the ground surface,the smaller the disturbance effect of the tunnel boring on the settlement trough;2)The asymmetric feature of the ground settlement is obvious;3)Due to the superposition of the disturbance effect of the ground in horizontal direction,the ground is subject to shear deformation,therefore necessary protection measures should be taken;4)The monitoring data are in good agreement with the numerical simulation result,which shows that the construction methods adopted are rational and the settlement has been brought under effective control.

sandy cobble strata;composite EPB shield;shield type selection;torque;numerical simulation;ground deformation rule

2014-04-27;

2014-06-10

杨晓华(1976—)，男，陕西安康人，1999年毕业于兰州铁道学院，交通土建工程专业，本科，高级工程师，现主要从事工程管理工作。

10.3973/j.issn.1672-741X.2014.08.003

U 455.43

A

1672-741X(2014)08-0721-10