盾构隧道壁后注浆压力对地表沉降变形影响

刘俊生，卢金芳

(南京市测绘勘察研究院股份有限公司，江苏 南京 210019)

1 引 言

近些年来，我国城市地铁建设发展迅速，其隧道的主要施工方法包括明挖法、盖挖法、暗挖法和盾构法等[1]。在这些方法中，盾构法以其开挖速度快、对周边环境影响小、施工劳动强度低等优点而广泛应用于各个城市的地铁隧道建设中[2，3]。在盾构掘进过程中，预制衬砌在盾构机内完成拼装，在盾尾脱出后，衬砌管片与土体之间会形成盾尾空隙[4]。盾尾空隙的存在会使周围土体处于未支护状态而产生沉降，进而造成对周围构筑物及地下管线的影响[5，6]。

根据20多个隧道工程实例资料进行统计分析，Peck[8]首先提出了盾构施工引起的横向地表沉降槽的概念：隧道开挖引起的垂直于隧道轴线方向(横向)地表沉降曲线分布可用高斯曲线拟合表示。Peck公式以及一系列在此基础上根据不同地层和施工参数提出的修正Peck公式等是目前工程实践中应用比较普遍的方法。此后Attewell、O′Reilly和Clough等[9，10]很多学者在此基础上对该式进行研究，提出了各种不同土层情况下对应的经验公式。为了减小盾尾空隙对地表沉降的影响，可采用盾构同步注浆的方法，即通过衬砌环的注浆孔向空隙内注入具有适当的早期及最终强度的材料，来减小盾构推进过程中的土体损失，减小地表沉降，降低对周围环境的影响。壁后注浆压力的分布及大小直接影响注浆效果的好坏以及地表土体变形沉降的大小。Tomas Kasper[11]运用三维有限云计算方法研究了盾构施工过程中注浆压力对地表沉降和隧道上浮的影响，指出增大注浆压力可以有效地减小地表沉降。叶飞[12]基于弹塑性理论，推导了黏土地层的注浆压力上临界值计算式，并通过工程实例对不同土体参数进行了验证。雷华阳[13]采用数值分析与现场实测的方法研究了不同注浆孔分布形式对周围地层施工扰动的影响，指出及时注浆能尽快充填盾尾空隙可减小地表沉降。在实际施工过程中，注浆压力大小的控制需要综合考虑周围地层条件以及地表沉降控制要求的影响，且在注浆过程中，注浆压力的分布模式也往往呈现多样性，研究盾构隧道开挖壁后注浆对地表沉降变形的影响以及对于指导实际施工具有十分重要的参考意义。

本文针对徐州地铁1号线某隧道施工区间，采用现场实测和ABAQUS三维有限元模拟软件对盾构开挖过程中注浆压力对地表沉降变形规律的影响进行研究，在数值分析中考虑盾构施工过程，以及不同注浆压力大小及分布模式的影响，以此来研究壁后注浆压力对地表沉降变形的影响规律，找出合理注浆压力大小及分布模式。

2 工程概况

2.1 工程地质

徐州地铁1号线某区间位于徐州市云龙区，盾构沿线地质条件较为复杂，地层剖面如图1所示，主要穿越黏土层、粉砂层、中风化石灰岩。区间盾构隧道穿越黏土地层以硬塑黏土为主，各层土的物理力学参数如表1所示。

图1地层剖面图

土层物理力学参数 表1

2.2 测点布置

地表沉降是施工最基本的监测项目，它最能直接反映周围环境的变化情况。通过地表沉降及时了解隧道周围地表变形情况，及时分析，确保隧道掘进及支护结构安全。横向监测断面测点为9个～13个，测点间距为 5 m，具体测点布置位置如图2所示。

图2 测点布置位置示意图

3 地表沉降变形规律

3.1 三维数值计算模型及计算参数

盾构施工过程较为复杂，为了研究壁后注浆这一因素对地表沉降变形的影响，其他施工步骤的数值模拟均采用与现场盾构机典型推进一致的施工步骤，即土体首先在自重作用下完成固结沉降，再取盾构机每步推进长度为 2 m，盾构推进后，在盾尾后一环施加反力模拟注浆压力，在下一施工步骤取消注浆压力，激活注浆等代层和衬砌层，忽略注浆浆液凝固过程的影响。

为了减小其他因素对数值计算的影响，对计算模型作出如下假设：

(1)模拟土层采用均质、各向同性的弹塑性土体，土体性质沿深度方向不发生变化；

(2)衬砌-注浆等代层-土体之间接触光滑，三者之间的变形简化为协调变形；

(3)盾构间隙假设被注浆等代层完全充填，不考虑注浆不良的情况；

(4)计算中不考虑地下水的作用，不考虑注浆浆液的凝固过程以及与土体之间的渗透作用，不考虑地表荷载，只考虑土体自重的影响。

基于徐州地铁1号线盾构隧道施工区间，简化计算模型，取盾构机长度 14 m，模型中将盾构机等代为壳单元，隧道埋深为 18 m，直径 6.4 m，衬砌厚度 0.3 m。具体物理力学性能参数如表2所示：

其他材料数值参数取值 表2

计算软件采用ABAQUS，计算模型尺寸为50 m×30 m×50 m(长×宽×高)，即沿隧道纵向长度为 30 m。土体共划分单元 20 472个，注浆等代层、衬砌层和盾构机各划分单元348个。模型尺寸如图3所示，模型示意图如图4所示：

图3 模型尺寸示意图

图4 数值计算模型

3.2 地表沉降实测与数值对比分析

现场盾构开挖完成后，共收集区间5个断面的沉降监测数据，对地层稳定后的地表横向沉降监测结果进行整理分析，如图5所示，对测点数据进行高斯曲线拟合，并与在 0.3 MPa注浆压力下的数值计算结果进行对比，如图6所示，曲线相关拟合系数如表3所示。

图5 断面沉降实测曲线与计算曲线

图6 断面沉降实测与计算高斯拟合曲线

曲线拟合相关系数R2 表3

由图可知监测断面DMDBC-15和DMDBC-18的曲线拟合相关系数达到0.99，最低断面DMDBC-15相关拟合系数为0.92，5个监测断面总体拟合相关系数较高，说明地表横向沉降特征现场实测和数值计算结果都较好地符合高斯函数分布规律。

从五个断面的实测数据可以看出，地表最大沉降量约在 7 mm～10 mm之间，其位置在隧道中心轴线 2 m范围左右。当选用注浆压力为 0.3 MPa进行数值计算时，最大沉降量为 11.7 mm，略大于现场沉降量，这与现场注浆压力为 0.3 MPa～0.5 MPa的工程实际相符合，此外，从地表沉降影响区域的角度看，数值计算显示约在距隧道中心轴线 20 m处地表沉降接近于0，而现场实测数据显示五个监测断面的沉降影响区域都大于 20 m，从趋势线可以预测，沉降影响区域可至 30 m左右，约为4～5倍隧道直径。从图6中可以看出，5条拟合曲线的沉降槽各不一样，但其趋势和数值计算的拟合曲线趋势一致，因此，该数值计算方法可以较为准确地模拟该地层条件下盾构隧道开挖的地表沉降变形规律。

4 注浆压力对地表沉降变形规律的影响

4.1 注浆压力的分布及大小

在盾构壁后注浆的过程中，注浆压力的大小直接影响到周围土体的变形，如果注浆压力过小，则无法起到弥补土体损失、减小地表沉降变形的效果；但是如果注浆压力过大，会对周围土体产生劈裂注浆效果，严重引起地表隆起变形，进而影响周围环境。由于注浆孔是上下左右两侧分别对称布置，因此可认为两侧对称注浆孔压力一致，即注浆压力沿衬砌竖向轴对称分布，可假设为整环均匀分布和上下非均匀分布，如图7所示。

图7 壁后注浆压力分布模式

根据现场调研，将均匀分布注浆压力范围定为 0.2 MPa～0.4 MPa，并以 0.2 MPa为例，对非均匀注浆的拱底与拱顶的注浆压力比定为1.0，1.2，1.4和1.6，具体的方案如表4所示：

注浆压力方案 表4

4.2 均匀注浆压力下地表沉降变形

分别对表4中的5个梯度注浆压力下的隧道模型进行计算，得到不同注浆压力作用下地表横向沉降变形曲线，如图8所示，地表最大沉降量与注浆压力关系如图9所示：

图8 不同均匀注浆压力地表横向沉降图

图9 地表最大沉降量与注浆压力关系图

从图8、图9可以看出不同注浆压力作用下地表沉降变形类似于正态分布曲线，符合PECK沉降曲线规律，即隧道中轴线处沉降量最大，沿轴线向两侧逐渐减小。同时可以看出，随着注浆压力的增大，地表沉降量逐渐减小，当注浆压力为 0.2 MPa时，地表最大沉降量为 12.76 mm，当注浆压力为 0.4 MPa时，地表最大沉降量为 10.47 mm，最大沉降量减少了约18%，因此，适当的增大注浆压力可以有效地降低地表沉降。此外还可看出，地表横向沉降槽的宽度也随着注浆压力的增大而减小。

从曲线两端可以看出，大约在距离隧道中轴线3倍洞径处地表沉降注浆趋向于0，因此可以判断随着注浆压力的增大，地表沉降的影响范围也在减小，如果继续增大注浆压力，在不考虑其和土体渗透作用的情况下，将会产生地表隆起现象。

地表沿隧道纵向沉降曲线如图10所示：

图10 不同注浆压力下地表纵向沉降曲线图

从图8～图10中可以看出，地表纵向沉降沿着隧道开挖方向呈现非线性逐渐减小的趋势，盾构正在穿越的断面地表沉降量很小，盾构穿越后地表沉降量陡然增大，即主要沉降量发生在盾构通过、土体卸荷的阶段，符合实际情况。从注浆压力为 0.35 MPa和 0.4 MPa的纵向沉降曲线可以看出，在 30 m处出现了地表隆起现象，符合实际中盾构推进会出现的前隆后沉的现象。从曲线图还可看出，纵向沉降随着注浆压力的增大而逐渐减小，当注浆压力逐渐增大时，初始开挖面沉降量逐渐减小，开挖面沉降虽亦减小，但趋于一致，且会出现隆起现象，因此，在选取注浆压力时应综合考虑初始开挖面和盾构开挖面的沉降影响。

4.3 非均匀注浆压力下地表沉降变形

分别对表4中的4个非均匀注浆压力方案进行数值分析，得到非均匀注浆压力作用下地表沉降变形曲线，具体见图10，地表最大沉降量与注浆压力关系如图11所示。

从图11中可以看出，地表沉降曲线与均匀注浆压力作用下的沉降曲线分布规律相似，都符合PECK沉降曲线规律。此外，随着拱底注浆压力的增大，即拱底和拱顶注浆压力不均匀程度增大，地表沉降量也逐渐增大。当拱底与拱顶压力比为1.0时，地表最大沉降量为 12.76 mm，当压力比为1.6时，地表最大沉降量为 16.10 mm，相比增加了26%，同时从沉降曲线两端可以看出，随着注浆压力不均匀程度的增大，地表沉降影响范围也在扩大，因此，在实际施工时，应尽量控制注浆压力的均匀程度，以此降低地表沉降。

图11 不同非均匀注浆压力地表横向沉降图

图12 地表最大沉降量与非均匀注浆压力关系图

图13 地表纵向沉降曲线图

从图11～图13中可以看出，与均匀注浆压力相似，在不均匀注浆压力作用下地表纵向沉降沿着隧道开挖方向非线性减小，主要沉降量亦发生在盾尾脱出阶段。在初始开挖面位置，注浆压力比为1.6时的地表沉降量比注浆压力比为1.0时的地表沉降量增加了26%，在盾构开挖面位置，当注浆压力比为1.0时，地表沉降量为 4.1 mm，当注浆压力比为1.6时，地表沉降量为 6.0 mm，增加了约46%，但沉降量约占开挖面沉降量的1/3，因此，从纵向沉降曲线来看，在实际施工中，应保持均匀注浆，以降低地表沉降量。

5 结 论

考虑了盾构隧道开挖壁后注浆压力分布模式及大小对地表沉降的影响，对盾构隧道的开挖过程进了数值模拟，将计算结果与现场实测数据进行对比，并对不同注浆压力大小以及在分布模式作用下隧道地表土体的沉降规律进行研究，得出以下结论：

(1)现场实测地表横向沉降曲线与符合高斯函数曲线拟合度较高，符合高斯函数分布规律，地表最大沉降量在 7 mm～10 mm，在控制范围内，实测曲线与数值分析曲线规律一致，表明该数值分析方法可较准确地模拟现场地表沉降情况。

(2)均匀注浆压力作用下，隧道上方地表沉降量随着注浆压力的增大而逐渐减小，但是当超过一定界值时，隧道横断面方向约3倍洞径处会产生地表隆起现象，在隧道开挖方向上，隧道开挖面位置会产生地表隆起现象。因此为合理控制地表沉降变形，选择合适的注浆压力便显得较为重要，根据数值计算结果曲线图，当注浆压力为 0.35 MPa时，为较合适注浆压力。

(3)非均匀注浆压力作用下，隧道上方地表沉降量随着注浆压力的不均匀程度的增大而增大，无论是隧道初始开挖面还是盾构掘进面的沉降都符合这一规律，因此，在实际施工中，应尽量保持注浆压力均匀。

(4)不同注浆压力的大小会影响到地表发生沉降变形的范围，从数值模拟结果看，影响半径基本大于3倍洞径，但随着注浆压力的增大，其影响范围的界值也在改变，因此，在实际施工过程中可根据地表安全区范围的控制要求合理调整注浆压力。