地铁区间盾构下穿密集房屋群的三维有限元分析

余涛

（中铁第六勘察设计院集团有限公司天津300308）

0 引言

盾构法以其对环境影响小、工作效率高、机械自动化程度高以及地层适应性强等优点［1］，已成为地铁隧道主要修筑工法。掌子面掘进压力和同步注浆压力是盾构施工中两项非常重要的控制指标，掘进压力与前舱进土量、螺旋机出土量及舱压控制密切相关［2］，同步注浆压力则关系到浆液填充效果，进而影响因地层扰动、超挖引起的地层变形［3］，两者对地表和地面建筑沉降的影响目前已有较多分析研究［4-6］，而将两者的作用在同一工程中进行比较的分析较少。

随着城市地铁线网的逐渐加密，盾构区间有时不可避免的会穿越房屋密集区域。房屋不同的基础形式及与隧道不同的位置关系，对盾构施工也会有不同的响应程度，这是采取针对性处理措施的关键依据。

而对于无法避开且无法拆除的桩基房屋通常会进行洞内截桩处理，截桩前需要进行地基地层加固或基础托换，以减小对房屋的影响，保证安全［7］。而在房屋密集区域往往无空间使用新建桩基托换原桩基，只能选用筏板基础。在减小盾构施工对房屋造成的影响方面，两种处理方法各自的效果如何、是否有必要同时实施，是工程中必须研究的问题。

本文通过对东莞地铁1号线某盾构隧道在下穿一处密集房屋群时的三维有限元模拟，分析了在不同掘进压力和不同盾尾同步注浆压力下，盾构施工对地表和建筑物的影响规律，以及对截桩的房屋采取地基加固和筏板基础托换的处理效果，以期对类似盾构隧道工程的设计和施工提供一定的借鉴、参考。

1 工程概况

东莞地铁1 号线某段隧道采用盾构法（土压平衡盾构机）下穿一处密集的房屋建筑群，房屋均为钢筋混凝土框架结构，基础型式有桩基础、条形基础和独立基础3 类，隧道与房屋群关系如图1 所示，其中6#房屋基础桩侵入隧道内，盾构通过前对其进行地基加固和基础托换，并先后进行2次洞内截桩。

此段隧道覆土厚度为18 m，隧道净距为6.3 m，盾构管片采用C50 钢筋混凝土，外径为6.7 m，管片宽度为1.5 m、厚度为0.35 m。隧道上覆地层依次为素填土、粉质黏土（硬塑）、砂质黏性土（可塑），隧道所处地层为全风化混合花岗岩，下卧地层为土状强风化混合花岗岩、中风化混合花岗岩、微风化混合花岗岩。

图1 隧道与房屋群平面关系Fig.1 Plane Relationship between Tunnel and Building Group

2 盾构隧道三维有限元模拟

2.1 计算假定和必要简化

⑴ 有限元分析无法对盾构连续掘进过程进行模拟，必须将其简化为跳跃式掘进模式，每步推进长度以一环管片宽度为单位。

⑵ 盾构管片是环向分块、纵向分环，通过环、纵向螺栓连在一起的结构，为简化模型本文采用进行了一定刚度折减的均值体等效模拟，横向刚度折减系数取0.7，由于管片纵向上主要承受盾构机顶进反力，故纵向刚度不折减［8］。

⑶ 盾构对隧道周围土体的扰动、周围土体向盾尾空隙挤压作用及盾尾同步注浆效应，通过设置“等代层”及改变“等代层”材料参数来模拟，其厚度δ =η A（A为计算的盾尾空隙，即盾构机外径与管片外径差值的一半；η 为系数，其取值范围一般为0.7～2.0［6］，地质越好取值越小，反之越大）。

⑷ 计算时在盾构作业开挖面上施加表面压力，以模拟盾构刀盘推进力对掌子面土体的支撑作用。

⑸ 为了便于建模分析，本文还对模型进行了以下简化：盾构机体是非常复杂的结构体系，其最薄弱部位是盾尾，本文将其简化为一个具有较大刚度的壳体模型，使地层在盾壳支护下开挖而不产生有害变形；忽略盾构机自重的影响，忽略盾构壳体和围岩间的摩阻力；设地表面和各土层均呈匀质水平层状分布；不考虑隧道纵向坡度。

2.2 计算模型

利用Midas GTS 建立有限元三维模型，为了减小边界约束对计算精度的影响，一般模型边界横向取至隧道埋深3～5倍的范围，竖向取至隧道底部以下3～5倍洞径范围［3］。综合各因素考虑，本文将计算模型尺寸取为长116 m×宽102 m×高46 m（见图2、图3），模型四周和底面分别施加各自的法向约束，顶面为自由面。地层采用摩尔库伦模型，盾构管片、房屋结构及注浆加固体均采用弹性模型，地层与地下结构单元耦合并符合变形协调。地层及结构材料参数如表1所示。

本文中隧道位于全风化混合花岗岩层，此类地层开挖扰动后强度极低，系数η 按照软黏土考虑，取值1.8，计算盾尾空隙取80 mm，由此计算等代层厚度δ=ηA=1.8×80=144 mm，取整数 150 mm 作为本模型等代层厚度。

图2 整体三维模型Fig.2 3D Finite Element overall Model

图3 隧道与建筑三维关系模型Fig.3 3D Relationship Model of Tunnel and Building

2.3 盾构施工数值模拟

不同计算步长对地面最大沉降量的影响并不十分显著［2］，为节约模型计算时间，在保证计算精度的情况下，根据经验将每步计算的盾构推进循环设为6 m（即4 环管片长度）。根据盾构施工的流程，经过简化后的盾构隧道施工数值模拟过程，主要步骤为：激活各土层、房屋结构及边界条件，施加20 kPa 地面超载，在自重应力下达到平衡状态，然后位移清零。激活第1 个开挖循环的盾壳单元和等代层，同时钝化（去除）此循环内土体并在掌子面施加表面压力，模拟在盾壳和刀盘掘进压力支撑作用下的地层开挖，围岩荷载释放系数取0.5，等代层模量取5 MPa，模拟盾构对土体的扰动和盾尾空隙。钝化第1开挖循环的盾壳单元和掌子面压力，激活此段管片及施加同步注浆压力，释放剩余地层应力，模拟盾构推进、管片安装及同步注浆过程；同时按照第2步骤方法，模拟第2开挖循环施工过程。调整第1开挖循环段等代层模量至200 MPa模拟注浆硬化，同时按照第2、3步骤方法，模拟第2、3开挖循环施工过程。重复上述第2、3、4 步骤，模拟剩余循环段施工过程，直至隧道贯通，完成整个模型计算。

表1 地层及结构材料参数Tab.1 Parameters of Stratum and Structural Materials

3 结果分析

为了对比在不同掌子面顶推掘进压力及不同同步注浆压力作用下，盾构掘进施工对地层及建筑物变形的影响，设定了3 种掌子面盾构掘进压力P（P1=100 kPa、P2=150 kPa、P3=200 kPa）和 3 种同步注浆压力 Q（Q1=100 kPa、Q2=150 kPa、Q3=200 kPa），分析在不同掘进压力和注浆压力两两组合下的地层沉降的变化规律和建筑变形。

3.1 不同掘进压力和注浆压力下地层沉降分析

图4为不同掘进压力P 和注浆压力Q 下每个推进步的地表最大沉降量，分别为注浆压力为Q1、Q2和Q3时，在P1、P2和P3三种掘进压力下的地表沉降量曲线图。从图4 中可以直观地看出，注浆压力一定的情况下，通过提高掌子面盾构掘进压力，可以有效减小地表沉降。

表2为不同掘进压力P和注浆压力Q组合下地表沉降量最大值，每个水平的掘进压力P和每个水平的注浆压力Q 分别各自组合1次，共进行9次试验，从而全面反映2个因素对地表沉降的影响规律。

表3为掘进压力相同情况下，注浆压力相差1 级（即相差50 kPa）时地表沉降差值，表中第1组值表示注浆压力为Q2与注浆压力为Q1时的地表沉降差值，第2 组值表示注浆压力为Q3与注浆压力为Q2时的地表沉降差值。可以看出，表3 中第2 组值与第1 组值相比，仅有微弱的减小，说明随着注浆压力增加，地表沉降有所减小，并且减小趋势略微下降。

表4 为注浆压力相同情况下掘进压力相差1 级（即相差50 kPa）时地表沉降差值，表中第1 组值表示掘进压力为P2与掘进压力为P1时的地表沉降差值，第2 组值表示掘进压力为P3与掘进压力为P2时的地表沉降差值。同样，表4 中第2 组值与第1 组值相比，有较大幅度的减小，说明随着掘进压力的增加，地表沉降有较大幅度减小，但同时其减小的趋势也在大幅下降，呈现出收敛的特征。

表2 地表沉降量最大值Tab.2 Maximum Value of Surface Settlement

图4 不同掘进压力和注浆压力下地表沉降量Fig.4 Stratum Settlement under Different Jacking Force and Grouting Pressure

表3 相同掘进压力和不同注浆压力下沉降差值Tab.3 Settlement Difference under the Same Driving Pressure and Different Grouting Pressure

表4 相同注浆压力和不同掘进压力下沉降差值Tab.4 Settlement Difference under the Same Grouting Pressure and Different Driving Pressure

对沉降量值分析可以看出，提高掘进压力和注浆压力都可以减小地表沉降，但掘进压力对地表沉降控制作用效果更大，而注浆压力影响较小。对比表3 和表4 中沉降差值，可以得出掘进压力对地表沉降的影响效应是注浆压力影响效应的9 倍～4 倍，但根据变化趋势可以预计随着两种压力作用的增加，这种影响效应的差别将会减小。

3.2 不同掘进压力下地面建筑沉降分析

通过前面的分析已经知道，增加注浆压力对地层沉降影响较小，故下面的分析不再对比不同注浆压力下的情况，而是将注浆压力固定在200 kPa 水平，分析对比不同掘进压力P下地面房屋竖向位移变化。

从图5 中可以看出，1#房屋在各掘进压下均呈现小幅隆起，2#房屋则随着掘进压增大由略微沉降转为小幅隆起，8#房屋则在各掘进压下基本保持不变，3#～7#房屋则在盾构临近时呈现微量隆起、盾构通过后出现较大沉降，且大幅下沉均发生在6#房屋前后两次截桩期间。

根据表5所列数据分析，随着掘进压力增加，建筑沉降减少、隆起加大，但变化幅度呈收敛趋势，而每栋房屋相邻基础差异沉降则与掘进压力关系不大，说明由于房屋结构的整体性，其沉降或隆起也呈整体协调性。

图5 不同掘进压力下各房屋位移量Fig.5 Settlement of Buildings under Different Driving Pressures

表5 房屋最大沉降量及沉降差Tab.5 Maximum Settlement and Settlement Difference of the Buildings

房屋变形总体规律是：桩基建筑沉降（或隆起）小、条形基础建筑沉降大，下穿建筑沉降小、侧穿建筑沉降大。6#房屋由于洞内截桩而导致大幅沉降，5#房屋则因靠近6#房屋受其截桩影响也出现较大沉降，且5#房屋是在临近6#房屋处发生最大沉降而其余范围影响小，导致了5#房屋基础差异沉降最大。

各掘进压力下，不论最大沉降量还是基础差异沉降，都满足规范相关要求［9］，但从工程安全角度而言，显然应该在推进时将掌子面掘进压力控制在Q3（200 kPa）水平。

地层侧向土压力计算式为：

式中：λ 为侧向土压力系数；γi为上覆地层重度；hi为上覆地层厚度。结合表1 地层参数通过计算可知，隧道洞身范围内静止土压力约为189.1 kPa，与掘进压力Q3水平较为接近，故为更好地控制地面竖向变形，在盾构掘进时掌子面压力应设定在与地层侧向静止土压力相当的水平。

3.3 基础托换和地基加固对6#房屋沉降影响分析

6#房屋桩基侵入隧道内，洞内截桩前对其进行了地基加固和基础托换，由于相邻房屋非常密集因而无法施作桩基进行托换，只能采用筏板基础（见图6），具体施工步骤如下：开挖至地面以下3 m，采用旋喷桩对地基加固，加固体厚度为4 m，然后施作筏板基础并与桩基可靠连接，以达到基础托换、减小沉降的目的。为了分析地基加固和基础托换对6#房屋沉降的影响，本文对比了以下4 种工况：①不进行地基加固和基础托换；②只进行地基加固、不做基础托换；③只进行基础托换、不做地基加固；④既进行地基加固又施作基础托换。

图6 6#房屋地基基础处理三维模型Fig.6 3D Model of Foundation Treatment of Building No.6

如图7所示，在地基不加固、桩基础不托换的工况下，6#房屋在盾构通过前的隆起和通过后的沉降都最大；只托换桩基础、不加固地基时，6#房屋变形量次之；只加固不托换和既加固又托换这2 种情况几乎效果一样，变形量最小。

由表6可知，在不加固不托换工况下，6#房屋差异沉降最大且已经超出规范要求标准［9］；只托换不加固对控制房屋最大沉降和差异沉降起到较为明显的效果；只加固不托换则可以更大幅度控制变形，而在地基加固的同时进行基础托换，只有小幅度改善。

图7 6#房屋沉降量Fig.7 Settlement of No.6 Building

表6 6#房屋最大沉降量和差异沉降Tab.6 Maximum Settlement and Differential Settlement of No.6 Building

因此，可以判断地基加固对于房屋变形控制起到更好的作用，而在地基加固的基础上再实施托换则改善效果已不显著。

4 结论与建议

盾构施工对环境影响的因素较多且复杂，本文通过合理简化的三维模型，分析了掘进压力和注浆压力对地表及房屋的影响规律，对比了地基加固和筏基托换对截桩房屋的影响效果，得到以下结论和建议：

⑴ 通过对本盾构隧道计算分析发现，掌子面掘进压力对于控制地表和地面建筑位移方面，效果显著大于盾尾同步注浆压力的作用。这是因为引起地面沉降的原因主要是盾构开挖时引起的地层扰动和损失，而掘进压力的大小对于控制掌子面土体的位移、保持掌子面稳定方面起决定性作用。盾尾注浆压力作用在地层主要变形发生之后，其作用主要是使浆液充分填充盾尾空隙、减少二次沉降，对地层变形的影响程度处于次要地位。

⑵ 盾构穿越区域地面建筑的竖向位移，除了受盾构掌子面压力影响外，主要取决于建筑基础形式及与隧道的空间位置关系。一般而言，建筑的基础形式越弱，盾构通过时受影响越大，沉降越明显；建筑物距离隧道越近则可能受到的影响也越大。因此针对不同的基础形式和与隧道的位置关系，采取不同的处理措施，才能保证建筑物既安全又经济合理。

⑶ 对于侵入隧道内的桩基房屋，洞内截桩前应采取必要的工程措施，以避免造成过大的沉降或差异沉降。通过本例工程的计算分析可以看出，单独采用地基加固的效果优于单独进行筏板基础托换，而2 种处理措施同时使用却并未起到更加显著的作用，仅比单独地基加固略微改善而已。因此，对需洞内截桩的房屋的处理措施，应首选地基加固，次选基础托换，而两者同时采用的必要性不大。