硬岩地区盾构掘进地表竖向位移监测数据及数值模拟分析

窦炳珺， 钟均民， 赵鹏， 刘元昆， 孙志浩， 徐长节,4,5*

(1.浙江省大成建设集团有限公司， 杭州 310000； 2.浙江大学建筑工程学院， 杭州 310000; 3.浙江大学平衡建筑研究中心，杭州 310000； 4.华东交通大学江西省岩土工程基础设施安全与控制重点实验室， 南昌 330013； 5.华东交通大学江西省地下空间技术开发工程研究中心， 南昌 330013)

近年来，盾构掘进技术的发展突飞猛进，经常被用于在硬岩地层中开挖隧道。在硬岩地层中进行盾构掘进时，其重难点主要集中在切削岩层困难、刀盘磨损严重以及刀盘结泥饼影响盾构开挖的效率和安全性等问题上，因此对硬岩地区盾构掘进的研究也主要集中在刀盘受力分析和刀具布置设计这两个方面[1]，而针对盾构掘进引起周边环境变化的影响分析研究较为缺少。盾构施工的实际过程十分复杂，目前最能够反映实际情况的分析方法是采用数值模型对问题进行分析[2]。

为在有限元分析时合理地模拟盾构的施工过程，弄清盾构施工时的作用机理是十分必要的。国内外学者针对如何合理地模拟施工实际过程进行了大量的研究：郭玉海[3]对大直径土压平衡盾构引起的地表变形规律进行了研究；安妮[4]对在盾构施工时如何通过盾尾空隙二次注浆控制地表竖向位移进行了研究；秦弦等[5]综合考虑了掌子面压力、应力释放、注浆力学性质变化、盾构机身坡度、注浆压力等要素，建立了盾构施工的三维非线性有限元模型；Kasper等[6-8]提出了一种能综合考虑盾构施工中各相关因素(包括地下水、盾构机与土体间的摩擦、千斤顶以及盾尾注浆)的建模方法，其中对注浆过程采用了流固两场耦合的方法进行模拟，更加符合实际情况；郭幪[9]依托某慢速掘进盾构工程，采用三维数值模拟法和解析方法，研究了施工引起地层表面变形的主要影响要素。

盾构施工工艺在软土中的应用较多，近年来，随着技术的发展，也越来越多地被应用于硬岩地层中开挖隧道。相应地，对软土中盾构掘进的研究较多[10-14]，而对硬岩中盾构掘进的研究主要集中在掘进技术方面[15-17]，对盾构掘进全过程周边环境受到的影响研究较为缺少。因此，收集各地区硬岩中盾构掘进的地表竖向位移监测数据并对其进行分析研究，具有重要的工程意义。在实际盾构工程中，经常会出现盾尾注浆不足现象，但目前鲜有硬岩地区不同注浆位置浆体缺失造成地表沉降的影响研究。现以某硬岩地区盾构掘进工程为例，分析其工程实测数据，并通过数值模拟软件对部分施工段进行仿真模拟，经与工程实测数据对比，验证模型的有效性。在此基础上，通过分别模拟管片不同位置浆体缺失，研究管片前方和后方浆体缺失对地表沉降的影响。以期使得出的结论供类似工程参考借鉴。

1 工程概况

临安广场站—农林大学站区间位于杭临线临安段，区间线路出临安广场站后，线路沿万马路向北敷设，在锦江地块以620 m转变半径转向东，下穿南苕溪后，贴苕溪北侧沿苕溪北路下敷设至农林大学站。

区间左线设计里程范围为左DK4+980.800～DK8+757.900，全长为3 802.157 m(含长链25.057 m)。其中左DK6+767.8～DK6+792.2为区间风井，明挖法施工，长24.4 m；其余均为盾构法施工，长3 777.757 m(含长链25.057 m)。隧道管片断面内径6 000 mm、外径6 700 mm。

区间右线设计里程范围为右DK4+980.800～DK8+757.900，全长为3 777.115 m(含长链0.015 m)。其中右DK6+749.895～DK6+774.295为区间风井，明挖法施工，长24.4 m；其余均为盾构法施工，长3 752.715 m(含长链0.015 m)。隧道管片断面内径6 000 mm、外径6 700 mm。

1.1 地质条件

勘探深度内地层包含素填土、粉质黏土、卵石、强风化泥质粉砂岩、中风化泥质粉砂岩以及中风化砂砾岩等。盾构经过区域主要为强风化泥质粉砂岩、中风化泥质粉砂岩以及中风化砂砾岩。盾构隧道掘进路线如图1所示。

图1 盾构掘进路线示意图Fig.1 Sketch of route of shield tunneling

1.2 监测点布置方案

隧道上方地表竖向位移监测主要分为试掘进段和正常掘进段两个阶段的监测。

1.2.1 进出洞段监测

为适应盾构在新的介质条件下工作，优选施工参数，取得该地区的竖向位移监测控制参数，在盾构初始掘进的100 m范围内，设立监测试验段。在试验段中地面竖向位移测量工作将采取缩短断面测点的间距，增加测量频次的作业方法。具体方案是：沿轴线每隔5 m设一个竖向位移监测点，间隔10 m布设3条断面，间隔20 m布设3条断面，每条断面布设12 个竖向位移观测点：左右线轴线上各布1 个点，垂直左右轴线两侧各布设4 个点。

1.2.2 正常掘进段监测

正常掘进段左右轴线上每隔10 m各布设一个竖向位移监测点(曲线段左线部分测点间距为11 m)；每隔30 m设一个竖向位移监测断面，每个竖向位移监测断面布设12 个竖向位移监测点。

地面监测点分左右线编号，右线编号为“DBC-R-***”，左线编号为“DBC-L-***”，其中“***”为区间环号；横断面上的点编号为“DBC-***-1”，其中“***”表示第几条断面，“1”表示剖面右侧第1 个点。

2 地表竖向位移监测数据分析

2.1 地表竖向位移监测异常数据统计

在硬岩地区进行盾构掘进施工时，由于盾构穿越地层主要为岩体，受扰动的影响较小，一般情况下地表竖向位移均易被控制在一个较小的范围内，但也有个别位置的地表竖向位移出现较大值，将其数据与同阶段其余点竖向位移数据取出，如图2～图4所示，其中月份为分别自盾构切口到达DBCL-01、DBC-R-003及DBC-L-571起算后经过的月数。

从图2～图4可以看出，DBC-L-20、DBC-R-3及DBC-L-651点位处出现异常竖向位移数据，其最终稳定地表竖向位移最大值分别为-12.46、-8.81及-23.77 mm。

图2 DBC-L-20及邻近点位地表竖向位移数据Fig.2 Surface settlement data of point DBC-L-20 and its proximate points

图3 DBC-R-3及邻近点位地表竖向位移数据Fig.3 Surface settlement data of point DBC-R-3 and its proximate points

图4 DBC-L-651及邻近点位地表竖向位移数据Fig.4 Surface settlement data of point DBC-L-651 and its proximate points

2.2 地表竖向位移监测异常原因分析

2.2.1 DBC-L-20竖向位移数据异常原因分析

左线盾构切口掘进至17环时，DBC-L-20点处地表竖向位移已达-7.17 mm，且此时位于其点位前方的DBC-L-23、DBC-L-26、DBC-L-30三点处地表也分别发生了竖向位移，分别为-3.14、-3.51以及-3.03 mm，位于点位后方的DBC-L-16的竖向位移为0.74 mm，基本未受影响。由此可知，此时上述点位的地表竖向位移主要原因应为掌子面处土压不足所致。

后续两个月的跟踪测量数据表明，DBC-L-20的竖向位移最终稳定在-12.46 mm左右，其前方的DBC-L-23、DBC-L-26、DBC-L-30三点处的竖向位移值分别稳定在-3.63、-3.94和-3.15 mm左右，后方的DBC-L-16点处的竖向位移稳定在0.51 mm左右。由此可知，在后续的施工中，邻近点位的竖向位移并未持续发展，盾构掘进同步注浆的效果应较为良好，而DBC-L-30点处因掌子面土压不足造成的影响仍对该点造成了一定的持续影响。

2.2.2 DBC-R-3竖向位移数据异常原因分析

右线盾构切口开始掘进时，盾构自始发井出发，其边界条件与区间不同，因此对地表竖向位移控制不足。切口环到达前，DBC-R-1、DBC-R-3、DBC-R-6三点的地表竖向位移分别为-1.91、-2.85和-2.39 mm；盾尾通过后，三点地表竖向位移分别为-3.01、-8.81和-3.48 mm。后续施工已可明显对地表竖向位移进行有效的控制，DBC-R-10、DBC-R-13以及DBC-R-16三点的最终稳定竖向位移数据分别为0.60、-0.82和1.33 mm。

由上述分析可知，DBC-R-3点位的异常竖向位移由应力边界条件不同所致。

2.2.3 DBC-L-651竖向位移数据异常原因分析

盾构左线切口掘进至653环时，DBC-L-651点处的地表竖向位移为-1.86 mm，仍在可控范围内。在盾尾通过该点后，其表面土体竖向位移持续发展，最终稳定在23.77 mm左右。

DBC-L-651点前后邻近位置地表的竖向位移值均为较大值：掘进方向前方DBC-L-651、DBC-L-658、DBC-L-664、DBC-L-671、DBC-L-678、DBC-L-684、DBC-L-691点位的最终稳定竖向位移值分别为-20.31、-18.05、-17.68、-13.45、-8.07、-5.23 mm；掘进方向后方DBC-L-644、DBC-L-638、DBC-L-631、DBC-L-624点位的最终稳定竖向位移分别为-14.43、-11.48、-10.78、-7.59 mm。

由上述数据分析可得，DBC-L-651点位处的地表竖向位移主要原因应为注浆参数控制不足，且该处岩土体可能与周边岩土体情况有所不同，在多环掘进参数未能得到有效控制的情况下，盾构掘进沿线土体产生了大规模的地表竖向位移。

3 数值计算模型

3.1 几何模型

以DBC-L-20处为基准建立数值模拟的几何模型，此处盾构与土体的位置如图5所示，影响范围内土层共有7层，土层各类为5种，分别为1-2素填土层、14-4卵石层、22-b-2强风化泥质粉砂岩层、22-T中风化砂砾岩层及22-b-3中风化泥质粉砂岩层。

按计算范围向外扩3～4 倍洞径为依据，模型为46.5 m(掘进方向)×37.6 m(高度)×49.0 m(隧道横向)，其中盾构环数共计31 环。单元材料盾构体、管片及浆体所在位置如图6所示。

图5 DBC-L-20处土层Fig.5 Soil stratum of point DBC-L-20

3.2 模型参数

模型中，土体参数取自勘察报告，浆体单元的参数由实验获得，盾构机和管片则分别用钢和混凝土的参数，盾构机重度由盾构机总重除以模型中盾构的体积换算得到，各材料参数取值如表1所示。

图6 模型总图Fig.6 General drawing of model

表1 数值模型参数表Table 1 Parameter table of numerical model

3.3 施工工况模拟

3.3.1 初始工况

如图7所示，以图7所示起点为盾构掘进的起点，后方管片均已拼装完成，浆体也已注入并稳定。

图7 初始工况Fig.7 Initial working condition

3.3.2 施工工况模拟方法

(1)掌子面开挖及盾构顶进。施工第一步即是对起点处掌子面进行开挖，同时对此处施加土压以稳定前方土体，盾构机同时顶进。对掌子面的开挖和盾构机的顶进通过单元生死模拟，对前方土体施加土压通过设定3D单元面压力实现。

(2)盾尾脱出及施加同步浆体注入压力。模拟时重复上述步骤，因盾构长约6 m，可掘进至第4环，随后继续向前掘进时，盾尾脱出第一环土体，此时，第一环盾构通过单元生死消失，同时对周边环向土体施加同步浆体注入压力。

(3)浆体硬化。通过单元生死模拟同步注浆浆体的硬化过程。

(4)浆体缺失。浆体缺失的模拟方法采用活化减退方法，即将相应位置设定的缺失单元用经过刚度折减的材料代替，进行数值模型计算。

4 计算结果分析

4.1 模型合理性验证

考虑掌子面开挖及同步注浆时，盾尾掘进至接近计算范围末端时模型表面土体的竖向位移云图如图8所示，其中掌子面压力取值为盾构中心位置的静止土压力，同步注浆压力取1.1 倍的静止土压力。

将图8中盾构中心线上方沿线地表竖向位移的部分数据提出，得表2。从表2中可以看出，盾构始发处地表竖向位移较大，达到了-7.3 mm，随着环数的增大，相应的地表位移值逐渐减小，当达到16环左右时，地表位移值接近于0 mm。结合表2中数据和图2中的实测数据，绘制图9。

从图9中可以看出，模拟值曲线和实测值曲线变化趋势基本一致，均为盾构始发处地表沉降较大，随着环数的增大，地表沉降逐渐减小，且沉降值大小也较为接近。

图8 考虑同步注浆时地表竖向位移云图Fig.8 Vertical displacement nephogram of soil surface when simultaneous grouting is considered

表2 盾构中心线上方沿线地表竖向位移数据Table 2 Vertical displacement data of soil surface on the central line of shield

图9 考虑同步注浆工艺时盾构中心线上方沿线 地表竖向位移曲线Fig.9 Vertical displacement curve of soil surface on the central line of shield when considering synchronous grouting

综上所述，模型对掌子面开挖施工以及同步注浆施工工艺的模拟较为合理，可认为模型较为适用。

4.2 盾构掘进相关参数分析

4.2.1 浆体缺失单元刚度折减系数确定

浆体缺失的模拟方法采用活化减退方法，即将相应位置设定的缺失单元用经过刚度折减的材料代替，再进行模型计算。计算时，刚度折减系数是决定模型计算结果合理与否的关键因素，因此，需通过试算的方法对其进行确定。

由图4可以看出，DBC-L-651处前后二十环内地表竖向位移值均较大，又由对监测数据的分析可知其原因是注浆参数控制不当，因此可以认为此范围内的浆体均有缺失现象。将DBC-L-651处的地层数据取出，如图10所示。

通过试算，对不同刚度折减系数情况进行计算，并取出模型中部(即第16 环)盾构中心线处地表竖向位移数据，绘出竖向位移与刚度折减系数关系图，如图11所示。

图10 DBC-L-651处地层Fig.10 Stratum of DBC-L-651

从图11中可以看出，注浆体弹性模量取8.2 MPa时，地表竖向位移计算结果为-2.34 cm，与实测数据较为接近。取刚度折减系数82%进行模型计算，得到盾构中心线上方沿线地表竖向位移的数值模拟数据，结合实测数据得到图12。可以看出，模拟曲线和实测曲线的变化趋势吻合，且数值大小也基本一致，证明刚度折减系数取82%是一个较为合理的取值。

图11 地表竖向位移随同步注浆浆体弹模变化曲线Fig.11 Vertical displacement variation curve of soil surface along with elastic modulus variation of synchronous grouting slurry

图12 考虑注浆浆体缺失时盾构中心线上方沿线 地表竖向位移曲线Fig.12 Verticaldisplacement curve of soil surface on the central line of shield when considering the absence of grouting slurry

4.2.2 掘进方向后方浆体缺失对地表竖向位移影响分析

为研究浆体缺失对地表竖向位移的具体影响，将以模型正中掘进里程(即第16 环正中)的地表竖向位移为研究对象，分别对掘进方向前后方不同环数浆体缺失情况进行模拟计算分析。

对第16 环盾构浆体缺失工况及在其掘进方向后方各环浆体缺失工况分别进行计算，对应的地表竖向位移变化曲线如图13所示。

将掘进方向后方各种浆体缺失情况的计算结果列入表3中。从表3中可以看出，10～16环浆体出现缺失情况时，对第16环处地表竖向位移影响较大，1～9环浆体缺失造成的影响不足10～16环的10%。

1～6 环浆体缺失对第16 环处的地表竖向位移基本没有影响。第16环本身浆体缺失会造成2.06 mm的地表竖向位移，而第16 环掘进方向后方的浆体缺失引起第16 环处地表竖向位移值为-8.81 mm。

图13 掘进方向后方浆体缺失时地表竖向位移曲线Fig.13 Vertical displacement variation curve when the synchronous grout slurry is deficient behind the excavation direction

表3 掘进方向后方浆体缺失时地表竖向位移值Table 3 Vertical displacement value when the synchronous grout slurry is deficient behind the excavation direction

4.2.3 掘进方向前方浆体缺失对地表竖向位移影响分析

对第16 环盾构浆体缺失工况及在其掘进方向前方各环浆体缺失工况分别进行计算，对应的地表竖向位移变化曲线如图14所示。

图14 掘进方向前方浆体缺失时地表竖向位移曲线Fig.14 Vertical displacement variation curve when the synchronous grout slurry is deficient forward the excavation direction

将掘进方向前方各种浆体缺失情况的计算结果列入表4中。从表4中可以看出，16～25 环浆体出现缺失情况时，对第16 环处地表竖向位移影响较大，26～31 环浆体缺失造成的影响不足16～25 环的10%。28～31环浆体缺失对第16 环处的地表竖向位移基本没有影响。第16 环掘进方向前方的同步注浆浆体缺失引起的第16 环处地表竖向位移值为-12.55 mm。

表4 掘进方向前方浆体缺失时地表竖向位移Table 4 Vertical displacement value when the synchronous grout slurry is deficient forward the excavation direction

4.2.4 不同区域浆体缺失对地表竖向位移影响程度分析

将不同区域浆体缺失引起地表竖向位移占总地表竖向位移的比例列入表5中。由表5可以看出，掘进方向前方的浆体缺失引起的地表竖向位移比例比后方多16%。

表5 不同区域浆体缺失引起地表竖向位移值及其所占比例Table 5 Vertical displacement value and proportion caused by slurry deficiency in different areas

因此，在盾构掘进过程中如出现较大的地表竖向位移，除应对已通过区域进行及时的二次注浆等补救措施外，还应及时调整同步注浆参数，减少后续掘进过程中的浆体缺失现象，这对减少地表竖向位移有着更有效的作用。

5 结论

(1)某环掘进方向后方及该环存在浆体缺失时，该环自身浆体缺失造成的地表沉降量为2.06 mm，而后方浆体缺失造成该环处地表沉降量为8.81 mm，后者约为前者的4.3倍。

(2)某环掘进方向前方存在浆体缺失时，该环前方浆体缺失造成该环处地表沉降量为12.55 mm，约为该环自身浆体缺失造成地表沉降的6倍。

(3)某环掘进方向前后方浆体缺失均会对该环处地表沉降造成一定的影响。后方浆体缺失时，临近4环以外浆体缺失造成的影响较小，不足临近4环造成影响的10%。前方浆体缺失时，临近9环以外浆体缺失造成的影响较小，不足临近9环造成影响的10%。

(4)在针对DBC-L-651处进行模拟时，掘进方向前方的浆体缺失引起的地表竖向位移比后方多16%。

因此，在盾构掘进过程中如出现较大的地表竖向位移，除应对已通过区域进行及时的二次注浆等补救措施外，还应及时调整同步注浆参数，减少后续掘进过程中的浆体缺失现象，这对减少地表竖向位移有着更有效的作用。