小半径曲线隧道盾构施工地表沉降特征研究

席培胜, 张 军, 陈磊杰,2

1.安徽建筑大学 土木工程学院, 安徽 合肥 230601;2.宁波市轨道交通集团有限公司, 浙江 宁波 315000

地铁大都建设在城市中心的繁华路段,周围高楼大厦林立,附近还有许多已有的大型地下商场和重要地下管线等,这些情况使得城市地铁路线在设计中不可避免地需要“绕道”[1-2]。在曲线隧道的施工中盾构机是直线刚体的,掘进路线不能够完全与设计曲线隧道线路重合,需要通过一次次的调整盾构姿态,调整盾构机的掘进角度,以折线段来拟合曲线路径[3-5]。当隧道的半径较小时,轴线的控制更为困难。这就导致了盾构机的纠正量增加,从而使得左右油缸的推力之间产生了巨大的压力差,从而无法满足转弯的要求[6-7]。而不平衡的推力使得盾构机在掘进过程中会对隧道周边土体造成差异扰动,往往容易造成隧道内侧土体超挖而外侧土体则欠挖。由于轴线偏差大,盾构纠偏和姿态不良的时候较多,相比普通直线段隧道盾构施工而言,曲线隧道对土体扰动更大[8-9]。在施工中还会造成一系列管片错台、管片碎裂、渗漏水等问题,而且地表的沉降也会更大。

虽然目前的盾构技术已有了一定的发展,但要想在施工过程中完全消除盾构施工所带来的地表沉降等问题仍然是难以做到的[10]。目前的技术已经可以做到在施工前大致预测地表的沉降范围,同时在施工中做好沉降监测和控制,以此来保证施工安全。其中,有关盾构施工引起的地表沉降预测,国内外学者对此做了大量研究[11],但由于土体为非线性变形,各地围岩存在差异性与复杂性,围岩参数与本构关系难以完美贴合实际以及盾构施工工况复杂等问题,导致盾构施工引发地表沉降预测技术精度不够高,需要结合更多的工程经验和现场数据,做进一步的完善。

1 小半径曲线隧道盾构掘进时地表沉降机理分析

相比于直线隧道,小半径曲线盾构施工过程的控制技术更为复杂,影响因素也更多。为了实现盾构机转弯,通常需要对弯道内侧的土体进行超挖操作,从而导致地层损失的增加。在盾构曲线段掘进和纠偏时,通常需要配合仿形刀、超挖刀进行,而仿形刀超挖量过大将会增大土体损失,造成较大地表沉降;超挖量过小则又不利于盾构的推进,使得掘进曲线与设计曲线相差甚远。在曲线隧道盾构施工中,按照盾构的理想掘进情况来计算超挖量与曲率半径之间的关系。图1展示了仿形刀超挖过程中产生的超挖间隙,以及根据曲线盾构理论计算出的超挖量的示意图。

(a) 仿形刀超挖过程中产生的超挖间隙 (b) 盾构刀盘切面图

图1中有以下关系:

由以上可得

则超挖量的计算式为

式中,D为盾构机刀盘直径(m),R0为隧道曲率半径(m),L为盾构机长度(m),δ为曲线隧道内侧超挖量(m)。

在小半径曲线隧道开挖掘进过程中,与直线隧道盾构掘进不同,盾构机的掘进方向控制十分困难,需要不断调整角度来修正以达到曲线掘进。在实际施工中,通过测量和监控盾构姿态,并使用VMT导向系统来调节千斤顶的压力,通过调整被动铰链装置来控制油缸行程差和盾尾间隙,从而确保盾构的掘进方向。因难度增加,安装管片衬砌时,需要将楔形管片与直线管片结合使用,以满足曲线拼装的要求。

2 三维数值模型的建立

2.1 计算假定

在使用软件三维建模过程中,由于岩土工程的特殊性,无法将实际情况无差别地反应于模型中。因此在进行有限元建模计算时需要做以下假设:

(1)模型土体均采用Mohr-Coulomb本构模型,地表面与各土层皆简化为水平层状均匀分布;

(2)假定管片、注浆材料、盾壳等结构为各向同性匀质材料;

(3)不考虑地层构造应力产生的影响,模型中各结构的自重为唯一初始应力;

(4)模型运算时忽略地下水的渗透作用和土体的长期蠕变造成的变形影响;

(5)不考虑盾构机掘进中缓慢切割土体产生的影响,简化开挖过程为土体整块移除;

(6)通过施加一个面压力在开挖面上来模拟盾构的千斤顶推力,在管片的外侧施加环状均匀面压力来模拟注浆压力;

(7)不考虑盾构小半径转弯时的超挖情况;

(8)本模型路基高度为0.7 m,取路基所在位置沉降为地表沉降量。

2.2 本构关系与计算参数

根据地质勘查报告,确定各土层参数,所有土层采用实体3D单元模拟,Mohr-Coulomb本构模型。材料参数依照实际使用标准确定。注浆材料与衬砌管片用实体单元来模拟,盾壳则采用板单元模拟。注浆压力为200 kN/m2。材料参数属性见表1。

表1 材料参数表

2.3 工程概况与计算模型

合肥轨道交通四号线翠柏路站—天水路站区间段平面呈“S”型,采用盾构法施工。地层主要为淤泥质粉质黏土夹粉砂岩及中粗砂、细粒含砾中粗砂岩、泥岩等。区间从翠柏路站出发,总长约2 773 m,沿着R=350 m平曲线穿越泗水路与铜陵北路交口,继续向北前行抵达天水路站,这条区间线路穿越合肥东编组站四十二股道群,实现了一次完整的盾构穿越。平面图如图2所示。本文采用R=350 m平曲线穿越股道群作为研究对象。

通过MIDAS/GTS有限元软件建立的数值模型如图3、图4所示。

图3 曲线隧道模型 图4 计算模型

3 地表沉降影响因素分析

3.1 不同曲率半径对地表沉降影响分析

在前人对盾构隧道土体扰动的研究中,主要还是以直线型隧道为主。但是随着近年来实际工程的需要,需要分析隧道曲线盾构对相邻土体的扰动规律越来越多。为了分析隧道曲线段施工时地表的沉降规律,本节选取相同工况下不同的曲率半径(R为100、300、800 m)的盾构隧道曲线与直线段盾构隧道(即R为无穷大)进行模拟,通过对这4个模型数值模拟所得数据进行比较分析,研究不同曲率半径下盾构隧道转弯段地面的沉降变形特征,为小半径曲线盾构的施工和研究提供参考。图5为曲线半径分别是R为100、300、800 m与直线隧道的数值模拟地表沉降曲线图。

图5 不同曲率半径下地表沉降曲线图

由图5可以看到当隧道进行曲线盾构施工时,与直线隧道施工不同,其最大沉降点并不会出现在隧道中心线的正上方位置,而是出现部分偏移。结合开挖曲线可知,最大沉降点会向着盾构的转弯半径内侧方向偏移。由此分析,在进行掘进转向时盾构机的左右千斤顶的顶推力不同,盾构外侧推力大于内侧。此时,盾构外侧受到被动土压力作用,内侧则受到主动土压力作用。开挖过程中,曲线的外侧与内侧土体均表现出向隧道方向偏移。因此随着开挖的不断深入,土体的水平位移也不断增大,向着转弯方向内侧移动。图5中还可以看到,随着曲率半径从无穷大的直线到R=100 m,其地表沉降最大值的偏移程度也越来越大。

在实际施工过程中,盾构机的内侧还会出现“超挖”现象。这也是隧道最大沉降值发生变化的一大因素。由于盾构掘进中的超挖量与隧道半径呈负相关,因此半径越小在施工时刀盘对转弯内侧的土体超挖量越大,土体扰动的范围越大,从而造成最终地表沉降越大。R为100、300、800 m与直线隧道这4种工况下地表沉降最大值依次为5.85、5.77、5.71、5.63 mm,工况一比工况四的直线隧道最大沉降值增加了4.1%。由此可推知,若在完全理想化的情况下,即隧道沿理想曲线线路开挖,改变曲线隧道半径大小却不改变地层损失率的情况下,可看作隧道曲率半径变化对地表沉降存在影响,但影响作用并不十分明显。

3.2 隧道覆土厚度对地表沉降影响分析

分析盾构掘进施工在不同覆土厚度条件下对地表沉降的影响程度与影响规律,以隧道直径为6.28 m,分别设定隧道埋深为10、20、25 m,即隧道深径比分别为1.59、3.18、3.98,分析比较结果见图6。

图6 不同隧道埋深下地表沉降折线图

当开挖方式相同时,仅改变隧道覆土埋深这一变量因素时,盾构施工所引起的最大地表沉降量随着隧道埋深增大而减小,即覆土层厚度越大则地表沉降越小。当隧道埋深为10 m时,地表最大沉降量为-8.84 mm;当埋深为20 m时,其最大沉降量为-5.63 mm,减小了36.3%;当埋深为25 m时,地表最大沉降量为-4.71 mm,相比埋深10 m的沉降减小了46.7%。当隧道埋深较浅时,由于模型建立存在限制不能无限大,因此在自动约束的影响下,距离隧道稍远处地表存在略微拱起的情况。由于地表沉降主要受到地层损失与固结沉降两个因素影响,而土体的固结沉降主要发生在施工完成后的很长一段时间内。因此在施工阶段,影响地表沉降主要为地层损失。在只考虑埋深这一个变量的情况下,采用相同的盾构施工技术与工艺,可认为三者施工引起的地层损失量相同,而埋深越大则其地层损失率就越小,其对应的地表沉降也就越小。

将不同埋深情况下的地表沉降汇总,由图6可以看到最大沉降量均发生于同一测点上方。当埋深10 m时,其曲线最陡,但是施工所引起的沉降槽最小,即隧道盾构施工引起的地表沉降范围最小;埋深为20 m时,其曲线陡度居于10～25 m,同时其沉降槽宽度也大于10 m,略小于埋深25 m;埋深为25 m时,其曲线最缓,但是其沉降槽影响范围最广。由此可见,在小半径盾构施工时,改变其埋深后所呈现的地表沉降规律与直线隧道盾构相同。

4 小半径盾构施工参数对地表沉降影响分析

除了客观条件上的影响外,在盾构掘进过程中,改变土仓压力、注浆压力等施工参数也会对地表沉降产生不同的影响。为探究不同施工参数与地表沉降之间的关系,对上述模型仅改变开挖时的土仓压力与注浆压力,进行对比分析。

4.1 土仓压力影响分析

查阅国内各城市的地铁建设资料并结合合肥地区土质条件及已有施工经验,在合肥隧道盾构施工中的土仓压力一般设置在0.10～0.30 MPa。为探究土仓压力大小在盾构过程中对地表沉降的影响,将上述模型的注浆压力统一设置为0.15 MPa,土仓压力分别设置为0.10、0.15、0.20、0.25 MPa这4种工况,不同土仓压力下横向地表沉降曲线见图7。

图7 不同土仓压力下地表沉降曲线图

在盾构掘进过程中修改盾构机内土仓压力大小对地表沉降存在一定影响。当盾构机内土仓压力为0.10、0.15、0.20、0.25 MPa这4种工况下时,地面的最大沉降值分别为-7.52、-6.74、-5.67、-5.27 mm。当土仓压力为0.15 MPa时,地表沉降比0.10 MPa时减小10.3%;当土仓压力为0.20 MPa时,地表沉降比0.15 MPa时减小15.8%;当土仓压力为0.25 MPa时,地表沉降比0.20 MPa时减小7.0%。

通过分析这4种工况下的地表沉降,不难发现,地表的沉降值随着土仓压力的增大而减小。但是随着土仓压力的继续增加,当达到一定大小后,土仓压力的增大对地表沉降的影响敏感度降低。当土仓压力过小时,由于土仓压力无法平衡掌子面前方的土体压力,会使得掌子面前方土体下沉,造成较大的地表沉降。随着土仓压力的增大,土仓压力逐渐与掌子面前方土体压力保持平衡,此部分的地层损失值达到稳定值。但当继续增大土仓压力,使其大于前方土体压力时,又会挤压掌子面前方土体。土仓压力过大甚至会导致盾构前方土体隆起,同样不利于盾构掘进施工。

4.2 注浆压力影响分析

盾构掘进施工中,施工参数中除了土仓压力会对地表沉降产生影响,注浆量与注浆压力也同样会影响地表沉降大小。在管片衬砌拼装完成,盾尾脱空后,由于盾壳与管片之间存在空隙,在不处理的情况下周围土体就会在重力与土压的作用下向管片挤压,用以填充这些空隙。此时就需要采用注浆来填充这些空隙,减小地层损失和沉降。为探究注浆压力的大小对地表沉降造成的影响,在土仓压力影响分析基础上,将土仓压力统一设置为0.20 MPa后,在计算模型中分别施加0.15、0.20、0.25、0.30 MPa的注浆压力,分析注浆压力与地表沉降之间的关系。图8为这4种注浆压力下的横向地表沉降曲线图。在这4种工况下,地表的最大沉降值分别为-6.10、-5.73、-5.56、-5.45 mm。当注浆压力为0.20 MPa时,地表沉降值比0.15 MPa时减小6.06%;当注浆压力为0.25 MPa时,地表沉降比0.20 MPa时减小2.96%;当注浆压力为0.30 MPa时,地表沉降比0.25 MPa时减小1.97%。由此可得,当注浆压力较小时,增加注浆压力可有效减小地表沉降。因此,在盾构施工中若地表沉降值较大,可通过适当提高注浆压力来控制地表沉降,将地表沉降量控制在合理的范围内。但是当注浆压力过大时,浆液上方土体会在注浆压力的支撑下向上位移,造成隧道上方土体隆起。

5 小半径曲线隧道盾构施工参数控制措施

由前文的研究可以得知,小半径曲线隧道盾构施工对地表沉降的影响主要与曲线隧道曲率半径,与超挖量有关的地层损失率,与隧道埋深以及盾构机的施工参数等几个方面有关。但隧道的曲率半径及为此造成的必要超挖及隧道的埋深主要受盾构区间穿越地段的地上及地下建(构)筑物影响,在工程的设计阶段就已确定,为客观影响因素。因此在盾构施工阶段,主要通过调整盾构机的施工参数来减小对地表造成的沉降。

5.1 土仓压力控制措施

盾构机在施工过程中,其仓内土压主要为了平衡掌子面前方及盾构周围的土体压力,维持开挖面前方的围岩稳定。在盾构机将由直线段施工逐环进入转弯段曲线施工前,一般将直线段的最后100 m作为小半径曲线盾构施工的参数调整试验段。在试验段中盾构机仓内土压理论值可通过下式计算得到:

P=k0γh,

k0=1-sinφ,

式中,P为土仓压力(MPa),k0为围岩侧向静止平衡压力系数,γ为围岩平均重度(kN/m3),h为隧道覆土厚度(m),φ为土体内摩擦角(°)。

由于各地区地质条件不同、各隧道覆土厚度不同以及地面还存在附加荷载等因素的影响,因此在小半径曲线隧道盾构施工过程中需要根据当地实际情况,结合理论计算值、试验段参数调整地表沉降监测数据,及时的调整土仓压力的设定。以本文工程背景为例,盾构下穿区段的隧道覆土厚度14.35～18.42 m,所穿越的黏土层土体的静止土压力系数k0为0.67,盾构上方土质渗透系数较小,采用水土合算。根据上述公式计算,得到相应的土仓压力大约为0.19～0.25 MPa。与上文中有限元分析计算结果吻合,本工程土仓压力可控制在0.20～0.25 MPa。在盾构的掘进过程中,当前方土体监测数据沉降较大时,需提高仓内土压;而当前方土体的监测数据反映为地表隆起时,需降低土仓压力。且在土仓压力的调整过程中,每次的调整幅度不宜过大,单次调整一般在0.005 MPa为宜。

5.2 盾构掘进速度控制措施

在施工过程中,土仓压力的大小又是通过控制盾构刀盘的掘进速度及螺旋输送机上的出土速度来调整的。在掘进速度较大但是出土速度较小的情况下,会减小盾构机仓内土压;而当掘进速度小且出土速度大的情况下,仓内土压就会增大。同时,盾构的掘进速度越大,会对隧道前方土体造成更大的扰动及剪切变形,影响地表沉降,使得地表的沉降量变大。但当盾构的掘进速度过慢时,又会影响施工进程,导致工期延误。因此,在小半径曲线隧道盾构施工中应根据隧道所在的围岩条件,参考以往类似工程的施工经验确定盾构机的推进速度。同时在推进过程时应当尽量保持匀速,在下穿重要建(构)筑物时还应保持连续施工,以减小对围岩的扰动。在参考合肥地区有关盾构施工资料后,本工程的掘进速度可控制在2～3 cm/min。

5.3 出土量控制措施

在盾构机出土量的控制中,应确保出土量与刀盘切削土体后的进土量之间的均衡性。若盾构掘进施工未能有效控制出土量,出现较大的超挖现象,则可能导致正面围岩失稳、坍塌等不利后果。因此在施工过程中需控制好出土量的大小。每环管片的理论出土量公式为

式中,V为每环管片理论出土量(m3),D为盾构机外径(m),lG为单环管片掘进长度(m),K为土体松散系数(根据围岩性质确定)。

根据合肥膨胀土的特性,将土体松散系数设定为1.2～1.3,每环管片掘进长度为1.5 m,刀盘直径为6.28 m,则盾构机掘进一环后的理论出土量为55～60 m3。因此实际上每掘进一环后出土量应控制在55～60 m3才算合理。

5.4 同步注浆控制措施

由于盾构机外壳与管片之间并不是贴合的,而是为方便管片衬砌的拼装存在一定的空隙。盾构法施工中的注浆工序即主要是为了让浆液材料能够填充这部分空隙以减小地层损失率,以免造成较大的地表沉降。同时在管片外侧的浆液材料还能够对管片结构进行加强并提高衬砌结构的防水能力。图9为隧道盾构开挖管片及注浆边界示意图。

图9 盾构开挖边界示意图

由图9可以得出理论上每环管片外侧所需要的注浆量为

式中,V为单环管片外侧注浆量(m3),D为盾构开挖直径(m),d为管片外径(m),lG为单环管片掘进长度(m),a为充盈系数。

本文背景工程中,盾构开挖直径为6.28 m,管片外径为6 m,单环管片掘进长度为1.5 m。当充盈系数取1.4时,本工程单环管片理论注浆量为5.67 m3。结合前文有限元计算结果,同步注浆压力可控制在0.15～0.25 MPa,此时模拟沉降结果均处于允许沉降值内。在实际施工中根据实际地面监测沉降数据及时做出调整,以保证地表沉降控制在合理的范围内。同时严格控制地面隆起量,避免因注浆压力过大导致地表隆起,增加地层扰动。

6 结论

本文针对小半径曲线隧道盾构施工引起的地表沉降影响,采用有限元软件模拟盾构开挖施工过程,研究了隧道曲率半径、地层损失率、覆土厚度及施工参数对曲线隧道的地表沉降的影响,得到主要结论:

(1)曲线段隧道地表沉降变化规律不同于直线隧道,地表沉降最大值会向转弯半径内侧偏移,且隧道转弯半径越小,地表沉降最大值的偏移量就越大。

(2)在地表沉降因素分析中,通过增加超挖层模拟曲线隧道盾构时所发生的地层损失。随着地层损失率的增大,地表的沉降值会相应增加,且变化速率也越大。

(3)随着隧道埋深的增加,盾构掘进引起的地表沉降值会减小,但地表沉降的影响范围会增大。

(4)在一定范围内,增大土仓压力和注浆压力均可以有效降低地表沉降。