劉文黎吳賢國王彥玉★曾鐵梅張立茂

盾構穿越始發(fā)段土體加固區(qū)時土體沉降擾動分析*

劉文黎1吳賢國1王彥玉1★曾鐵梅2張立茂1

（1.華中科技大學土木工程與力學學院，430074，武漢；2.武漢地鐵集團有限公司，430030，武漢//第一作者，博士研究生）

在整個盾構的掘進施工過程中，其始發(fā)段施工是事故頻發(fā)的危險區(qū)段。為此，以武漢市地鐵江漢路到積玉橋越江段施工為背景，選用FLAC3D軟件對盾構穿過始發(fā)段全過程的土體擾動規(guī)律進行分析。數(shù)值仿真分析結果表明：在始發(fā)階段盾構經過土體加固區(qū)時，土體橫斷面沉降槽呈現(xiàn)正態(tài)分布規(guī)律；將土體加固后，加固區(qū)的地表沉降很小，表明加固區(qū)土體受到的盾構施工擾動效應較非加固區(qū)明顯減??；盾構中部通過加固區(qū)和非加固區(qū)分界面時地表沉降增加速率最大，盾構機前部和尾部通過時地表沉降增加的速率較?。欢軜嬀蜻M過程中非加固區(qū)土層的沉降槽均呈現(xiàn)正態(tài)分布，盾構掘進主要影響盾構開挖洞口橫向兩側18～22 m范圍內土體，以及縱向15～20 m范圍內的土體。

盾構施工；始發(fā)段施工；土體擾動；數(shù)值模擬；沉降規(guī)律；端頭加固

First-author′s addressSchool of Civil Engineering and Mechanics，Huazhong University of Science and Technology，430074，Wuhan，China

在整個盾構掘進施工中，其盾構始發(fā)階段的安全風險極大。大量施工事故表明，始發(fā)段施工的成敗嚴重影響著整個盾構施工的安全［1］。受土倉壓力、泥漿和易性、推進力等施工參數(shù)和周圍環(huán)境的影響，盾構始發(fā)段施工有很大的安全風險，易出現(xiàn)洞門塌方、地下水涌入始發(fā)井等事故。盾構始發(fā)段施工是整個地鐵施工的核心環(huán)節(jié)，直接關系著整個地鐵施工的安全。

盾構施工中，土體沉降有一定的特點，根據(jù)盾構機的掘進階段，其特點大致可分為以下5種情況：盾構機前部未通過分界面的沉降；盾構機前部通過分界面的沉降；盾構機中部通過分界面的沉降；盾機尾部通過分界面的沉降；盾構機尾部通過分界面后后續(xù)沉降。

在盾構施工中，造成土體擾動的因素很多，如隧道覆跨比、洞口尺寸、盾構機選型、周圍土質條件等。盾構掘進對周圍土體的擾動主要包括土體的水平和豎向位移，從而引起地表沉降。國內外對盾構掘進對土體的擾動分析的研究很多。文獻［2］研究了新建地鐵盾構隧道和既有隧道的相互作用關系。文獻［3］利用FLAC3D模擬盾構開挖過程對周圍土體的影響。文獻［4］采用數(shù)值模擬方法，給出了合理的開挖面支護壓力。文獻［5］分析了地鐵施工對鄰近橋梁的安全影響。文獻［6］利用有限元軟件模擬了在表面變形的影響下而產生的內部形變及流體特性。文獻［7］用FLAC3D分析了新建隧道施工對已建隧道的作用規(guī)律。文獻［8］通過對武漢廣電大樓進行跟蹤監(jiān)測，分析各施工階段對大樓的影響。文獻［9］等指出有限元方法是研究軟弱地基內層壓力的有效評價方法。文獻［10］針對盾構法隧道始發(fā)與到達施工特點，通過理論研究、力學試驗和模型試驗等手段，研究了加固土體的力學特性，研究了預控和應急措施等風險控制措施。

上述研究主要集中在盾構正常掘進階段對周圍環(huán)境的影響方面，而針對始發(fā)段的研究較少。武漢市軌道交通2號線是武漢市第一條穿越長江的地鐵線路，其施工過程的多個階段都具有較大的探索性。本文以武漢市地鐵江漢路到積玉橋越江段的始發(fā)段施工為背景，結合特定的工程條件，對盾構始發(fā)段施工三維數(shù)值模擬，研究土體擾動規(guī)律。結合實際工程，針對盾構始發(fā)段施工階段進行分析，利用FLAC3D軟件構建盾構機掘進的數(shù)值模型，得到盾構掘進全過程的地表沉降及土體擾動規(guī)律，其研究結果可為類似的工程提供參考。

1 工程概況及施工方案

1.1 工程概況

武漢市地鐵江漢路到積玉橋越江段，是武漢市重要的過江通道，其隧道連接江漢路站和積玉橋站。該隧道工程采用6.5 m的泥水盾構機施工，掘進距離為3.1 km。因為隧道越江，故盾構掘進時周圍土體的含水量較高，在長江底部施工時，水壓力達到0.6 MPa。在如此高承壓水的工況下，采用泥水平衡盾構施工具有極大的難度，而其中的盾構始發(fā)施工階段更是具有極大的挑戰(zhàn)性。

由地質勘查以及鉆孔抽樣顯示，施工區(qū)域的土層分布依次為：人工填土層（Qml）；沖積層（Q4al）；粉土層（3-1a）；黏土層（3-1）；粉質黏土層（3-2）；粉質黏土層（3-30；粉土層（3-4）；粉砂互層（3-5）；粉細砂層（4-2）；泥巖層；泥質粉砂巖層。隧道越江段施工主要通過黏土層（3-1）和粉質黏土層（3-2），部分穿過兩者分界面。

1.2 盾構始發(fā)段施工方案

使用三重管法高壓旋噴樁對盾構的始發(fā)井土體進行加固，旋噴樁采用φ900@600 m，樁間搭接200 mm，漿液采用R32.5普通硅酸鹽水泥和自來水配制，水灰比1:1。根據(jù)現(xiàn)場加固效果監(jiān)測試驗，加固土體的抗壓、抗拉強度和抗剪強度分別選取1.2、0.12和0.2 MPa。

盾構始發(fā)段土體加固范圍的確定過程中，既要考慮工程的安全性，也要考慮其經濟性。結合工程中的相關參數(shù)情況，得出了加固土體范圍為12.2 m（橫向）×9 m（縱向），豎向深度為12.2 m，如圖1、2所示。

圖1 質構始發(fā)段土體豎向加固范圍

圖2 質構始發(fā)段土體水平加固范圍

2 盾構始發(fā)段施工模擬

盾構機直徑6.52 m、長度9.4 m。在盾構始發(fā)段，其左右兩條線路之間的間距為15 m，隧道埋深為12.6 m，盾構開挖面底部距地表距離為16 m。由于始發(fā)段處土體的土質含水量大、水壓大，故而盾構始發(fā)會對周圍土體的應力發(fā)生作用，也會對積玉橋地鐵站產生影響。

為模擬盾構始發(fā)的影響，本文進行數(shù)值模擬。首先進行模型簡化，模型選取盾構行進45 m，總長65 m，取豎直向上為Z方向，與Y和Z垂直的橫向為X方向；根據(jù)圣維南原理，各邊界選取隧道直徑的3～5倍，即模型選取豎向區(qū)域至隧道下部24.3 m，選取水平區(qū)域至隧道外28.5 m，這樣選取X、Y和Z方面尺寸分別為80 m、65 m和40 m（模型尺寸如圖3所示）。模型中左邊的隧道為盾構右線隧道，右邊的隧道為盾構左線隧道。計算模型邊界約束條件為：模型前后兩個面約束Y向位移，兩側約束X向位移，底部固定，頂部為自由端。

為了降低盾構行進過程中的摩擦力，在盾構刀盤選型時，需選用直徑大于盾構機外殼的刀盤，這樣有利于盾構機的順利行進。但由于過大的刀盤直徑會使盾構殼外圍出現(xiàn)一層超挖間隙δ，又由于盾構機的下沉作用，其頂部的間隙最大可達2δ（見圖4）。參考相關文獻，將盾構機的外殼直徑簡化為6.48 m，同時模擬由超開挖產生的盾殼外的環(huán)狀空隙層1，考慮頂部間隙最大的情況，取頂部間隙為40 mm。襯砌管片的直徑選為6.2 m；同樣考慮到由于盾構機和管片外徑不同也會產生一定的空隙，本文構建了空隙層2，取其間隙厚度為28 mm（見圖5）。由于主要研究盾構行進過程對周圍土體的影響，故而將周圍的土體單元劃分的較為細密，因此，模型共有134 400個單元，140 709個節(jié)點。

圖3 計算模型示意圖

由于盾構行進區(qū)域附近土層的土質條件沒有顯著變化，故而假設各層土體橫向各向同性，且土質沿水平方向沒有變化（見圖6）。通過現(xiàn)場監(jiān)測報告，各層土體土質參數(shù)如表1所示。同時，盾構管片選用C50混凝土，其彈性模量為34.5 GPa，體積質量為24.5 kg/m3，泊松比為0.2。

采用Mohr-Coulomb模型進行模擬，其中隧道開挖用空模型。首先，在受重力荷載作用下，得到場地原狀土的初始應力狀態(tài)；其后，在隧道開挖面施加支護壓力，作用于盾殼外部的土體，采用殼單元模擬盾構機，低彈性模量材料模擬空隙層，同時隧道底部土體施加盾構機0.1 MPa的均布力；接著，在開挖面9 m后的第一環(huán)內采用殼單元模擬管片，空隙層1內施加等效均布力來模擬同步注漿；最后，開挖12 m后，重新設定注漿層材料的本構模型為彈性本構模型，用以模擬凝固后的注漿體，注漿材料彈性模量為100 MPa，泊松比為0.2，體積質量為2 000 kg/m3。

圖4 隧道開挖實際空隙層示意圖

圖5 隧道開挖模擬空隙層示意圖

圖6 隧道區(qū)域土層土質豎向分布圖

3 計算結果分析

3.1 模擬值與實測值對比

利用數(shù)值模擬得出盾構機行進到39 m處，盾構機開挖直徑為6.52 m，盾構機全長為9.4 m。通過FLAC3D軟件得到的土體豎向位移等值線（見圖7）可知，在隧道頂部出現(xiàn)了最大土體豎向位移為73 mm，在隧道底部出現(xiàn)了最大土體隆起為58 mm。由于始發(fā)段土體加固的作用，土體沉降在離始發(fā)井9 m的區(qū)域里較小，而在此之外的非加固區(qū)較大。土體距隧道開挖面越近受到的擾動影響效果越大。在盾構行進過程中，周圍土體存在向隧道方向的位移。

圖7 隧道周圍土體豎向位移等值線圖

數(shù)值模擬得到的最大地表沉降位于離端頭21 m處，最大沉降為46.9 mm。因盾構掘進而產生土體沉降的模擬值與實測值對比見圖8，圖中的橫坐標表示該點與盾構始發(fā)井的距離，縱坐標為隧道軸線上方地表沉降值。由圖8可以看出，兩條曲線的趨勢較為一致，說明了數(shù)值模擬的準確性，模擬計算值較實測值偏大，可見計算結果偏于安全。

圖9為離盾構始發(fā)井28.5 m處的截面的土體沉降云圖，由圖可知非加固區(qū)隧道周圍土體的豎向位移分布情況：以隧道軸線為中心，土體兩側的豎向位移對稱；隧道上方土體豎向位移為41 mm，為最大值，越接近地表，土體沉降值越??；隧道底部土體的隆起值為46 mm，為最大值，離隧道越遠，土體隆起值越小。

圖10為距始發(fā)端28.5 m處土體的沉降模擬值與實測值的對比圖，其中橫坐標X=0的點為左右兩條隧道軸線距離的中點，即X=-7.5 m為右線隧道的軸線位置。圖中X=-7.5 m處的土體沉降值為41 mm，為最大值。地表沉降在橫截面上呈近似正態(tài)分布，隨著土體離隧道軸線水平距離越遠，其沉降逐漸減小。由于在模型建立過程中，做了簡化處理，將地層上的各項參數(shù)簡化為水平均勻分布，因此，在得到的模型沉降曲線中，其沉降值在隧道兩側呈現(xiàn)均勻對稱分布，而實測值的對稱性較模擬值稍弱。

圖8 隧道上方地表沉降值的模擬值與實測值對比

圖9 離盾構始發(fā)井28.5 m處截面土體沉降云圖

圖10 橫截面土體沉降曲線模擬值與實測值對比圖

由圖10可知，通過模型得出的地表沉降規(guī)律與實際情況展現(xiàn)出的規(guī)律基本吻合，但是計算值比實測值偏大。分析原因有：模型簡化后無法完全模擬真實的工程環(huán)境；通過仿真計算很難完全量化和精確模擬出在各種綜合因素的作用下的現(xiàn)實狀況。實測值較模擬值小，這樣能保證按照模擬結果進行的分析具有足夠的安全性。

3.2 始發(fā)段加固區(qū)應力及沉降分析

模型在重力影響下的初始豎向應力云圖如圖11所示。由于加固土體單元處于三向受壓狀態(tài)的初始條件，而在盾構機穿過門洞后，其應力分布發(fā)生了改變，始發(fā)井外部的土有向內部運動的趨勢。由模型計算得出其最大豎向壓應力為0.76 MPa，最大位移為5.2 mm，X與Z的位移均小于1 mm。

圖11 盾構始發(fā)段豎向應力等值線圖

土體的剪應力最大值比較小，為0.18 MPa，在加固土體承載力極限值0.2 MPa的范圍內。土體大部分處于受壓狀態(tài)，最大拉應力僅為0.026 MPa，在加固土體的抗拉強度極限值0.12 MPa的范圍內。因此，始發(fā)端附近的土的受拉、受剪穩(wěn)定性能得到保證。

圖12質構始發(fā)段加固區(qū)土體豎向位移云圖

圖12 為右線隧道始發(fā)段附近加固區(qū)土體豎向位移云圖。由圖12可知，土體的最大豎向位移位于加固區(qū)與非加固區(qū)交界處的隧道軸線上部附近，其值為11 mm；最大土體隆起在交界處的隧道軸線下部附近，其值為5.9 mm。土體有向隧道集中的趨勢，離隧道越近，土體受到的盾構施工擾動作用效果越大。

3.3 盾構通過分界面土體沉降分析

以土體的加固區(qū)與非加固區(qū)為界，分析盾構機穿過此分界面時，土體沉降的縱斷面和橫斷面情況如圖13所示。由圖13 a）可知，隨著盾構行進距離的增加，加固區(qū)土體沉降和非加固區(qū)土體沉降之間的差值逐漸增加。圖13 b）為該分界面附近未加固土體隨盾構掘進的沉降曲線。

圖13 盾構通過分界面過程地表沉降曲線

由圖13可以得出盾構機掘進過程中土體沉降的特征。質構機掘進于加固區(qū)時土體的位移變化很小；至9 m時，此時仍在加固區(qū)范圍內，周圍土體的豎向位移均很小，說明此時盾構施工周圍的擾動影響很??；至9～12 m時，盾構機已經駛入非加固區(qū)，此時周圍土體的豎向位移開始變大，說明此時盾構對周圍土體的影響開始逐漸變大；掘進至13.5 m時，盾構機有一半駛入非加固區(qū)，此時周圍土體的豎向位移顯著增加；13.5 m到18 m時，盾構機已全部穿過加固區(qū)，此時引起的周圍土體的豎向位移較小。從而可以得出，在盾構機穿過分界面的整個過程中，盾構機中部通過分界面時沉降速率最大，盾構機前部和尾部通過分界面造成的沉降速率較小。

3.4 不同深度土體沉降分析

由3.3節(jié)的分析發(fā)現(xiàn)，由于盾構機的長度為9.4 m，以加固區(qū)和非加固區(qū)的接觸面為界，可以將土體沉降分為5個階段：盾構機前部未通過分界面的沉降，盾構機前部通過分界面的沉降，盾構機中部通過分界面的沉降，盾構機尾部通過分界面的沉降，盾構機尾部通過分界面后的后續(xù)沉降。

當盾構開挖面距始發(fā)端6 m時，此時盾構機在土體加固區(qū)掘進，土體沉降值較小，最大沉降為深度為2.5 mm（8.6 m處）。

圖14、15、16為盾構至掘進15 m、24 m、33 m時不同深度的土體沉降情況曲線，分別體現(xiàn)了盾構機前部通過分界面時、盾構機尾部通過分界面、盾構機尾部通過分界面后的土體沉降。

盾構機掘進至15 m時，盾構機有一半駛入非加固區(qū)，此時周圍土體的豎向位移顯著增加，而且土體的離地面的距離越遠，其沉降值越大；盾構機掘進從15 m到24 m再到33 m，土體沉降值隨之持續(xù)增大。分析發(fā)現(xiàn)：盾構施工主要影響距離開挖面約15～20 m的土體，土體經過加固后，其受到的施工效應的影響顯著降低。

圖14 盾構掘進至15 m不同深度土體沉降曲線圖

圖15 盾構掘進至24 m不同深度土體沉降曲線

圖16 盾構掘進至33 m不同深度土體沉降曲線

盾構機掘進至33 m即距始發(fā)端21 m時，橫斷面不同深度的土層沉降曲線如圖17所示。由圖17可知：①若土層的所處深度一致，離隧道軸線水平距離越近的土體沉降越大，若土層的深度不一致，隨著土層深度的增加，沉降量增大，同時其沉降曲線的寬度有所減小，總體上土體位移呈現(xiàn)的是向隧道集中的趨勢；②土體越靠近隧道開挖面，其受的施工影響越大；③各層土體的橫截面沉降呈現(xiàn)正態(tài)分布規(guī)律；④盾構掘進主要影響隧道軸線兩側約18～22 m內的土體。

4 結論

本文以武漢市地鐵越江段為背景，利用有限差分軟件FLAC3D構建數(shù)值模型，對盾構機穿越始發(fā)段時土體擾動規(guī)律進行分析，得到以下結論：

圖17 質構掘進至33 m土體橫向沉降曲線

（1）通過FLAC3D軟件構建數(shù)值模型得出的地表沉降特征與實際情況展現(xiàn)出的特征基本吻合，說明了數(shù)值模擬的合理性。同時計算值較實測值偏大，可見模擬結果偏于安全，這說明利用數(shù)值模擬結果能為實際工程提供決策支持。

（2）盾構始發(fā)段加固區(qū)地表沉降很小，附近的土受拉、受剪的穩(wěn)定性得到保證。實際盾構穿越加固區(qū)時施工順利，表明本工程始發(fā)段加固方案合理。

（3）盾構機的一半進至非加固區(qū)時，引起土體的沉降速率最大，盾構機前部和尾部通過加固區(qū)分界面時引起的沉降速率較小。盾構施工影響距開挖面一定范圍內的土體，土體經過加固后，其受到的擾動效應及范圍明顯減小。

（4）盾構掘進時非加固區(qū)各層土體的橫截面沉降呈現(xiàn)正態(tài)分布。若土層的所處深度一致，離隧道軸線水平距離越近的土體沉降越大；若土層的深度不一致，隨著土層深度的增加，沉降量增大，同時其沉降曲線的寬度有所減小，總體上土體位移呈現(xiàn)的是向隧道集中的趨勢。盾構掘進主要影響隧道軸向兩側約18～22 m內的土體，縱向沉降主要影響距開挖面約15～20 m內的土體。

［1］日本土木學會.隧道標準規(guī)范（盾構篇）及解說［M］.朱偉譯.北京：中國建筑工業(yè)出版社,2001.

［2］李圍，何川，張志強.大型地下結構下修建盾構隧道模型試驗［J］.西南交通大學學報，2005，40（04）：478-483.

［3］MELIS M，MEDINA L,RODRIGUEZ J M.Prediction and analysis of subsidence induced by shield tunnelling in the Madrid Metro extension［J］.Canadian Geotechnical Journal，2002，39（6）：1273-1287.

［4］黃正榮，朱偉，梁精華，等.盾構法隧道開挖面極限支護壓力研究［J］.土木工程學報.2006，39（10）：112-116.

［5］吳賢國，張立茂，陳躍慶.地鐵施工鄰近橋梁安全風險管理研究［J］.鐵道工程學報，2012，29（07）：87-92.

［6］BURBY T J.The influence of geologic structures on deformation due to ground waterwithdrawal［J］.Ground Water，2008，46（2）：202-211.

［7］陶連金，孫斌，李曉霖.超近距離雙孔并行盾構施工的相互影響分析［J］.巖石力學與工程學報，2009（9）：1856-1862.

［8］吳賢國，姚春橋，余群舟，等.某地鐵深基坑施工中廣電大樓的沉降控制［J］.土木工程學報，2011,44（S1）：177-181.

［9］KANEKO S,KUSAKABE O，ARIIZUMI T,et al.A Study on designed pressures on lining of A shield tunnel in soft clay by rigid plastic finite element method，considering anisotropy of soil［J］.Doboku Gakkai Ronbunshuu C，2009，65（4）：846-856.

［10］滕麗.基于土體力學特性的盾構隧道施工風險監(jiān)控系統(tǒng)研究［D］.上海：上海大學,2012.

Analysis of Soil Disturbance in Launching Section Reinforced Area Caused by Shield Tunneling

LIU Wenli，WU Xianguo，WANG Yanyu，ZENG Tiemei，ZHANG Limao

In the whole tunnel construction，shield construction in launching section is prone to accidents.Based on the Jianghan-Jiyu Under-river Tunneling Project of Wuhan metro Line 2，program FLAC3D is adopted for numerical simulation of the soil disturbance regularity in the reinforced area of the launching section.The result shows that settlement trough in soil cross-section takes on a normal distribution during the shield construction in launching section.The soil settlement turns into diminution after soil reinforcement，showing smaller influence on the disturbance in the reinforced area than in the non-reinforced area.When shield machine passes through the interface of the reinforced and non-reinforced areas，the rate of soil settlement acceleration in the middle part is faster than it in the forepart and tail parts.When shield passes through the non-reinforced area，the soil settlement curve underground appears a normal distribution:the main impacts of the process act on 18～22 meter in the transverse range，15～20 meter in the longitudinal range.

shield construction；launching section construction；soil disturbance；numerical simulation；settlement regularity；end reinforcement

U455.43；TU433

10.16037/j.1007-869x.2017.08.002

2015-10-19）

*國家自然科學基金項目（51378235；71571078；51308240）；湖北省自然科學基金重點項目（ZRZ2014000104）

*王彥玉為本文通訊作者