李軍，黃帥，黃林沖，梁禹

?

跨江泥水盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程中的沿江路段地表變形特征

李軍1，黃帥2，黃林沖2，梁禹2

(1. 廣東省水利電力勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院，廣東 廣州 510635；2. 中山大學(xué) 工學(xué)院，廣東 廣州 510275)

為研究盾構(gòu)隧道施工對(duì)地表變形的影響，以某過(guò)江盾構(gòu)隧道沿江大道段的施工為背景，通過(guò)對(duì)現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)以及施工過(guò)程的分析得出地表變形規(guī)律及其成因，結(jié)合三維有限元模擬該段盾構(gòu)施工，并與實(shí)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比，根據(jù)分析結(jié)果以及工程實(shí)踐提出盾構(gòu)施工地表變形控制措施。研究結(jié)果表明：施工過(guò)程中泥水壓力對(duì)地表沉降影響顯著；實(shí)際盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程中引起的地表橫向變形分布表現(xiàn)為隆起變形，且與傳統(tǒng)Peck沉降曲線(xiàn)存在區(qū)別，縱向地表變形整體表現(xiàn)為先沉降后隆起的趨勢(shì)，在掘進(jìn)過(guò)程中應(yīng)調(diào)整泥水壓力控制地表變形；隧道有限元模型模擬結(jié)果與監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)趨勢(shì)一致，在有針對(duì)性的工程措施保證地表變形值總體可控。

泥水壓力；地表變形；盾構(gòu)隧道；有限元模擬；監(jiān)測(cè)分析

盾構(gòu)工法具有施工效率高、機(jī)械化程度高及對(duì)周?chē)h(huán)境影響小等優(yōu)點(diǎn)，在越江隧道工程中有廣泛的應(yīng)用[1?2]。在施工期間不可避免地會(huì)產(chǎn)生地層損失，引起地層變形及地面沉降，如何預(yù)測(cè)施工引起的地層位移，確保附近建筑物的結(jié)構(gòu)安全，是盾構(gòu)法隧道設(shè)計(jì)及施工過(guò)程中需要解決的重要問(wèn)題[3]。盾構(gòu)法在掘進(jìn)施工過(guò)程中會(huì)對(duì)地層產(chǎn)生擾動(dòng)，從而改變了土體的初始應(yīng)力，使周?chē)貙影l(fā)生變形，盾構(gòu)掘進(jìn)對(duì)地層的擾動(dòng)以及掘進(jìn)參數(shù)的設(shè)置直接影響縱向地表變形[4]。國(guó)內(nèi)外對(duì)于盾構(gòu)施工引起的地表沉降的研究大致可歸納為[5]：經(jīng)驗(yàn)公式法、隨機(jī)介質(zhì)法、數(shù)值計(jì)算法、模型實(shí)驗(yàn)法和現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)法。DING等[6]提出在建筑物作用下、擾動(dòng)范圍內(nèi)和擾動(dòng)范圍外，地表沉降分別呈現(xiàn)出軟木分布曲線(xiàn)特征、斜交分布曲線(xiàn)特征和正態(tài)分布曲線(xiàn)特征；魏綱等[7]建立修正的隨機(jī)介質(zhì)理論簡(jiǎn)化計(jì)算公式預(yù)測(cè)盾構(gòu)施工引起的地表沉降；鄧宗偉等[8]基于流固耦合原理通過(guò)FLAC3D建立盾構(gòu)隧道施工模型研究泥水參數(shù)對(duì)于地表沉降的影響；馬險(xiǎn)峰等[9]利用離心模型試驗(yàn)對(duì)盾構(gòu)隧道的地層損失進(jìn)行了模擬，研究了地層損失與施工期及施工后縱向地表沉降的關(guān)系；謝雄耀等[10]開(kāi)發(fā)了沉降自動(dòng)化監(jiān)測(cè)及數(shù)據(jù)移動(dòng)發(fā)布系統(tǒng)，從而實(shí)現(xiàn)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)的自動(dòng)化實(shí)時(shí)采集、分析和移動(dòng)端推送，通過(guò)分析結(jié)果優(yōu)化施工參數(shù)。本文以某過(guò)江盾構(gòu)隧道工程為研究對(duì)象，通過(guò)在沿江大道段布設(shè)測(cè)點(diǎn)，對(duì)盾構(gòu)隧道下穿沿江大道的現(xiàn)場(chǎng)及后期施工階段進(jìn)行了地表沉降的監(jiān)測(cè)，通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果分析了其地表變形規(guī)律及成因，結(jié)合實(shí)際工程建立了三維盾構(gòu)施工有限元模型，并將數(shù)值分析結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，分析研究盾構(gòu)施工過(guò)程中泥水壓力對(duì)橫向地表變形和縱向地表變形的影響，最后根據(jù)分析結(jié)果和工程實(shí)踐提出地表變形控制措施。

1 工程概況及現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)

1.1 工程概況

某越江隧道采用泥水盾構(gòu)法施工，隧道過(guò)江段采用雙管單層型式，分為南北2線(xiàn)越江，北線(xiàn)先施工，本文取北線(xiàn)下穿過(guò)沿江大道段進(jìn)行分析。管片外徑11.3 m，管片內(nèi)徑10.3 m，管片厚度50 cm，環(huán)寬2 m。隧道穿越的地層條件主要有雜填土、強(qiáng)風(fēng)化礫巖和中風(fēng)化礫巖，本文選取的隧道段主要處于強(qiáng)風(fēng)化礫巖層中。越江隧道江中盾構(gòu)段自東岸始發(fā)井始發(fā)，逐漸往西延伸，首先經(jīng)過(guò)現(xiàn)有圍蔽施工場(chǎng)地，再橫穿沿江大道，而后下穿沿江大堤，盾構(gòu)隧道由東往西越江，本文主要研究盾構(gòu)隧道下穿沿江大道引起的地表變形。

1.2 現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)分析

盾構(gòu)隧道橫穿沿江大道，盾構(gòu)施工對(duì)地層的擾動(dòng)引起地表變形，影響著沿江大道的正常運(yùn)行。為保證沿江大道結(jié)構(gòu)安全，本文主要選取NK1+760~ NK1+640段布置測(cè)點(diǎn)(S1~S9)進(jìn)行地表變形值進(jìn)行分析。其監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置情況如圖1所示，其中斷面NK1+700與NK1+650處測(cè)點(diǎn)主要監(jiān)測(cè)沿江大道處橫斷面地表變形分析。本文研究的過(guò)江隧道盾構(gòu)施工主要分為2個(gè)階段：NK1+760~NK1+710為試驗(yàn)段，在此過(guò)程中對(duì)各項(xiàng)掘進(jìn)參數(shù)進(jìn)行調(diào)整，盾構(gòu)掘進(jìn)施工時(shí)，泥水倉(cāng)壓力設(shè)置較大(2.1~2.4 bar)；NK1+710~NK1+640為正常掘進(jìn)段，泥水倉(cāng)壓力設(shè)置小于試驗(yàn)段掘進(jìn)時(shí)的泥水倉(cāng)壓力(1.3~1.8 bar)。

圖1 地表變形監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置平面圖

對(duì)典型斷面NK1+700和NK1+650進(jìn)行了連續(xù)監(jiān)測(cè)，圖2為NK1+700處監(jiān)測(cè)點(diǎn)測(cè)得的橫斷面地表隆沉變形。從圖2可以看出，當(dāng)?shù)侗P(pán)掘進(jìn)至距斷面?10 m時(shí)，斷面總體呈現(xiàn)隆起變形，中間大兩邊小，最大隆起值出現(xiàn)在測(cè)點(diǎn)S6-4為5.48 mm。在掘進(jìn)面到達(dá)測(cè)點(diǎn)正下方時(shí)，各測(cè)點(diǎn)仍出現(xiàn)較小的隆起。最終穩(wěn)定后監(jiān)測(cè)斷面地表測(cè)點(diǎn)S6-1產(chǎn)生最大沉降量?3.75 mm，S6-4產(chǎn)生最大隆起值為4.44 mm。均小于《盾構(gòu)法隧道施工與驗(yàn)收規(guī)范》(GB50446—2008)等規(guī)范規(guī)定的變形控制值(10 mm)。NK1+700監(jiān)測(cè)斷面位于試驗(yàn)段前方僅10 m，經(jīng)推斷其地表隆起的原因主要是由于盾構(gòu)在試驗(yàn)段掘進(jìn)時(shí)泥水倉(cāng)壓力設(shè)置過(guò)大造成[11]。

圖2 NK1+700斷面測(cè)點(diǎn)地表沉降隨刀盤(pán)距離變化曲線(xiàn)

圖3為NK1+650處監(jiān)測(cè)點(diǎn)測(cè)得的橫斷面地表隆沉變形。從圖3可以看出，除在S8-2測(cè)點(diǎn)測(cè)得有極微小的隆起以外，其余測(cè)點(diǎn)均為沉降變形。最終穩(wěn)定后，監(jiān)測(cè)斷面地表測(cè)點(diǎn)S8-1測(cè)得最大沉降量1.02 mm。NK1+650斷面位于盾構(gòu)正常掘進(jìn)段，其泥水壓力與地層側(cè)向壓力基本處于動(dòng)態(tài)平衡狀態(tài)，因此該地段地表變形較小。圖3地表沉降曲線(xiàn)并非關(guān)于隧道中心線(xiàn)對(duì)稱(chēng)，主要是因?yàn)樵摂嗝娌⒎蔷坏貙?，屬于粉質(zhì)黏土層與強(qiáng)風(fēng)化礫巖地層的過(guò)渡段，巖性變化較大，此外地表沉降還受掘進(jìn)參數(shù)、同步注漿、盾構(gòu)姿態(tài)控制等影響，實(shí)測(cè)曲線(xiàn)與傳統(tǒng)peck沉降曲線(xiàn)有差別。

圖4為NK1+770-NK1+625縱向地表沉降與盾構(gòu)機(jī)泥水壓力變化圖。從圖4可以看出，縱向地表變形受泥水壓力影響顯著。掘進(jìn)至斷面NK1+710前為試驗(yàn)段，泥水壓力較大；斷面NK1+710之后為正常掘進(jìn)段，泥水壓力設(shè)置較小。盡管斷面NK1+710前測(cè)得的泥水壓力較大，但從現(xiàn)場(chǎng)施工情況來(lái)看，由于掘進(jìn)時(shí)機(jī)器故障、參數(shù)調(diào)試、換刀等原因，盾構(gòu)機(jī)停機(jī)頻繁，在停機(jī)保壓過(guò)程中，由于盾構(gòu)機(jī)處于一個(gè)靜態(tài)平衡的過(guò)程，泥水壓力會(huì)在滲透壓力作用下沿著地層裂隙流失，而達(dá)不到預(yù)設(shè)的保壓平衡，當(dāng)土體側(cè)壓力大于泥水平衡壓力時(shí)，容易產(chǎn)生地表沉降[4]。

圖3 NK1+650斷面測(cè)點(diǎn)地表沉降隨刀盤(pán)距離變化曲線(xiàn)

斷面NK1+710之后，盾構(gòu)機(jī)掘進(jìn)參數(shù)調(diào)試回歸正常，停機(jī)時(shí)間減少，盾構(gòu)機(jī)運(yùn)行平穩(wěn)。從圖4可知，盾構(gòu)在正常段推進(jìn)時(shí)泥水倉(cāng)壓力較試驗(yàn)段有所下降，但是在斷面NK1+710附近的位置上地表變形發(fā)生突變，由沉降變形突變?yōu)槁∑鹱冃?，結(jié)合施工實(shí)際分析其原因，盾構(gòu)機(jī)在掘進(jìn)至斷面NK1+720環(huán)附近進(jìn)行了停機(jī)調(diào)試，因此在該點(diǎn)附近地表沉降達(dá)到最大，最終沉降值為9.28 mm。之后開(kāi)機(jī)啟動(dòng)，泥水倉(cāng)重新建立動(dòng)態(tài)泥水平衡，地表沉降量迅速減小直至發(fā)生隆起，至斷面NK1+700達(dá)到最大，最終隆起值為3.98 mm。斷面NK1+710附近泥水壓力降低，隨后地表隆起變形量逐漸減小。隨著盾構(gòu)機(jī)掘進(jìn)，地表隆沉變形按一定趨勢(shì)變化。在正式掘進(jìn)段，地表隆起隨著盾構(gòu)機(jī)向前掘進(jìn)逐漸減小。一般認(rèn)為，地表變形趨勢(shì)變化的原因是后期土層自身擾動(dòng)及固結(jié)所引起，但無(wú)論是沉降還是隆起，其變形均較小。

圖4 縱向地表沉降與盾構(gòu)機(jī)泥水壓力變化圖

2 數(shù)值模擬

為研究泥水壓力對(duì)盾構(gòu)引起地表變形的影響，本文建立有限元模型，按照實(shí)際施工情況設(shè)置不同泥水壓力進(jìn)行分析。

2.1 數(shù)值計(jì)算模型

本文采用有限元軟件Midas GTS-NX建立該盾構(gòu)隧道施工的三維有限元模型，選取實(shí)際斷面NK1+760~NK1+640這段進(jìn)行模擬分析，模型尺寸為120 m×120 m×70 m，如圖5所示。隧道長(zhǎng)度模擬為120 m，包括60環(huán)管片，沿江大道網(wǎng)格尺寸為1 m，土層網(wǎng)格尺寸為4 m，盾殼、管片、注漿層及開(kāi)挖區(qū)域網(wǎng)格尺寸為1 m，隧道斷面NK1+760向斷面NK1+650進(jìn)行開(kāi)挖。沿江大道和各土層均簡(jiǎn)化為勻質(zhì)水平層狀分布，開(kāi)挖步長(zhǎng)為2 m，模擬開(kāi)挖僅從空間推進(jìn)，不考慮時(shí)間效應(yīng)。模型設(shè)置地下水位(?5 m)，土層、沿江大道、注漿層均采用實(shí)體單元模擬，管片和盾殼則采用板單元進(jìn)行模擬，模型邊界條件為四周采用法向約束、底端采用固定約束。本模型模擬的荷載主要有：泥水壓力、自重、注漿壓力和盾殼前進(jìn)過(guò)程中對(duì)管片的千斤頂力。模型劃分為179 336個(gè)單元，105 222個(gè)節(jié)點(diǎn)。

土層計(jì)算參數(shù)如表1所示，隧道位于中風(fēng)化礫巖層中。

圖5 有限元模型

表1 土層物理力學(xué)指標(biāo)

2.2 計(jì)算結(jié)果分析

為研究盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程中泥水壓力變化對(duì)于地表變形的影響，本文考慮改變泥水壓力及模擬盾構(gòu)停機(jī)工況，模型施工步主要分為2個(gè)階段：試驗(yàn)段施工和正常施工段。

1) 試驗(yàn)段施工模擬(斷面NK1+760~NK1 +710)。第1個(gè)施工步向前掘進(jìn)一環(huán)，泥水壓力設(shè)置為240 kPa；第2個(gè)施工步掌子面不推進(jìn)，僅將泥水壓力降至100 kPa。直至掘進(jìn)至斷面NK1+710，共50個(gè)施工步，模擬試驗(yàn)段施工的頻繁停機(jī)過(guò)程。

2) 正常施工段模擬(斷面NK1+710~NK1+ 640)。施工步正常模擬，即每個(gè)施工步掌子面均向前掘進(jìn)一環(huán)，共35個(gè)施工步，同時(shí)泥水壓力設(shè)置為120 kPa，管片滯后一環(huán)安裝。

2.2.1 地表變形橫向分布規(guī)律

圖6(a)和6(b)分別表示盾構(gòu)刀盤(pán)到達(dá)斷面NK1+700及NK1+650時(shí)沿江大道的豎向變形云圖，從圖中可以看出，當(dāng)掘進(jìn)至斷面NK1+700時(shí)，隧道掌子面正上方各測(cè)點(diǎn)(S6-1~S6-5)位置表現(xiàn)為隆起變形，沿隧道中軸線(xiàn)呈對(duì)稱(chēng)分布，最大隆起值為1.78 mm。隆起現(xiàn)象主要由于試驗(yàn)段盾構(gòu)施工時(shí)，掌子面施加的泥水壓力較大(240 kPa)，擠壓前方土體，造成前方地表發(fā)生隆起變形。當(dāng)盾構(gòu)刀盤(pán)到達(dá)斷面NK1+650時(shí)，隧道掌子面正上方各測(cè)點(diǎn)(S8-1~ S8-5)位置表現(xiàn)為沉降變形，最大沉降位于隧道中軸線(xiàn)對(duì)應(yīng)的地表測(cè)點(diǎn)(S8-3)，其沉降量為1.88 mm，分析其原因，主要是斷面NK1+650距離試驗(yàn)段較遠(yuǎn)，所受的影響小，其泥水壓力相對(duì)設(shè)置較小(120 kPa)，斷面上方土體由于隧道開(kāi)挖引起地層損失，地表測(cè)點(diǎn)出現(xiàn)沉降變形。

(a) NK1+700；(b) NK1+650

為研究在盾構(gòu)隧道開(kāi)挖推進(jìn)過(guò)程中地表的橫向沉降整體變化規(guī)律，以2個(gè)典型斷面(NK1+700和NK1+650)為研究對(duì)象，通過(guò)研究2斷面對(duì)應(yīng)測(cè)點(diǎn)地表沉降曲線(xiàn)在盾構(gòu)開(kāi)挖掘進(jìn)中的變化情況，得出其變化規(guī)律。并結(jié)合實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行比對(duì)，結(jié)果如圖7所示。從圖7(a)中可以看出：掘進(jìn)至斷面NK1+ 700時(shí)，該斷面上測(cè)點(diǎn)的實(shí)測(cè)值與模擬值的趨勢(shì)一致，均為隆起變形，兩端測(cè)點(diǎn)的模擬值與實(shí)測(cè)值十分吻合，中間測(cè)點(diǎn)模擬值小于實(shí)測(cè)值，這是由于實(shí)際施工環(huán)境更為復(fù)雜所致。同時(shí)比較圖中掘進(jìn)至不同斷面時(shí)得到的地表橫向變形曲線(xiàn)，隨盾構(gòu)施工的推進(jìn)，其橫向隆起變形減小，并逐漸轉(zhuǎn)化為沉降變形，分析其原因，這是由于斷面NK1+710后為正常施工階段，其泥水壓力設(shè)置較小，對(duì)前方土體的擠壓作較小，從而隆起變形量減小，隧道繼續(xù)開(kāi)挖施工造成上方土體地層損失導(dǎo)致后期產(chǎn)生地表沉降。圖7(b)中模擬值與實(shí)測(cè)值雖趨勢(shì)有所差異，其原因在于斷面NK1+650實(shí)際的地層條件更為復(fù)雜，而模擬采用的是均以地層條件，但由于該斷面的泥水壓力設(shè)置較小，其地表變形呈現(xiàn)沉降，且變形量與實(shí)測(cè)值較為接近，地表橫向沉降槽隨盾構(gòu)的推進(jìn)而逐漸加深。基于以上分析可以得出：泥水壓力過(guò)大會(huì)導(dǎo)致地表產(chǎn)生隆起變形，通過(guò)實(shí)時(shí)改變泥水壓力可以有效的控制地表變形。

(a) NK1+700；(b) NK1+650

2.2.2 地表變形縱向分布規(guī)律

選取隧道中軸線(xiàn)正上方地表變形進(jìn)行分析，圖7為縱向地表變形隨盾構(gòu)掘進(jìn)的變化曲線(xiàn)，并結(jié)合掘進(jìn)至斷面NK1+670時(shí)的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析。從圖8可以看出：掘進(jìn)至斷面NK1+670時(shí)，其有限元模擬得出的結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果趨勢(shì)一致，說(shuō)明了該模型參數(shù)的設(shè)置基本滿(mǎn)足需求。模擬值總體較實(shí)測(cè)值偏小，模擬的最大隆起變形量為0.5 mm，最大沉降量為5.5mm。這是由于模型只模擬泥水壓力變化對(duì)地表變形的影響，而未考慮孔隙水壓力、同步注漿等因素。斷面NK1+710之前，由于模擬了頻繁停機(jī)過(guò)程，各測(cè)點(diǎn)地標(biāo)變形模擬值與實(shí)測(cè)值一致，均表現(xiàn)為沉降變形。模擬的最大沉降至出現(xiàn)在開(kāi)始掘進(jìn)的斷面(NK1+760)，與實(shí)測(cè)不同，其最大沉降值出現(xiàn)在斷面NK1+720處，這是由于模型邊界所致。模擬值在斷面NK1+720處也出現(xiàn)了較小的沉降趨勢(shì)，這說(shuō)明了模擬的盾構(gòu)施工試驗(yàn)段能很好的描述實(shí)際工況。模擬結(jié)果在斷面NK1+710之后也先后出現(xiàn)了較小的隆起變形，與實(shí)際結(jié)果趨勢(shì)一致，但隆起變形量小于實(shí)測(cè)值。對(duì)比掘進(jìn)至不同斷面的地表縱向變形的曲線(xiàn)，可以看出：其整體趨勢(shì)相同，沿著隧道中軸線(xiàn)上的測(cè)點(diǎn)，地表均是由沉降變形逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)槁∑鹱冃?，且隆起變形量遠(yuǎn)小于沉降變形量。由沉降變形突變?yōu)槁∑鹱冃蔚奈恢秒S著盾構(gòu)施工的掘進(jìn)而逐漸向施工前進(jìn)方向移動(dòng)，地表變形量差值隨施工方向現(xiàn)增大后減小，最大差值出現(xiàn)在斷面NK1+720的位置。模擬結(jié)果表明地表變形受泥水壓力影響較大，盾構(gòu)停工保壓過(guò)程中如泥水壓力設(shè)置過(guò)小會(huì)導(dǎo)致地表出現(xiàn)沉降變形。

圖8 掘進(jìn)至斷面NK1+670地表縱向變形

3 地表變形控制措施

盾構(gòu)施工時(shí)應(yīng)不斷優(yōu)化各施工參數(shù)，并使各參數(shù)相匹配，使其對(duì)周?chē)貙佑绊懽钚??；诠こ虒?shí)踐提出以下有針對(duì)性的地表變形控制措施。

1) 泥水壓力、泥漿流量及質(zhì)量的控制[12]。因覆土厚度不斷變化，泥水壓力難以及時(shí)調(diào)節(jié)，為避免泥水壓力過(guò)小導(dǎo)致開(kāi)挖面土體失穩(wěn)，建議基于隧道最大埋深設(shè)定泥水壓力。當(dāng)開(kāi)挖面土層以黏性土為主時(shí)，黏土易結(jié)塊，泥水艙及泥漿泵易堵塞，為避免堵塞引起泥水壓力波動(dòng)，應(yīng)加大進(jìn)出泥漿流量，提高泥漿攜帶土塊的能力。

2) 同步注漿及二次注漿控制。在盾構(gòu)穿越施工時(shí)，掘進(jìn)速度、刀盤(pán)轉(zhuǎn)速控制平穩(wěn)，盡量做到勻速、不間斷通過(guò)，以減小對(duì)地層的擾動(dòng)，實(shí)現(xiàn)在地層產(chǎn)生較大變形之前迅速完成同步注漿及二次補(bǔ)注漿作業(yè)，及吋補(bǔ)充地層損失，從而減小土體變形。

3) 盾構(gòu)掘進(jìn)速度及姿態(tài)控制。在保證開(kāi)挖面穩(wěn)定的前提下，盡可能快速地通過(guò)沿江大道，并避免盾構(gòu)較長(zhǎng)時(shí)間的擱置；推進(jìn)軸線(xiàn)盡量與隧道軸線(xiàn)保持一致，減小糾偏量，減輕盾構(gòu)與周?chē)翆又g的摩擦。南線(xiàn)在根據(jù)北線(xiàn)先期施工經(jīng)驗(yàn)調(diào)整施工參數(shù)后，其中掘進(jìn)速度的調(diào)整情況如圖9所示，南線(xiàn)掘進(jìn)速度明顯大于北線(xiàn)，由兩線(xiàn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)比可知南線(xiàn)地表變形小于北線(xiàn)。

圖9 南北線(xiàn)掘進(jìn)速度變化曲線(xiàn)

4) 在沿江路段上布置合理的監(jiān)測(cè)點(diǎn)位，加大監(jiān)測(cè)頻率，密切關(guān)注地表沉降情況，根據(jù)監(jiān)測(cè)結(jié)果實(shí)時(shí)優(yōu)化掘進(jìn)參數(shù)。

5) 盾構(gòu)穿越后的處理。在盾構(gòu)穿越后，仍需長(zhǎng)期監(jiān)測(cè)，掌握沿江路段的沉降狀況，沉降監(jiān)測(cè)應(yīng)持續(xù)到沉降穩(wěn)定為止。

4 結(jié)論

1) 盾構(gòu)隧道掘進(jìn)引起的地表橫向沉降分布曲線(xiàn)形態(tài)和經(jīng)典Peck沉降曲線(xiàn)有一定差別，斷面NK1+700呈現(xiàn)明顯的隆起變形。主要是因?yàn)樵跀嗝鍺K1+700前方為盾構(gòu)試驗(yàn)段，其泥水壓力設(shè)置過(guò)大，大于土體側(cè)壓力使被測(cè)斷面產(chǎn)生隆起變形。斷面NK1+650隨盾構(gòu)掌子面推進(jìn)基本表現(xiàn)為沉降變形，但并非關(guān)于隧道中心線(xiàn)對(duì)稱(chēng)，這主要由于地層不均一巖性變化較大所致。

2) 盾構(gòu)隧道施工引起的縱向變形最大隆起值為3.98 mm，最大沉降值為9.28 mm。由監(jiān)測(cè)結(jié)果可知，地表隆起和沉降變化主要受泥水壓力變化影響。泥水壓力在盾構(gòu)機(jī)停機(jī)保壓過(guò)程中會(huì)沿地層裂隙往外滲透流失，從而導(dǎo)致掌子面難以處于保壓平衡狀態(tài)，當(dāng)土體側(cè)壓力大于泥水平衡壓力時(shí)，容易產(chǎn)生地表沉降。盾構(gòu)機(jī)突然啟動(dòng)，重新建立掌子面動(dòng)態(tài)平衡后，在較大泥水壓力作用下，刀盤(pán)前方土體又產(chǎn)生隆起變形。

3) 通過(guò)有限元軟件Midas GTS-NX對(duì)該區(qū)間段施工進(jìn)行模擬，模擬過(guò)程采用不同掘進(jìn)壓力擬合實(shí)際施工情況。盾構(gòu)通過(guò)斷面NK1+700表現(xiàn)為隆起變形，斷面NK1+650呈現(xiàn)沉降變形，最大值都出現(xiàn)在隧道中心線(xiàn)位置，縱向地表變形曲線(xiàn)趨勢(shì)與實(shí)測(cè)結(jié)果基本一致。對(duì)比數(shù)值分析的結(jié)果和現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)分析，得到了地表隆沉變形隨盾構(gòu)泥水壓力變化的趨勢(shì)。

4) 結(jié)合過(guò)江隧道穿越沿江路段的現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果以及針對(duì)該工程的數(shù)值模擬結(jié)果分析得出：本工程中影響地表變形的因素主要是泥水倉(cāng)壓力的變化。在沿江大道上布置合理的監(jiān)測(cè)點(diǎn)位，并加大監(jiān)測(cè)頻率，時(shí)刻關(guān)注沿江大道地表變形情況，根據(jù)監(jiān)測(cè)結(jié)果實(shí)時(shí)調(diào)整優(yōu)化掘進(jìn)參數(shù)，尤其泥水倉(cāng)壓力，防止其設(shè)置過(guò)大導(dǎo)致地表隆起量過(guò)大。結(jié)合數(shù)值分析、現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)與工程實(shí)踐，提出合理的施工控制措施，優(yōu)化掘進(jìn)參數(shù)，減小盾構(gòu)掘進(jìn)對(duì)地表沉降的 影響。

[1] 梁禹, 陽(yáng)軍生, 王樹(shù)英, 等. 考慮時(shí)變性影響的盾構(gòu)壁后注漿漿液固結(jié)及消散機(jī)制研究[J]. 巖土力學(xué), 2015(12): 3373?3380. LIANG Yu, YANG Junsheng, WANG Shuying, et al. A study on grout consolidation and dissipation mechanism during shield backfilled grouting with considering time effect[J]. Rock and Soil Mechanics, 2015(12): 3373? 3380.

[2] 梁禹, 陽(yáng)軍生, 林輝. 大直徑盾構(gòu)隧道施工階段管片上浮與受力研究[J]. 現(xiàn)代隧道技術(shù), 2016, 53(3): 91?97. LIANG Yu, YANG Junsheng, LIN Hui. On segment floating and relevant mechanical behaviors during large-diameter shield tunnelling[J]. Modern Tunnelling Technology, 2016, 53(3): 91?97.

[3] GAO M Z, ZHANG Z L, QIU Z Q, et al. The mechanism of hysteretic ground settlement caused by shield tunneling in mixed-face conditions[J]. Geomechanics and Geophysics for Geo-Energy and Geo-Resources, 2017(3): 1?11.

[4] ZHU C. Control of surface settlement by considering shield tunneling technology[J]. Ksce Journal of Civil Engineering, 2017, 21(7): 2896?2907.

[5] 葉飛, 茍長(zhǎng)飛, 陳治, 等. 盾構(gòu)隧道同步注漿引起的地表變形分析[J]. 巖土工程學(xué)報(bào), 2014, 36(4): 618?624. YE Fei, GOU Changfei, CHEN Zhi, et al. Ground surface deformation caused by synchronous grouting of shield tunnels[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2014, 36(4): 618?624.

[6] DING Z, WEI X J, WEI G. Prediction methods on tunnel-excavation induced surface settlement around adjacent building[J]. Geomechanics & Engineering, 2017, 12(2): 185?195.

[7] 魏綱, 周楊侃. 隨機(jī)介質(zhì)理論預(yù)測(cè)近距離平行盾構(gòu)引起的地表沉降[J]. 巖土力學(xué), 2016(增2): 113?119. WEI Gang, ZHOU Yangkan. A simplified method for predicting ground settlement caused by adjacent parallel twin shield tunnel construction based on stochastic medium theory[J]. Rock & Soil Mechanics, 2016(Suppl 2): 113?119.

[8] 鄧宗偉, 伍振志, 曹浩, 等. 基于流固耦合的泥水盾構(gòu)隧道施工引發(fā)地表變形[J]. 中南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2013, 44(2): 785?791. DENG Zongwei, WU Zhenzhi, CAO Hao, et al. Surface deformation of slurry shield tunneling using fluid-solid coupling theory[J]. Journal of Central South University (Natural Science), 2013, 44(2): 785?791.

[9] 馬險(xiǎn)峰, 王俊淞, 李削云, 等. 盾構(gòu)隧道引起地層損失和地表沉降的離心模型試驗(yàn)研究[J]. 巖土工程學(xué)報(bào), 2012, 34(5): 942?947. MA Xianfeng, WANG Junsong, LI Xiaoyun, et al. Centrifuge modeling of ground loss and settlement caused by shield tunnelling in soft ground[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2012, 34(5): 942? 947.

[10] 謝雄耀, 李軍, 王強(qiáng). 盾構(gòu)施工地表沉降自動(dòng)化監(jiān)測(cè)及數(shù)據(jù)移動(dòng)發(fā)布系統(tǒng)[J]. 巖土力學(xué), 2016(增2): 788?794. XIE Xiongyao, LI Jun, WANG Qiang. Automatic monitoring and mobile data publishing system of ground settlement induced by shield tunneling[J]. Rock & Soil Mechanics, 2016(Suppl 2): 788?794.

[11] FANG Y, HE C, Nazem A, et al. Surface settlement prediction for EPB shield tunneling in sandy ground[J]. Ksce Journal of Civil Engineering, 2017, 21(7): 2908? 2918.

[12] 張亞洲, 閔凡路, 孫濤, 等. 硬塑性黏土地層泥水盾構(gòu)停機(jī)引起的地表塌陷機(jī)制研究[J]. 巖土力學(xué), 2017, 38(4): 1141?1147. ZHAN Yazhou, MIN Fanlu, SUN Tao, et al. Analysis of causes for ground subsidence induced by slurry shield shutdown in hard plastic caly[J]. Rock and Soil Mechanics, 2017, 38(4): 1141?1147.

(編輯 蔣學(xué)東)

Surface deformation characteristics cross the river during slurry shield tunneling

LI Jun1, HUANG Shuai2, HUANG Linchong2, LIANG Yu2

(1. Guangdong Hydropower Planning & Design Institute, Guangzhou 510635, China;2. School of Engineering, Sun Yat-Sen University, Guangzhou 510275, China)

Based on a real project of cross river shield tunnel, the influence of shield driving on ground deformation had been studied, by combing the analysis of field monitoring and three-dimensional finite element simulation. The results show that: the longitudinal settlement is greatly affected by the slurry pressure fluctuation during shield driving. The lateral deformation of ground surface caused by shield driving is different from the one obtained from traditional Peck settlement curve. Longitudinal deformation of ground shows the trend of settlement first and then uplift, and the slurry pressure should be adjusted to control the ground deformation in the process of tunneling. The simulation result is in accord with the field monitoring data, which indicates that the settlement could be under control if some related measurements are adopted.

slurry pressure; ground deformation; shield tunnel; finite element simulation; monitoring analysis

10.19713/j.cnki.43?1423/u.2019.05.019

U455.43

A

1672 ? 7029(2019)05 ? 1252 ? 08

2018?06?21

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51678578 & 51708564)；中國(guó)博士后科學(xué)基金面上資助項(xiàng)目(2018M633223)；廣東省交通運(yùn)輸廳科技資助項(xiàng)目(2016?02?026)；廣州市科技計(jì)劃資助項(xiàng)目(201704020139 & 201804010107)；高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)中山大學(xué)青年教培育資助項(xiàng)目(18lgpy31)

梁禹(1986?)，男，湖南長(zhǎng)沙人，副研究員，博士，從事隧道工程研究；E?mail：liangyu25@mail.sysu.edu.cn