小半徑曲線段盾構(gòu)隧道掘進(jìn)過程中地表變形規(guī)律

陳晨 朱新健 王永 焦凱 趙向輝

1.中國水利水電第三工程局有限公司， 西安 710024； 2.長安大學(xué) 公路學(xué)院， 西安 710064

在城市地下軌道交通建設(shè)中，曲線段盾構(gòu)隧道工程案例越來越多。與直線段相比，小半徑曲線段盾構(gòu)隧道地表變形規(guī)律更復(fù)雜，施工控制要求更高。

許多學(xué)者對小半徑曲線段盾構(gòu)隧道的地表變形規(guī)律進(jìn)行了研究。理論分析方面，文獻(xiàn)［1-2］基于鏡像法及Mindlin解，推導(dǎo)了曲線段盾構(gòu)隧道開挖引發(fā)的地表沉降計算公式。文獻(xiàn)［3-4］求解了考慮盾構(gòu)鉸接作用時小半徑曲線段盾構(gòu)隧道開挖誘發(fā)的地層沉降計算公式。文獻(xiàn)［5］對軟土地區(qū)盾構(gòu)施工過程中曲線段超挖量進(jìn)行了理論計算，給出了曲線段超挖引起地表沉降的防控措施。數(shù)值模擬方面，文獻(xiàn)［6-7］研究了小半徑曲線段盾構(gòu)施工時周圍土體變形規(guī)律，并分析了半徑對地層變形規(guī)律的影響。文獻(xiàn)［8-9］針對不同千斤頂推力下開挖面受力狀態(tài)的差異，給出曲線段盾尾間隙的計算方法，并分析了盾尾間隙對地表位移的影響。文獻(xiàn)［10］運用數(shù)值模擬和現(xiàn)場監(jiān)測相結(jié)合的方法，對南通一小半徑曲線段盾構(gòu)隧道施工超挖和轉(zhuǎn)彎引起的地層變形進(jìn)行了研究。文獻(xiàn)［11］建立了考慮仿形刀超挖的精細(xì)化模型，研究了曲線段盾構(gòu)隧道施工引起的地層變形特征及隧道埋深對地層變形的影響。

既有文獻(xiàn)對小半徑曲線段盾構(gòu)隧道施工引起的地表變形規(guī)律研究較多，但考慮千斤頂分區(qū)推力和曲線內(nèi)側(cè)超挖的數(shù)值模擬較少。本文以西安地鐵2號線正北區(qū)間（正陽大道—北客站）小半徑曲線段盾構(gòu)隧道為工程背景，通過現(xiàn)場實測和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，探討考慮千斤頂推力非對稱分布及曲線內(nèi)側(cè)土體超挖情況下，小半徑曲線段盾構(gòu)隧道施工過程中地表變形規(guī)律及曲線半徑對變形的影響，為建立更合理的曲線段盾構(gòu)隧道開挖模型提供參考。

1 工程概況

西安地鐵2 號線正北區(qū)間小半徑曲線段（K0 +790.00 —K0 + 422.44）曲線半徑為400 m，隧道平均埋深12 m，上覆雜填土，主要穿越中砂層。小半徑曲線段平面和地質(zhì)剖面見圖1。

小半徑曲線段采用土壓平衡盾構(gòu)機施工，盾構(gòu)刀盤外徑6.28 m，主機總長7.788 m，超挖刀最大伸出量85 mm。刀盤轉(zhuǎn)速控制在1.0 ～ 1.4 r/min，掘進(jìn)速度控制在25 ～ 40 mm/min，油壓千斤頂推力為8 ～ 12 MN。管片采用鋼筋混凝土管片，管片外徑6.0 m，厚度0.3 m，寬度1.5 m，混凝土強度等級C50，抗?jié)B等級為P12。襯砌采用錯縫拼裝方式，先拼裝底部，按左右對稱順序逐塊拼裝，最后拼裝封頂塊。

2 現(xiàn)場監(jiān)測

2.1 地表豎向位移監(jiān)測方案

沿右線隧道軸線方向布設(shè)地表豎向位移測點，800 —832 環(huán)每隔7 環(huán)布設(shè)1 個，832—852 環(huán)每隔3 環(huán)布設(shè)1個，測點布置方案根據(jù)實際情況調(diào)整，以符合現(xiàn)場和研究的需要。編號方法為YZ + 編號，編號方向與隧道開挖方向一致。

以YZ3、YZ4、YZ5和YZ6測點為中心，沿隧道橫向布置監(jiān)測斷面，編號方法為H + 編號。每個斷面上布設(shè)7 個監(jiān)測點，編號方向是從曲線內(nèi)側(cè)到曲線外側(cè)。測點布設(shè)見圖2。

圖2 監(jiān)測點布設(shè)（單位：m）

2.2 監(jiān)測數(shù)據(jù)分析

2.2.1 隧道縱向地表豎向位移

右線盾構(gòu)機掘進(jìn)至第832 環(huán)時，監(jiān)測點YZ1—YZ11 地表豎向位移曲線見圖3?？芍孩俣軜?gòu)開挖面后方地表豎向位移呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，位移最大值為16.1 mm，距開挖面19.5 m。②開挖面前方局部地表輕微隆起。最大隆起為1.77 mm，距開挖面25.5 m。

圖3 隧道縱向地表豎向位移實測曲線

2.2.2 隧道橫向地表豎向位移

右線盾構(gòu)機掘進(jìn)至第832 環(huán)時，監(jiān)測斷面HA、HB、HC、HD 處地表豎向位移曲線見圖4。可知，沉降槽中線向曲線內(nèi)側(cè)偏移。距隧道軸線左右兩側(cè)3 m處，監(jiān)測斷面HA、HB、HC、HD 沉降差分別為8.53、3.00、11.23、3.50 mm。

圖4 不同監(jiān)測斷面地表豎向位移實測曲線

3 數(shù)值模擬

3.1 模型的建立

根據(jù)右線小半徑曲線段地質(zhì)條件及隧道設(shè)計參數(shù)建立計算模型，見圖5。

圖5 計算模型（單位：m）

為了降低邊界效應(yīng)對計算結(jié)果的影響，同時提高計算效率，模型尺寸取長67.5 m（沿隧道軸線方向），寬60.0 m，高41.0 m。模型頂部采用自由邊界，四周約束水平位移，底部約束豎向位移。土體采用摩爾庫倫本構(gòu)模型，注漿等代層和管片采用彈性體模型。土體物理力學(xué)參數(shù)根據(jù)現(xiàn)場地質(zhì)勘察報告和工程經(jīng)驗取值，見表1。

表1 土體物理力學(xué)參數(shù)

盾構(gòu)在曲線段掘進(jìn)時，為了實現(xiàn)盾構(gòu)機的轉(zhuǎn)彎，需增加曲線外側(cè)的千斤頂推力。根據(jù)該區(qū)間工程地質(zhì)資料，曲線外側(cè)、內(nèi)側(cè)千斤頂推力分別設(shè)置為10、8 MN。模擬過程中將襯砌環(huán)劃分為左右兩個分區(qū)，并將千斤頂推力簡化為作用在襯砌環(huán)上的均布荷載。

為了減小盾構(gòu)機轉(zhuǎn)向時的阻力，需對曲線內(nèi)側(cè)土體進(jìn)行一定體積的超挖處理。土體超挖量理論計算公式［5］為

式中：δ為曲線段內(nèi)側(cè)土體超挖量；R0為曲線半徑；D為盾構(gòu)機直徑；L為盾構(gòu)機長度。

不考慮仿形刀伸縮的影響，通過在曲線內(nèi)側(cè)注漿等代層外設(shè)置半圓形超挖等代層來模擬曲線內(nèi)側(cè)土體超挖，見圖6。根據(jù)本工程相關(guān)參數(shù)，經(jīng)理論計算得到曲線半徑為300、350、400、450 m 時超挖等代層厚度分別為25、21、19、17 mm。

圖6 曲線內(nèi)側(cè)土體超挖模擬

3.2 計算參數(shù)的確定

根據(jù)工程設(shè)計參數(shù)，盾構(gòu)隧道管片內(nèi)徑2.7 m，幅寬1.5 m，厚度0.3 m，選用C50 鋼筋混凝土材料?？紤]到管片接頭和錯縫拼裝的影響，將管片剛度按80%折減。注漿等代層、管片和盾殼的物理力學(xué)參數(shù)依據(jù)文獻(xiàn)［12］并結(jié)合現(xiàn)場試驗段測試結(jié)果取值，見表2。

表2 注漿等代層、管片和盾殼的物理力學(xué)參數(shù)

根據(jù)現(xiàn)場施工資料，注漿壓力取0.25 MPa，土倉壓力取0.15 MPa，注漿層厚度取0.018 m。

3.3 盾構(gòu)掘進(jìn)過程的模擬

采用剛度遷移法對盾構(gòu)施工過程進(jìn)行模擬。具體步驟：① 對模型施加初始應(yīng)力；②通過null 命令將土體和超挖等代層單元改變?yōu)榭諉卧M盾構(gòu)開挖和曲線內(nèi)側(cè)土體的超挖；③在開挖面上施加均布荷載模擬土倉壓力；④激活盾殼單元并給參數(shù)賦值模擬盾構(gòu)機；⑤激活管片彈性體單元，模擬管片拼裝；⑥將盾尾已拼裝完成的管片分為左右兩個分區(qū)，施加均布荷載模擬千斤頂分區(qū)推力；⑦盾尾脫出后，激活注漿層單元并施加徑向荷載模擬盾尾同步注漿。

3.4 測點布置

僅模擬右線小半徑曲線段盾構(gòu)隧道812—832 環(huán)的掘進(jìn)過程。將隧道軸線方向的縱剖面作為監(jiān)測斷面Ⅰ-Ⅰ'，沿著斷面Ⅰ-Ⅰ'在地表每隔1.5 m布設(shè)1個位移監(jiān)測點。第832 環(huán)橫斷面作為監(jiān)測斷面Ⅱ-Ⅱ'（對應(yīng)實測的HC 監(jiān)測斷面），沿著斷面Ⅱ-Ⅱ'在地表每隔0.5 m布設(shè)1個位移監(jiān)測點。

3.5 模型驗證

采用曲線半徑400 m 的模型進(jìn)行分析。掘進(jìn)至第20 環(huán)時監(jiān)測斷面地表豎向位移模擬值與實測值對比見圖7。

圖7 各斷面地表豎向位移模擬值與實測值對比

由圖7可知：從總體上看，模擬值與實測值量級及變化規(guī)律一致，說明所建模型及參數(shù)選取比較合理。盾尾后方隧道縱向地表豎向位移實測值比模擬值大，可能是因為管片接頭不嚴(yán)密，出現(xiàn)接頭漏漿現(xiàn)象，從而降低管片支撐作用，使地表豎向位移增加。

3.6 計算結(jié)果分析

3.6.1 曲線半徑對隧道縱向地表豎向位移的影響

盾構(gòu)掘進(jìn)至第20環(huán)時，不同曲線半徑下隧道縱向地表豎向位移曲線見圖8。可知：①由于盾構(gòu)機刀盤對前方土體有擠壓作用，開挖面前方一定范圍內(nèi)地表隆起。曲線半徑為300、350、400、450 m 時開始隆起點距開挖面水平距離分別為21.0、22.5、22.5、22.5 m，平均距離約為22.1 m，隆起均小于1 mm。②開挖面前方地表豎向位移隨距開挖面水平距離增加而逐漸減小。由于前方土體尚未開挖，前方地表豎向位移相對較小。曲線半徑變化對開挖面前方地表豎向位移影響較小。③隨距開挖面水平距離增加，開挖面后方地表沉降先增大后減小。由于盾尾處土體應(yīng)力得到釋放，加上盾尾間隙的影響，在盾構(gòu)機后方地表沉降達(dá)到最大值。地表沉降最大值隨曲線半徑減小而逐漸增大。曲線半徑為300、350、400、450 m 時地表沉降最大值分別為17.03、16.27、16.08、15.65 mm，距開挖面水平距離為12 m。12 m 以后，因盾殼脫離，土體應(yīng)力釋放產(chǎn)生回彈，土體抗變形能力提高，且隨著管片的拼裝，隧道整體剛度增大，地表沉降逐漸減小。曲線半徑超過350 m 后，曲線半徑變化對開挖面后方地表沉降影響較小。

3.6.2 曲線半徑對隧道橫向地表沉降的影響

盾構(gòu)掘進(jìn)至第20環(huán)時，不同曲線半徑下隧道橫向地表沉降曲線見圖9。

圖9 不同曲線半徑下隧道橫向地表沉降曲線

由圖9 可知：①盾構(gòu)掘進(jìn)過程中地表沉降槽形態(tài)呈V 形，與Peck 沉降槽相似。②沉降槽呈不對稱分布，曲線內(nèi)側(cè)地表豎向位移大于曲線外側(cè)，沉降槽中心線向曲線內(nèi)側(cè)偏離隧道軸線，偏移距離為5.5 m。原因是：為實現(xiàn)盾構(gòu)曲線掘進(jìn)，曲線外側(cè)千斤頂推力需大于曲線內(nèi)側(cè)，使外側(cè)土體受到擠壓，產(chǎn)生一定程度的隆起，從而降低地表沉降。同時，受超挖影響，曲線內(nèi)側(cè)地層損失較大。③地表沉降最大值隨曲線半徑減小而增大。曲線半徑超過350 m 后，半徑變化對隧道橫向地表沉降影響較小。

4 結(jié)論

依托實際工程案例，通過現(xiàn)場監(jiān)測和數(shù)值模擬相結(jié)合的手段，分析小半徑曲線段盾構(gòu)隧道掘進(jìn)過程中地表變形規(guī)律及曲線半徑對地表豎向位移的影響。主要結(jié)論如下：

1）受刀盤擠壓影響，盾構(gòu)隧道開挖面前方約22.1 m 處地表會輕微隆起。受盾尾處土體應(yīng)力釋放及盾尾間隙影響，地表沉降最大值位于開挖面后方12 m 處。隨著土體應(yīng)力釋放和管片的拼裝，開挖面后方12 m以后地表沉降逐漸減小。

2）受千斤頂不對稱推力和曲線內(nèi)側(cè)超挖影響，小半徑曲線段盾構(gòu)隧道橫向地表沉降槽呈不對稱分布，曲線內(nèi)側(cè)地表沉降大于曲線外側(cè)，沉降槽中心線向曲線內(nèi)側(cè)偏離隧道軸線，偏移距離為5.5 m。

3）曲線半徑對開挖面前方地表豎向位移影響較小，對開挖面后方地表沉降影響較大。隨著曲線半徑減小，隧道縱向、橫向地表沉降最大值均逐漸增大。曲線半徑超過350 m 后，半徑變化對地表沉降影響較小。