軟土地區(qū)盾構(gòu)停推地表沉降預(yù)測(cè)模型

劉光和，王 兵，俞嘉椿

LIU Guanghe，WANG Bing，YU Jiachun

(福建華東巖土工程有限公司，福建 福州350001)

土壓平衡盾構(gòu)法施工以施工質(zhì)量好、對(duì)地層擾動(dòng)小、安全、高效等優(yōu)點(diǎn)，逐漸成為城市地鐵隧道施工的主要施工方法。許多專家學(xué)者對(duì)盾構(gòu)隧道施工引起地層位移問題已進(jìn)行深入研究［1-5］，得到隧道施工地層變形基本規(guī)律。在實(shí)際施工過(guò)程中，由于施工操作不熟練，機(jī)械使用時(shí)間過(guò)長(zhǎng)或缺乏必要的保養(yǎng)，在長(zhǎng)距離掘進(jìn)過(guò)程中往往容易產(chǎn)生故障而不得不停機(jī)。在盾構(gòu)停機(jī)期間，地層的應(yīng)力狀態(tài)、位移變形規(guī)律沒有得到深入研究。實(shí)踐表明，在停機(jī)期間會(huì)導(dǎo)致較大的地層變形，從而引起地下結(jié)構(gòu)物的破壞。

泰國(guó)曼谷土壓平衡盾構(gòu)施工的地鐵隧道實(shí)測(cè)研究發(fā)現(xiàn)［6］，螺旋排土器產(chǎn)生故障而停機(jī)，引起103 mm 的地表沉降;之后在盾構(gòu)機(jī)密封的檢查而停機(jī)，引起55 mm 的地面沉降。在倫敦某人工開挖隧道監(jiān)測(cè)的基礎(chǔ)上，發(fā)現(xiàn)測(cè)點(diǎn)Y1 在盾構(gòu)機(jī)停機(jī)5 d 期間分層沉降速度略大于正常掘進(jìn)測(cè)點(diǎn)［4］。林存剛等［7］對(duì)盾構(gòu)停機(jī)過(guò)程中，地表沉降進(jìn)行理論分析，認(rèn)為盾構(gòu)機(jī)停機(jī)期間壓縮下臥土層，從而增大了建筑孔隙，導(dǎo)致地表附加沉降。在對(duì)超大直徑土壓平衡盾構(gòu)施工對(duì)環(huán)境的影響實(shí)測(cè)分析發(fā)現(xiàn)，在盾構(gòu)機(jī)停推過(guò)程，位于盾構(gòu)機(jī)前方的土體有明顯的下沉趨勢(shì)［8］。在對(duì)美國(guó)第一條土壓平衡盾構(gòu)隧道——舊金山排污隧道檢測(cè)發(fā)現(xiàn)，在兩處停機(jī)處地面沉降急劇發(fā)展:進(jìn)行盾構(gòu)機(jī)與動(dòng)力系統(tǒng)連接作業(yè)，停機(jī)15 d，地面最大沉降達(dá)76 mm［9］。

綜上所述，在盾構(gòu)機(jī)停推過(guò)程中，地表沉降變形發(fā)展迅速，超過(guò)正常掘進(jìn)過(guò)程中地表位移發(fā)展速度，往往在停機(jī)期間更容易引起地下結(jié)構(gòu)物的破壞。本文結(jié)合杭州地鐵二號(hào)線N—P 區(qū)間因盾構(gòu)停機(jī)引起地表沉降的實(shí)測(cè)資料，總結(jié)盾構(gòu)機(jī)在停機(jī)期間地表位移的變化規(guī)律，并提出停機(jī)后地層變形模式及建立地表沉降預(yù)測(cè)模型，這對(duì)類似工程將有一定的借鑒意義。

1 停機(jī)前方土層沉降預(yù)測(cè)模型

在結(jié)合有限元模擬分析時(shí)發(fā)現(xiàn)，在黏性土中，盾構(gòu)開挖面前方破壞模式為筒倉(cāng)模式，并指出在開挖面前方土體為以土體內(nèi)摩擦角2φ 為滑動(dòng)角成為整體沉降模式［10-11］。

為計(jì)算方便，由此可以假定在盾構(gòu)停機(jī)過(guò)程中，前方土體向盾構(gòu)機(jī)開挖面作整體移動(dòng)。整體沉降模型見圖1。

圖1 停機(jī)期間前方土體沉降示意圖

對(duì)本模型作如下基本假定:

(1)盾構(gòu)機(jī)在停機(jī)過(guò)程中，前方(Ds+ C)tan 2φ -Ctan2φ 范圍內(nèi)產(chǎn)生沉降變形。而在切口投影前方Ctan2φ 范圍內(nèi)，不受停機(jī)影響，地表無(wú)沉降。

(2)停機(jī)過(guò)程中，A 區(qū)與C 區(qū)不發(fā)生任何變形，C 區(qū)整體沿與水平線成2φ(φ 為土體內(nèi)摩擦角)角度向盾構(gòu)機(jī)切口方向移動(dòng)。

(3)假定土艙土完全被重塑，土體充滿土艙，受平均側(cè)向靜止土壓力為p 作用下，沿開挖面單面排水固結(jié)。

(4)在停機(jī)過(guò)程中，盾構(gòu)機(jī)千斤頂提供足夠的壓力，盾構(gòu)機(jī)不后退。

(5)由于本工程地表場(chǎng)地為地勢(shì)開闊、平坦的農(nóng)業(yè)田地，因此地表附加荷載假定為零。

基于上述假定，在盾構(gòu)機(jī)停機(jī)過(guò)程中，預(yù)測(cè)模型原理如下:土艙土體在p 作用下壓縮固結(jié)，在某時(shí)間t 內(nèi)變形量為Δl。與此同時(shí)，B 區(qū)土體沿與水平面夾角φ 向土艙移動(dòng)量為Δl。由圖1 所示三角函數(shù)關(guān)系可得在地表沉降變形量:

由式(1)可知，要預(yù)測(cè)在某時(shí)間t 內(nèi)地表沉降量的關(guān)鍵在于得到B 區(qū)土體沿夾角2φ 向切口移動(dòng)位移Δl，而由以上分析可知，可以把土艙內(nèi)土體受側(cè)向靜止土壓力固結(jié)壓縮看作為一維固結(jié)壓縮問題。根據(jù)固結(jié)理論［12］，可得:

在t 時(shí)間后，土體固結(jié)變形量為

2 工程概況及地質(zhì)條件

2.1 工程概況

杭州地鐵N—P 區(qū)間掘進(jìn)采用土壓平衡盾構(gòu)機(jī)。盾構(gòu)機(jī)外徑Ds= 6.34 m，機(jī)體長(zhǎng)為8.68 m。隧道管片為預(yù)制鋼筋混凝土管片，管片外徑DO= 6.2 m，內(nèi)徑為Di= 5.5 m。管片采用6 環(huán)錯(cuò)縫拼裝。由上而下土層分布為填土、黏質(zhì)粉土、淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土、淤泥質(zhì)黏土、淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土、粉質(zhì)黏土等。本場(chǎng)地地下水位位于地表下2 m。盾構(gòu)機(jī)主要穿越土層為:④1淤泥質(zhì)黏土，④2淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土。各土層物理力學(xué)指標(biāo)參數(shù)見表1。

表1 場(chǎng)地主要土層物理力學(xué)指標(biāo)

2.2 NP96 環(huán)停機(jī)分析

2011年9月26 日在掘進(jìn)到NP 96，拼裝完成NP 90 環(huán)時(shí)，由于負(fù)環(huán)拆除及百環(huán)驗(yàn)收檢查，盾構(gòu)停推。在停機(jī)過(guò)程中，保持土壓艙滿艙，平均土艙壓力為0.12 MPa。至10月2日下午3 點(diǎn)，盾構(gòu)機(jī)重新啟動(dòng)，掘進(jìn)第97 環(huán)。在NP96 停機(jī)時(shí)，在各環(huán)對(duì)應(yīng)地表位置測(cè)點(diǎn)分布見圖2。

圖2 NP96 停機(jī)測(cè)點(diǎn)分布圖

在盾構(gòu)停止推進(jìn)過(guò)程中，加強(qiáng)對(duì)地表土體的監(jiān)測(cè)頻率。停機(jī)前方地表沉降變化見圖3。在停推過(guò)程中，盡管盾構(gòu)土艙的土壓力保持不變，但盾構(gòu)機(jī)前方地表沉降仍然持續(xù)發(fā)展，呈現(xiàn)整體下沉或整體上升。圖4 給出各測(cè)點(diǎn)的位移發(fā)展過(guò)程。NP100、NP110、NP120 在盾構(gòu)停機(jī)后，各測(cè)點(diǎn)的沉降變化規(guī)律基本一致，表明前方土體為整體沉降模式。至9月30日早上，監(jiān)測(cè)點(diǎn)沉降量達(dá)到最大。最大累積沉降量測(cè)點(diǎn)為NP120，總沉降為-5.62 mm。而位于盾構(gòu)機(jī)上方的測(cè)點(diǎn)NP90 及NP95 沉降發(fā)展速度較快，與上述測(cè)點(diǎn)的發(fā)展速度有明顯的區(qū)別，但是與正常掘進(jìn)地表發(fā)展規(guī)律一致。

在9月30 下午的重新運(yùn)行過(guò)程中，各地表位移有明顯的隆起，由圖4 可見，各點(diǎn)的隆起量亦是基本一樣大小，呈現(xiàn)前方土體整體隆起的規(guī)律。

圖3 NP96 環(huán)停機(jī)地表沉降變化

圖4 各測(cè)點(diǎn)沉降發(fā)展圖

在停機(jī)過(guò)程中，整體沉降變化范圍約為5Ds(Ds為盾構(gòu)機(jī)直徑)。根據(jù)上海地鐵隧道施工經(jīng)驗(yàn)認(rèn)為:前方土體對(duì)盾構(gòu)施工有明顯響應(yīng)范圍為3Ds［3］。在杭州軟土地層中，盾構(gòu)停機(jī)前方土體沉降變形范圍遠(yuǎn)大于正常施工的土體擾動(dòng)范圍。這可能是盾構(gòu)正常推進(jìn)時(shí)，盾構(gòu)始終能夠提供一定的開挖面支護(hù)力，而在停機(jī)過(guò)程中，開挖面支護(hù)力隨著土艙土體的壓力固結(jié)，逐漸減小，從而導(dǎo)致停機(jī)過(guò)程中的擾動(dòng)范圍大于正常推進(jìn)的擾動(dòng)施工范圍。

2.3 NP197 環(huán)停機(jī)分析

從2011年10月14日在掘進(jìn)到NP197 環(huán)時(shí)，因故停機(jī)。在10月17日17 點(diǎn)左右重新啟動(dòng)，掘進(jìn)一環(huán)，切口位于NP198 環(huán)，之后，因故障再次停機(jī)。在10月14日停機(jī)時(shí)，保持土壓力為0.17 MPa。10月18日4 點(diǎn)左右再次掘進(jìn)。停機(jī)過(guò)程中，保持地表監(jiān)測(cè)。NP197 環(huán)停機(jī)測(cè)點(diǎn)分布見圖5。

圖5 NP197 停機(jī)測(cè)點(diǎn)分布圖

在NP197 環(huán)停機(jī)時(shí)，對(duì)地表沉降進(jìn)行高頻率監(jiān)測(cè)。盾構(gòu)前方土體沉降變化見圖6。各個(gè)測(cè)點(diǎn)沉降隨時(shí)間變化見圖7。測(cè)點(diǎn)NP185 位于盾構(gòu)后方，其沉降正常發(fā)展，并在10月18日下午重新掘進(jìn)，在注漿作用下，產(chǎn)生隆起。而位于盾構(gòu)正上方及前方測(cè)點(diǎn)NP195 及NP200 在盾構(gòu)停機(jī)過(guò)程基本不變。

圖6 NP197 環(huán)停機(jī)地表沉降變化

圖7 各測(cè)點(diǎn)沉降發(fā)展圖

在盾構(gòu)機(jī)前方的測(cè)點(diǎn)沉降量雖然略有波動(dòng)，在整體上沉降量一致，屬于整體沉降。停機(jī)的影響范圍為5.3Ds。在10月17日上午沉降量達(dá)到最大值，隨后前方土體呈現(xiàn)整體抬升。可能為在10月18日下午，盾構(gòu)機(jī)重新掘進(jìn)，在盾構(gòu)推力作用下土體擠開產(chǎn)生隆起。

圖8 給出斷面NP225 沉降變化發(fā)展曲線。由圖8 發(fā)現(xiàn)，在停機(jī)過(guò)程中，地表沉降隨著時(shí)間呈現(xiàn)整體式沉降，沉降值基本一致。在盾尾通過(guò)時(shí)，由于同步注漿的作用，地表隆起。

圖8 NP225 地表橫向沉降圖

3 停機(jī)地表沉降預(yù)測(cè)分析

采用本文提出的預(yù)測(cè)停機(jī)期間前方土體沉降模型來(lái)預(yù)測(cè)停機(jī)期間位移變化。參數(shù)選擇如下:

H=Lc=0.76 m，Es=1700 kPa，取k 為水平向滲透系數(shù)k=kh=1.5 ×10-8m/s，γw=9.8 kN/m3。

土艙內(nèi)土體在進(jìn)入土艙前受到刀盤的切削、擠壓等一系列作用，擾動(dòng)強(qiáng)烈，土體重塑。沈珠江［13］指出在破壞后重塑土固結(jié)系數(shù)為天然黏土的1/10～1/15 倍。因此可以把土艙內(nèi)土體的固結(jié)系數(shù)取為正常條件下的十分之一，則固結(jié)系數(shù)可得為Cv=0.1kEs/γw=6.36 ×10-9m2/s。

對(duì)于NP96 環(huán)，在停機(jī)時(shí)，土艙內(nèi)實(shí)測(cè)平均土壓力值為0.13 MPa，可以認(rèn)為p=0.13 MPa;在NP197環(huán)停機(jī)時(shí)，土艙內(nèi)實(shí)測(cè)平均土壓力值為0.17 MPa，則p=0.17 MPa。分別代入式(4)可以得到兩處停機(jī)土艙內(nèi)最終壓縮變形量:NP96 為58 mm，NP197為76 mm。

對(duì)NP197 處停機(jī)計(jì)算得到結(jié)果見圖9。在停機(jī)1 d 后，由假設(shè)2 可知切口在地表投影3.21 m 范圍內(nèi)無(wú)沉降發(fā)生;在3.21～31.7 m 范圍內(nèi)，計(jì)算沉降量為-3.02 mm。由計(jì)算值與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比，還是可以比較好地反映在停機(jī)過(guò)程中，盾構(gòu)停機(jī)前方土體的沉降規(guī)律。

圖9 NP197 停機(jī)1 d 實(shí)測(cè)沉降及預(yù)測(cè)值

采用上述沉降預(yù)測(cè)模型對(duì)NP197 停機(jī)2～3 d停機(jī)沉降預(yù)測(cè)及對(duì)NP96 停機(jī)進(jìn)行沉降預(yù)測(cè)，得到結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比見圖10、圖11。由圖10、圖11可見，該整體沉降模型得到的結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果有較好的吻合，可以反映在停機(jī)過(guò)程中，前方土體整體沉降的規(guī)律。

圖10 NP197 停機(jī)2～3 d 實(shí)測(cè)與預(yù)測(cè)結(jié)果對(duì)比分析

圖11 NP96 停機(jī)實(shí)測(cè)與預(yù)測(cè)結(jié)果對(duì)比分析

4 結(jié) 語(yǔ)

由以上分析，本文可以得到主要結(jié)論如下:

(1)盾構(gòu)機(jī)在停機(jī)過(guò)程中，地表前方的土體基本為整體下沉的變形模式，并隨著時(shí)間的增加沉降量增加。而在重新啟動(dòng)后，切口前方土體被擠開，前方地表土體表現(xiàn)為整體隆起。脫離盾構(gòu)機(jī)的測(cè)點(diǎn)，基本不受停機(jī)的影響。盾構(gòu)機(jī)在停機(jī)過(guò)程中對(duì)前方土體影響范圍約為5Ds，大于正常掘進(jìn)盾構(gòu)機(jī)對(duì)前方土體影響約為3Ds的范圍。

(2)采用本文提出的模型對(duì)停機(jī)過(guò)程中前方土體沉降的預(yù)測(cè)，基本可以反映盾構(gòu)停機(jī)過(guò)程中前方土體位移的變化。

本研究可預(yù)測(cè)軟土地區(qū)盾構(gòu)停機(jī)期間地表土體沉降量，從而為控制地表變形及減少對(duì)鄰近結(jié)構(gòu)物的影響提供理論依據(jù)。

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