黃泛區(qū)盾構(gòu)下穿高鐵沉降分析及施工參數(shù)控制

祝嘉輝,李俊才,朱正國(guó)

(1.南京工業(yè)大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院,江蘇 南京 211800;2.淮安高新控股有限公司,江蘇 淮安 223001)

隨著城市交通建設(shè)的發(fā)展,盾構(gòu)法因具有安全、高效等優(yōu)點(diǎn)而成為隧道施工的關(guān)鍵技術(shù),并得到了廣泛的應(yīng)用[1]。但盾構(gòu)隧道施工會(huì)對(duì)周圍的環(huán)境造成一定的負(fù)面影響,主要表現(xiàn)為盾構(gòu)掘進(jìn)導(dǎo)致的地表沉降或者隆起,從而影響盾構(gòu)隧道和地表建筑的安全使用[2]。

Peck[3]通過(guò)對(duì)大量地鐵隧道施工導(dǎo)致的地表沉降案例進(jìn)行研究,建立數(shù)據(jù)模型,總結(jié)地表沉降槽的形成機(jī)制,研究表明:地表沉降形成的沉降槽在理論上等于不排水狀態(tài)下土體損失的體積,其地表沉降槽符合正態(tài)分布。Buhan等[4]將滲透力的作用考慮在其建立的土壓平衡盾構(gòu)開(kāi)挖面的三維有限元數(shù)值模型中,通過(guò)模型分析,認(rèn)為開(kāi)挖面的穩(wěn)定系數(shù)與水平垂直方向的滲透系數(shù)有著一定的關(guān)系,但與土體密度的關(guān)系很小。雍朗明[5]通過(guò)對(duì)富水砂層盾構(gòu)掘進(jìn)中所表現(xiàn)出的沉降規(guī)律進(jìn)行研究,發(fā)現(xiàn)盾構(gòu)始發(fā)時(shí)地表的沉降效果明顯,但當(dāng)盾尾距洞門約15 m時(shí)沉降趨于穩(wěn)定。邱龑等[6]以穿越富水砂層的隧道工程作為研究對(duì)象,利用有限差分軟件構(gòu)建富水砂層盾構(gòu)隧道的數(shù)值模型,研究4種不同支護(hù)壓力下盾構(gòu)隧道開(kāi)挖面的穩(wěn)定性,提出基于穩(wěn)定系數(shù)的開(kāi)挖面失穩(wěn)風(fēng)險(xiǎn)分析方法,結(jié)果表明:支護(hù)壓力與前方土體的靜止水土壓力越接近,開(kāi)挖面越穩(wěn)定。丁春林等[7]基于廣州地鐵2號(hào)線越秀公園—三元里區(qū)間隧道,利用彈塑性有限元法分析,認(rèn)為施工引起的地表沉降受地應(yīng)力釋放的影響。許有俊等[8]采用FLAC 3D數(shù)值模擬軟件,模擬天津軟土地層條件下,地鐵盾構(gòu)隧道下穿高鐵路基的全過(guò)程,研究了路基頂面橫向沉降槽的形態(tài)。

由此可見(jiàn),目前分析盾構(gòu)下穿既有高鐵線路的變形影響因素和發(fā)展變化規(guī)律,多集中在現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)與數(shù)值模擬方面。但是既有高鐵線路的沉降是由盾構(gòu)施工參數(shù)和地質(zhì)條件等因素共同影響的,結(jié)合不同場(chǎng)地的地質(zhì)條件,對(duì)盾構(gòu)施工參數(shù)與沉降變形關(guān)系的研究遠(yuǎn)不充分。

黃泛區(qū)富水粉砂層存在黏聚力極弱、滲透系數(shù)和地下水側(cè)壓力大等不良地質(zhì)條件。筆者結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)資料,探索土壓平衡盾構(gòu)隧道施工在黃泛區(qū)富水粉砂層中穿越掘進(jìn)時(shí)的施工參數(shù)與地表沉降的發(fā)展變化關(guān)系,優(yōu)化施工參數(shù),從而控制地表沉降,確保盾構(gòu)下穿施工中高鐵路基與站臺(tái)的安全,為該地區(qū)及類似地質(zhì)條件下,地鐵盾構(gòu)隧道施工提供借鑒。

1 工程及地質(zhì)條件概況

1.1 盾構(gòu)下穿工程簡(jiǎn)介

淮安地鐵1號(hào)線淮安東站—盾構(gòu)工作井區(qū)間為兩條單洞圓形隧道,軸線間距為13.5 m,凈間距為7.3 m,隧道內(nèi)徑為5.5 m,外徑為6.2 m,管片厚為0.35 m,環(huán)寬為1.2 m,混凝土強(qiáng)度為C50。盾構(gòu)自始發(fā)井掘進(jìn)約273 m后,進(jìn)入下穿連鎮(zhèn)高鐵路基及站臺(tái)區(qū)段,該區(qū)段寬為127.9 m,填土厚度為8.27 m,采用水泥粉煤灰碎石樁(CFG樁)加固,樁徑為0.5 m,樁間距為1.8 m,樁長(zhǎng)為10 m,梅花形布置。站臺(tái)面層采用C25混凝土鋪裝,厚為25 cm。下穿區(qū)間覆土厚度為16.57～16.95 m,隧道拱頂距CFG樁樁底平均豎向凈距為6.61 m,隧道縱斷面成上坡趨勢(shì),坡度為0.4%。從刀盤掌子面進(jìn)入高鐵路基坡腳至盾構(gòu)機(jī)盾體完全脫出路基區(qū)間的掘進(jìn)長(zhǎng)度為144 m,對(duì)應(yīng)的盾構(gòu)掘進(jìn)環(huán)號(hào)為222～342。盾構(gòu)隧道與高鐵站臺(tái)、路基的平面位置圖和剖面圖分別為圖1和2。

1.2 工程水文地質(zhì)條件

盾構(gòu)主要穿越地層為全斷面富水粉砂層,其孔隙比為0.662,壓縮模量Es0.1-0.2為16.62 MPa,內(nèi)摩擦角為31.1°,黏聚力僅為5 kPa,滲透系數(shù)為3.37×10-4m/s,地下水側(cè)壓力系數(shù)約為0.45。下穿區(qū)段上覆及穿越土層的主要物理與力學(xué)指標(biāo)如表1所示。

圖2 盾構(gòu)隧道與高鐵站臺(tái)、路基剖面圖Fig.2 Profile of shield tunnel, high-speed railway platform and subgrade

表1 上覆及穿越土層主要物理與力學(xué)指標(biāo)

對(duì)本工程有影響的承壓水為第Ⅰ層承壓水,主要埋藏于具有聯(lián)通性的砂質(zhì)粉土層中,水量較豐富,以側(cè)向徑流為主,水位埋深為1.36～1.60 m。

1.3 盾構(gòu)施工概況

本工程使用2臺(tái)中鐵工程裝備集團(tuán)有限公司制造的φ6 470 mm TE6440H-0945型盾構(gòu)機(jī),在全斷面富水粉砂層中采用土壓平衡模式進(jìn)行施工。

1)盾構(gòu)機(jī)質(zhì)量約為500 t,最大推力為41.73 MN,最大掘進(jìn)速度為80 mm/min。

2)刀盤開(kāi)挖直徑為6 470 mm,配置6把中心滾刀,35把單刃滾刀,滾刀外徑均為431.8 mm,正面刀間距為75 mm,開(kāi)口率為35%,轉(zhuǎn)速為3.7 r/min。

3)掘進(jìn)施工前主要參數(shù)設(shè)定:掘進(jìn)速度控制為2～5 cm/min;正常掘進(jìn)刀盤轉(zhuǎn)速為1.75 r/min;土艙壓力控制為0.178～0.223 MPa;盾構(gòu)總推力為19.61～29.42 MN;正常掘進(jìn)時(shí),扭矩低于最大扭矩,當(dāng)工作扭矩達(dá)到設(shè)定額定扭矩(5 MN·m)時(shí),刀盤停止轉(zhuǎn)動(dòng),刀盤脫困扭矩為5.7 MN·m。

4)實(shí)際施工中,右線始發(fā),掘進(jìn)約220 m后再左線始發(fā),右線與左線前后刀盤掌子面間距較大,相互之間影響較小。

5)通過(guò)4組暗埋在盾尾盾殼內(nèi)的注漿泵控制注漿點(diǎn)進(jìn)行同步注漿,注漿壓力比外界水壓高出0.05～0.1 MPa時(shí)才能滿足施工要求[9]。因此，設(shè)計(jì)注漿壓力為0.2～0.3 MPa。

6)下穿連鎮(zhèn)高鐵區(qū)段全斷面增設(shè)注漿孔管片,在盾構(gòu)推進(jìn)結(jié)束后,及時(shí)打開(kāi)管片內(nèi)預(yù)留注漿孔,對(duì)隧道周圍土體進(jìn)行二次注漿加固。加固范圍為管片外2 m,漿液為水泥-水玻璃(體積比1∶1),注漿壓力≤0.5 MPa,加固后土體強(qiáng)度為0.2～0.3 MPa,并具有良好的均勻性。

2 沉降監(jiān)測(cè)及數(shù)據(jù)分析

2.1 監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置

連鎮(zhèn)高鐵站臺(tái)區(qū)域沿站臺(tái)雨棚柱兩側(cè)每間隔7～8 m各布設(shè)一垂直于隧道軸線的沉降監(jiān)測(cè)斷面,每個(gè)監(jiān)測(cè)斷面設(shè)10個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn),從右向左依次為1—10號(hào),共15個(gè)監(jiān)測(cè)斷面;路基區(qū)域沿高鐵軌道兩側(cè)每間隔7～8 m各布設(shè)一垂直于隧道軸線的沉降監(jiān)測(cè)斷面,每個(gè)斷面布設(shè)6個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn),從右向左依次為3—8號(hào),共20個(gè)監(jiān)測(cè)斷面。監(jiān)測(cè)布點(diǎn)如圖1所示。

2.2 監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)分析

2.2.1 縱向地表最大沉降量分析

選取下穿區(qū)段中L01—L14監(jiān)測(cè)斷面,即通過(guò)盾構(gòu)250～290環(huán)的監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)來(lái)研究高鐵路基及站臺(tái)的縱向地表最大沉降量,其分布情況如圖3所示。由于盾構(gòu)全斷面穿越富水粉砂層,且該土層易受盾構(gòu)施工擾動(dòng)產(chǎn)生應(yīng)力釋放,該區(qū)段對(duì)應(yīng)的高鐵路基及站臺(tái)變形以沉降為主。

盾構(gòu)右線下穿后最大沉降量位于第5列監(jiān)測(cè)點(diǎn),沿線最大沉降量為8.12 mm,位于監(jiān)測(cè)斷面L09(盾構(gòu)278環(huán))處。盾構(gòu)左線下穿后最大沉降增加量位于第7列監(jiān)測(cè)點(diǎn),沿線最大沉降量為13.22 mm,位于監(jiān)測(cè)斷面L07(盾構(gòu)273環(huán))處。左右線下穿完成后最大累計(jì)沉降量為15.91 mm,位于第6列監(jiān)測(cè)點(diǎn)上,沿線最大沉降量位于監(jiān)測(cè)斷面L08(盾構(gòu)275環(huán))處。

由于右線先于左線下穿完成,左線施工時(shí)土體已有一定程度的擾動(dòng),同時(shí),高鐵路基區(qū)域盾構(gòu)隧道覆土厚度比站臺(tái)區(qū)域小,高鐵路基區(qū)域受盾構(gòu)下穿施工的影響要大于站臺(tái)區(qū)域。

監(jiān)測(cè)控制要求盾構(gòu)下穿施工引起的地表隆起量≤10 mm、沉降量≤20 mm。由圖3還可知:各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的累計(jì)沉降量均滿足沉降控制要求,同時(shí)各軌道兩側(cè)沉降差異很小,盾構(gòu)穿越期間高鐵路基及站臺(tái)安全可靠。

圖3 縱向最大沉降量變化曲線Fig.3 Longitudinal maximum settlement change curves

2.2.2 高鐵站臺(tái)及路基橫向沉降槽變化規(guī)律

為了更直觀地反映盾構(gòu)下穿連鎮(zhèn)高鐵站臺(tái)及路基區(qū)域時(shí)沉降量的分布情況,選取典型斷面ZT06和L12的監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù),按照具有正態(tài)分布性質(zhì)的高斯峰值函數(shù)(式(1)和(2))進(jìn)行曲線擬合[10]。右線及左線先后下穿站臺(tái)及路基2區(qū)域后的沉降槽曲線分別如圖4和5所示,擬合參數(shù)如表2所示。

y=y0+Ae-(x-xc)2/2i2

(1)

B=2.5i

(2)

式中:x為沉降點(diǎn)到隧道軸線的水平距離,m;y為橫斷面沉降量,mm;A為擬合系數(shù)；y0為遠(yuǎn)離隧道中心線沉降點(diǎn)的沉降量，mm;對(duì)y求導(dǎo),令y′=0,解得x=xc,故xc為最大沉降量對(duì)應(yīng)的沉降點(diǎn)距隧道軸線的距離,m;y0+A為最大沉降量,mm;i為沉降槽寬度系數(shù);B為沉降槽寬度,m。

圖4 站臺(tái)區(qū)域(監(jiān)測(cè)斷面ZT06)沉降曲線Fig.4 Settlement curves of platform area (monitoring section ZT06)

圖5 路基2區(qū)域(監(jiān)測(cè)斷面L12)沉降曲線Fig.5 Settlement curves of subgrade area 2 (monitoring section L12)

表2 站臺(tái)及路基區(qū)域典型橫斷面擬合參數(shù)

由圖4和5可以看出:無(wú)論是站臺(tái)還是路基2區(qū)域,因盾構(gòu)掘進(jìn)引起的最大沉降量均位于其隧道軸線附近。將雙線掘進(jìn)完成后的沉降量進(jìn)行疊加,其最大沉降量位于雙線隧道中心線附近。

根據(jù)何自珩[11]提出的以隧道軸線間距L和沉降槽寬度系數(shù)i的比值C(C=L/i)來(lái)判斷沉降槽的形狀,C=2和7分別為雙線隧道地表沉降槽曲線從單峰變雙峰和從雙峰變成兩個(gè)獨(dú)立單峰的臨界值。本工程站臺(tái)區(qū)域的沉降槽呈V形,以盾構(gòu)隧道為軸線左右對(duì)稱,左、右寬度均約為15 m,各沉降槽曲線C值均小于2,符合理論研究結(jié)論。

路基2區(qū)域的沉降槽較站臺(tái)區(qū)域深度深、寬度大,在沉降控制中應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注。盾構(gòu)隧道雙線下穿施工后形成的沉降槽谷底位于雙線隧道中心線偏左的位置,符合沉降發(fā)展規(guī)律。相比于南京長(zhǎng)江漫灘地貌單元[12]的類似盾構(gòu)隧道工程,在淮安黃泛區(qū)自穩(wěn)性極差的富水粉砂層中進(jìn)行盾構(gòu)施工時(shí),由于高鐵路基及站臺(tái)下存在CFG群樁加固,沉降槽的深度相較于南京長(zhǎng)江漫灘地貌單元沉降槽的要小,但沉降槽的寬度更大,影響范圍更廣,這就對(duì)盾構(gòu)掘進(jìn)參數(shù)控制提出了更嚴(yán)格的要求。

2.2.3 高鐵路基沉降規(guī)律

為探究沉降量隨盾構(gòu)掘進(jìn)進(jìn)度的發(fā)展規(guī)律,以右線下穿時(shí)高鐵路基1區(qū)域內(nèi)的高鐵線路為研究對(duì)象。根據(jù)各條高鐵線路上距盾構(gòu)隧道軸線最近的監(jiān)測(cè)點(diǎn)(監(jiān)測(cè)斷面內(nèi)的第6列監(jiān)測(cè)點(diǎn))數(shù)據(jù)[13],得到既有高鐵路基隨盾構(gòu)下穿施工沉降變化的情況如圖6所示。

由圖6可知:在刀盤掌子面前方約10 m處,由于土體受到盾構(gòu)機(jī)千斤頂推力以及土艙壓力的擠壓作用,路基地表出現(xiàn)輕微隆起后開(kāi)始緩慢沉降,此階段的沉降量約占最終沉降量的20%。盾構(gòu)機(jī)通過(guò)監(jiān)測(cè)點(diǎn)下的地層時(shí),盾殼和土體的摩擦作用在接觸面形成剪切滑動(dòng)面,造成土體擾動(dòng),路基沉降變化顯著,約占最終沉降量的54%。當(dāng)?shù)侗P通過(guò)監(jiān)測(cè)點(diǎn)15 m后,盾殼脫出管片,隧道內(nèi)同步注漿能有效遏制沉降的發(fā)展,沉降速率逐漸放緩,盾尾通過(guò)期間的沉降量約占最終沉降量的18%。在盾尾通過(guò)斷面20 m后,沉降趨于穩(wěn)定。由于砂層滲透性好,受擾動(dòng)后孔隙水壓力消散快、固結(jié)速率快,盾尾通過(guò)后其沉降可快速穩(wěn)定,不再出現(xiàn)更大變形。在管片脫出盾尾12 m(即刀盤通過(guò)監(jiān)測(cè)點(diǎn)20 m)后,進(jìn)行二次注漿以阻止土體沉降發(fā)展，二次注漿能夠有效填充管片周圍土體,減緩地表沉降速率,后期沉降階段的沉降量約占最終沉降量的8%。

圖6 盾構(gòu)下穿施工時(shí)既有高鐵路基沉降曲線Fig.6 Settlement curves of existing high-speed railway subgrade during shield tunneling

3 盾構(gòu)施工參數(shù)分析

盾構(gòu)隧道施工工藝復(fù)雜,與盾構(gòu)相關(guān)的施工參數(shù)眾多,并且每個(gè)參數(shù)受到地層、周邊環(huán)境等諸多因素的影響。施工參數(shù)選取的合理與否,將會(huì)對(duì)施工質(zhì)量、效率和地層變形控制起到重要作用[14]。

盾構(gòu)掘進(jìn)施工主要通過(guò)油缸推進(jìn)和刀盤切削兩個(gè)動(dòng)作來(lái)實(shí)現(xiàn),與油缸推進(jìn)相關(guān)的參數(shù)為盾構(gòu)推力,與刀盤切削相關(guān)的參數(shù)為刀盤扭矩[15]。為了維持開(kāi)挖面的穩(wěn)定,土艙內(nèi)需產(chǎn)生一定的渣土壓力來(lái)平衡開(kāi)挖面的水土壓力。基于以上分析,選取掘進(jìn)速度、刀盤轉(zhuǎn)速、土艙壓力、注漿壓力、總推力和刀盤扭矩6個(gè)參數(shù)為關(guān)鍵參數(shù)[16],采用二次多項(xiàng)式Y(jié)=Y0+aX+bX2(a、b為二次多項(xiàng)式的擬合系數(shù))對(duì)站臺(tái)及路基區(qū)域內(nèi)盾構(gòu)的施工參數(shù)與最大沉降量的關(guān)系進(jìn)行擬合及初步相關(guān)性分析,確定各盾構(gòu)施工參數(shù)與右線下穿后實(shí)測(cè)最大沉降量及左線下穿后最大沉降增加量的關(guān)系,進(jìn)而達(dá)到對(duì)盾構(gòu)施工參數(shù)的調(diào)控。

3.1 掘進(jìn)速度

掘進(jìn)速度是評(píng)價(jià)盾構(gòu)掘進(jìn)施工效率的重要參數(shù),盾構(gòu)機(jī)的進(jìn)、出土量受到盾構(gòu)掘進(jìn)速度的影響。如果進(jìn)、出土的速度不能保持一定的平衡,則容易導(dǎo)致掌子面土體失穩(wěn),造成地表沉降增加[17]。另外,需要保證盾構(gòu)的排渣能力、注漿速度和掘進(jìn)速度相適應(yīng),以此來(lái)實(shí)現(xiàn)盾構(gòu)施工的持續(xù)穩(wěn)定進(jìn)行。

盾構(gòu)下穿左右線222～342環(huán)掘進(jìn)速度的分布如圖7所示。由圖7可知:右線盾構(gòu)掘進(jìn)速度主要控制為30～40 mm/min,平均值為34.9 mm/min,整體變化較為平穩(wěn)。左線施工時(shí),盾構(gòu)掘進(jìn)速度有所增加,主要控制為40～60 mm/min,平均速度為50.2 mm/min,由此造成了左線高鐵站臺(tái)及路基出現(xiàn)明顯沉降。

圖7 掘進(jìn)速度變化曲線Fig.7 Change curves of the excavation speed

圖8 掘進(jìn)速度與地表最大沉降量關(guān)系Fig.8 Relationship between excavation speed and maximum settlement of the surface

圖8為掘進(jìn)速度與地表最大沉降量的關(guān)系。經(jīng)初步相關(guān)性分析,掘進(jìn)速度與地表最大沉降量的相關(guān)系數(shù)為0.327,掘進(jìn)速度與地表最大沉降量成正比,即站臺(tái)及路基區(qū)域內(nèi)的沉降量均隨掘進(jìn)速度的增大而增大。這是因?yàn)殡S著掘進(jìn)速度增大,盾構(gòu)機(jī)對(duì)土體的擾動(dòng)也相應(yīng)加大,引起的地表沉降也越大。

3.2 刀盤轉(zhuǎn)速

刀盤轉(zhuǎn)速直接影響盾構(gòu)掘進(jìn)進(jìn)度,具體表現(xiàn)為刀盤轉(zhuǎn)速越快,刀盤切削能力越強(qiáng),同時(shí)刀盤對(duì)周圍地層的擾動(dòng)也越大。因此,刀盤轉(zhuǎn)速的設(shè)定需綜合考慮掘進(jìn)速度、貫入度和地層性質(zhì)等因素[18]。

盾構(gòu)下穿施工中刀盤轉(zhuǎn)速隨施工進(jìn)度的變化曲線如圖9所示。由圖9可以看出:盾構(gòu)機(jī)在掘進(jìn)過(guò)程中,右線刀盤轉(zhuǎn)速主要控制為1.1～1.4 r/min,平均轉(zhuǎn)速為1.2 r/min;左線盾構(gòu)掘進(jìn)施工時(shí)，刀盤轉(zhuǎn)速主要控制為1.1～1.2 r/min,平均轉(zhuǎn)速為1.14 r/min,其數(shù)值波動(dòng)較小。

圖10為刀盤轉(zhuǎn)速與地表最大沉降量的關(guān)系。經(jīng)初步相關(guān)性分析,刀盤轉(zhuǎn)速與地表最大沉降量的相關(guān)系數(shù)為0.058,刀盤轉(zhuǎn)速與地表最大沉降量的相關(guān)性較弱。

圖9 刀盤轉(zhuǎn)速變化曲線Fig.9 Change curves of the cutter-head speed

圖10 刀盤轉(zhuǎn)速與地表最大沉降量關(guān)系Fig.10 Relationship between cutter-head speed and maximum settlement of the surface

3.3 土艙壓力

土艙壓力的大小是影響盾構(gòu)開(kāi)挖面穩(wěn)定、保障施工安全的重要因素。土艙壓力小于土層原始應(yīng)力時(shí),可能會(huì)導(dǎo)致土艙崩塌,易造成地層損失;反之,則會(huì)擾動(dòng)開(kāi)挖面前進(jìn)方向的土體穩(wěn)定,迫使開(kāi)挖面的土體向遠(yuǎn)離開(kāi)挖面的方向擠出,從而進(jìn)一步引起土體位移導(dǎo)致沉降[19]。

盾構(gòu)下穿施工中土艙壓力隨施工進(jìn)度的變化曲線如圖11所示。由圖11可知:整個(gè)盾構(gòu)下穿施工過(guò)程中,盾構(gòu)右線掘進(jìn)中土艙壓力基本穩(wěn)定,穩(wěn)定段壓力范圍為0.10～0.12 MPa,谷值為0.09 MPa,峰值為0.13 MPa。左線掘進(jìn)施工中土艙壓力隨盾構(gòu)掘進(jìn)呈穩(wěn)步下降趨勢(shì),土艙壓力從下穿施工初期最高0.20 MPa逐步降低至0.12 MPa。因此,為有效減少盾構(gòu)施工對(duì)土層擾動(dòng)和減少既有高鐵站臺(tái)及路基沉降,土艙壓力變化不宜過(guò)大,在下穿施工過(guò)程中應(yīng)保持穩(wěn)定。

圖12為土艙壓力與地表最大沉降量的關(guān)系。經(jīng)初步相關(guān)性分析,土艙壓力與地表最大沉降量的相關(guān)系數(shù)為0.243，當(dāng)土艙壓力設(shè)置過(guò)大時(shí),站臺(tái)及路基區(qū)域內(nèi)的沉降量增大,右線施工時(shí)的土艙壓力更有利于地表沉降的控制。

圖11 土艙壓力變化曲線Fig.11 Change curves of the soil chamber pressure

圖12 土艙壓力與地表最大沉降量關(guān)系Fig.12 Relationship between soil chamber pressure and maximum settlement of the surface

3.4 注漿壓力

注漿壓力是指在注漿時(shí)要克服漿液流動(dòng)阻力并擴(kuò)散一定范圍時(shí)所需要的壓力。隧道開(kāi)挖后,隧道管片將會(huì)承受隧道周圍土體向隧道中心壓迫的徑向力,因此需要在盾尾的空隙中注入一定壓力的漿液,在一定程度上恢復(fù)原有的土體應(yīng)力,從而抵消土體向隧道中心的徑向力。另外,盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程中同時(shí)注入漿液還可以有效減少地表沉降,達(dá)到穩(wěn)定管片結(jié)構(gòu)的效果,對(duì)盾尾密封及襯砌管片安全有著重要的作用[20]。需要重視的是,盾構(gòu)下穿過(guò)程中要時(shí)刻注意施工監(jiān)測(cè)的信息反饋,不斷調(diào)整注漿壓力的設(shè)定。

盾構(gòu)下穿施工中注漿壓力隨施工進(jìn)度的變化曲線如圖13所示。由圖13可知:右線注漿壓力范圍主要為0.3～0.6 MPa,平均值為0.45 MPa。左線注漿壓力波動(dòng)較大,范圍主要為0.1～0.6 MPa,平均值為0.35 MPa,這表明左線的沉降控制效果較右線弱,注漿壓力根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)沉降監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行的調(diào)整較多。

圖13 注漿壓力變化曲線Fig.13 Change curves of the grouting pressure

圖14為注漿壓力與地表最大沉降量的關(guān)系。經(jīng)初步相關(guān)性分析,注漿壓力與地表最大沉降量的相關(guān)系數(shù)為0.151,站臺(tái)及路基區(qū)域內(nèi)的沉降量均隨注漿壓力的增大而減少。

圖14 注漿壓力與地表最大沉降量關(guān)系Fig.14 Relationship between grouting pressure and maximum settlement of the surface

3.5 總推力

總推力應(yīng)根據(jù)各種掘進(jìn)阻力的總和及所需的富余量決定,掘進(jìn)阻力主要包括盾構(gòu)正面推進(jìn)阻力、盾殼外表面與周圍土體的摩擦阻力、盾尾與管片間的摩擦阻力及后接臺(tái)車的牽引阻力[21]。盾構(gòu)推力的增加,勢(shì)必會(huì)擴(kuò)大盾殼周圍土體剪切形成的變形范圍。如果掘進(jìn)過(guò)程中推力過(guò)大,則會(huì)造成掘進(jìn)面正面土體因擠壓產(chǎn)生變形，從而導(dǎo)致地表隆起;相反,則會(huì)導(dǎo)致掘進(jìn)速度不足,引起地表沉降量的增加。

盾構(gòu)下穿施工中的總推力隨施工進(jìn)度的變化曲線如圖15所示。由圖15可知:除270和271環(huán)陡增外,右線盾構(gòu)總推力先波動(dòng)增長(zhǎng)并趨于穩(wěn)定,從293環(huán)開(kāi)始波動(dòng)下降,平均總推力約為25.0 MN；而左線盾構(gòu)總推力較右線低,平均總推力為21.5 MN,251～284環(huán)掘進(jìn)期間盾構(gòu)總推力一直維持在較低水平。

圖16為總推力與地表最大沉降量的關(guān)系。經(jīng)初步相關(guān)性分析,總推力與地表最大沉降量的相關(guān)系數(shù)為0.336，站臺(tái)及路基區(qū)域內(nèi)的沉降量均隨總推力的增大而減少,當(dāng)總推力增加至33 MN左右時(shí)沉降量趨于穩(wěn)定。

圖15 總推力變化曲線 Fig.15 Change curves of the total pushing force

圖16 總推力與地表最大沉降量關(guān)系Fig.16 Relationship between total pushing force and maximum settlement of the surface

3.6 刀盤扭矩

盾構(gòu)刀盤扭矩包括刀具切削土體所需力矩、刀盤正面的摩擦力矩、刀盤周邊的摩擦力矩、刀盤開(kāi)口處切削渣土所需力矩、刀盤自重引起的抵抗旋轉(zhuǎn)所需力矩以及刀盤在密封艙內(nèi)攪拌渣土所需力矩[22]。刀盤扭矩過(guò)大,則會(huì)加劇刀具和刀盤的摩擦,容易使得開(kāi)挖面土體剪切變形范圍擴(kuò)大,引起土體擾動(dòng)范圍的擴(kuò)大。

圖17為盾構(gòu)穿越高鐵路基及站臺(tái)區(qū)段的刀盤扭矩變化曲線。由圖17可知:盾構(gòu)右線刀盤扭矩經(jīng)歷了先下降后穩(wěn)步增長(zhǎng)的過(guò)程,右線盾構(gòu)機(jī)從220環(huán)掘進(jìn)至241環(huán)時(shí),刀盤扭矩達(dá)到谷值1.5 MN·m,掘進(jìn)至297環(huán)后，刀盤扭矩穩(wěn)步上升至峰值4.4 MN·m,平均刀盤扭矩為3.0 MN·m；相對(duì)于右線,盾構(gòu)左線刀盤扭矩主要控制為2.5～3.2 MN·m,變化幅度較小，且當(dāng)?shù)侗P扭矩小于2.5 MN·m時(shí)，最大沉降量隨刀盤扭矩的減小而減小。

圖17 刀盤扭矩變化曲線Fig.17 Change curves of the cutter-head torque

圖18 刀盤扭矩與地表最大沉降量關(guān)系Fig.18 Relationship between cutter-head torque and maximum settlement of the surface

圖18為刀盤扭矩與地表最大沉降量的關(guān)系。經(jīng)初步相關(guān)性分析,刀盤扭矩與地表最大沉降量的相關(guān)系數(shù)為0.209,沉降量隨刀盤扭矩的增大而增大,當(dāng)?shù)侗P扭矩增加至約3.3 MN·m時(shí)，曲線出現(xiàn)拐點(diǎn),地表沉降量隨刀盤扭矩的增大而減小。

4 結(jié)論

基于盾構(gòu)下穿淮安黃泛區(qū)富水粉砂層高鐵路基及站臺(tái)施工的實(shí)際工程,通過(guò)分析地表沉降監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)與盾構(gòu)施工參數(shù),得出以下結(jié)論:

1)站臺(tái)區(qū)域的沉降槽呈V形,以盾構(gòu)隧道為軸線左右對(duì)稱,左、右寬度均約為15 m。路基區(qū)域的沉降槽較站臺(tái)區(qū)域的沉降槽深度深、寬度大。由于高鐵路基與高鐵運(yùn)營(yíng)安全息息相關(guān),在施工監(jiān)測(cè)時(shí)對(duì)高鐵路基的沉降應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注。盾構(gòu)隧道雙線下穿施工后形成的沉降槽谷底位于雙線隧道中心線偏左的位置,符合沉降發(fā)展規(guī)律。

2)盾構(gòu)施工穿越富水粉砂土層時(shí),刀盤到達(dá)前的沉降量約占總沉降量的20%,盾構(gòu)機(jī)通過(guò)監(jiān)測(cè)點(diǎn)期間的沉降量約占總沉降量的54%,盾尾通過(guò)期間的沉降量約占總沉降量的18%,后期沉降階段的沉降量約占總沉降量的8%。在盾尾過(guò)斷面20 m后,沉降趨于穩(wěn)定。

3)經(jīng)初步相關(guān)性分析,穿越富水粉砂土層時(shí),盾構(gòu)施工參數(shù)與沉降量的相關(guān)系數(shù)由大到小依次為總推力、掘進(jìn)速度、土艙壓力、刀盤扭矩、注漿壓力、刀盤轉(zhuǎn)速。

4)在類似富水粉砂層和隧道埋深的盾構(gòu)下穿施工中,盾構(gòu)掘進(jìn)應(yīng)控制在較小的速度,以約35 mm/min為宜(根據(jù)本工程中右線盾構(gòu)掘進(jìn)速度的平均值(34.9 mm/min)確定);土艙壓力宜控制為0.10～0.12 MPa,在下穿掘進(jìn)施工過(guò)程中應(yīng)保持穩(wěn)定;盾構(gòu)刀盤扭矩應(yīng)控制為小于2.5 MN·m(根據(jù)本工程中盾構(gòu)左線刀盤扭矩確定);同步注漿壓力應(yīng)控制為0.45 MPa左右,不宜變化過(guò)大(根據(jù)本工程中右線注漿壓力平均值(0.45 MPa)確定);總推力宜控制為23～26 MN(根據(jù)本工程中右線盾構(gòu)總推力平均值(25.0 MN)和總結(jié)現(xiàn)場(chǎng)施工經(jīng)驗(yàn)確定)。根據(jù)施工監(jiān)測(cè)反饋信息適當(dāng)優(yōu)化,從而達(dá)到減緩因盾構(gòu)下穿掘進(jìn)施工引起地表沉降的目的。