土巖復(fù)合地層盾構(gòu)施工參數(shù)對地層及隧道變形特性影響

王 維

(中鐵二十局集團第五工程有限公司 廣東廣州 511400)

1 引言

近年來，隨著我國經(jīng)濟的快速發(fā)展，城際軌道交通建設(shè)越來越與現(xiàn)代化接軌，盾構(gòu)法施工成為隧道施工過程中一門普遍的應(yīng)用技術(shù)。隨著“長距離、大直徑、大埋深、復(fù)雜地質(zhì)”盾構(gòu)施工技術(shù)的不斷成熟，盾構(gòu)施工面臨的問題也越來越多，尤其是在地質(zhì)條件差、地質(zhì)情況復(fù)雜、地表建筑物密集等極端工況下，如何能安全、快捷、經(jīng)濟地進行盾構(gòu)掘進，成為國內(nèi)外工程師必須面臨的一項重要課題[1-3]。

在有著“中國地質(zhì)博物館”之稱的珠三角地區(qū)，廣泛存在著全、強、中、弱風(fēng)化花崗巖及泥質(zhì)砂巖甚至是具有上軟下硬特征的土-巖復(fù)合地層，其粗粒含量較多、結(jié)構(gòu)疏松、物理力學(xué)性質(zhì)復(fù)雜且可能存在溶洞等十分不利于盾構(gòu)掘進的物理特征，對土壓平衡盾構(gòu)掘進效率及經(jīng)濟效益的影響很大[4-7]。實際工程中的地勘報告往往只給出不同土層的力學(xué)特征，對盾構(gòu)掘進所面對的多層土-巖復(fù)合后的地層變形與穩(wěn)定性控制未做深入研究，這勢必將增加盾構(gòu)掘進的負荷，影響盾構(gòu)使用壽命，倘若控制不當(dāng)，甚至?xí)χ車h(huán)境造成重大災(zāi)害[8]。因此，針對土-巖復(fù)合地層盾構(gòu)施工參數(shù)對地層與隧道結(jié)構(gòu)變形特性影響的研究具有重要的理論和現(xiàn)實意義。

就目前而言，已有的相關(guān)研究大多針對單一地層掘進[9-12]，對上軟下硬土-巖復(fù)合地層中盾構(gòu)開挖的施工擾動，尤其是在考慮不同施工參數(shù)對隧道結(jié)構(gòu)以及周圍地層的變形影響還很少有所涉及。實際上，在實際工程中也不可能具備控制不同施工參數(shù)的條件，這也使得針對土-巖復(fù)合地層中土壓盾構(gòu)施工參數(shù)的合理優(yōu)化與選擇存在一定的困難。因此，本文在前人已有研究的基礎(chǔ)上，以佛莞城際鐵路隧道工程為背景，采用數(shù)值模擬結(jié)合現(xiàn)場監(jiān)測的方法，對盾構(gòu)穿越土-巖復(fù)合地層條件下周圍地層與管片變形特征進行分析，并與現(xiàn)場監(jiān)測進行對比驗證；以此為基礎(chǔ)，分別考慮盾構(gòu)不同施工參數(shù)(土倉壓力、注漿量、掘進速度)下對土層與隧道本體結(jié)構(gòu)的影響規(guī)律。

2 工程概況

2.1 工程介紹

佛莞城際位于珠三角地區(qū)的中南部，線路西起廣佛環(huán)線上的廣州南站，經(jīng)長隆、官橋、蓮花后過珠江獅子洋進入東莞境內(nèi)，東至穗莞深新塘至洪梅段望洪站相關(guān)工程設(shè)計起點，在廣州南線路銜接廣佛環(huán)線，在望洪站與莞惠線銜接貫通。其由長隆站向兩邊始發(fā)，在番禺大道站大里程實現(xiàn)二次始發(fā)，均由明挖段吊出(見圖1)。

長隆隧道盾構(gòu)區(qū)間DK0＋225～DK4＋840段長度4 615 m、DK5＋375～DK9＋345段長度3 970 m、DK9＋615～DK10＋370段長度755 m，采用土壓平衡盾構(gòu)機掘進，盾構(gòu)機開挖直徑8.85 m。管片外直徑8.5 m，管片厚度0.4 m。管片外和土體之間環(huán)形空隙采用同步注漿及二次注漿充填。

圖1 佛莞城際線線路圖

2.2 地質(zhì)條件

本工程擬建場地為丘坡地貌，地勢相對開闊、平坦，多為旱地及村莊。穿越的土層主要為第四系坡殘積層粉質(zhì)黏土，褐黃、褐紅色，可塑，成分主要以黏粒為主，粉粒次之，黏性一般；震旦系全風(fēng)化二長花崗巖，褐黃色，褐紅色，巖芯呈土狀，原巖結(jié)構(gòu)可辯，手捏易散，浸水易軟化、崩解，局部夾少量強風(fēng)化碎石；中風(fēng)化二長花崗巖，淺灰～灰色，節(jié)理裂隙發(fā)育，巖芯呈柱狀，巖質(zhì)硬，場地范圍內(nèi)地質(zhì)構(gòu)造不發(fā)育。根據(jù)地勘報告，其相應(yīng)的土層物理力學(xué)參數(shù)如表1所示。

表1 穿越地層的物理力學(xué)性質(zhì)

3 有限元模型構(gòu)建

根據(jù)實際隧道空間曲線形狀以及土層分布的非均勻性，建立土層和待開挖隧道的空間幾何有限元模型。在綜合分析計算效率和實際隧道開挖的最大影響范圍的基礎(chǔ)上，將整條隧道分成若干段進行重點分析。

所建立的模型基本尺寸為:深度方向(Y向)58.2 m，沿在建隧道方向(Z方向)300環(huán)，垂直在建隧道方向115.5 m(X向)。按照實際環(huán)寬度，建立每環(huán)的詳細模型，模擬一環(huán)一環(huán)的實際掘進過程。盾構(gòu)管片外徑8.5m、內(nèi)徑7.7 m，環(huán)寬1.6 m，管片厚0.4 m。以實際開挖一環(huán)作為一個載荷進行迭代計算。有限元網(wǎng)格如圖2所示。各土層的物理力學(xué)參數(shù)取值與實際相同。

圖2 三維彈塑性有限元計算模型

4 有限元結(jié)果分析與實測驗證

本次計算中，分別提取第200環(huán)上方橫向地表位置、隧道正上方縱向地表位置、監(jiān)測環(huán)(100環(huán)、200環(huán)及300環(huán))的變形數(shù)據(jù)進行計算，并將數(shù)值計算結(jié)果與現(xiàn)場實測進行對比，從而驗證數(shù)值計算的準(zhǔn)確性。

4.1 地表沉降

圖3所示為數(shù)值模型豎向位移云圖。由圖可知，盾構(gòu)開挖卸荷與地層損失作用下，隧道結(jié)構(gòu)周圍地層將產(chǎn)生顯著沉降，且隧道結(jié)構(gòu)自身也產(chǎn)生較大變形。由于同步注漿以及二次注漿等地層加固作用，地層變形體現(xiàn)在地表位置處將比隧道周圍顯著減少。

圖3 數(shù)值模型豎向位移云圖(單位:m)

4.1.1 地表沉降橫向分布

圖4所示為地表沉降橫向分布規(guī)律對比。從圖中可知，所選取的斷面處(第200環(huán))數(shù)值模擬計算所得的沉降槽曲線較好地還原了現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)，尤其是在接近于開挖隧道位置處的數(shù)值計算結(jié)果與現(xiàn)場檢測結(jié)果吻合較好，現(xiàn)場實測結(jié)果稍小的原因可能是由于實際施工中的注漿作用對抑制地層變形的效果更佳?？傮w而言，該計算結(jié)果可以用來預(yù)測開挖引起的沉降槽最大值。

圖4 地表沉降橫向分布規(guī)律對比

4.1.2 地表沉降縱向分布

圖5所示為地表沉降縱向分布規(guī)律對比。由圖5可知，實測數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬計算結(jié)果在規(guī)律上基本一致，數(shù)值上的誤差也控制在可以接受的范圍內(nèi)。沉降最大值出現(xiàn)在靠近盾構(gòu)機機尾部分，且當(dāng)遠離機尾時，出現(xiàn)部分反彈現(xiàn)象，現(xiàn)場實測結(jié)果與數(shù)值計算結(jié)果吻合較好。

圖5 地表沉降縱向分布規(guī)律對比

4.2 管片變形

在圖6中，A、B點的豎直向位移反映了整體隧道豎直方向位移Δx；C、D點的水平向位移反映了隧道的水平方向位移Δy。

圖6 地表沉降縱向分布規(guī)律

圖7為監(jiān)測環(huán)管片變形有限元云圖，圖8為不同監(jiān)測環(huán)管片(第100環(huán)、第200環(huán)、第300環(huán))相對變形量曲線圖。從圖7與圖8可知，隧道結(jié)構(gòu)主要以豎直向位移為主。隨著開挖面切口的逐漸遠離，隧道豎直向下的位移也開始增加，各監(jiān)測環(huán)之間的變形規(guī)律相差不大。開挖面切口距監(jiān)測環(huán)位置的變化對新拼接的管片變形影響不是很大，基本上隨著開挖面切口距離增加而增大，但增大趨勢有所減小，而管片的變形量反而逐漸減少。

圖7 監(jiān)測環(huán)管片變形有限元云圖

圖8 監(jiān)測環(huán)管片相對變形量曲線圖

圖9為監(jiān)測環(huán)管片變形量實測示意圖(實線為管片理論形態(tài)，虛線為拼裝后的管片實際變形)?？梢园l(fā)現(xiàn)在該段土-巖復(fù)合地層中，因盾構(gòu)掘進引起的管片變形呈明顯的擠壓形態(tài)，管片結(jié)構(gòu)整體處于上浮狀態(tài)，這是由于在上軟下硬地層中，下層硬土對隧道的抗力相對上層軟土較大，此時盾構(gòu)受力處于非平衡狀態(tài)，隧道圍巖的擠壓不可避免造成拼裝管片變形。各監(jiān)測環(huán)間的變形相差不大，這也與數(shù)值模擬結(jié)果相近。

根據(jù)對數(shù)值計算與現(xiàn)場實測結(jié)果的分析，可知盾構(gòu)在土-巖復(fù)合地層中掘進時，應(yīng)關(guān)注管片拼接變形的發(fā)展，尤其應(yīng)實時監(jiān)測環(huán)縫與縱縫間的相對變形量，避免出現(xiàn)裂縫引起滲漏等安全隱患。

圖9 監(jiān)測環(huán)管片變形量實測示意圖(單位:mm)

5 不同施工參數(shù)對地表沉降影響

5.1 土倉壓力影響

圖10給出了不同土倉壓力下橫向沉降槽、縱向地表沉降的對比。從圖10可以看出隨著土倉壓力的增大，最大隆起值的數(shù)值和增長速度也隨之加快。0.3 MPa與0.4 MPa最大隆起值之間差距超過1 cm，而0.2 MPa與0.3 MPa之間差距很小。從數(shù)值上講，土倉壓力對縱向地表沉降的影響更加顯著一些。此外，可以看出，在土-巖復(fù)合地層中，隨著設(shè)定土倉壓力的增大，地面最大沉降不斷減小，但地面沉降的變化量很小，土倉壓力增大了0.2 MPa，而地面最大沉降只減小了5 mm。

5.2 注漿量影響

圖11給出了不同注漿量下橫向沉降槽、縱向地表沉降對比。為反映注漿率對地表沉降的影響，分別取注漿率ψ＝180%、250%和320%三種工況進行有限元計算，實際工況中采用的注漿量為200%。整理計算結(jié)果得到地表沉降與注漿率的關(guān)系曲線可知，注漿率對土體沉降的影響相當(dāng)大，隨著注漿率的增大，最終沉降明顯減少。從變化幅度上來講，不同注漿量下土-巖復(fù)合地層橫向沉降所受的影響要略大于縱向地表沉降。此外，隨著盾構(gòu)切口的逐漸推進，其前方土體的變形逐漸增大，后方土體由于襯砌支護、注漿作用下沉降逐漸趨于穩(wěn)定。

圖10 不同土倉壓力下地表沉降對比

圖11 不同注漿量下地表沉降對比

圖12 不同掘進速度下地表沉降對比

5.3 掘進速度影響

圖12給出了不同掘進速度下橫向沉降槽、縱向地表沉降對比。為反映推進速度對地面沉降的影響，分別取推進速度v為1 cm/min、2 cm/min和3 cm/min三種工況進行有限元計算。由圖可知，盾構(gòu)推進速度的增加相當(dāng)于在同樣的時間內(nèi)盾構(gòu)擾動的范圍擴大，在地層變形上表現(xiàn)為盾構(gòu)后方變形區(qū)域增大，而前方的隆起區(qū)域同時受到了限制。推進速度對地表縱向變形曲線的形狀影響較大，隨著推進速度的增大，最大隆起量朝遠離盾構(gòu)的方向移動，隆起也明顯減小，沉降略有增大。在盾構(gòu)通過時土體沉降的影響比較大，隨著推進速度的增大，沉降明顯增加。

6 結(jié)論

本文以佛莞城際鐵路隧道工程為背景，采用數(shù)值模擬結(jié)合現(xiàn)場監(jiān)測的方法，對盾構(gòu)穿越土-巖復(fù)合地層條件下周圍地層與管片變形規(guī)律進行了分析，并討論了考慮盾構(gòu)不同施工參數(shù)(土倉壓力、注漿量、掘進速度)下對土層與隧道本體結(jié)構(gòu)的影響規(guī)律。主要結(jié)論為:

(1)土倉壓力對橫向沉降槽的影響較小，對縱向位移曲線的隆起范圍和隆起值影響很大。土倉壓力從0.2 MPa增大至0.4 MPa，最大沉降量減小了20.3%，14 m覆土的砂土相應(yīng)的變化量為15.2%；最大隆起值改變量下降了近1/2。

(2)注漿量對橫向沉降槽寬度影響不大，考慮注漿量從250%增加到320%，最大沉降量減小近50%，縱向隆起值減小了近40%，并且在實際施工中，注漿量的影響可能會更大。

(3)推進速度對于橫向沉降槽寬度影響很小，但隨著速度的增大，最大沉降量也有所增大。盾構(gòu)推進速度從3 cm/min減小到1 cm/min，最大沉降量改變量幾乎相同，均減小了30%左右。隨著推進速度的增加，縱向位移曲線上的最大隆起值朝遠離切口方向移動。