基于現(xiàn)場監(jiān)測的盾構(gòu)掘進引起地層移動分析

基于現(xiàn)場監(jiān)測的盾構(gòu)掘進引起地層移動分析

1軟土盾構(gòu)掘進引起土層變形預測的施工方法近年來，隨著結(jié)構(gòu)設(shè)計技術(shù)的完善，結(jié)構(gòu)法廣泛應(yīng)用于土木工程施工。上海、北京、南京、廣州、深圳、天津等地鐵施工基本上采用了結(jié)構(gòu)法。由于地質(zhì)條件和施工工藝的限制,盾構(gòu)掘進不可避免地引起對周圍地層的擾動,產(chǎn)生地層變形及地面沉降。目前,盾構(gòu)掘進常以地表的隆沉值為控制指標,地層的變形預測也主要集中在地面的隆沉變形方面[1~4],而對于盾構(gòu)掘進施工引起土層內(nèi)部位移場的研究成果和實測資料相對較少[5~7]。近年來,隨著我國城市現(xiàn)代化建設(shè)的迅猛發(fā)展,盾構(gòu)隧道近距離穿越的情況越來越多、越來越復雜,因此如何準確預測和控制盾構(gòu)掘進引起的土層深層位移,保護既有地下構(gòu)筑物的安全便成為設(shè)計和施工亟待解決的重大技術(shù)問題。目前,盾構(gòu)施工引起土層變形的預測方法主要有經(jīng)驗法、解析法[8~11]和有限元法[12~15]等。經(jīng)驗法主要是Peck公式,該法假定地面沉降的橫向分布類似正態(tài)分布曲線,且沉降槽的體積等于地層損失的體積,上海地區(qū)許多實例也證明了它的實際使用效果。但該公式中參數(shù)的選取帶有經(jīng)驗性,未考慮土層條件和施工過程,且不能預測土層內(nèi)部的位移場分布。C.Sagaseta利用不可壓縮土體的地層損失的概念,采用鏡像技術(shù),給出了應(yīng)變場的近似解。A.Verruijt和J.R.Booker在C.Sagaseta的研究基礎(chǔ)上,結(jié)合土層泊松比和隧道空間橢圓化的影響,得到均質(zhì)彈性半無限土層垂直向和水平向變形的解析解,但該方法預測的沉降槽寬度和水平位移通常都較實測值大。N.Loganathan和H.G.Poulos重新定義了地層損失參數(shù),并結(jié)合A.Verruijt和J.R.Booker推導的解析解,得到的預測結(jié)果與大多數(shù)實測結(jié)果都較接近。有限元法不僅能夠反映土層性質(zhì)的影響,還能對盾構(gòu)施工過程進行不同程度的模擬,且能得到不同深度土層的沉降、側(cè)向位移以及地層的變形過程,因此在盾構(gòu)隧道施工分析中得到了越來越廣泛的應(yīng)用。K.M.Lee和R.K.Rowe[12~14]開發(fā)了一種考慮隧道開挖的三維彈塑性有限元分析模型,得到不同截面處的位移值與實測值都較為一致。張海波等提出了一種可以考慮盾構(gòu)掘進對土層的擾動、盾尾建筑空隙和注漿、襯砌變形等因素的三維有限元模擬方法,得到隧道縱斷面地面沉降值與實測值非常接近,但沒有考慮周圍地層再固結(jié)的影響。姜忻良等通過控制不同階段開挖土體單元的“應(yīng)力釋放”來模擬盾構(gòu)掘進對周圍土層的影響,獲得了較好的效果。為了探索軟土地區(qū)盾構(gòu)掘進引起深層位移場的分布規(guī)律,本文對上海某盾構(gòu)施工段進行了現(xiàn)場實測分析。然后,采用有限元分析程序Plaxis3DTunnel對盾構(gòu)掘進過程進行了三維有限元模擬計算,計算結(jié)果與實測值吻合較好。最后,根據(jù)數(shù)值計算結(jié)果對隧道中心上方土層的變形規(guī)律進行了研究,并提出了隧道上方深層土體橫向沉降的預測公式。2現(xiàn)場測量和分析2.1盾構(gòu)隧道土體測試上海市某區(qū)間隧道采用土壓平衡盾構(gòu)施工,盾構(gòu)外徑為6.34m,隧道外徑為6.2m,內(nèi)徑為5.5m;襯砌管片寬度為1.2m,厚度為0.35m;兩單圓隧道凈間距為7.6m;隧道埋深為19.4m。盾構(gòu)穿越土層的主要物理力學指標見表1。為了有效監(jiān)控盾構(gòu)施工引起深層土體的變形規(guī)律,本文進行了土體測斜和分層沉降測試,測點布置見圖1,測點埋深如圖2所示。由于施工現(xiàn)場條件所限,僅在隧道側(cè)面布置了2個分層沉降觀測孔(FC1,FC2)和2個測斜孔(CX1,CX2),測點與隧道水平凈間距為1.5m。盾構(gòu)隧道上行線于2007年11月4日開始接近測點1,11月6日切口到達測點1位置,11月7日盾尾通過該測點;下行線于2007年12月23日開始接近測點2,切口于12月24日到達該測點,盾尾于12月25日通過測點。2.2結(jié)構(gòu)變形特性分析圖3為盾構(gòu)掘進引起的CX1和CX2在掘進方向的水平變形曲線。從圖中可以發(fā)現(xiàn),側(cè)面土體在盾構(gòu)掘進方向的水平位移主要可以分為3個階段:(1)盾構(gòu)接近測點時,由于土倉壓力的擠壓而引起向前的變形。從變形特性來看,深層土體主要發(fā)生沿著盾構(gòu)掘進方向向前的變形,CX1和CX2的最大值分別為9.5和3.2mm,淺層土體(地下10m范圍)由于處于卸荷擾動區(qū),其變形以向后位移為主。(2)穿越時盾構(gòu)機殼與周圍土體的摩擦剪切引起側(cè)向土體向前的較大變形。從變形曲線來看,CX1和CX2的最大位移增量分別為13.6和14.5mm,分別位于地面以下20(隧道拱頂)和25m(隧道拱底),這與盾構(gòu)掘進時的姿態(tài)控制有關(guān)。(3)盾構(gòu)遠離測點階段,受擾動土體固結(jié)引起側(cè)向土體的向后變形。變形緩慢、歷時長是該階段土體變形的特點。在本次測試中,側(cè)向土體的最大水平位移增量分別為2.2和2.0mm。(2)考慮同步注漿壓力和考慮考慮隧道土體變形的因素圖4為盾構(gòu)掘進引起的CX1和CX2在垂直掘進方向的水平變形曲線。由圖4可知,側(cè)面土體在垂直盾構(gòu)掘進方向的水平位移主要可以分為4個階段:(1)盾構(gòu)接近時向隧道外的微小變形。土倉壓力的擠壓和盾殼與周圍土體的摩擦剪切作用是引起該階段土體變形的主要因素。該階段土體的最大位移發(fā)生在隧道中心埋深附近,CX1的實測值為11mm左右。(2)盾構(gòu)機身通過時的平緩段。該階段測點既未受到土倉壓力的擠壓作用,也未受到同步注漿壓力的影響,因此側(cè)向土體的變形量值很小。(3)盾構(gòu)剛通過時向隧道外的較大變形。盾尾同步注漿壓力是引起該階段土體變形的主要原因,該階段土體變形量值較大,最大位移為32mm左右,分別位于地面以下22(隧道中心)和26m(隧道拱底),這同樣是由盾構(gòu)掘進時的姿態(tài)控制引起的。(4)盾構(gòu)通過后向隧道內(nèi)的變形。受擾動土的固結(jié)及漿液的凝結(jié)是引起該階段土體變形的主要原因,最大位移增量分別為16和13mm。2.3微生物沉降從圖5的分層沉降測值可知,側(cè)面土體在盾構(gòu)掘進過程中的豎向變形也可以分為3個階段:(1)盾構(gòu)掘進接近和穿越階段的隆起變形,最大值發(fā)生在地面以下15m處,即隧道上方4m左右,其值約為2.5mm;(2)盾尾剛通過時由于建筑空隙存在而發(fā)生的沉降,實測數(shù)據(jù)顯示該階段側(cè)面土體的沉降量較小,最大值為3mm左右;(3)盾構(gòu)掘進遠離測孔階段的較大沉降,受擾動土體的固結(jié)是引起該階段側(cè)面土體沉降的主要原因,且沿埋深出現(xiàn)先增加后降低的變化過程,最大沉降量發(fā)生在地面以下15m處,分別為18和14mm?？傊?在盾構(gòu)掘進接近和穿越測孔階段,隧道側(cè)面土體的變形以隆起、沿盾構(gòu)掘進方向向前和向隧道外側(cè)的三維運動趨勢為主;在盾尾剛通過階段則表現(xiàn)為沉降、向前和向外的較大變形;在盾構(gòu)掘進遠離測孔階段,側(cè)面土體的變形以沉降、向后和向隧道內(nèi)為主。3通過構(gòu)造開挖對深層位移的數(shù)值分析3.1數(shù)值計算指標如圖6所示,模型取單個隧道進行分析,計算模型寬90m,高50m,沿隧道縱向長60m。計算中土體采用莫爾–庫侖模型,盾構(gòu)機及管片采用線彈性材料,各土層的主要物理力學指標見表1。在本文數(shù)值計算中所考慮的盾構(gòu)施工引起地層位移的主要因素如下:(1)土倉壓力,通過在開挖面施加梯形荷載來模擬,其數(shù)值為開挖面水土壓力理論計算值的1.1~1.2倍;(2)盾構(gòu)與周圍土體的錯動,通過在盾構(gòu)殼單元與土單元之間設(shè)置Goodman三維接觸面單元來模擬;(3)盾尾建筑空隙,通過對管片殼單元施加已知徑向位移來實現(xiàn);(4)盾尾同步注漿,通過對盾尾外土體單元施加向外的均布力來模擬,其數(shù)值由注漿壓力計算得到。3.2圍巖土體變形分析圖7為盾構(gòu)掘進引起的CX1水平位移計算值(沿深度40m范圍內(nèi))與實測值對比圖。由圖7可知,計算所得隧道側(cè)面土體的水平位移趨勢及量值都與實測值吻合較好,從而驗證了本文分析方法的正確性。從圖7(b)也可發(fā)現(xiàn),實測隧道側(cè)下方土體在掘進方向的水平位移沿深度有增大的趨勢,而計算值則逐漸趨于收斂,這可能是由盾構(gòu)掘進時“磕頭”對下方土體擠壓引起的。從圖8所示隧道中心上方土層的水平變形曲線可以發(fā)現(xiàn),在盾構(gòu)接近過程中,土體在盾構(gòu)掘進方向上發(fā)生了向前的位移(地下16m處為2.4mm)。在豎向變形方面,淺層土體以沉降為主,深層土體則由隆起逐漸過渡為沉降,分界面的深度與距離刀盤遠近有關(guān),可根據(jù)盾構(gòu)施工擾動分區(qū)計算得到;在盾構(gòu)穿越和遠離過程中,淺層土體發(fā)生向后的水平位移,深層土體則發(fā)生向前的水平位移,但豎向變形以沉降為主,且沉降量與深度呈正比關(guān)系。3.3沉降預測公式的確定圖9給出了隧道上方不同深度土層的橫向沉降槽曲線。由圖可知,盾構(gòu)掘進完成后,隧道上方不同土層的沉降量隨著深度的增加而增大,且最大值一般都位于隧道中心3m范圍內(nèi),而橫向沉降影響范圍則沿深度呈減小趨勢。另外從橫向沉降槽的分布形狀來看,其與Peck曲線都較相似,且上海許多盾構(gòu)施工實例也證明了它的實際使用效果,因此本文建立的深層土體沉降預測公式仍延用Peck公式的形式。式中:Vs為盾構(gòu)施工引起的地層損失;i為沉降槽寬度系數(shù),即曲線反彎點與隧道中心的間距。經(jīng)過曲線擬合得:i=12.76m,Vs=0.49m3/m,如圖10所示?？梢姷孛鏅M向沉降計算結(jié)果與Peck曲線吻合很好,進一步證實了Peck公式的適用性。根據(jù)Peck公式,在施工方法和工藝確定后,施工所引起的地層損失率為定值,因此深層土體的橫向沉降預測公式就歸結(jié)到沉降槽寬度系數(shù)的確定。根據(jù)分析可知,深層土體的ih可表示為地面沉降槽寬度系數(shù)i0、土層性質(zhì)以及土層深度的函數(shù)。為了簡化計算,把隧道上方土體簡化為均質(zhì)土,經(jīng)過反復計算分析得到如下公式:式中:ih為不同深度土層的橫向沉降槽寬度系數(shù),h為不同深度土層距離隧道中心的間距,Z為地面到隧道中心的距離,0i為地面橫向沉降槽寬度系數(shù)。圖11給出了不同深度土層的橫向沉降計算與修正Peck曲線對比圖。由圖11可知,兩者非常吻合,從而驗證了修正Peck公式的適用性。4土體變形的表現(xiàn)針對上海某盾構(gòu)施工段,通過現(xiàn)場實測得到了盾構(gòu)施工過程中側(cè)面土體的變形規(guī)律,并利用有限元程序Plaxis3DTunnel對盾構(gòu)施工過程進行了動態(tài)仿真模擬。現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)和有限元計算結(jié)果表明:(1)在盾構(gòu)接近和穿越測孔階段,隧道側(cè)面土體的變形以隆起、沿盾構(gòu)掘進方向向前和向隧道外側(cè)的三維運動趨勢為主;在盾尾剛通過階段則表現(xiàn)為沉降、向前和向外的較大變形;在盾構(gòu)掘進遠離測孔階段,側(cè)面土體的變形以沉降、向后和向隧道內(nèi)為主。(2)采用三維動態(tài)有限元能較好地考慮盾構(gòu)施工時