過江隧道大直徑盾構下穿引起的大堤變形分析

吳為義，孫宇坤，李　良，謝文斌

(1.浙江交通職業技術學院 路橋學院，浙江 杭州　311112；2.浙江工業大學 建筑工程學院，浙江 杭州　310014；3.中鐵隧道集團有限公司，河南 洛陽　471009)

近年來，大直徑泥水平衡盾構機在鐵路、公路隧道工程中得到了廣泛應用。天津西站至天津站的地下直徑線下穿海河和南運河，采用泥水平衡盾構機施工的隧道長度為2 146 m，管片外徑為11.6 m[1]；廣深港鐵路客運專線獅子洋隧道采用4臺泥水平衡盾構機施工，盾構隧道段長為9 277 m，管片外徑為10.8 m[2]。采用大直徑盾構施工雖較安全、方便，但其在下穿江河的防洪堤時極易引起防汛墻的底板滲水、防汛閘門變形、防汛墻倒塌等不良現象[3]。已有的研究成果多為大堤堤頂沉降分析，而對大堤深層土體沉降及其水平位移特征方面的研究尚不多見。因此，開展盾構下穿后大堤的三維變形特征分析有助于認識規律，進而控制穿堤施工風險。

本文對杭州慶春路過江隧道施工中大直徑盾構機下穿引起的大堤變形(沉降和位移)進行數值計算，研究大堤的三維變形特征。

1　工程概況

杭州慶春路過江隧道東、西線工程分別采用2臺φ11.68 m泥水平衡盾構機同向掘進。管片外徑11.3 m，內徑10.3 m，厚0.5 m，每環寬2.0 m，采用6標準塊+2鄰接塊+1封頂塊的管片分塊形式，錯縫拼裝，高強斜螺栓連接。

2臺盾構機相繼下穿錢塘江南北大堤，由于潮汐的影響對大堤變形要求很高，因此施工難度很大。江南大堤為帶平臺的復合式混凝土灌砌塊石斜坡結構，堤頂鋪筑瀝青路面，堤腳設鋼筋混凝土護坦及小沉井，如圖1所示。盾構施工前未對大堤進行加固處理，但在大堤上布置了沉降監測點。盾構主要穿越③層粉砂夾粉土、④層淤泥質粉質黏土、⑤層粉質黏土、⑥層粉質黏土、⑦層粉細砂和⑧層圓礫，盾構下穿江南大堤段的土層剖面如圖2所示。

按施工計劃，西線盾構率先下穿江南大堤，35 d后東線盾構再次同向下穿江南大堤。東線與西線的盾構機型號、洞徑、覆土厚度及地質條件等基本相同。

圖3為西線盾構下穿后，大堤堤頂的實測沉降曲線，圖中橫坐標的負值表示位于隧道中心左側，正值表示右側，下同。由于西線盾構下穿時泥水倉壓力反復波動、掘進姿態不良、突發停機等因素，使得沉降基本穩定后的堤頂最大沉降量達到了62.1 mm，大大超出了大堤的允許沉降值30 mm，但所幸未出現大堤明顯裂隙和滲漏水等險情。

圖1　江南大堤斷面結構(單位:cm)

圖2　盾構下穿江南大堤段土層剖面(單位：m)

圖3　西線下穿后堤頂實測沉降曲線

為避免東線盾構下穿大堤時再次出現較大的沉降，在總結西線盾構施工經驗教訓的基礎上，優化確定了掘進參數：推力增加至55 000 kN，泥水倉壓力穩定在0.35 MPa，每環同步注漿量為17.5 m3，并適當提高掘進速度。并在下穿前進行數值模擬計算，預判大堤沉降是否超出允許沉降值，據此確定下穿前是否需要進一步調整掘進參數，以確保大堤安全。

2　大堤變形數值分析

2.1　數值計算模型

根據優化后東線盾構的掘進參數，應用FLAC3D有限差分程序建立數值計算模型[4]。東線、西線隧道相距65 m，不考慮兩者掘進先后的影響。將盾構建筑間隙內的注漿填充體視為一均質、等厚的注漿層，通過以節點集中力的形式施加盾構機的推力和泥水的壓力，圍巖、管片、注漿體及大堤均采用實體單元模擬。模型縱向長168 m，橫向寬78 m，豎向高57.2～68.4 m，共劃分為106 464 個單元，115 829 個節點，計算模型如圖4所示。

圖4　數值計算模型

圍巖采用Mohr-Coulomb彈塑性模型，計算參數見表1。管片采用彈性模型，取彈性模量34.5 GPa，泊松比0.18，密度2 500 kg·m-3。注漿層采用彈性模型，取彈性模量2 MPa，泊松比0.25，密度2 000 kg·m-3。大堤堤頂及地表為自由邊界，四周采用變形約束條件，底面限制X，Y和Z方向的變形，側面采用橫向約束。

表1　土層計算參數

2.2　模型驗證

圖5給出了東線盾構下穿大堤后大堤堤頂沉降的計算結果。由圖5可見：堤頂的最大沉降量為30.5 mm，沉降曲線最大斜率為0.13%，基本符合《錢塘江杭州市慶春路過江隧道工程防洪評價報告》提出的變形控制值(最大沉降30 mm，不均勻沉降斜率控制值0.2%)。數值計算結果表明，東線盾構下穿大堤時采用上述優化后的掘進參數是可行的，能有效控制大堤的沉降。

圖5　堤頂橫向沉降槽

施工中嚴格采用上述掘進參數，總推力平均值為53 680 kN，平均掘進速度為9.74 m·d-1，切口泥水壓力平均值為0.343 MPa，每環平均注漿量為17.51 m3。為便于比較，將東線盾構下穿后江南大堤堤頂的實測沉降曲線也繪于圖5中。由圖5可見：堤頂的最大實測累計沉降值為32.9 mm，實測沉降曲線最大斜率為0.22%，雖略超過控制值，但大堤未出現明顯裂隙，處于安全狀態；實測沉降曲線和計算沉降曲線吻合較好，這一方面驗證了施工中采用掘進參數的合理性，另一方面也說明了數值計算模型的準確性。

2.3　大堤的三維變形特征

為了更為全面地獲得大堤的三維變形特征，利用此計算模型進行進一步計算。

2.3.1堤頂沉降

由圖5可見：大直徑盾構下穿大堤以后，大堤堤頂沉降穩定后的橫向沉降槽大體上呈高斯正態分布，隧道軸線上方的沉降量最大，距隧道軸線越遠處的沉降量越小；受盾構直徑大的影響，堤頂的沉降槽范圍雖遠大于常見的φ6.34 m地鐵盾構引起的沉降槽范圍(向隧道兩側各外延15 m左右[5])，但沉降槽寬度仍約為5i(i為地表沉降槽寬度系數，即曲線反彎點至隧道中心的間距)。這說明Peck公式仍適用于大直徑盾構隧道的情形，工程實踐中可根據盾構施工引起的地層損失VS和沉降槽寬度系數i較為快捷地預估大直徑盾構下穿后大堤堤頂的橫向沉降槽分布情況，從而預判大堤的沉降值和不均勻沉降斜率有無超過變形控制值，進而及時調整施工參數。

2.3.2大堤深層土體沉降

圖6為盾構下穿后，大堤堤頂以及距堤頂2.7，6.7和10.7 m深度處土體橫向沉降槽的對比情況。由圖6可見：大堤不同深度處的橫向沉降槽均呈高斯正態分布；堤頂的橫向沉降槽較平緩，隨著深度的增加，隧道軸線上方的土體沉降量小幅度地增加，而沉降槽寬度則略有減小。這些大堤深層土體沉降的特征雖同φ6.34 m地鐵盾構引起的深層土體沉降規律一致，但大堤土體的最大沉降量及沉降槽寬度隨深度的改變程度遠不如地鐵盾構引起的那么顯著[6]，即可認為不同深度土層的橫向沉降槽寬度系數ih與地表橫向沉降槽寬度系數i0十分接近。大直徑盾構下穿大堤后，堤頂沉降值與對應處深層土體的沉降值相差不顯著，這說明在工程實踐中可近似用堤頂沉降來間接反映深層土體沉降，也就是說在精度要求不高時可不專門布置深層沉降監測點。

圖6　大堤不同深層處土體橫向沉降槽

2.3.3大堤水平位移

圖7給出了盾構下穿后，大堤堤頂、距堤頂2.7，6.7和10.7 m深度處土體的水平位移曲線。由圖7可見：堤頂水平位移曲線呈近似倒“S”形，其以隧道軸線為中心呈對稱分布，軸線正上方處的水平位移為零，軸線兩側的水平位移均不為零且指向隧道軸線。最大水平位移為13.5 mm，對稱出現在距隧道軸線±i的位置；大堤深層土體的水平位移曲線形狀基本一致，但規律有所不同，隨著深度的增加，隧道軸線兩側土體的水平位移先是明顯增長，如距堤頂2.7 m深度處土體的最大水平位移量為19.9 mm，約比堤頂增加47.4%；隨著深度的繼續增加，水平位移開始逐漸減少，如距堤頂10.7 m深度處土體的最大位移量僅為8.1 mm，約比堤頂減小40%。工程實踐中應重視上述特征，大直徑盾構下穿大堤時，需要實時監控大堤的水平位移，尤其要監測大堤深層土體的水平位移，以確保大堤的安全。如果大堤區域存在樁基等擋土結構物，會因此遭受附加剪切作用，需要提前做好防護措施。

圖7　大堤不同深度處土體水平位移

3　結　論

(1)西線盾構下穿時，堤頂最大沉降量達到了62.1 mm，大大超出了大堤的允許沉降值。東線下穿前，根據優化調整后的掘進參數計算得出的堤頂最大沉降值為30.5 mm，沉降曲線的最大斜率為0.13%，基本符合變形控制要求，計算結果表明優化調整后的掘進參數可行。東線下穿后，大堤堤頂的實測最大沉降量為32.9 mm，最大不均勻沉降斜率為0.22%，與計算結果吻合較好，實測結果表明計算模型較準確、可靠。

(2)大直徑盾構下穿后，大堤堤頂的橫向沉降槽類似于φ6.34 m地鐵盾構引起的地表橫向沉降槽，仍呈高斯正態分布，堤頂沉降槽寬度約為沉降槽寬度系數的5倍，依然可用Peck公式預估沉降分布。大堤深層土體橫向沉降槽也符合高斯正態分布，但沉降量及沉降槽寬度隨深度的改變不如φ6.34 m地鐵盾構那么顯著，因此精度不高時可用堤頂的沉降間接反映深層土體的沉降。

(3)大堤堤頂及深層土體的水平位移曲線呈近似倒“S”形，最大水平位移出現在±i位置處，隨著深度增加，水平位移量先是顯著增加，之后又不斷減少。工程實踐中應重視對大堤深層土體水平位移的監測，關注樁基等擋土結構物受到的附加剪切作用。

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