盾構隧道壁后注漿壓力對地表沉降變形影響

劉俊生，盧金芳

(南京市測繪勘察研究院股份有限公司，江蘇 南京 210019)

1 引 言

近些年來，我國城市地鐵建設發展迅速，其隧道的主要施工方法包括明挖法、蓋挖法、暗挖法和盾構法等[1]。在這些方法中，盾構法以其開挖速度快、對周邊環境影響小、施工勞動強度低等優點而廣泛應用于各個城市的地鐵隧道建設中[2，3]。在盾構掘進過程中，預制襯砌在盾構機內完成拼裝，在盾尾脫出后，襯砌管片與土體之間會形成盾尾空隙[4]。盾尾空隙的存在會使周圍土體處于未支護狀態而產生沉降，進而造成對周圍構筑物及地下管線的影響[5，6]。

根據20多個隧道工程實例資料進行統計分析，Peck[8]首先提出了盾構施工引起的橫向地表沉降槽的概念：隧道開挖引起的垂直于隧道軸線方向(橫向)地表沉降曲線分布可用高斯曲線擬合表示。Peck公式以及一系列在此基礎上根據不同地層和施工參數提出的修正Peck公式等是目前工程實踐中應用比較普遍的方法。此后Attewell、O′Reilly和Clough等[9，10]很多學者在此基礎上對該式進行研究，提出了各種不同土層情況下對應的經驗公式。為了減小盾尾空隙對地表沉降的影響，可采用盾構同步注漿的方法，即通過襯砌環的注漿孔向空隙內注入具有適當的早期及最終強度的材料，來減小盾構推進過程中的土體損失，減小地表沉降，降低對周圍環境的影響。壁后注漿壓力的分布及大小直接影響注漿效果的好壞以及地表土體變形沉降的大小。Tomas Kasper[11]運用三維有限云計算方法研究了盾構施工過程中注漿壓力對地表沉降和隧道上浮的影響，指出增大注漿壓力可以有效地減小地表沉降。葉飛[12]基于彈塑性理論，推導了黏土地層的注漿壓力上臨界值計算式，并通過工程實例對不同土體參數進行了驗證。雷華陽[13]采用數值分析與現場實測的方法研究了不同注漿孔分布形式對周圍地層施工擾動的影響，指出及時注漿能盡快充填盾尾空隙可減小地表沉降。在實際施工過程中，注漿壓力大小的控制需要綜合考慮周圍地層條件以及地表沉降控制要求的影響，且在注漿過程中，注漿壓力的分布模式也往往呈現多樣性，研究盾構隧道開挖壁后注漿對地表沉降變形的影響以及對于指導實際施工具有十分重要的參考意義。

本文針對徐州地鐵1號線某隧道施工區間，采用現場實測和ABAQUS三維有限元模擬軟件對盾構開挖過程中注漿壓力對地表沉降變形規律的影響進行研究，在數值分析中考慮盾構施工過程，以及不同注漿壓力大小及分布模式的影響，以此來研究壁后注漿壓力對地表沉降變形的影響規律，找出合理注漿壓力大小及分布模式。

2 工程概況

2.1 工程地質

徐州地鐵1號線某區間位于徐州市云龍區，盾構沿線地質條件較為復雜，地層剖面如圖1所示，主要穿越黏土層、粉砂層、中風化石灰巖。區間盾構隧道穿越黏土地層以硬塑黏土為主，各層土的物理力學參數如表1所示。

圖1地層剖面圖

土層物理力學參數 表1

2.2 測點布置

地表沉降是施工最基本的監測項目，它最能直接反映周圍環境的變化情況。通過地表沉降及時了解隧道周圍地表變形情況，及時分析，確保隧道掘進及支護結構安全。橫向監測斷面測點為9個～13個，測點間距為 5 m，具體測點布置位置如圖2所示。

圖2 測點布置位置示意圖

3 地表沉降變形規律

3.1 三維數值計算模型及計算參數

盾構施工過程較為復雜，為了研究壁后注漿這一因素對地表沉降變形的影響，其他施工步驟的數值模擬均采用與現場盾構機典型推進一致的施工步驟，即土體首先在自重作用下完成固結沉降，再取盾構機每步推進長度為 2 m，盾構推進后，在盾尾后一環施加反力模擬注漿壓力，在下一施工步驟取消注漿壓力，激活注漿等代層和襯砌層，忽略注漿漿液凝固過程的影響。

為了減小其他因素對數值計算的影響，對計算模型作出如下假設：

(1)模擬土層采用均質、各向同性的彈塑性土體，土體性質沿深度方向不發生變化；

(2)襯砌-注漿等代層-土體之間接觸光滑，三者之間的變形簡化為協調變形；

(3)盾構間隙假設被注漿等代層完全充填，不考慮注漿不良的情況；

(4)計算中不考慮地下水的作用，不考慮注漿漿液的凝固過程以及與土體之間的滲透作用，不考慮地表荷載，只考慮土體自重的影響。

基于徐州地鐵1號線盾構隧道施工區間，簡化計算模型，取盾構機長度 14 m，模型中將盾構機等代為殼單元，隧道埋深為 18 m，直徑 6.4 m，襯砌厚度 0.3 m。具體物理力學性能參數如表2所示：

其他材料數值參數取值 表2

計算軟件采用ABAQUS，計算模型尺寸為50 m×30 m×50 m(長×寬×高)，即沿隧道縱向長度為 30 m。土體共劃分單元 20 472個，注漿等代層、襯砌層和盾構機各劃分單元348個。模型尺寸如圖3所示，模型示意圖如圖4所示：

圖3 模型尺寸示意圖

圖4 數值計算模型

3.2 地表沉降實測與數值對比分析

現場盾構開挖完成后，共收集區間5個斷面的沉降監測數據，對地層穩定后的地表橫向沉降監測結果進行整理分析，如圖5所示，對測點數據進行高斯曲線擬合，并與在 0.3 MPa注漿壓力下的數值計算結果進行對比，如圖6所示，曲線相關擬合系數如表3所示。

圖5 斷面沉降實測曲線與計算曲線

圖6 斷面沉降實測與計算高斯擬合曲線

曲線擬合相關系數R2 表3

由圖可知監測斷面DMDBC-15和DMDBC-18的曲線擬合相關系數達到0.99，最低斷面DMDBC-15相關擬合系數為0.92，5個監測斷面總體擬合相關系數較高，說明地表橫向沉降特征現場實測和數值計算結果都較好地符合高斯函數分布規律。

從五個斷面的實測數據可以看出，地表最大沉降量約在 7 mm～10 mm之間，其位置在隧道中心軸線 2 m范圍左右。當選用注漿壓力為 0.3 MPa進行數值計算時，最大沉降量為 11.7 mm，略大于現場沉降量，這與現場注漿壓力為 0.3 MPa～0.5 MPa的工程實際相符合，此外，從地表沉降影響區域的角度看，數值計算顯示約在距隧道中心軸線 20 m處地表沉降接近于0，而現場實測數據顯示五個監測斷面的沉降影響區域都大于 20 m，從趨勢線可以預測，沉降影響區域可至 30 m左右，約為4～5倍隧道直徑。從圖6中可以看出，5條擬合曲線的沉降槽各不一樣，但其趨勢和數值計算的擬合曲線趨勢一致，因此，該數值計算方法可以較為準確地模擬該地層條件下盾構隧道開挖的地表沉降變形規律。

4 注漿壓力對地表沉降變形規律的影響

4.1 注漿壓力的分布及大小

在盾構壁后注漿的過程中，注漿壓力的大小直接影響到周圍土體的變形，如果注漿壓力過小，則無法起到彌補土體損失、減小地表沉降變形的效果；但是如果注漿壓力過大，會對周圍土體產生劈裂注漿效果，嚴重引起地表隆起變形，進而影響周圍環境。由于注漿孔是上下左右兩側分別對稱布置，因此可認為兩側對稱注漿孔壓力一致，即注漿壓力沿襯砌豎向軸對稱分布，可假設為整環均勻分布和上下非均勻分布，如圖7所示。

圖7 壁后注漿壓力分布模式

根據現場調研，將均勻分布注漿壓力范圍定為 0.2 MPa～0.4 MPa，并以 0.2 MPa為例，對非均勻注漿的拱底與拱頂的注漿壓力比定為1.0，1.2，1.4和1.6，具體的方案如表4所示：

注漿壓力方案 表4

4.2 均勻注漿壓力下地表沉降變形

分別對表4中的5個梯度注漿壓力下的隧道模型進行計算，得到不同注漿壓力作用下地表橫向沉降變形曲線，如圖8所示，地表最大沉降量與注漿壓力關系如圖9所示：

圖8 不同均勻注漿壓力地表橫向沉降圖

圖9 地表最大沉降量與注漿壓力關系圖

從圖8、圖9可以看出不同注漿壓力作用下地表沉降變形類似于正態分布曲線，符合PECK沉降曲線規律，即隧道中軸線處沉降量最大，沿軸線向兩側逐漸減小。同時可以看出，隨著注漿壓力的增大，地表沉降量逐漸減小，當注漿壓力為 0.2 MPa時，地表最大沉降量為 12.76 mm，當注漿壓力為 0.4 MPa時，地表最大沉降量為 10.47 mm，最大沉降量減少了約18%，因此，適當的增大注漿壓力可以有效地降低地表沉降。此外還可看出，地表橫向沉降槽的寬度也隨著注漿壓力的增大而減小。

從曲線兩端可以看出，大約在距離隧道中軸線3倍洞徑處地表沉降注漿趨向于0，因此可以判斷隨著注漿壓力的增大，地表沉降的影響范圍也在減小，如果繼續增大注漿壓力，在不考慮其和土體滲透作用的情況下，將會產生地表隆起現象。

地表沿隧道縱向沉降曲線如圖10所示：

圖10 不同注漿壓力下地表縱向沉降曲線圖

從圖8～圖10中可以看出，地表縱向沉降沿著隧道開挖方向呈現非線性逐漸減小的趨勢，盾構正在穿越的斷面地表沉降量很小，盾構穿越后地表沉降量陡然增大，即主要沉降量發生在盾構通過、土體卸荷的階段，符合實際情況。從注漿壓力為 0.35 MPa和 0.4 MPa的縱向沉降曲線可以看出，在 30 m處出現了地表隆起現象，符合實際中盾構推進會出現的前隆后沉的現象。從曲線圖還可看出，縱向沉降隨著注漿壓力的增大而逐漸減小，當注漿壓力逐漸增大時，初始開挖面沉降量逐漸減小，開挖面沉降雖亦減小，但趨于一致，且會出現隆起現象，因此，在選取注漿壓力時應綜合考慮初始開挖面和盾構開挖面的沉降影響。

4.3 非均勻注漿壓力下地表沉降變形

分別對表4中的4個非均勻注漿壓力方案進行數值分析，得到非均勻注漿壓力作用下地表沉降變形曲線，具體見圖10，地表最大沉降量與注漿壓力關系如圖11所示。

從圖11中可以看出，地表沉降曲線與均勻注漿壓力作用下的沉降曲線分布規律相似，都符合PECK沉降曲線規律。此外，隨著拱底注漿壓力的增大，即拱底和拱頂注漿壓力不均勻程度增大，地表沉降量也逐漸增大。當拱底與拱頂壓力比為1.0時，地表最大沉降量為 12.76 mm，當壓力比為1.6時，地表最大沉降量為 16.10 mm，相比增加了26%，同時從沉降曲線兩端可以看出，隨著注漿壓力不均勻程度的增大，地表沉降影響范圍也在擴大，因此，在實際施工時，應盡量控制注漿壓力的均勻程度，以此降低地表沉降。

圖11 不同非均勻注漿壓力地表橫向沉降圖

圖12 地表最大沉降量與非均勻注漿壓力關系圖

圖13 地表縱向沉降曲線圖

從圖11～圖13中可以看出，與均勻注漿壓力相似，在不均勻注漿壓力作用下地表縱向沉降沿著隧道開挖方向非線性減小，主要沉降量亦發生在盾尾脫出階段。在初始開挖面位置，注漿壓力比為1.6時的地表沉降量比注漿壓力比為1.0時的地表沉降量增加了26%，在盾構開挖面位置，當注漿壓力比為1.0時，地表沉降量為 4.1 mm，當注漿壓力比為1.6時，地表沉降量為 6.0 mm，增加了約46%，但沉降量約占開挖面沉降量的1/3，因此，從縱向沉降曲線來看，在實際施工中，應保持均勻注漿，以降低地表沉降量。

5 結 論

考慮了盾構隧道開挖壁后注漿壓力分布模式及大小對地表沉降的影響，對盾構隧道的開挖過程進了數值模擬，將計算結果與現場實測數據進行對比，并對不同注漿壓力大小以及在分布模式作用下隧道地表土體的沉降規律進行研究，得出以下結論：

(1)現場實測地表橫向沉降曲線與符合高斯函數曲線擬合度較高，符合高斯函數分布規律，地表最大沉降量在 7 mm～10 mm，在控制范圍內，實測曲線與數值分析曲線規律一致，表明該數值分析方法可較準確地模擬現場地表沉降情況。

(2)均勻注漿壓力作用下，隧道上方地表沉降量隨著注漿壓力的增大而逐漸減小，但是當超過一定界值時，隧道橫斷面方向約3倍洞徑處會產生地表隆起現象，在隧道開挖方向上，隧道開挖面位置會產生地表隆起現象。因此為合理控制地表沉降變形，選擇合適的注漿壓力便顯得較為重要，根據數值計算結果曲線圖，當注漿壓力為 0.35 MPa時，為較合適注漿壓力。

(3)非均勻注漿壓力作用下，隧道上方地表沉降量隨著注漿壓力的不均勻程度的增大而增大，無論是隧道初始開挖面還是盾構掘進面的沉降都符合這一規律，因此，在實際施工中，應盡量保持注漿壓力均勻。

(4)不同注漿壓力的大小會影響到地表發生沉降變形的范圍，從數值模擬結果看，影響半徑基本大于3倍洞徑，但隨著注漿壓力的增大，其影響范圍的界值也在改變，因此，在實際施工過程中可根據地表安全區范圍的控制要求合理調整注漿壓力。