盾構側穿油罐基礎擾動影響及參數控制研究*

種記鑫 徐前衛 張 錕 王欽山 賀 翔 來守璽

(1. 濟南軌道交通集團有限公司， 250014， 濟南； 2. 同濟大學交通運輸工程學院， 201804， 上海；3. 中鐵十局集團第一工程有限公司， 250001， 濟南∥第一作者， 高級工程師)

濟南軌道交通R2線是緩解濟南市東西向交通壓力、支撐城市空間帶狀拓展的一條骨干線路。根據線路規劃設計，R2線在建設過程中需要近距離穿越諸多復雜建(構)筑物，其中長途汽車站站—生產路站區間盾構下穿建(構)筑物數量多、風險程度最高。近年來，國內盾構近距離穿越房屋、橋梁基礎的成功案例很多[1-3]，這為濟南地區的盾構施工提供了不少有益借鑒與參考。盡管濟南地區的軌道交通建設中也有相應的工程案例研究[4-7]，但涉及盾構穿越油罐基礎施工的研究相對還較少[8-12]。加油站一般設在城市內交通流量較大的地區，就本文所研究的工程案例而言，此加油站不僅在濟南市區交通干線交叉路口，且還臨近城市高架橋，因此對盾構施工控制的要求很高。本文擬通過對盾構側穿油罐基礎的動態施工過程進行模擬，研究盾構施工引起的地層變形及其對油罐基礎的受力和變形的影響，在此基礎上提出相應的施工優化措施，并通過現場實測數據加以驗證，相關成果可為類似工程提供借鑒和參考。

1 濟南軌道交通R2線工程概況

1.1 工程背景

濟南軌道交通R2線某區間隧道右線全長為1 683.222 m，左線全長為1 735.903 m，采用土壓平衡盾構掘進施工。盾構隧道為標準單洞、單線圓形斷面，區間左、右線間距為12.0～25.4 m；管片外徑為6.4 m，厚度為30 cm，幅寬為1.2 m，采用強度C50、抗滲等級P10的鋼筋混凝土。盾構區間與油罐基礎位置關系如圖1所示，右線隧道距離加油站儲油區最小水平凈距約為7.28 m，與儲油區底最小豎向凈距為6.20 m。穿越區段隧道頂埋深為10.2～12.2 m，工程風險等級為Ⅱ級。該加油站建于2010年，為地上一層結構，東西向長度為33 m，南北向寬度為12 m，其主體結構形式為鋼框架結構，采用獨立基礎，由于鋼柱成“一”字型排列，結構整體性一般，具有一定的抵抗沉降變形的能力。儲油區包括5個油罐，罐底埋深約為4 m。此外，加油站附近還有高架橋梁、密集的居民樓和其它建筑物。

圖1 盾構隧道某區間與加油站平面位置關系圖Fig.1 Plane position relation between shield tunnel interval and gas station

1.2 工程地質情況

圖2為盾構隧道區間與加油站剖面位置關系圖，可看到該區域地層自上而下依次為雜填土、粉質黏土、黏土，粉質黏土、黏土及閃長巖等構成，地下潛水穩定水位埋深約為2.5 m，地層參數詳見表1。隧道主要穿越地層為⑩1層可塑-局部硬塑粉質黏土、⑩2層硬塑黏土、⑩1層可塑粉質黏土。總體而言，盾構穿越段地質條件較差，地下水水位較高，施工時易產生變形。

表1 盾構穿越區域的地層物理力學參數Tab.1 Physical and mechanical parameters of shield tunnel crossing area stratum

單位:m圖2 盾構隧道某區間與加油站剖面位置關系圖Fig.2 Profile location relation between shield tunnel interval and gas station

2 有限元仿真模擬

2.1 計算模型

考慮盾構隧道周邊范圍50 m內的建筑物情況，為減少邊界影響，計算模型的長、寬、高依次取150 m、120 m、50 m，如圖3所示。因本文主要研究隧道開挖對油罐基礎的影響，故簡化模擬隧道的開挖過程，不考慮注漿壓力和漿液凝固時間。開挖面的支護壓力依據太沙基松動土壓力計算，可知隧道中心處側向土壓力約為123 kPa。另外，依照我國JTG D60—2015《公路橋涵設計通用規范》，模型考慮周邊高架橋及本身加油站停車坪的車輛荷載，等效為均布荷載進行施加。

圖3 隧道側穿加油站計算模型Fig.3 Calculation model of shield tunnel side-crossing gas station

計算時，土體、盾構二次注漿加固區(隧道周圍3 m范圍內)采用修正Mohr-Coulomb準則的彈塑性本構模型的三維實體單元進行模擬，高架橋墩與盾構管片采用修正Mohr-Coulomb準則的彈性本構的三維實體單元模擬，高架橋樁和建筑物梁柱等采用彈性本構的梁單元模擬。參照試驗和工程經驗，其彈性模量E取值為壓縮模量Es的3～5倍，三軸試驗割線剛度與主壓密加載試驗的切線剛度均按Es取值，卸載彈性模量按Es的3倍取值，剪脹角Ψ取0，失效率Rf=0.5，參考壓力pref=98.6 kPa，其中同步注漿強度折算入盾構管片厚度。各結構單元計算參數如表2所示。

表2 結構單元計算參數表Tab.2 Calculation parameters of structural unit

某區間盾構采用右線先施工、左線后施工的施工順序，計算時按照實際施工工況進行模擬，左、右線盾構隧道每次開挖長度均為5環(長度約為6 m)，隧道襯砌和注漿的施作滯后隧道開挖面6 m。鑒于某區間盾構右線側穿油罐基礎施工具有一定風險，考慮采取洞外二次注漿加固來控制地層變形，所以在實際施工前利用數值模擬方法，比選進行二次加固和不進行二次加固兩種工況的變形控制效果，從而確定后續施工組織。

2.2 數值模擬結果分析

圖4、圖5分別給出了無洞外二次注漿和有洞外二次注漿情況下的盾構左、右線隧道均通過油罐基礎后的地表豎向位移云圖。圖6、圖7分別給出了對應的油罐基礎后的豎向位移云圖。由計算結果可知，與無洞外二次注漿相比，及時跟進二次注漿加固后，盾構隧道拱頂沉降由5.73 mm降至4.32 mm，降幅為24%；地表沉降由5.50 mm減至4.10 mm，降幅約為25%；加油站儲油罐豎向沉降最大值由2.56 mm減至1.97 mm，降幅為23%。

圖4 無二次注漿時盾構通過后地表豎向位移云圖截圖Fig.4 Vertical displacement nephogram after tunnel excavation without secondary grouting

圖5 無二次注漿時儲油罐豎向位移云圖截圖Fig.5 Vertical displacement nephogram of oil storage tank foundation without secondary grouting

圖6 有二次注漿時盾構通過后地表豎向位移云圖截圖Fig.6 Vertical displacement nephogram after shield tunnel excavation with secondary grouting

圖7 有二次注漿時儲油罐豎向位移云圖截圖Fig.7 Vertical displacement nephogram of oil tank with secondary grouting

由前述分析結果可知，進行二次注漿加固能更有效地降低側穿施工擾動影響，所以在制定施工方案時，將二次注漿加固作為輔助措施，并根據監測數據及時調整。

3 監測結果分析

3.1 變形指標及其控制值

根據GB 50156—2012《汽車加油加氣站設計與施工規范》、GB 50652—2011《城市軌道交通地下工程建設風險管理規范》及GB 50292—2015《民用建筑物可靠性鑒定標準》等要求，為保證加油站的結構安全和正常使用，其沉降量及傾斜率等各項變形指標控制值如表3所示。

表3 加油站沉降量及傾斜率指標控制值Tab.3 Index control value of gas station settlement and inclination

3.2 監測點布置及實測情況分析

盾構側穿油罐基礎區監測點布置如圖8所示：在加油區布置JGC3-1—JGC3-3沉降測點；在儲油區布置JGC4-1、JGC4-2沉降測點；在地表布置DBC248-1—DBC248-11，DBC268-1、DBC268-2，DBC288-1—DBC288-11沉降監測點。

圖8 加油站區域監測點布置示意圖Fig.8 Layout diagram of gas station monitoring points

在盾構側穿過程中，距離右線最近的儲油區變形顯著。其中，以監測點JGC4-1最為明顯，其最大累計沉降值為1.68 mm，如圖9所示。另外，右線隧道正上方地面監測點DBC248-9、DBC268-2、DBC288-9的最大沉降值為4.99 mm，最大隆起值為2.44 mm。

圖9 盾構右線隧道監測數據與模擬結果對比Fig.9 Comparison of monitoring data and simulation results of shield tunnel right line

4 施工控制與優化

4.1 調整施工方案

1) 結合數值模擬的結果，確定為右線先施工、左線后施工的施工順序，且保持兩條線的施工進度應相差100環左右，以防止對建筑物產生不利的疊加擾動。

2) 盾構通過后及時進行同步注漿，單環管片注漿量控制在5.5～6.0 m3，注漿壓力控制在0.15～0.25 MPa，以控制注漿壓力為主。

3) 根據數值模擬結果，其施工組織僅通過優化盾構掘進參數來控制變形，二次注漿加固作為輔助措施。注漿范圍為左、右線沿洞徑方向隧道外側3 m，二次注漿時應關注壓力與注漿量，當壓力達到0.5 MPa或注漿量小于1 L/min時應停止注漿，并在注漿過程中根據監測反饋信息優化注漿參數。

4.2 優化掘進參數

4.2.1 盾構土倉壓力控制

圖10是右線盾構施工第200環至第330環時土倉不同位置處的壓力值變化曲線，第230環至第295環(陰影填充部分)為加油站正對側穿盾構隧道環號區域。此段隧道的平均埋深約為11.2 m。根據太沙基松動土壓力公式可得，土倉上部壓力理論計算值為0.112～0.153 MPa，可見大部分土倉實際上部壓力在理論計算值的范圍內。注漿材料采用水泥漿-水玻璃漿液；初擬為水泥漿水灰比0.8∶1.0～1∶1，水泥漿與水玻璃漿液的比1∶1，漿液濃度應根據地層情況調整，注漿量控制在1～2 m3之內，以壓力控制為主，注漿壓力0.2～0.3 MPa，在管片脫出盾尾后的第4環至第5環位置進行。

注：p上,max為土倉上部最大壓力值,p上,max=0.175 MPa；p上，min為土倉上部最小壓力值，p上，min=0.119 MPa。圖10 盾構右線穿越油罐基礎區域施工時盾構土倉壓力變化Fig.10 Variation of soil chamber pressure during construction of shield tunnel right line crossing oil tank foundation area

4.2.2 推力控制

圖11是盾構右線施工時第200環至第330環的推力變化曲線。在陰影區域的黏土層中，按理論公式估算盾構總推力約為11 719 kN，比實際掘進總推力略大，但總體比較接近。

注：Fmax為最大推力值，Fmax=11 452 kN;Fmin為最小推力值，Fmin=8 560 kN。圖11 盾構右線穿越油罐區施工時總推力變化Fig.11 Variation of total thrust force during construction of shield tunnel right line crossing oil tank area

4.2.3 刀盤扭矩控制

圖12是盾構右線施工時第200環至第330環的刀盤扭矩變化曲線。考慮到盾構刀盤旋轉切削黏土層時的刀盤扭矩不會很大，故實際施工時很有必要結合濟南地質條件的特點，對經驗值進行調整。

4.2.4 掘進速度控制

圖13給出了盾構右線施工時第200環至第330環的掘進速度與地表沉降對應關系的曲線。對比油罐基礎側穿區域內的3個地表沉降監測點變化情況，可以看出測點DBC248-8受側穿影響最小。所以，掘進速度取40～50 mm/min較為合理。

注：Tmax為刀盤扭矩的最大值，Tmax=1 854 kNm;Tmin為刀盤扭矩的最小值，Tmin=1 000 kNm。圖12 盾構右線穿越油罐區施工時刀盤扭矩變化圖Fig.12 Variation of total cutter torque during construction of shield tunnel right line crossing oil tank area

圖13 盾構右線穿越施工掘進速度與地表沉降變化關系圖Fig.13 Relation variation diagram of tunneling speed and surface settlement of shield tunnel right line crossing construction

5 結語

1) 利用有限元方法對盾構側穿加油站基礎進行動態模擬，可以較為合理的預估穿越施工對油罐基礎的影響程度，并論證了二次注漿是確保施工安全的必要輔助手段。

2) 施工監測結果表明，在實際施工中把二次注漿加固作為備用輔助措施，而對盾構掘進參數進行合理控制，也可實現對地層的微擾動施工。

3) 對于濟南地區較為常見黏土地層而言，調整掘進參數可有效控制地表沉降。從本工程施工效果情況來看，掘進速度取40～50 mm/min，刀盤扭矩取1 000～2 000 kNm ，掘進總推力取9 000～12 000 kN時，可使盾構穿越施工引起的土層擾動變形得到較好的控制。