地鐵盾構下穿建筑群施工地面建筑沉降控制方案及富水砂-黏地層沉降預測方法*

陳志敏 范長海 張常書

(1.蘭州交通大學土木工程學院，730070，蘭州；2.蘭州交通大學道橋工程災害防治技術國家地方聯合工程實驗室，730070，蘭州；3.中鐵十八局集團有限公司，300222，天津∥第一作者，教授)

由地鐵穿越城市既有建筑群引發的地面不均勻沉降問題，已成為我國城市軌道交通發展的重點問題。文獻[1]基于北京地鐵盾構隧道下穿地鐵隧道工程，對地面建筑物沉降規律及控制沉降的盾構施工參數展開研究。文獻[2]探究盾構隧道穿越富水軟弱地層時建筑物樁基沉降規律及加固方案的有效性。文獻[3]針對富水風化花崗巖隧道圍巖力學特性與變形機制，提出可行性加固措施。

目前，大多數研究都集中于盾構隧道下穿地面建筑物或既有隧道等工況下的單一地層沉降與控制，而廣州地鐵某區間隧道主要穿越富水礫砂、粉質黏土及全風化-微風化花崗巖等復合地層(以下簡稱“復合地層”)。在此類特殊地層中，關于盾構施工對建筑物樁基及基礎沉降變形的影響規律，尚且缺乏系統性的研究成果。故本文以廣州地鐵盾構隧道工程為例，就該特殊地層及建筑物基礎沉降控制措施展開研究，以確保地面建筑物群能夠保持正常使用功能。本研究可為類似工程提供理論基礎與工程經驗。

1 工程概況與地層-建筑物有限元模型

1.1 工程概況

廣州地鐵某區間隧道呈東西走向，上行線和下行線橫穿水西村，下穿建筑群段的上行線和下行線埋深為10.3～18.1 m。隧道上行線ZDK 20+232.4—ZDK 20+370.4，長為138.0 m；下行線 YDK 20+259.0—YDK 20+394.3，長為135.3 m。隧道洞身全部位于地下水位線以下，主要穿過富水礫砂、粉質黏土及全風化-微風化花崗巖帶等復合地層，局部穿越軟土地層、砂層以及軟硬不均的特殊地層，上行線和下行線地質差異不大。各地層物理力學參數和襯砌結構參數如表1所示。線路區間隧道將下穿密集排列的3～8層既有樓，以及少量10～15層的較高建筑。地面建筑分布圖如圖1所示。

表1 各地層物理力學參數和襯砌結構參數

圖1 地面建筑分布圖Fig.1 Distribution diagram of surface buildings

1.2 確定計算模型

依據MIDAS GTS NX軟件進行分析計算，建筑隧道內徑為5 400 mm，采用單層平板式鋼筋混凝土管片，摩爾-庫倫作為土體本構模型。樁、柱與土單元之間設置節點耦合，以實現基礎與地層的相互作用。

1.3 盾構掘進過程模擬

隧道在DK 20+358.4處下穿高層建筑群且埋深最淺(見圖1)，故對該里程周圍地層作施工模擬。對模型邊界添加橫向、豎向約束，對初始開挖面施加水平約束。模型整體結構如圖2所示。區間隧道下穿地面建筑物盾構推進時，根據現場盾構出渣情況與地面沉隆監測數據，動態調整掘進施工參數。盾構參數范圍如表2所示。

圖2 整體結構圖Fig.2 Diagram of overall structure

表2 盾構參數范圍Tab.2 Range of shield parameters

2 模擬結果的沉隆分析

2.1 建筑結構沉隆分析

隧道掘進完成后，整體模型結構各部位沉隆示意圖如圖3所示。由圖3可知，區間隧道盾構掘進完成后，整體最大沉降量為71.80 mm；最大隆起量發生在隧道底部，為20.99 mm。建筑1(8層建筑)的最大不均勻沉降為20.00 mm，建筑2(15層建筑)的最大不均勻沉降為56.10 mm。根據現場對建筑物的沉降控制標準(標準值為30.00 mm，報警值為20.00 mm)，建筑1和建筑2部分結構的不均勻沉降已超過項目沉降標準。

2.2 建筑基礎變形分析

由圖3 c)可知，隧道掘進導致整體地層形成明顯沉降槽，其中建筑物基礎與地面區域最為突出，周圍地層發生輕微隆起。這主要是由于建筑2的樁基持力層最大沉降量為62.20 mm，建筑1的樁基持力層最大沉降量比建筑2小26.10 mm。盾構施工對建筑1和建筑2的樁基持力層的穩定性產生了較大的破壞，相比于下行線，上行線上部建筑物對地層的荷載作用更大，使富水砂礫、粉質黏土等軟弱土層產生了顯著沉降，進而導致建筑物與上方地層的不均勻沉降。因此，有必要對建筑物樁基持力層進行加固處理。

圖3 整體模型結構各部位沉隆示意圖Fig.3 Subsidence and heave diagram in various parts of the overall model structure

3 沉降控制方案比選

由于盾構施工穿越的復合地層結構松散、可塑性差，且花崗巖存在不同程度的破碎、整體性不良等特點，結合盾構機機械特性，采用改進的線間注漿加固方案對開挖洞室上方和下方地層進行加固處理。針對盾構掘進完成后建筑1和建筑2基礎部分與建筑物樁基持力層的不均勻沉降，可利用筏板結構的整體力學特性加固處理建筑基礎，以提高其安全性與穩定性。

3.1 線間注漿加固方案

前盾盾體設置4個直徑為50 mm的徑向孔，通過徑向孔向盾體2～3 m范圍內的地層加壓注入膨潤土液漿，對地層進行加固處理。線間注漿加固方案如圖4所示。注漿材料選用膨潤土-水泥液漿，水泥采用P.O42.5級普通硅酸鹽水泥。在保證水泥-水玻璃雙液漿適宜流動性的同時，應控制初凝時間為3～4 h。

圖4 線間注漿加固方案Fig.4 Inter-line grouting reinforcement scheme

3.2 筏板結構注漿加固方案

對建筑物下部施加厚度為0.7 m的鋼筋混凝土筏板，其保護層厚度為 20 mm，采用 C35 混凝土。同時，對筏板下部粉質黏土層及礫砂等富水軟弱夾層進行注漿加固，厚度為0.2 m。筏板結構注漿加固方案如圖5所示。

圖5 筏板結構注漿加固方案Fig.5 Grouting reinforcement scheme for raft structure

4 加固方案沉降控制效果分析

隧道周圍地層經線間注漿加固和筏板結構加固后的建筑物沉隆變形情況如圖6和圖7所示。

由圖6 a)—圖6 c)可知，在筏板結構加固工況下，建筑物出現整體性沉降變形，建筑1和建筑2鄰近部位的最大沉降量為27.50 mm，超過了項目規定值，兩者的最小沉降量為10.10 mm。筏板結構與樁基持力層沉降趨勢基本一致，沉降變形更為集中化，其沉降量隨建筑1和建筑2相鄰區域距離的增大而逐漸減小。筏板結構在左右側高層建筑的差異荷載作用下，變形量自頂板區域向外側區域逐漸擴散、衰減，與非建筑區域沉降量存在較大差異，最大沉降量差值達到了15.00 mm。左側區域的較大荷載導致左側區域的沉降量明顯大于右側區域的沉降量，可能會引起建筑結構的傾覆破壞。因此，筏板結構注漿加固方案在該工程項目中是不可行的。

由圖7 a)—圖7 c)可知，相比于未加固工況，在線間注漿加固方案下，建筑物各部位的沉降量降低了一個數量級，建筑1和建筑2的整體沉降量為1.00～7.00 mm，兩建筑相鄰區域的沉降變形為6.30 mm左右，小于控制標準值。該方案通過對隧

圖7 線間注漿加固工況下的建筑物沉隆示意圖Fig.7 Schematic diagram of building subsidence and heave under inter-line grouting reinforcement working condition

道四周松散地層進行注漿加固，將加固區的最大沉降和隆起變形均控制在10 mm以內，保證了樁基持力層的穩定性，降低了盾構掘進工法對地層擾動變形的影響。通過對比分析可知，線間注漿加固方案更適用于盾構施工時該類復合地層中的沉隆控制。

5 富水砂-黏地層沉降預測方法

地層沉降經驗公式為：

S=Smaxexp(-x2/2i2)

(1)

(2)

i=kh

(3)

式中：

S——地面上任意處沉降量，mm；

Smax——地面沉降最大量，mm；

x——開挖隧道中線距計算點的橫向距離，mm；

i——沉降槽寬度，mm；

D——隧道直徑，mm；

h——隧道埋深，mm；

k——沉降槽寬度系數，取為0.76；

Vi——地層損失率，取為2%。

根據式(1)和式(2)，以及數值模擬法[4-6]，結合現場試驗段所得地層沉降量進行對比分析，探究經驗公式法對于富水砂-黏地層沉降規律預測的適用性。

上行線和下行線隧道開挖時的地層沉降結果如圖8所示。由圖8可知，上行線和下行線隧道施工完成后，由經驗公式計算所得的0 m地面、-8 m地層的沉降值和數值模擬的結果均關于隧道中線呈正態分布。在隧道中線處，沉降量達到最大值，且隨著與隧道中線距離的增大,沉降量逐漸減小，在1.5D范圍處沉降變形趨于穩定。監測斷面各點沉降數據相對零散，但大體遵循正態分布走向。經驗公式忽略了施工中的眾多因素，所得地層沉降量處于數值模擬結果和監測數據之間，與兩者分別相差約10.00 mm，與后者吻合程度較高。因此，經驗公式法可應用于此種地質條件中由盾構隧道施工引起的地層沉降預測。

6 結語

結合地鐵隧道盾構下穿城市建筑群工程，研究了地層與建筑群的沉降規律與控制措施，獲得以下幾點結論：

圖8 隧道地層沉降結果Fig.8 Tunnel ground subsidence results

1) 筏板結構加固對該種復合地層的沉降控制效果較差。由于高層建筑的差異荷載及厚度的擴散作用，部分變形可導致建筑失穩破壞。

2) 線間注漿加固通過加固松散的樁基持力層、封閉圍巖裂隙和注漿抬升力等作用，有效控制了地層的水平變形范圍與豎向沉降數值，適用于該復合地層的沉降控制。

3) 相比于數值模擬，經驗公式法與實際監測數據更為吻合，可適用于富水砂-黏復合地層中由盾構施工引起的地層沉降變形預測。