盾构施工地面沉降的控制技术.doc

盾构施工地面沉降的控制技术 现在对环境控制的要求越来越高，对盾构穿过城市中心重要建筑时的影响要求极为严格 (如上海,广州的多座地铁隧道的建设.一般要求施工时地面沉降控制在+10mm30mm 之内) 。盾构施工不可避免地干扰原土层的平衡状态，虽从理论上可实现无沉降施工，但限于目前工艺和施工手段、操作质量，几乎无法做到地面无沉降或隆起。目前，国内外许多学者从事这一方面的研究，内容包括盾构施工引起的地表沉降、地层沉降以及盾构施工对邻近建筑物(桩基及已建隧道等)的影响等。研究的方法主要有经验公式法、离心模型试验和有限元法等。 第一节 盾构施工引起的沉降理论和基本规律 1、盾构施工引起的沉降理论 盾构施工必然扰动地层土体,引发地层损失、隧道周围受扰动或受剪切破坏的重塑土的再固结,这是构成地面沉降的根本原因.在软土地层中用盾构法施工隧道,因地层损失和土体扰动, 必然引起地表变形.表现在盾构机掘进的前方和顶部会产生微量的隆起,盾构机部分通过地表开始下沉, 盾尾脱离后地表下沉加快,并形成一定宽度的沉降槽地带,下沉的速率随时间而逐渐衰减,且与盾构经过的地质,施工工况和地表荷载等有密切的关系,并表现出相当大的差异性。 土体的扰动或扰动土多是针对原状土而言，大体是指由于外界机械作用造成的土的应力释放，体积、含水量或孔隙水压力的变化，特别是土体结构或组构的破坏和变化(如填土路基等)2。 图5-1-1 盾构施工对土体的扰动 盾构前进过程中需要克服盾构外壳与周围土体的摩擦力F1、切口切入土层阻力F2、盾构机和配套车架设备产生的摩擦力F3、管片与盾尾间的摩擦力F4、开挖面的主动土压力F5，当千斤顶推力TF1F2F3F4F5 时，盾构前方土体经历加载阶段，产生如图5-1-1 所示的挤压扰动区，开挖面受挤压作用引起土体压缩并使土体前移和隆起，盾构机工作正常时为此状况；当TF1F2F3F4F5 时，盾构机处于静止状态，该状态对应于千斤顶漏油失控，土体严重超控，盾构机前方土体则要经历卸载阶段，产生土体向内临空面移动，地表出现下沉为减少开挖面土体的扰动，应尽量保持密封舱内压力Pi 稍大于主动侧压力Ph 和水压力Pw 之和,开挖面正前方区域内土体由于刀盘的挤压搅削作用，将受到强烈的扰动而发生破坏，含水量降低，其力学参数将发生很大的变化。 盾构推进过程中盾壳与周围土体之间产生摩擦阻力，该力作用的结果则在盾壳周围土体中产生剪切扰动区，该区的特点是范围较其它区小。 在剪切扰动区以外，由于盾尾建筑间隙的存在，土体向间隙内移动，引起土体松动、塌落而导致地表下沉,盾构上方土体由于自重和地面超载(当有地面超载时)往下移动而形成卸荷扰动区，该区内土体力学参数先降低,而后随土体的固结将有所增加，而盾构下方土体可能出现微量隆起，但由于衬砌、盾构机的重力压载作用，其移动大小可能表现不出来，该区则称为卸荷扰动区，同样随着时间的延长，土体强度将有所回升。 盾构施工对土体的扰动主要表现为盾构对土体的挤压和松动、加载与卸载、孔隙水压上升与下降等所引起的土性的变异、地表隆起与下沉等,是引起地表沉降的基本原因。 2、盾构施工引起地表沉降的基本规律 2.1.国内外学者从多个角度对地表沉降进行了大量的分析和研究 1969 年P.B.Peck 第一次提出地层损失的概念，并建议用Gauss 分布函数，即Peck 公式来描述盾构法施工引起的地表沉降。 在离心模型试验方面，日本作了大量卓有成效的工作。TOSHI NOMOTO4等人用离心模型试验对砂性土中盾构施工过程中土压力、纵横向地表沉降等进行了研究，发现衬砌周围的土压力与盾尾建筑空隙有关，间隙越大土压力越大，横向沉降槽可用Peck 公式，纵向沉降槽则可用与盾层建筑空隙有关的多项式描述。J.Kuwano 等人利用离心模型研究了土钉加强粘土中的隧道施工引起的土体变形。 利用有限元方法研究盾构施工引起的土体变形方面，取得了显著成果，O.Y.EzzeIdine 在开罗地铁隧道建设前，开发了三维数值模型，能够考虑盾构施工过程，隧道周围的土体采用非线性本构模型，得出了地表最大位移和沉降槽的分布规律， G. Swoboda 等人开发了三维有限元程序，研究了盾构施工引起的周围土体超孔隙水压力的分布规律及随时间的消散过程， 并且发现泥水压力与注浆压力对超孔隙水压力影响很大，这对优化盾构施工参数提供了依据。 国内许多学者曾致力于这一方面的研究，做了大量卓有成效的工作使其不断完善和发展。同济大学在大量工程现场监测数据的基础上，考虑到土体扰动后固结沉降的变化规律，对计算横向沉降的Peck 公式进行了修正；刘建航院士提出了负地层损失的概念，并将地层损失分成开挖面和盾尾后的地层损失两部分，对计算纵向沉降的Peck 公式提出了自己的修正. 还有一些学者从施工扰动的角度研究盾构施工对周围环境的影响。徐永福将盾构施工对土体的影响区分为应力扰动和应变扰动，并给出了施工影响度的定义以及盾构施工对土体的影响范围， 结合上海观光隧道对其进行了研究，张孟喜用Pqe 平面上的施工扰动度对盾构施工引起的土体特性的变异进行了研究。 2.2.沉降的基本规律 国内外许多学者通过建立不同的分析模型,并结合大量的工程实测资料,从多个角度对地表沉降进行了分析和研究；根据盾构施工引起纵向地表沉降时间先后,按地表沉降变形曲线的形态,将纵向地表沉降划分为五个阶段(也有的按四个阶段划分)：即盾构到达前地表沉降、盾构到达时的地表沉降、盾构通过时的地表沉降、盾尾建筑空隙引起的沉降及后期地表固结沉降。 盾构到达前地表沉降：盾构开挖面尚未到达测点以前的沉降或隆起，主要是由密封仓压力波动引起,当密封仓压力偏低时造成盾构开挖面应力释放,引起地面沉降；反之,开挖面土体挤压, 引起地面隆起。 盾构到达时的地表沉降： 开挖面到达测点,周围土体因开挖卸荷(应力释放)导致弹性或塑性变形发生, 引起地面沉降；如开挖面设定压力过大时,产生隆起。 盾构通过时的地表沉降：开挖面到达测点至盾尾离开测点期间发生的沉降或隆起.主要是由于盾壳向前移动过程中盾壳对地层的摩擦和剪切作用所引起，盾壳外壳表面在施工过程中被粘附上一层黏土或浆液,是盾壳体外周尺寸实际增大,从而增大了盾构建筑空隙,亦增加了地表变形。 盾尾建筑空隙引起的沉降： 盾尾离开测点后发生的沉降。由于盾构机外径大于管片外径, 盾尾离开测点后,在地层中遗留下来的建筑空隙就需要填充,以控制地表变形.但往往因盾尾壁后注浆不及时或注浆量,注浆压力,注浆部位,浆液配比和材料方面不适当,使建筑空隙未能及时填充形成支撑,盾尾脱出后,无支撑能力的软土不能自立,自行填充建筑空隙,造成地层应力释放。另外,盾构在平面或高程纠偏过程中所引起的单侧土体附加应力在盾尾脱出后亦发生应力释放,最后反映到地表沉降变形上来。 后期地表固结沉降：盾尾脱出约一周后的地表沉降。主要由底土蠕变而产生的塑性变形，包括超孔隙水压消散引起的主固结沉降和土体骨架蠕变引起的次固结沉降。 国内外不同文献对地表沉降各个阶段的称谓不同,图表对比如下: 图5-1-2 盾构推进中沿隧道纵向的地面沉降组成 盾构施工引起地表沉降发展阶段对比表 表5-1-1 项目 阶段 产生沉降原因 百分比(%) 应力 扰动 变形 机理 发生时 空段 不同 称谓 1 先期沉降 开控面前方滑裂面以远土体因地下水位下降而导致土体固结沉降。正前方土体受压致密， 孔压消散，土体压缩模量增大。0.04.5 超孔压产生， 有效应力降低土体压缩产生弹塑性变形 盾构刀盘到达切口前3 12m 初期沉降盾构到达前沉降 开挖面前方土体隆起2 盾构到达达时沉降 周围土体因开挖卸荷应力释放)导致弹性或塑性变形发生。开挖面设定压力过大时产生隆起 0.044.0 孔隙水压力消散，有效应力增大 孔隙比随小，土体固结 刀口前3m 切口后1m 挖面沉降，切口前向方沉降或隆起，初始沉降3 盾构通过对沉降 推进时盾壳和土层间的摩擦剪切力导致土体向盾尾空隙后移、仰头或叩头时纠偏。此时周边土体超孔隙水压力达到最大，推进速度和管背注浆对其也有影响 0.038.0 (1520) 土体应力释放弹塑性变形盾尾通过切口后1m盾尾脱出 尾部沉降 4 盾后空隙沉降 后部空隙增加且沉陷、底土扰动 20.0100 (2030) 土体应力释放弹塑性变形盾尾通过后盾尾脱出至继续推进4m) 建筑空隙引起的沉降尾部空隙沉降 通过后瞬时沉降 5 长期延续沉降 底土蠕变而产生的塑性变形， 包括超孔隙水压消散引起的主固结沉降和土体骨架蠕变引起蛇次固结沉降 4.032.0 (530) ( 50 ) 土体应力松弛蠕变压缩 盾尾通过后约100 小时产生的沉降 滞后沉降，土体次固结沉降，地表后期固结变形 注：a. 表中第四栏的百分比表示该阶段沉降占总沉降的比值,这一数字仅为参考数据,与实际有一定出入,有时相差很大； b. 关于长期延续沉降历占最终沉降量的百分比在参阅文献中变化较大，表中列出了部分情况。 第二节 盾构施工引起的沉降原因分析 无论是在施工阶段还是在基本营运阶段，隧道都会有发生沉降，而且由于地质条件和施工条件沿隧道线路的变化，隧道沉降又往往是不均匀的，其对地铁或交通隧道的长期正常工作的影响是不利的。从理论上讲,盾构施工引起的隧道周围地表沉降是指主固结沉降,次固结沉降和施工沉降(也称瞬时沉降)三者之和。主固结沉降为超孔隙水压力消散引起的土层压密，次固结沉降是由于土层骨架蠕动引起的剪切变形沉降， 施工沉降(也称瞬时沉降)主要指盾后空隙沉降。 影响盾构隧道地表沉降因素很多,盾构施工时影响地表沉降的因素涉及土层基本条件(分布形式、地下水位分布、土的工程特性等)、设计基本要素(轴线线型、埋藏深度等)、盾构型式(土压/水压/气压式)及规格尺寸、盾构施工的操作控制质量等诸多因素。具体来说，主要有地层性质、覆土厚度、开挖模式、压力仓(渣土仓,泥水仓等)压力、出土量及盾构推进速度、掘进中的地层损失、盾尾注桨开始时间、注浆量和注浆压力、隧道衬砌在土压力作用下产生变形及沉降引起少量的地层损失，受扰土体的固结等，地表沉降是这些因素综合影响的结果 ,分别阐述如下: 1.地层性质 在岩土甚至一些软岩非挤压地层的隧道中，沿隧道纵向发生的不均匀变形很小，对隧道还未发现能构成大的危害；但在含水松软地层(粘土,软粘土)中,特别是在饱和含水、灵敏度较高的软土地区，施工阶段对土的扰动及使用阶段沿线新建工程的影响，使得隧道的不均匀沉降不容忽视；并且,地层分布越不均匀对隧道的纵向沉降不均匀性的影响越大。 盾构施工过程中,不可避免的会扰动地下原状土,改变地下水位的分布,地下水位的改变,引起土的固结沉降。这在饱和含水、灵敏度较高的软土地区施工中应密切注意。 2.覆土厚度 在含水松软地层(粘土,软粘土)中,特别是在饱和含水、灵敏度较高的软土地区，覆土过浅地层变形较小,且对盾构掘进的安全不利； 覆土厚度较大时,掘进时地面沉降较小,但是随着时间的地层蠕变较大,地层的沉降不可忽视。 3. 开挖模式 在开挖面能自稳，且地下水小于lBar 时，采用敞开模式开挖，当开挖面基本能自稳，或地下水压力在0.1MPa0.15MPa 时，采用气压模式开挖；当开挖面不能自稳，或地下水压力大于0.15MPa，采用土压平衡后泥水平衡模式；盾构在开挖过程中如果开挖模式不合适、或掘进参数设置不合理，造成开挖面土体松动和坍塌，特别是地下水位变化，会引起地层原始应力状态的调整和土体极限平衡状态的破坏，从而引起地表下沉。 4.密封压力仓(渣土仓,泥水仓等)压力 盾构开挖面主动土压力F1、水压力F2 和密封压力仓压力F 应始终满足FF1F2，土体在开挖过程中才自立,保持稳定； 在开挖过程中如果由于没能建立土压平衡，造成地下水大量流失，引起地表水位下降，地层中有效应力增加、使地层产生很大的固结沉降；地下水流动， 使土体细颗粒产生运动，填充土体间隙，产生压密沉降。 5.盾构推进速度及出土量 推进速度参量的选取应掌握使土体尽量的切削而不是挤压。推进速度过快,过量的挤压， 势必产生前仓内外压差，增加对地层的扰动。推进速度过慢，目标土压力设定较低则会引起开挖面超挖(坍塌)。正常推进，速度可控制在23cm/min 之间；盾构纠偏时，应取较小速度。同样，不同的地质条件，推进速度亦应不同。 排土不畅，目标土压力设定值过大会引起开挖面欠挖(隆起)；排土量过多，推进速度过慢， 目标土压力设定较低则会引起开挖面超挖(坍塌)。 6.掘进中的地层损失 开挖隧道过程中，实际开挖的土层体积总是不等于竣工隧道的体积。这两个体积之差称为地层损失。地层损失不仅包括建筑空隙的体积，也包括超欠挖或其它土层流失。 可由以下因素形成： 开挖面处的超挖和欠挖 盾构掘进时,开挖面土体水平支护应力小于原始侧向应力,则开挖面土体向盾构内移动,引起地层超挖损失,上方地面沉降；当开挖面土体水平支护应力大于原始侧向应力,则开挖面土体向前移动,引起地层欠挖负损失,上方地面隆起。 切口边缘后地层损失 一般盾构切口环较本体略大些，但是由于砂卵石对盾构刀具和切口的磨损，会减少甚至改变这一几何关系，从而影响盾构的顺利推进。这样该因素引发的地层损失将极小。 沿盾尾的地层损失 主要由盾构体对土体的剪切拖动形成，地层损失率一般达0.1%。 盾尾后地层损失 盾构脱出形成的盾尾空隙所引发的这部分地层损失是盾构产生的地面沉降的主要组成部分，主要和背后注浆方式、及时性、注浆量及浆液性能有关。 改变推进方向和曲线推进引发的地层损失 盾构推进始终受到千斤顶推力和来自盾构本体以外的各种阻力的作用，因而在推进过程中盾构经常处于姿态调整和控制状态。在施工过程中，必须强化盾构姿态的测量反馈、合理编组千斤顶，控制推力，使得盾构在推进方向仅有微小改变的状态下，沿着设计轴线前进， 从而使得盾构外侧土体受扰动的程度趋向均匀。 隧道衬砌在土压力作用下产生变形及沉降引起少量的地层损失 根据实测资料，其沉降量很小,一般不会对地面变形产生大的引响。 随盾构推进而移动的盾构正面障碍物,使地层在盾构通过后产生空隙而有无法及时填充,引起地层损失。 衬砌渗漏引起的地层损失 隧道衬砌沉降较大时,饱和松软地层的衬砌渗漏引起的地层损失是不可忽视的。 7. 盾尾注桨开始时间、注浆量和注浆压力 为便于管片在盾壳内拼装以及盾构推进时需要不断纠偏使之在设计轴线上推进，通常在盾壳内面与衬砌外径之间要留一定的空隙,这称之为建筑空隙。一般而言盾构外径要比隧道衬砌外径大2左右。 盾尾建筑空隙如不充填材料必然会被周围土体所占。假设地层不产生压缩或松胀，那么建筑空隙的体积就应等于地面沉降槽的体积。因此，建筑空隙必须及时灌浆充填。压浆材料的性能、充填工艺等均会影响地表沉降值及沉降速率。 注浆压力：在理论上只须使浆液压入口的压力大于该处水土压力之和，即能使建筑空隙得以100%充盈。但压浆压力不能太大，否则会使周围土层产生劈裂，管片外的土层将会被浆液扰动而造成较大的后期沉降及隧道本身的沉降。 注浆时间：注浆时间滞后，起不到管片脱开盾尾后控制上部土体突沉的日的，只是控制了上部土体沉降的速度，因此，浆液压入时间应与管片脱开盾尾同步为宜;必要时,可进行壁后二次注浆。 注浆量的确定：理论上讲，浆液只须100%充填建筑总空隙即可，但尚须考虑下述因素的影响： 浆体的失水收缩固结，有效注入量小于实际注入量； 部分浆液会劈裂到周围地层中； 曲线推进、纠偏或盾构抬(叩)头开挖断面成椭圆； 操作不慎，盾构走蛇形； 盾构推进时，壳体外周带土面大于盾构外径。 因此，合适的注浆量应比理论注浆量要大。一般而言,注浆浆液的体积应为建筑空隙体积的1.2.5 倍。 8.隧道衬砌在土压力作用下产生变形及沉降引起少量的地层损失 衬砌结构脱出盾尾之后，受力条件迅即变化。在土压力作用下，成环管片竖椭圆形或圆形变为横椭圆形，管片圆环产生的变形也会导致地表的少量沉降。根据实测资料，其沉降量很小,一般不会对地面变形产生大的引响。 9.受扰土体的固结 盾构掘进过程中对下卧土层的扰动主要来自于以下几个方面的因素： 开挖面底下的土体扰动 在一般盾构施工中，当开挖面土体失去原有二维平衡条件时，正向土层即向盾构内移动， 移动范围包括开挖面底下的部分土体，这部分土体产生回弹和孔隙水压力下降现象，这是土体受到扰动后初始应力释放的反应。 盾尾后压浆不及时或不充分 盾尾空隙中因缺少充填料，坑道周边土体向隧道衬砌移动，而隧道底部土体的这种移动就如原状土层卸荷后的土体回弹，当隧道及其上方土重作用到下卧层回弹土体上时，就引起下卧层土层再固结。 盾构在曲线推进或纠偏推进中造成超挖 这是由于在这种推进中盾构轴线与隧道轴线形成偏角，使盾构开挖断面大于盾构的横断面，而当盾构头部下倾时，盾构下部切口超挖，这就引起盾构下部土体的回弹和扰动。 盾壳对周围土体的摩擦和剪切造成隧道周围土层的扰动。 盾构挤压推进对土体的扰动 盾构挤压推进中，盾构正面受到很大的挤压力，同时为防止盾构上漂，盾构一般是头向下倾地推进，形成盾构底下超挖。挤压盾构会使较大范围的土体发生剧烈的扰动，而隧道下卧土层必因这种扰动发生较大的再固结沉降。 盾构隧道施工不可避免地对地下土体和水产生扰动。特别是在富含水地段，如果掘进过程中掘进参数选用不当和掘进控制不理想，很可能引起地下土体的严重扰动和地下水位大幅下降，使地层中土体有效应力增加从而导致地层发生较大的固结沉降。如果遇隧道覆土有较厚的软弱地层，固结沉降占总沉降量的比重很大，而且由此引起的地表下沉范围很大，往往对周围环境产生灾害性影响。 土体受到扰动后,土体骨架还发生持续时间很长的压缩变形，再此土体蠕变过程中产生的地面沉降为次固结沉降，在空隙比和灵敏度较大的软塑性土层中, 次固结沉降往往要持续很长时间,有时长达几年以上,它所占总沉降量的比例可高达35%以上。 第三节 盾构施工地面的沉降预测和沉降计算 1.横向沉降槽的预测和计算 关于横断面沉降槽分布规律国内外学者已进行过大量研究,并提出了很多沉降槽计算模型, 如Peck 公式(1969),Attewell 公式(1981),OReilly-New 法(1982), 藤田法(1982)等.其中应用最广的是Peck 公式,其他公式可看做是对Peck 公式的修正. 1969 年PBPeck 第一次提出地层损失的概念，认为横向沉降槽形状服从正态分布的假定,并建议用Gauss 分布函数(即Peck 公式)来描述盾构法施工引起的地表横向沉降： SC=Smax exp(-x2/2i2) 式中, SC:表示横向距离轴线x 处的地表沉降(m) Smax:表示盾构正上方地表最大沉降(m) i:横向沉降槽宽度系数 x: 横向距离盾构隧道轴线的距离(m) 其中盾构正上方地表最大沉降Smax 可由下式计算: Smax=VL/(2)1/2 i ) 式中, VL:盾构施工引起的土体损失率 i=(H+R)/ (2)1/2 tan(450/2) R:构隧道半径(m) H:覆土厚度 :土体内摩擦角 国内同济大学在大量工程现场监测数据的基础上，考虑到土体扰动后固结沉降的变化规律，对计算横向沉降的Peck 公式进行了修正: 式中：0tT S(x，t)隧道施工完成后t 时间的地表沉降（m）； P隧道顶部孔隙水压力的平均值（MPa）； T固结时间（s）； K x隧道顶部土体渗透系数（m/s）； H超孔隙水压水头（m）； E隧道顶部土层的平均压缩模量（MPa）。 广州地铁2 号线赤鹭区间隧道盾构引起的地面横向沉降槽采用高斯峰值函数(Gaussian Peck Function)拟合: t=0+a1*exp(- (x-xc)2/2i2) 式中, t表示横向地表沉降(mm) x 沉降点到隧道中线的水平距离(m) 0,a1, xc, i 拟合系数,其物理意义如下: 令x,则t = lim0+a1*exp-(x-xc)2/2i2= 0 故 0 表示远离隧道中线的观测点的沉降量(mm) 对(1)式求导,令0 =0 则解得x=xc 故 x0 表示最大沉降量对应的沉降点到隧道中线的距离 0+a1 为最大沉降量 i横向沉降槽宽度系数 拟合效果十分好,其相关系数高达0.94 以上 2.纵向沉降槽的预测和计算 盾构隧道施工引起的纵向沉降分为纵向地表沉降和纵向地层沉降,其变化规律Peck 用下列经验公式描述: Sh,0=sx(x/z0) Sh,z=sx(x/(z0-z) Sh,0 , Sh,z 分别为纵向地表沉降和纵向地层沉降 z0 ,z 分别为盾构隧道中心深度和地层深度 Sx 表示横向地表沉降(m) 刘建航院士提出了负地层损失的概念，并将地层损失分成开挖面和盾尾后的地层损失两部分，对计算纵向沉降的Peck 公式提出了自己的修正公式: 式中：VL1盾构开挖面的地层损失率； VL2盾尾后施工间隙引起的地层损失率； i 地表沉降槽宽度系数； yi盾构推进起始点至坐标原点的距离（m）； yf盾构开挖面距离坐标原点的距离（m）； 正态分布函数； ( ) ( ) 2 ( ) ( ) 2 1 2 ( ) i y y i y y i V i y y i y y i S VL i f L i f . . . + . . . = yiyi= yiL yfyf= yfL L盾构长度（m）。 广州地铁2 号线赤-鹭区间隧道盾构引起的纵向沉降槽采用玻尔兹曼(Boltzmann)函数对沉降量随盾构机位置变化曲线进行头拟合: t=(b1-b2)/(1+e(x-x0)/d)+b2 式中, t:表示隧道中线上方沉降量(mm) x: 沉降点到机头的距离(m) 负值表示机头在沉降点之前,正值表示机头在沉降点之后 b1,b2 ,x0,d: 拟合系数,其物理意义如下: 令x-,则t = lim(b1-b2)/(1+e(x-x0)/d)+b2= b1 故 b1表示机头未到达沉降点且距离很远时的沉降量,即初始沉降量, b10 令x+, 则t = lim(b1-b2)/(1+e(x-x0)/d)+b2= b2 故 b2 表示机头远离沉降点后的最终沉降量, 令x =x0 则解得t=(b1+b2)/2b2 /2 故 x0 表示沉降量发展到最终沉降量的50%时机头到沉降点的距离. 采用上述模型对不同时间沉降量随机头位置变化曲线进行拟合,拟合效果十分好,其相关系数高达0.94 以上。 第四节 地面沉降控制技术 研究表明：地层损失首先和土质条件有关,盾构在砂性土及在砂卵石土中推进时，其地层损失率较粘性土中高约50，并且具有沉降完成快、稳定快的特点。其次是在正常施工条件下的地层损失，土体的扰动是不可避免的,并与盾构掘进的控制密切相关。 地面沉降主要是由地层损失,扰动土体的再固结引起。因而,控制地面沉降的主要措施是采取必要的技术手段规避和减少地层损失,尽量减少对土体的扰动。针对引起地面沉降的各因素, 对地面沉降控制技术分述如下: 1.掘进模式选择 盾构掘进根据不同的地质条件有敞开式、半敞开式、土(泥)压平衡式和泥水加压平衡式 以及混合掘进模式等多种掘进模式，以适应硬岩、软硬混合地层和含水软岩以及含水松软地层(粘土,软粘土),特别是在饱和含水、灵敏度较高的软土等地区的掘进。 对于中、微风化硬岩地层，具有足够的自稳能力，且地下水少或地下涌水能被控制，可 采用敞开式掘进模式；对于大部分处于硬岩地层，局部处于强风化地层或小部分处于全风化地层、软岩地层，且地下水压力在11.5kg/cm3，可采用半敞开式;特别是有硬岩存在且地下水是可以控制的，采用这种模式是必要的，其切削硬岩的能力好于EPB 模式。对于工作面不具备自稳能力，地下水压力1.5kg/cm3，地下水特别丰富的地层，如隧道或其上部处于不稳定地层和强风化层，或隧道处于断裂构造带中，或可能有较大涌水采用半敞开式不能有效控制涌水时，采用土(泥)压平衡模式或泥水加压平衡模式；别是在饱和含水、灵敏度较高的软土等地区, 采用土(泥)压平衡模式或泥水加压平衡模式是必须的。 混合掘进模式对适应地层土质变化较大和较频繁的情况。 采用泥水加压平衡模式时,切削面切削下来的土体,在泥水室经与泥水混合后,形成混合液, 由泥水输送系统传送到地面泥水分离系统,经过泥水分离后废弃,分离出来的泥水经改良后重新输送到泥水室,用来维持泥水室的稳定压力,并通过循环系统再次带走切削下来的土体。切削面的稳定依靠泥水室的泥水压力和切削刀盘的支撑作用对切削面土体进行稳定,泥水压力对抵抗地下水的压力变化和流失,起关键作用；盾构机的推力是形成切削刀盘的支撑作用主要因素。它们共同维护着地下土体的稳定。泥水压力通过泥水循环系统的泥水压力表可以检测到泥水室的泥水压力,通过阀门或泥水泵的调节来及时调节压力变化；而盾构机的推力主要是利用盾尾千斤顶的顶力来控制,它需要结合切削土量和排出土量平衡综合考虑。 采用土(泥)压平衡工况掘进时,使刀具切下的土砂充满碴仓，并呈流塑性控制开挖面，用螺旋输送机和调整装置保持排土与切削量平衡，维持碴仓土砂一定的压力，抗衡开挖面的土压和水压，用碴仓和螺旋输送机内的土砂获得止水效果，配合同步注浆系统和必要的二次注浆， 保持开挖面稳定，防止地下水涌出，控制地表隆陷。 采用土(泥)压平横模式时，碴土应有良好的流塑状态、良好的粘-软稠度、低的内摩擦角和低的透水性.当满足不了需求时，需给开挖面、混合仓和螺旋输送机内注入外加剂对碴土进行改良，使开挖土具有流动性和止水性。对于易流动、内摩擦角小、渗透系数小的粘性土地层，通过刀盘和螺旋输送机的搅拌，切下的土一般具有塑流性，对于粘着力大不易流动的土可以向碴仓注水，使土得到适合的流动性，粘性土的渗透系数较小，止水性没问题。对于流动性差、内摩擦角大、渗透系数大的砂性土地层，切开下的土流动性差，充满碴仓和螺旋输送机的土使刀盘、输送机的扭矩和干斤顶推力增大，影响掘进。另外，压缩的土体止水性差， 当地下水压高时，易出现喷发现象，这时要注入添加剂，使开挖土具有流动性和止水性，平衡开挖面的土压和水压。施工中采用的外加剂是泡沫和膨润土，泡沫通过盾构机上的泡沫系统注入，膨润土以悬乳液的形式通过膨润土系统注入到开挖仓和输送机进口，当必要时向盾壳上注入，及早充填盾壳背空隙，控制地表沉陷。 当围岩稳定性变好时，逐渐加大排土速度，将碴仓排至剩少部分土，碴仓降到常压，伸出螺旋输送机，实现敞开式掘进。当围岩稳定性变差，开挖面有可能坍塌或不能有效控制地下涌水时，缩回螺旋输送机，关闭卸料口，冲入压缩空气封闭碴仓，防止坍塌，控制涌水， 实现半敞开式掘进；当开挖面不能达到稳定或水压力过大时，停止出碴使碴土充满碴仓并获一定压力，以抗衡开挖面土压和水压，控制出碴量，实现土压平衡掘进模式。多种掘进模式的组合采用,实现混合掘进模式。 2.掘进压力选择 当盾构掘进时，若开挖面受到的水平支护应力小于地层的原始侧向应力，则开挖面土体向盾构内移动，引起地层损失而导致盾构上方地面沉陷。反之，当作用在正面土体的推应力大于原始侧向应力时，则开挖面土体向上向前移动，引起负地层损失而导致盾构前上方土体隆起。 掘进时的控制压力按地层土压力、地下水压力和预备压力设定。 盾构机刀盘的推力所产生的压力随刀盘对土体的推力不同而变化，主动土压力和被动土压力是侧向上压力的极限最小和最大值，而静土压力介于两值之间。刀盘前方的土压力小于主动土压力时，土体沿滑动面下滑可能引起地层和地面的下沉；当刀盘前方的土压力大于被动土压力时，土体上滑可能引起地面隆起。在实施对土压力进行控制和管理时，一般根据地层特设和地面环境确定一个土压上限和下限值，上限是被动土压(或静土压)力、水压力、预备压力的和，下限是主动土压力、水压力的和。 施工时土压力计算应考虑隧道的埋深。根据经验，浅、深埋隧道的分界埋深是施工引起坍塌平均高度的22.5 倍。 深埋隧道的土压力计算，可根据围岩分类和结构设计，按“铁路隧道设计规范”推荐的方法计算。由于静土压力难以确定，故在试掘进期应根据地基状态变化的调查，决定最佳控制压力。施工中，深埋隧道按“铁路隧道设计规范”考虑施工土压时，一般情况得出的土压力值大， 如果地质情况良好，考虑隧道12 倍洞径的土压较合适。 浅埋隧道的土压力主要计算静土压力、主动土压力和被动土压力。静土压力计算时，土的侧压力系数的选择很重要，可以通过雅基公式或经验值或日本“建筑基础结构设计规范”比较选择。盾构掘进过程中由于施工的扰动，土体弊止的弹性平衡状态被改变，使刀盘前方的土体产生被动或主动土压，主动和被动土压力的计算可以结合铁路隧道设计、施工经验，针对盾构施工原理，采用朗金理论计算。 水压力即孔隙水压力，其计算应考虑土体渗透速度、渗透系数、水力梯度，掘进时的水压力可以根据水位埋深和地层的渗透系数确定的一个经验值计算(wwkh，砂土中k 0.81.0，粘性土中k0.30.5)。随着盾构的前进，土室内压力接近原始的土压力和水流经土体时的阻力。水压力因地层不同变化很大，它的计算对推进力的选择影响很大。施工中有一些次要的不可见因素，对沉陷要求较严格的区段，要在土压力和水压力理论计算的基础上考虑0.10.2bar 的预备应力。 浅埋隧道施工时，为使工作面的土体保持稳定状态，应以静土压力为主要依据。 当隧道埋深不大或围岩很不稳定时，用朗金理论计算主、被动土压力，以确定盾构施工的土压力。按朗金理论计算的主动土压力是考虑开挖面稳定，是基于允许开挖面有一定的变形成移动，因此对于自稳性较差的地层、软弱或变形系数较大、容易失水的地层，以此理论考虑主动土压力是偏小的，也是比较危险的。施工中反映，如果推进土压力小于主动土压力， 当隧道埋深不大时，土体会向下滑移，导致地表沉陷。 当沉降要求较为严格时，应使盾构的推进力大于静土压力，以使土体产生向前进方向的变形成滑移，以达到减小地表沉陷的目的。 加强监测和及时反馈信息，根据地表隆起和沉陷状况调整推力，加快出碴速度减小推力， 达到降低地表隆起的目的；减小出碴量，提高正面压力，保持开挖面的稳定，达到控制沉降目标。 3. 壁后注浆 壁后注浆主要是为了防止由盾尾空隙引起的隧道周围围岩变位，控制地表沉陷，同时可以提高隧道的止水性，使隧道管片与周围土体形成整体保持结构稳定，确保管片的早期稳定。因此管片壁后注浆的均匀和充分也是很重要的。 3.1.注浆方式:同步注浆和二次注浆 同步注浆。盾构推进时，盾尾形成短时间无支护状态的盾尾空隙变形，直接影响地表沉陷的大小。采用同步注浆系统及盾尾的注浆管在盾尾空隙形成的同时，采用盾构边掘进边注浆的同步注浆方式，迅速注浆充分填实空隙并尽早获得设计强度，及时防止围岩变形，控制地表沉陷。经验表明，壁后注浆的开始时间越早，充填率越高。采用EPB 模式时，由于地层自稳能力差，同步注浆方式非常重要。 二次注浆。为提高壁后注浆层的防水性和密实均匀，必要时在同步注浆结束后进行二次注浆。若管片背后注浆不足，将产生明显漏水，不仅影响隧道使用，还会产生因地下水的流动(使土粒产生位移，粒间空隙压缩)或水位下降(使土体内有效应力增加，发生固结现象)， 造成地表沉降。通过注浆孔(吊装孔)钻孔入士体2m，对土体进行加固，有效止水，控制地表沉降。 3.2.浆液的性能 注浆浆液要流动性好，便于盾构移动过程中续持不停的注浆；一环注浆结束后，浆液凝固有较好的强度，具有微膨胀性，避免后期收缩变形；二次注浆材料要可注性强，能补充同步注浆的缺陷，对同步注浆起充填和补充作用。 当地下水特别丰富时，需要对地下水封堵。同时为了及早建立起浆液的高粘度，以便在浆液向空隙中充填的同时将地下水疏干(将地下水压入地层深处)，获得最佳充填效果，这时需要将浆液的凝胶时间调整至l4min，必要时二次注浆可采用水泥一水玻璃双液浆。施工前应进行详细的浆液配比试验，选定合适的注浆材料，添加剂及浆液配比，保证所选浆液配比、强度、耐久性等物理力学指标满足工程的设计要求。 3.3.施工控制 同步注浆以注浆压力与注浆量进行双重控制，二次补强注浆量根据地质情况及注浆记录情况，分析注浆效果，结合监测情况，由注浆压力控制。 注浆压力 同步注浆时要求在地层中的浆液压力大于该点的静止水压及土压力之和，做到尽量填补同时又不产生劈裂。注浆压力过大，管片周围土层将会被浆液扰动而造成后期地层沉降及隧道本身的沉降，并易造成跑浆，对刚拼装完成的管片影响也大；而注浆压力过小，浆液填充速度过慢，填充不充足，会使地表变形增大，通常同步注浆压力一般为1.11.2 倍的静止土压力，二次注浆压力为0.20.4MPa。 注浆量 同步注浆量理论上是充填盾尾建筑