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    盾构掘进速度及非正常停机对地面沉降的影响_林存刚.docx

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    盾构掘进速度及非正常停机对地面沉降的影响_林存刚.docx

    第 33 卷第 8 期 岩 土 力 学 Vol.33 No. 8 2012 年 8 月 Rock and Soil Mechanics Aug. 2012 文章编号 1000- 7598 2012 08- 2472- 11 盾构掘进速度及非正常停机对地面沉降的影响 林存刚 1, 2,吴世明 3,张忠苗 1, 2,刘俊伟 1, 2,李宗梁 3 ( 1. 浙江大学 岩土工程研究所,杭州 310058; 2. 浙江大学 软弱土与环境土工教育部重点实验室,杭州 310058; 3. 杭州庆春路过江隧道有限公司,杭州 310002) 摘 要 软土中盾构隧道施工不可避免地扰动周围地层,进而引起地面沉降,沉降过大时将危及邻近建(构)筑物的正常使 用和结构安全。全面理解盾构隧道施工引起的地面沉降的影响因素及对沉降的准确预测,对于减少施工环境危害十分重要。 考虑盾构压重后,引入 Mindlin 解计算盾构下卧土层中的附加应力,采用单向压缩分层总和法计算盾构下卧土层的总固结沉 降,由盾构掘进速度及停机时间确定附加应力作用时间后,应用太沙基一维固结理论计算在该作用时间内的固结沉降,应用 Peck 公式建立了盾构下卧土层沉降与地面沉降的关系,并以杭州庆春路过江隧道地面沉降的实测验数据对上述理论进行了 验证。分析表明,考虑盾构掘进速度及停机时间的地面沉降计算理论基本合理;盾构掘进速度及停机时间会对隧道施工引起 的地面沉降产生显著影响;在其他施工条件相同的前提下,提高盾构掘进速度和减少停机时间有利于减少地面沉降。 关 键 词 盾构;掘进速度;停机;地面沉降; Mindlin 解;一维固结; Peck 公式 中图分类号 TU 47 文献标识码 A Influences of shield advance rate and abnormal machine halt on tunnelling-induced ground surface settlements LIN Cun-gang1, 2, WU Shi-ming3, ZHANG Zhong-miao1, 2, LIU Jun-wei1, 2, LI Zong-liang3 ( 1. Institute of Geotechnical Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310058, China; 2. MOE Key Laboratory of Soft Soils and Geoenvironmental Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310058, China; 3. Hangzhou Qingchun Road Cross-River Tunnel Company Limited, Hangzhou 310002, China) Abstract Shield tunnelling in soft soils inevitably disturbs the surrounding environment and induces ground surface settlements. The serviceability and safety of the structures in the vicinity can be jeopardized in case that excess settlements are observed. A comprehensive understanding of the influencing factors of shield tunnelling induced ground settlements and an accurate settlement prediction are of great importance for minimizing the environment impacts of shield tunnelling. Taking the load of the shield into account, the Mindlin’s solution is introduced to calculate the additional stress in soils beneath the shield, and the layer-wise summation is applied to calculate the final one-dimensional consolidation settlement. The duration of additional stress in soils relies on the shield advance rate and its halt time, and the corresponding consolidation settlement can be calculated using the Terzaghi’s one-dimensional consolidation theory. Finally, the relationship between consolidation settlements and ground surface settlements is established by Peck equation. The theory is verified by in-situ monitored ground surface settlements in construction of Hangzhou Qing-chun Road cross-river tunnel in China. These studies show that the shield advance rate and machine halt duration have a significant impact on the ground surface settlements, and the increase in shield advance rate and decrease in machine halt duration favors the settlement control. Key words shield; advance rate; machine halt; ground surface settlements; Mindlin’s solution; one-dimensional consolidation; Peck equation 1 引 言 近些年,随国内地铁及水底隧道建设热潮的兴 起,盾构法隧道施工技术越来越广泛地在全国各大 中城市应用。盾构隧道多穿越城市建筑物及地下管 线密集区域,对隧道施工引起的地层位移控制较为 收稿日期 2011-03-28 基金项目国家自然科学基金 No. 51078330;杭州庆春路过江隧道有限公司科研资助项目。 第一作者简介林存刚,男, 1986 年生,博士研究生,主要从事软土地区盾构隧道施工环境影响及隧道长期耐久性、稳定性方面的研究工作。 E-mail 地表沉降/mmz0 D1H D3D2第 8 期 林存刚等盾构掘进速度及非正常停机对地面沉降的影响 2473 严格,因此,国内外众多学者对于盾构隧道施工引 起的地层位移进行了广泛深入的研究,主要有经验 公式法 [1- 3]、解析法 [4- 8]、模型试验法 [9]及数值模拟 法 [10]等。这些研究考虑了施工方法、地层条件、隧 道埋深及直径、盾构掘进参数的控制等多种因素对 地面沉降的影响。然而,盾构掘进速度及非正常停 机对盾构隧道施工引起的地面沉降的影响研究,国 内外 文献中鲜有报道。 本文由盾构掘进速度及停机时间确定盾构压 重在其下卧土层中产生的附加应力的持续时间后, 运用太沙基一维固结理论和单向压缩分层总和法计 算 在 该 作用 时 间 内 的沉 降 , 应 用 Peck 公 式 建 立起 盾 构下卧土层沉降与地面沉降的关系,并以杭州庆春 路过江隧道地面沉降的实测数据对该理论进行了验 证。 本文仅考虑盾构掘进速度及非正常停机时间 对盾构隧道施工引起的地面沉降的影响,对隧道开 挖基底土体回弹、掘进参数控制等其他因素不加以 考虑。 2 相关研究 Rowe 等 [6]、 Clough 等 [11]对美国第 1 条土压平 衡盾构隧道施工引起的地面沉降分析认为,盾构长 接 ; 盾 构 穿 越 木 桩 后 有大 量 木 屑 残留 在 刀 盘 缝隙 中, 在 里 程 2450 位 置 停 留进 行 清 理 。 Clough 等 [11]认 为 , 该两处位置发生较大地面沉降和盾构在这两处长时 间停留有关。 Rowe 等 [6]认 为 , 盾 构 停机 时 , 由 于 土体 的 固结 或水土压力的重分布,盾构土仓压力逐渐减少,由 此 引 起 较大 的 开 挖 面地 层 损 失 , 进 而 加 剧 地 面沉 降。 除此 [6, 11]之外,鲜有关于盾构掘进速度及非正 常停机对地面沉降的影响研究,并缺少相关的理论 解释。 笔者认为,盾构长时间停机导致地面沉降加剧 的原因,除盾构切口压力损失引起开挖面地层损失 外,还有盾构压缩下卧土层引起固结沉降,该固结 沉降持续时间由盾构掘进速度和停机时间确定。 3 计算模型的建立及求解 3.1 盾构下卧土层沉降计算 盾构在地层中掘进,计算模型纵剖面如图 2 所 示。 地面 h 时间在某一断面搁置,会加剧该断面的地面沉降。 盾构离开监测断面 5 个月之后的隧道轴线位置地面 沉降如图 1 所示 [6, 11]。 隧道轴线 盾构机 L1 拼装完成衬砌 L2 拖车 同步注浆浆液 里程 [A] [B] [C] 不可压缩土层 图 2 盾构地层中掘进计算模型(纵剖面) Fig.2 Calculation model of shield tunnelling in soils ( longitudinal profile) [A] [B] [C] [A] [B] [C] 如图 2 所示,盾构在地层中掘进, z0 为隧道轴 线 埋 深 m, D1 为 隧 道外 径 m, D2 为 隧 道 内径 m; D3 为盾构机外径(开挖直径) m, L1 为盾构机主 机长 m, L2 为拖车长 m, L 为盾构主机和拖车总 长 m, LL1L2, Wshield 为 盾 构 主 机和 拖 车 总 重 kN; h 为 地 下 水位 位 于 地 表以 下 的 深 度 m, H 为 盾 构机 图 1 隧道轴线位置地面沉降 Fig.1 Surface settlement profile along centerline of tunnel alignment 由图 1 可见,沿隧道轴线位置里程 160 和 2450 附近地面沉降最大,约为 76 mm。盾构在里 程 1160 位置停留 15 d 进行动力系统与盾构机的连 底部距离不可压缩土层(卵石层、碎石层或基岩) 的长度 m;假定自地面至不可压缩土层为均一地 层, rsoil 为土体重度 kN/m; rlining 为衬砌管片重度 kN/m , rgrout 为 同 步注浆 浆 液 重 度 kN/m, rw 为地 下水重度 kN/m。 图 2 计算模型对应横断面见图 3。 lining grout 3 1 lining 1 2 z0 D1H D32 2474 岩 土 力 学 2012 年 地面 h 盾构机 D2 衬砌 S 定义盾构机与其置换土体重量比为 1 1 Wshield /Wsoil 2 rsoil h rsoil rw z0 0.5D3 h1 rsoil rw D3 ( 4) ( 5) 不可压缩土层 图 3 盾构地层中掘进计算模型(横断面) Fig.3 Calculation model of shield tunnelling in soils ( transverse section) Verruijt 等 [12]认为 , 由 于建 成 隧 道 的重 量 小 于开 挖土体的重量,会在隧道底部产生 “浮力效应 ”,该 “浮力效应 ”会对隧道开挖引起的地面沉降产生影 响。通过建立隧道在均质各向同性土体中开挖的弹 ( 4) 应 力状 态 3 为 盾尾 脱离 , 拼 装成 型 管 片 和同步 注浆浆液置换开挖出土体后土应力 3 拼装成型管片和同步注浆浆液沿隧道轴线方 向 L 长度重量为 Wlining W 0.25π r D 2 D 2 r D 2 D 2 L ( 6) 定义拼装成型管片和同步注浆浆液重量与其 置换土体重量比为 2 性半平面模型,仅考虑地层损失和 “浮力效应 ”,通 过复变函数方法求解得出隧道开挖引起的横断面地 面沉降。计算结果显示, “浮力效应 ”会对隧道开挖 2 Wlining /Wsoil 3 rsoil h rsoil rw z0 0.5D3 h( 7) ( 8) 引起的地面沉降产生影响,建成隧道相对于开挖土 r  r D 体越轻,地面沉降将越小,且横向地面沉降槽宽度 较 仅 考 虑地 层 损 失 时计 算 所 得 沉降 槽 要 窄 ; 考虑 “浮 力效应 ”后,计算所得沉降槽与实测值更吻合。 Verruijt 等 的 分 析 不 考虑 扰 动 土 体固结 , 土 体 发生弹 性变形,瞬时完成,与时间因素无关。 笔者认为,不仅开挖土体与建成隧道的重量差 会对隧道开挖引起的地面沉降产生影响,而且盾构 与建成隧道的重量差也会对其产生影响,且该影响 与盾构掘进速度和停机时间相关。 不计扰动土体超孔隙水压力的消散,仅考虑开 挖出土体与盾构及成型管片重量差引起的盾构下卧 土体的应力释放,短期内盾构机底部 S 位置(见图 3)土体有效应力经历了 4 个阶段 ( 1)应力状态 0 为初始应力状态 0 2 soil w 3 由于盾构机的重量及拼装成型管片和同步注 浆液的重量与置换出的土体重量不相等,即 1 ≠1, 2 ≠1, 所 以 盾 构 通 过 以及 离 开 时 , 对其 底 部 土 体加 载或卸载,土体瞬时发生弹性压缩或回弹。该土体 变形瞬时完成,可由弹性理论近似求得,与时间因 素 无 关 , 与 上 述 各 有 效应 力 状 态 维持 时 间 长 短无 关, 因此,与盾构掘进速度及停机时间相关性不大。盾 构掘进速度及停机时间不影响隧道下卧土层因加载 或卸载(应力状态 0 转化为 1 ,再转化为 2 ,最 后转化为 3 )引起的土体弹性变形,因此,本文研 究盾构掘进速度及停机对地面沉降的影响时,未考 虑盾构底部土体因加载或者卸载引起的土体弹性变 形。 0 rsoil h rsoil rw z0 0.5D3 h ( 2)应力状态 1 为土体挖出后土应力  1 1 rsoil h rsoil rw z0 0.5D3 h( 1) ( 2) /kPa A 0 B C 2 D 1 盾构机置换土体重量为 Wsoil 0 t0 t0 t t1 t2 t3 t/d W r D3 L  r D 2 L ( 3) 图 4 盾构底部土体有效应力变化 soil soil π 2  0.25π soil 3 Fig.4 Changes of effective soil stresses beneath the shield  第 8 期 林存刚等盾构掘进速度及非正常停机对地面沉降的影响 2475 2 2 2 2 stop 2 3 2 2 2 2 2 i 图 4 表示任一断面 X 盾构底部 S 位置土体有效 f  3 ]t 表示 t 2 时间段内附加应力  2 与 3 应力随盾构机掘进的变化。图中, t0 时刻盾构切口 到达该断面, t2 时刻盾构拖车尾部离开该断面。 图中 Δt 相对较小,忽略不计。 考 虑 到 附加 应力 的 扩 散 , 盾 构 拖 车离 开 X 断面 相对于应力状态 1 压缩盾构下卧土层产生的土体 沉降差,等价于 t时间段内附加应力 2 与 3 之差相对于应力状态 1 压缩盾构下卧土层产生的 土体沉降,即 [ f 2 3 ] t,亦等价于 t时 2 2 时,其隧道下卧土层仍受到盾构压重的影响;假定 随着盾构逐渐远离土体有效应力线性递减,至拖车 尾 部离 开 10 m 盾构压 重 的 影 响 已完 全 消失 。 即 图 4 中, t3 时刻对应拖车尾部离开 X 断面 10 m。 图 4 中虚线段 BC 对应盾构在 X 断面停机时间 间段内应力状态 2 相对于应力状态 3 产生的附加 应力压缩盾构下卧土层产生的土体沉降。 由式( 12)可见,从盾构切口到达开始,任意 时刻 t 某 一断 面 盾 构 下卧 土 层 的 沉 降 , 仅与 t 相 关 , 2 即 应 力 状 态 2 持 续 时 间 。 而 由 式 ( 11) 可 见 , t取 tstop。 设 盾 构 通 过 X 断 面 前 后 掘 进 速 度 为 vm/d, 则 决于盾构掘进速度和停机时间。 一般情况下,WshieldWlining,故 2 3 ,相对 于 3 应力状态, 2 应力状态相当于对盾构底部土 t1 t0 L / v t3 t 2 10 / v ( 9) ( 10) 体施加附加荷载 Wload Wload Wshield Wlining 1 2 Wsoil ( 13) 为简化计算,图 4 转化为图 5。 假定 Wload 均匀作用于盾构机在其底面投影面 /kPa 上,如图 6 所示。 A 隧道轴线方向 y 0 B C 2 D 地面 3 1 x 0 t0 t t t1 t2 t3 t/d Pload 0 t2 5/v 图 5 盾构底部土体有效应力变化 简化后 Fig.5 Changes of effective soil stresses beneath the shield( simplified) L z00.5D3 D3z X 断面 2 持续时间 t t5 L / v t ( 11) 图 6 盾构机底面土体附加荷载示意图 Fig.6 Additional loads imposed on soils beneath the shield 图中, PloadWload/LD3。盾构沿隧道轴线方向 土体经开挖,由初始应力状态 0 转变为 1 , 随后盾构压重相对于 1 应力状态施加附加应力 2 ;盾构远离后管片拼装完毕,管片压重相对于 1 应 力 状 态施 加 附 加 应 力 3 。 由 2 和 3 共同 作用 t 时间段下盾构下卧土层沉降 St St f 2 tf 3 tf 2 tf 3 t t 掘进,图中矩形分布荷载以速度 v 沿盾构前进方向 移动 。 对 于任 一 X 断 面盾 构 底 面 土体 附 加 应 力及沉 降 的 计算 , 考 虑 到 图 中矩 形 荷 载 将移 动 通 过 X 断面 前后,掘进速度均衡的情况下,各个断面先后经历 的应力状态基本相同,因此,可将图 6 所示计算模 型 进 行 简 化 , 将 矩 形 均布 荷 载 转 化为 条 形 均 布荷 载。 转化后计算模型如图 7 所示。 [ f 2 f 3 ]tf 3 t f 2 3 tf 3 t ( 12) Mindlin[13]给出竖向点荷载作用在弹性半无限 空 间 内 部时 的 应 力 弹性 解 ; 在 Mindlin 解 基 础 之上 , Skopek[14]和 Poulos 等 [15]推导得到条形均布荷载作 式中 f i t 为附加应力  i 相对于应力状态 σ1 用在弹性半无限空间内部时竖向应力的弹性解,见 第 8 期 林存刚等盾构掘进速度及非正常停机对地面沉降的影响 2475 i 作用时间 t产生的土体沉降, i2、 3; [ f 2 - 式 ( 14) , 其 计 算 模 型见 图 8。 2476 岩 土 力 学 2012 年 π 0.5S D S 3 地面 0.0581Tv U t 2 1 10 0.933 ,U t 0.6 ( 18) Pload S ct U t S c ( 19) D3 H ( m/s) ; mv 为 体 积 压缩 系 数 ( kPa ) ; rw 为水的重 -1 度( kN/m3) ; av 为 竖 向 压缩系 数( kPa ) ; e0 为土 不可压缩土层 图 7 盾构机底面土体附加荷载示意图(简化后) Fig.7 Additional loads imposed on soils beneath the shield( simplified) 地面 x 体初始孔隙比; Tv 为竖向固结时间因子,无量纲; t 为 固 结 沉降 历 时 ( s) ; H 为 地 基 土层 的 最 大 竖向排 水 距 离 ( m) , 对 于 双面 排 水 为 土层 厚 度 的 一半 , 单 面排水为土层厚度; Ut 为 t 时刻平均固结度; Sct 为 地基 t 时 刻 的 主 固 结沉 降( mm) ; Sc 为 地 基 的总 固 h z a p0, z z 图 8 弹性半无限空间内部作用条形荷载 Fig.8 Strip load inside a semi-infinite mass 当 x 0时 压缩 系 数 等 参数 后 , 代 入式 ( 15)~ ( 19) , 即可得 到任意时刻 t 的固结沉降。 式( 11)给出了盾构产生的附加荷载对下卧土 层 的 作 用 时 间 , 与 式 ( 15) ~ ( 19) 联 立 , 则 可 算得 相 对 于 3 状态 , 在 盾 构 产生 的 附 加 应力 作 用 下 其下 卧土层产生的固结沉降 Sct。 3.2 地面沉降计算 盾 构 机 作为 一 个 刚 性 体 , 认 为 其 整体 位移 Sshield p tan 1 a  tan 1 a z  z h z h az h 2[a 2 z h 2 ]1 u] 与其下卧土层固结沉降相等,即 SshieldSct。 笔者认为,盾构机下卧土层固结沉降将引起盾 构机整体下沉,从而在盾构机顶部与其上部土层之 a[3 4uz h]  2hzz ha  间产生空隙,周围土层填充该空隙引起地面沉降。 2[a 2 z h 2 ]1 u [a 2 z h 2 ]2 1 u  计算模型如图 9 所示。 2 Sshield ( 14) A1 0.25D3 π 2arccos D3 ( 20) 式中 u 为土体泊松比; z 为图中 P 点竖向附加应 力。 将图 7 所示 计 算 模 型代 入 式 ( 14) , 即 可 得盾 构下卧土体轴线位置深度 z 处竖向附加应力 z 。 计算得出盾构下卧土层 2 状态相对于 3 状态 2 2 shield 3 shield 由盾构机位移产生的额外地层损失 Vl-a V  A1 la 0.25πD 2 ( 21) 2 2 的附加应力之后,在获取计算范围内土体的初始孔 1 2 arccos Sshield 2Sshield D3 Sshield 2 隙比、压缩系数等参数后,采用单向压缩分层总和 法 [16]即可算得盾构下卧土体因盾构产生的附加应 力压缩下卧土层产生的总固结沉降 Sc。 π D3 πD3 地面 x 在盾构产生的附加应力作用下,其下卧土体排 水固结,引述太沙基一维固结理论 [16- 17] Smax z0 面积 A1, 盾构位移 引起的地层损失 o1 面积 A2,盾构位移引起 的地层损失产生的地 面沉降, A2 A1 盾构初始位置 盾构移动后 Cv  k v mv rw T k v 1 e0 rw av Cvt ( 15) ( 16) Sshield o2 z U t 1.128 v H 2 Tv ,U t 0.6 ( 17) 图 9 盾构机位移引起的地面沉降计算模型 Fig.9 Calculation model of ground surface settlements due to the shield’s movement 第 8 期 林存刚等盾构掘进速度及非正常停机对地面沉降的影响 2477 /m /kN/m3 Es /MPa 竖向 k 水平 k a /MPa-1e ① 填土 0.50~ 7.80 19.0 ② -1 砂质粉土 0.70~ 9.30 19.5 9.72 1.4910-4 1.9910-4 0.17 0.801 ② -2 粉土夹淤泥质土 1.10~ 8.45 19.2 9.37 1.7810-4 2.0710-4 0.19 0.795 ③ -1 粉砂夹粉土 1.10~ 5.80 19.5 10.07 1.5810-4 2.2010-4 0.16 0.732 ③ -2 砂质粉土 0.70~ 6.50 19.8 10.71 2.2410-4 4.5510-4 0.15 0.755 ③ -3 粉砂夹粉土 1.80~ 8.00 19.8 10.53 3.1110-4 1.0310-3 0.17 0.675 ③ -4 粘质粉土 0.80~ 3.20 19.5 6.38 2.4610-4 3.8310-4 0.32 0.819 ④ 淤泥质粉质黏土 0.50~ 10.30 18.5 3.21 1.4510-7 3.2310-7 0.72 1.143 ⑤ -1 粉质黏土 0.50~ 6.00 19.8 6.57 1.2410-7 1.5110-7 0.23 0.740 ⑤ -2 粉质黏土 0.50~ 12.40 19.0 6.06 2.1610-7 2.4610-7 0.28 0.758 ⑥ -1 黏土 0.90~ 5.90 18.8 4.57 9.5510-8 1.2810-7 0.46 1.003 ⑥ -2 粉质黏土 0.80~ 9.80 19.0 4.81 1.7710-7 2.8510-7 0.36 0.922 ⑦ -1 粉质黏土夹粉砂 0.60~ 5.40 20.1 6.84 3.9210-7 6.4710-6 0.25 0.659 ⑦ -2 粉细砂 0.80~ 7.70 20.5 9.60 2.7410-4 6.4910-4 0.17 0.601 ⑧ 圆砾 1.20~ 8.60 7.5010-2 9.3010-2 由地层损失引起的地面沉降,本文应用 Peck 公式 [1, 18]计算 πD 2V 程 , 已 于 2010 年 12 月 28 日 建 成 通 车 。 该 隧 道 南 北 方向垂直穿越钱塘江,盾构段总长为 3 532.442 m, 其中东线长为 1 765.478 m,西线长为 1 766.924 m。 S max  3 la ( 22) 4kz0 2π  x 2 管片外径为 11.3 m,内径为 10.3 m,厚为 50 cm, 环宽为 2 m。管片采用通用契型环,采用 6 标准块 S x S max exp  2 2 2k z ( 23)  0 式 中 Sx为 地 面 距 离轴 线 x 处地面 沉 降 ( mm) ; x 为 距 隧 道轴 线 水 平 距 离 ( m) ; Smax 为 隧 道 轴线 位置 地 面 沉 降 ( mm) ; k 为沉 降 槽 宽 度参 数 , 无 量纲。 求 得 盾 构位 移 Sshield 后, 代 入 式 ( 20)~ ( 23) , 即可求得由于盾构机整体位移引起的地面沉降。 3.3 盾构掘进速度及停机时间与地面沉降关系 ( 1) 引 入 Mindlin 解 计算 盾 构 下 卧土 层 2 状态 相对于 3 状态的附加应力作用下引起的固结沉降, 固结时间由盾构掘进速度及停机时间确定; ( 2) 盾构整 体 位 移 与其 下 卧 土 层固 结 沉 降 相 等, 联立 式( 20)~ ( 23) ,计 算盾 构 位 移 引起 的 地 面 沉 降。 通过以上 2 步,可以建立盾构掘进速度及停机 时间与地面沉降的联系。 4 工程实例分析 4.1 工程概况及地质条件 杭州市庆春路过江隧道是浙江省重点建设工 2 邻接块 1 封顶块的分块形式,错缝拼装,纵环 向采用高强螺栓连接。 盾构隧道采用 2 台泥水平衡盾构机掘进, 2 台 盾构机均从江南盾构工作井始发,始发段纵向坡度 为 -4.25。盾构主机长为 10.8 m,总重为 1 170 t, 外径 为 11.65 m; 盾尾后 连 接 3 节拖车 , 上载砂浆泵、 电器液压 设 备 、 主控室 等 , 长 约 20 m, 重 约 2 000 t。 沿线场地地貌主要为钱塘江河床及两岸的钱 塘江河口冲海积平原,钱塘江南北两岸已建成标准 堤塘,岸区已不受潮汐影响,地貌上属平原。拟建 隧道与钱塘江垂直,该段河面宽度约为 1 200 m, 岸区标高为 5.0~ 6.5 m( 85 国家高程),北岸为钱 江新城,已建成庆春路,道路两侧以绿化带为主; 南岸以苗木、鱼塘为主,因人工鱼塘开挖影响,微 地貌有一定起伏。 盾构施工主要穿越 ③ 层粉砂夹粉土、 ④ 层淤泥 质粉质黏土、 ⑤ 层粉质黏土、 ⑥ 层粉质黏土、 ⑦ 层 粉细砂和 ⑧ 层圆砾。各土层物理力学指标见表 1。 表 1 场地主要土层物理力学指标 Table 1 Soil stratification and physico-mechanical properties 层号 土层名称 层厚 天然重度 压缩模量 渗透系数 /cm/s v h 竖向压缩系数 v 初始孔隙比 0 4.2 盾构隧道施工引起的地面沉降 东西两线隧道盾构均从江南工作井出发,穿越 钱塘江南岸大堤进入钱塘江底。为控制地面沉降和 优化盾构掘进参数控制,在江南工作井和大堤之间 地面垂直于隧道轴线方向设置了 15 个地面沉降监 测断面,编号 S1~ S15。以示区分,西线监测断面 记为 SW,东线记为 SE。监测断面布置如图 10 所 示。 2478 岩 土 力 学 2012 年 隧道里程/mS/mmS/mmS14 S13 S11 S10 S8 N 5 0 江 -5 SW7 SW9 钱 塘 南岸大堤 S15 东线隧道 西线隧道 S12 南 盾 构 始 发 井 S9 S7 -10 -15 -20 -30 SW10 SW11 SW12 SW13 图 10 地面沉降监测断面布置 Fig.10 Layout of surface settlements monitoring sections S1~ S6 监 测 断面 处 于 工 作井 加 固 区 , 地层 经 加 -35 -40 -5 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 t/d 固处理,其沉降已不能反映原状土体位移受盾构施 工的影响,故未加以分析。 S7~ S15 断面隧道施工 之前为农田,未曾有施工扰动。 图 11 为两线盾构穿越监测断面期间掘进进度 曲线。图中虚线自下而上依次代表 S7~ S15 断面所 处里程。 2 800 图 12 西线隧道轴线地面沉降随盾尾离开时间变化曲线 Fig.12 Settlement-time curves of ground surface of west axis 而 SW12 和 SW13 沉降曲线与 SW7~ SW11 差 别较大 t 10~ 23 d 期间, SW12 和 SW13 沉降曲 线基本平行,其斜率明显大于 SW7~ SW11 沉降曲 线; 23 d 之后, SW12 沉降曲线与 SW7~ SW11 基 本平行,而 SW13 沉降曲线斜率还是明显大于其他 2 850 2 900 2 950 3 000 3 050 3 100 西线盾构切口 东线盾构切口 断面。 如图 11 所 示 , 西 线 盾 构切 口 穿 越 SW12、 SW13 后停机长达 18 d,此时,盾构拖车刚好位于 SW13 断面正下方,拖车尾部离开 SW12 断面约 2.9 m。 图 13 为东线各监测断面隧道轴线位置地面沉 降随盾尾离开时间的变化曲线。同样, S14、 S15 断 面未加以分析。 5-30 6-10 6-20 6-30 7-10 7-20 7-30 8-9 8-19 8-29 9-8 日期 /月 -日 图 11 盾构掘进进度曲线 Fig.11 Advance-time curves of

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