双护盾TBM施工隧道豆砾石回填层对地表沉降影响机理

吴圣智，王明年，李 磊，王 军

(1.山东建筑大学 土木工程学院，山东 济南 250101；2.西南交通大学 土木工程学院，四川 成都 630031；3.交通运输部公路科学研究院 桥梁隧道研究中心，北京 100088）

岩质地层地铁隧道建设中，常采用钻爆法施工，存在机械化程度低、施工速度慢、爆破振动扰民等问题。因此，一些城市探索采用全断面隧道掘进 机（Tunnel Boring Machine，TBM）施工方法［1］，如青岛、深圳地铁采用了双护盾TBM，重庆地铁采用了敞开式TBM 和单护盾TBM。其中，双护盾TBM 兼具敞开式和单护盾的掘进模式，施工效率高、安全性能好，在地铁隧道建设中应用日趋广泛。施工过程中，管片在盾尾的保护下安装，管片脱离盾尾后会与围岩之间存在约100～200 mm宽的间隙。为了避免管片错动失稳，在其脱离盾尾后即通过管片上的预留吹填孔对管片壁后空隙吹填豆砾石，形成回填层。豆砾石吹填完成后，需对回填层进行注浆，以形成围岩、回填层、管片稳定的作用体系。由于浆液在豆砾石中易流动，为避免浆液进入主机，造成机械损坏，注浆往往滞后于豆砾石吹填。

目前，国内外部分学者正逐步认识到豆砾石填充层对双护盾TBM 施工隧道围岩变形及地表沉降具有一定的影响，并取得了一些研究成果。胡雄玉［2-4］采用数值模拟分析了豆砾石回填层的让压作用，得出注浆前的豆砾石回填层具有压缩性，可以使围岩释放掉部分应力，降低作用在管片上的荷载，但会引起围岩塑性区的增加。吴圣智［5-8］、姜志毅［9］等认为回填层可以改变衬砌对围岩的支护能力，并能吸收一定的围岩变形，衬砌支护能力的变化及回填层吸收变形能力与回填层的弹性模量有关。刘赟君［10］等通过数值模拟研究了回填层对建筑物沉降的影响规律，认为豆砾石吹填后至注浆前这一阶段，由于豆砾石回填层力学参数较差，建筑物会产生较大沉降，应引起重视。王拓［11］通过模型试验得出，豆砾石回填层的存在改变了围岩与衬砌结构的力学传递规律。Henzinger M.R.［12-13］通过现场测试得出豆砾石充填质量对双护盾TBM 施工隧道的围岩稳定及结构受力均有重要影响。于舒雅［14］认为豆砾石注浆对控制围岩变形具有积极意义，并通过试验给出了豆砾石回填层的力学特性。Rohola Hasanpour［15］建立了考虑护盾及回填层的数值模型，分析了挤压性地层TBM 掘进过程中的塑性区分布。M.Ramoni［16］分析了挤压性地层围岩—护盾—支护的相互作用，认为回填层改变了衬砌对围岩的支护性能。上述研究均认为豆砾石回填层注浆前力学参数较差，降低了衬砌对围岩的支护作用，会引起较大的地层沉降。然而，注浆前的豆砾石回填层对地层沉降影响是多方面的，除了其力学参数外，单位充填体积、颗粒迁移等均会对地层沉降产生影响，因此，有必要开展该阶段的地表沉降规律及其机理的研究。

本文以青岛地铁2 号线海安路—高雄路段隧道为依托工程，采用现场实测、土工试验、连续单元—离散单元耦合算法，分析双护盾TBM 掘进过程中的地表沉降规律及豆砾石力学性能，在此基础上分析注浆前豆砾石回填层对地表沉降的影响机理，希望通过该研究为双护盾TBM 施工隧道豆砾石填充及注浆施工提供理论支撑。

1 依托工程概况

青岛地铁2 号线海安路—高雄路段隧道穿越了90%的微风化和中风化花岗岩，以及部分断层破碎带和强风化花岗岩。该段隧道的埋深普遍较浅，位于15～25 m 之间的占比达80%。隧址区地下水不发育，以裂隙水为主。为提升建设速度，降低对周边环境影响，该区段采用双护盾TBM 进行施工。双护盾TBM 主机由刀盘、前护盾、后护盾等部分组成，整体呈“倒梯形”设计［5］，其中主机长12.00 m，刀盘外径（即隧道开挖直径）6.30 m，前、后护盾外径分别为6.24 和6.15 m。隧道支护结构采用C50钢筋混凝土管片，管片外径6.0 m，厚度0.3 m，幅宽1.5 m。1 环管片包含3 块标准块、2 块邻接块和1 块封顶块，块与块之间采用2根M27螺栓连接。管片采用错缝拼装，环间等角度设置了10根M27螺栓。

青岛地铁隧道开挖轮廓直径6.3 m，管片外径6.0 m，地铁隧道围岩变形相对较小，管片脱离盾尾后，与围岩之间空隙较大。该空隙并非均匀分布，而是顶部大、底部小，空隙宽度在50～200 mm 之间。为了防止管片脱离盾尾后的错动失稳，管片脱离盾尾后即吹填粒径为5～15 mm 的豆砾石对空隙进行填充。豆砾石充填完成15 环后开始对豆砾石回填层进行注浆，注浆前豆砾石回填层呈散粒体状态，注浆后呈固结状态（注浆及浆液固结过程用时较短，暂不考虑）。

2 双护盾TBM施工隧道地表沉降规律现场实测

为探明豆砾石回填层状态对地表沉降的影响规律，选取海安路—高雄路段6 个典型断面，地层分别为微风化、中风化、强风化花岗岩，断面埋深均在18～20 m 之间，豆砾石单位充填体积分别为2.0和2.4 m³·m-1，现场监测施工期地表沉降，结果如图1所示。

图1 现场监测的地表沉降

由图1可知，地表沉降可以按照沉降速率分为4 个阶段，分别为超前沉降阶段、快速沉降阶段、持续沉降阶段、稳定阶段。超前沉降阶段为双护盾TBM 到达监测断面之前，地表出现一定的超前沉降。快速沉降阶段为监测断面开挖至豆砾石填充前，隧道开挖后，双护盾TBM 逐步通过监测断面，由于双护盾TBM 呈倒梯形设计，护盾与围岩存在30～80 mm的间隙，而浅埋地铁隧道洞周变形相对较小，围岩实际处于无支护状态，地表下沉速度最快。持续沉降阶段为豆砾石填充开始后至回填层注浆前，该阶段豆砾石回填完成，形成管片、豆砾石、围岩临时作用体系，但此时回填层为散粒体状态，其力学参数较弱，同时受豆砾石单位充填体积及颗粒迁移的影响，支护结构对围岩支护能力有限，地表会出现持续沉降。稳定阶段为回填层注浆后，该阶段回填层固结，能够有效地将管片的支护力传递给围岩，围岩受到强支护作用，地表沉降开始稳定。

由于回填层注浆滞后豆砾石吹填15 环，地表会出现持续沉降阶段。相同地层条件下，豆砾石单位充填体积不同，地表持续沉降阶段表现出明显的差异性，进而导致地表最终沉降差别较大。因此，进一步对比持续沉降阶段的地表沉降占总沉降的比例，见表1。

表1 豆砾石单位充填体积对地表沉降的影响

由表1可知：豆砾石单位充填体积越少，持续沉降阶段地表沉降及其占总沉降比例越大，这是因为豆砾石单位充填体积越少，管片壁后空隙填充性越差，对围岩的支护有限，同时也为地层损失提供了空间，地表沉降会继续增加；地质条件越差，持续下沉阶段地表沉降及其占总沉降比例越大，这是因为对于微风化花岗岩地层，围岩具备一定的自稳能力，管片壁后空隙虽填充不满，但围岩在应力释放后能够及早地稳定；强风化花岗岩地层围岩稳定性较差，一旦管片壁后空隙填充不满，将会造成较大的后续沉降，当豆砾石单位充填体积由2.4 m³·m-1降至2.0 m³·m-1，持续沉降阶段地表沉降增加了近70%。由此可见，豆砾石单位充填体积对地表沉降具有重要影响，需进一步研究豆砾石回填层注浆前对地表沉降的影响机理。

3 豆砾石压缩变形性能

首先采用豆砾石三轴剪切试验，获取其偏应力—应变曲线（偏应力为主应力与围压的差值）；再建立三轴剪切离散元数值模型，调整模型使数值模拟结果接近三轴剪切试验结果，从而获取豆砾石细观参数；在此基础上，进行豆砾石侧限压缩数值模拟，根据其侧限压缩变形曲线，获取豆砾石压缩变形性能。

3.1 豆砾石三轴剪切试验

双护盾TBM 施工隧道通常采用粒径为5～15 mm 的豆砾石作为回填材料，为此对工程现场的豆砾石进行筛分试验，得出豆砾石粒径的分布，详见表2。

采用应力路径控制大型三轴试验机对豆砾石进行剪切试验，豆砾石试样尺寸为Φ300 mm×600 mm。通过试验分别获取了围压为50，100 和200 kPa 时豆砾石的偏应力—应变曲线，如图2所示。

表2 豆砾石粒径分布

图2 豆砾石偏应力—应变曲线

3.2 细观参数标定

按照试验中豆砾石的实际尺寸建模进行参数标定，建立的离散元计算模型如图3所示，豆砾石粒径分布与实际一致，颗粒采用线弹性模型。参数标定过程：调整颗粒细观参数，模拟得出试样的偏应力—应变曲线，使该曲线不断地接近剪切试验结果，当模拟得出的峰值强度与试验结果差值小于5%时，可认为得出的细观参数满足要求。豆砾石颗粒偏应力—应变曲线数值模拟结果与试验结果对比如图4所示。通过参数标定，得到离散元模型中豆砾石颗粒的细观参数，见表3。

图3 离散元计算模型（单位：mm）

3.3 豆砾石侧限压缩数值模拟

实际工程中管片壁后豆砾石处于侧限受压状态，对此采用侧限压缩数值模拟分析豆砾石的压缩变形性能，豆砾石侧限压缩变形曲线如图5所示。

图4 偏应力—应变曲线对比

表3 豆砾石颗粒细观参数

图5 豆砾石压缩变形曲线

由图5可知：侧限压缩条件下豆砾石变形曲线带有明显的非线性，这是因为豆砾石为多孔介质，前期压缩过程中豆砾石孔隙率较大，抗压缩变形能力较差；但单个豆砾石颗粒本身强度较大，随着压缩过程中豆砾石孔隙率降低，豆砾石逐渐被压实，抗压缩变形能力逐步提升。由此可得出：豆砾石的抗压缩变形能力与豆砾石孔隙率成反比，豆砾石在未压实之前，无法抑制围岩变形，不能有效地为围岩提供支撑。

4 豆砾石回填层注浆前对地表沉降影响机理

4.1 连续单元—离散单元耦合算法计算原理

豆砾石回填层注浆前为散粒体状态，在进行数值模拟时，采用连续元无法反映其真实状态，而整个计算模型采用离散元软件又无法反应支护结构对围岩的支护性能，因此，采用连续单元—离散单元耦合算法。

计算过程中，离散单元模型和连续单元模型通过设置接触墙体实现两者的信息交互。接触墙体的受力与位移分别反映了连续单元模型的应力边界和离散单元的速度边界。耦合算法的计算原理为：提取连续单元模型中的边界节点速度作为离散单元模型中墙体的速度边界；提取接触边界上的接触力作为连续单元模型中的应力边界；通过设置数据接口实现2种模型数据交互。

4.2 计算模型及参数

耦合算法采用FLAC 3D 及PFC 3D 分别建立连续单元模型和离散单元模型，采用插口进行数据交换，计算模型如图6所示。模型长×宽×高为0.3 m×40.0 m×42.0 m，隧道埋深20 m，围岩为强风化花岗岩，隧道开挖直径6.3 m，管片外径6.0 m。豆砾石单位充填体积为2.4 m³·m-1，堆积状态下孔隙率为0.38，豆砾石颗粒采用ball 模拟，连续元与离散元边界采用wall 模拟，ball-ball和ball-wall接触模型均采用线弹性接触模型，计算参数见表3。围岩为弹塑性材料，管片及注浆后的回填层看作理想的弹性材料，其中，管片近似为刚度折减的均质圆环［17-19］，围岩及支护结构的力学参数见表4。实际工程中，管片受相邻管片及千斤顶推力约束作用，下沉及变形相对较小，对此为避免计算中管片掉落，计算时对管片两侧位移进行了约束，管片约束后对地表沉降影响很小，不影响计算精度。计算步骤为：地应力平衡后先进行围岩开挖，模拟TBM 通过阶段；随后安装管片、生成豆砾石，进行耦合计算；最后删除豆砾石，生成回填层，模拟注浆后状态。

图6 耦合算法计算模型

表4 围岩及衬砌力学参数

4.3 围岩、豆砾石、管片相互作用结果

1）地表沉降

提取隧道正上方地表沉降，并与现场实测值进行对比，如图7所示。由图可知：在豆砾石填充前地表沉降为12.4 mm，注浆前地表沉降为19.6 mm，持续沉降阶段地表沉降占总沉降的36%；计算结果与实测结果接近。

图7 地表沉降对比

2）颗粒迁移规律

豆砾石填充后，颗粒通过自上而下的迁移进行重分布，进而影响支护结构对围岩的支护性能与地表沉降，颗粒迁移矢量图如图8所示。由图可知，墙角处豆砾石自上而下迁移量最大为200 mm，这是因为重力场及围岩与管片的相互挤压而产生的，其中重力场为主要原因。

3）豆砾石孔隙率分布特征

图8 颗粒迁移矢量图（单位：m）

颗粒自上而下迁移造成了颗粒孔隙率重分布，通过设置测量圆得出了各部位孔隙率变化规律及最终分布，如图9所示。由图可知：管片壁后豆砾石孔隙率变化较大，拱顶处孔隙率增加，边墙、墙角及隧底孔隙率降低，这是因为豆砾石自上而下迁移造成拱顶豆砾石流失，而边墙、墙角及隧底处豆砾石受到上方补充。豆砾石空隙率最终分布为上大下小，上部孔隙率增加降低了上部豆砾石抗变形能力，使衬砌对围岩支护能力降低，同时上部颗粒流失也为地层损失提供了空间，从而导致地表变形增大。

图9 孔隙率变化规律及最终分布

4）豆砾石与围岩、管片接触力分布

豆砾石重分布后，豆砾石与围岩、管片的接触力如图10所示。由图可知：围岩与豆砾石、豆砾石与管片的接触力与豆砾石孔隙率有着密切的关系，孔隙率大的部位，接触力小，围岩与豆砾石、豆砾石与管片的接触力呈上小下大分布。

图10 豆砾石与围岩、管片接触力（单位：N）

5）围岩受到的支护力

通过接触力，得出了衬砌对围岩的支护力，如图11所示。由图可知：与接触力分布规律一致，围岩受到的支护力上弱下强，拱顶处的平均支护力仅21 kPa，拱脚处为47 kPa，这是因为隧道顶部豆砾石流失造成孔隙率增大，豆砾石抗变形能力降低，衬砌对围岩的支护力减弱；隧道底部支护力为92 kPa，这是因为隧道底部豆砾石孔隙率较低，能够有效地抑制围岩变形。显然，这种上弱下强的支护力分布型式不利于上部地表沉降控制。

图11 围岩受到的支护力（单位：kPa）

4.4 豆砾石回填层对地表沉降影响机理

根据围岩、豆砾石、管片相互作用关系可知豆砾石回填层对沉降的影响机理为：豆砾石填充后，在重力场及围岩的挤压作用下，颗粒发生自上而下的迁移，造成管片壁后豆砾石孔隙率上大下小，隧道顶部孔隙率的减小降低了豆砾石抗压缩变形能力，使得顶部围岩受到的支护力处于较低水平，造成了围岩的进一步变形，同时隧道顶部豆砾石孔隙率增大也为地层损失提供了空间，从而导致地表依然产生较大沉降。可见，管片壁后豆砾石的孔隙率是影响地表沉降的关键因素，它直接反映了管片壁后的充填状态。

工程实际中，豆砾石充填状态可分为3类：①充填密实，豆砾石充填后，隧道顶部围岩与豆砾石、管片充分接触，此时，衬砌能够发挥一定的支护作用，地表沉降相对较小，该情况豆砾石的力学特性为地表沉降的主要影响因素；②围岩变形后充填逐步密实，隧道顶部围岩与豆砾石、管片初期不接触，伴随围岩变形逐步接触，该情况下豆砾石单位充填体积是地表沉降的主要影响因素；③始终不密实，隧道顶部围岩与豆砾石、管片始终不接触，围岩始终处于无支护状态，该情况往往要求围岩具有较高的自稳能力，多出现在微风化、中风化地层中，围岩质量为地表沉降的主要影响因素。上述3种类型中，第2 类更为不利，一旦豆砾石填充不足，将会产生较大的地表沉降，尤其是强风化地层，施工过程中应对豆砾石填充予以控制，若填充不足，应及时注浆。

5 豆砾石单位充填体积控制基准

工程现场以管片壁后空隙体积和豆砾石单位充填体积作为管片壁后空隙豆砾石填充的量化指标。空隙体积可由开挖轮廓与管片外径获得，对于同一隧道往往为一定值。在空隙体积确定的情况下，豆砾石单位充填体积为关键控制因素。对此，在图6计算模型的基础上，分析了埋深10，15，20，25，30 m，单位充填体积1.4，1.6，1.8，2.0，2.2，2.4，2.6 m³·m-1，微风化、中风化、强风化花岗岩3种地层条件下的最大地表沉降，如图12所示。

由图12可知，豆砾石单位充填体积越少，地表沉降越大，地层条件越差，豆砾石单位充填体积对地表沉降的影响越明显。这是因为中风化和微风化花岗岩地层，围岩具有一定的自稳能力，地表沉降受豆砾石单位充填体积影响较小；强风化花岗岩地层围岩稳定性极差，豆砾石吹填不足时，围岩几乎受不到支护作用，地表沉降继续增加。

图12 最大地表沉降与豆砾石单位充填体积的关系曲线

以青岛地铁地表沉降预警值24 mm 为控制基准，根据最大地表沉降与豆砾石单位充填体积值关系，给出了青岛地铁双护盾TBM 施工隧道在花岗岩地层不同埋深及风化程度下，豆砾石单位充填体积建议值，见表5。当现场豆砾石单位充填体积小于该量值时，应立即注浆进行补偿。

6 结 论

（1）受豆砾石回填层状态的影响，双护盾TBM 施工隧道地表沉降可以按照沉降速率分为4个阶段：超前沉降阶段、快速沉降阶段、持续沉降阶段、稳定阶段。

表5 豆砾石单位充填体积建议值

（2）豆砾石单位充填体积越小，管片壁后空隙填充性越差，对围岩的支护能力越弱，地层损失空间越严重，地表沉降量越大，持续沉降阶段的地表沉降及其占总沉降的比例也越大。

（3）豆砾石的抗压缩变形能力与豆砾石孔隙率成反比，管片壁后豆砾石在未压实之前，无法有效地为围岩提供支撑。

（4）回填层对地表沉降的影响机理为：在重力场及围岩的挤压作用下，颗粒发生自上而下的迁移，造成管片壁后豆砾石孔隙率上大下小，孔隙率的变化降低了隧道顶部豆砾石抗压缩变形能力，使得顶部围岩受到的支护力处于较低水平，造成了围岩进一步变形，同时隧道顶部豆砾石孔隙率增大也为地层损失提供了空间，从而导致地表沉降增加。

（5）根据工程实际，将双护盾TBM 施工隧道管片壁后豆砾石充填状态分为3 类：充填密实、围岩变形后充填密实、始终不密实。给出了青岛地铁双护盾TBM 施工隧道在花岗岩地层不同埋深及风化程度下，豆砾石单位充填体积建议值。