隧道施工外文翻译

超大型土压平衡式盾构在隧道施工中引发的地面沉降分析1 摘要：使用盾构法进行隧道施工会导致隧道周边的土体位移和地面的沉降，这就使得估测土体的位移和沉降变得尤为重要了。

由于之前已做过很多研究，所以在该领域已取得突破。

然而，对于超大型土压平衡式盾构机在隧道施工中所引发土体移位与沉降的研究还很罕见，其原因是该工法在世界范围内很少被应用，但近年来，该工法已经在城市地下铁道运输结构的施工中有所应并且前景广阔。

由于高含水地层中的切应力作用会使土体中产生超孔隙水压力。

在盾构停止推挤土体后孔隙水会逐渐消散，土压力也会逐渐减小。

而且，土质移位和地面沉降将会发生。

与小型盾构机相比，上述现象在超大型土压平衡式盾构机施工中更为明显，原因就是它超大的开挖面面积。

通过对监测数据和工程实际的隧道参数进行分析，可以发现盾构隧道施工参数对开挖面上土压力的影响规律和超孔隙水压力的大小。

而且，通过调整隧道的开挖参数，可以减小地面沉降。

盾构尾部的空隙填充量可以由反演算法与镜像法来确定。

可以依据空隙量来调整注浆量以减少地面的沉降量。

在上海的两个工程实例证明了这种方法在以后工程施工中的价值。

2 关键词超大型土压平衡式盾构、盾构法隧道施工、地面沉降、镜像法3 概述盾构法隧道施工因其低噪音和对路面交通影响小的优点而被广泛的应用在城市地下隧道工程的施工中。

但是，对原状土的扰动和土层损失将不会导致土层形变和地面沉降，而且会破坏建筑与结构的稳定。

盾构法施工已被广泛研究以至于取得了许多的瞩目成就。

但是超大型土压平衡式盾构在世界范围内很少被使用，而且盾构施工过程中的土体沉降也少有被研究。

在以往对其他类型盾构隧道施工研究中，有两方面被作为主要的研究对象，即开挖面和盾构尾部。

首先，现在对于开挖面失效模式的研究重点主要在破坏区形状方面而不是在土压力和超孔隙水压力方面。

实际上，后来提到的两方面对于地面沉降是很重要的，特别是在砂土和粉土地层中。

相比于小型盾构机，超大型土压平衡式盾构机的大断面开挖会引发土压力和超孔隙水压力的更大影响。

通过研究这两方面因素，超大型土压平衡式盾构开挖面的土压平衡机质会被揭示出来。

其次，在盾构隧道的尾部后端形成的空隙会在施工过程中被同步注浆。

但是，在绝大多数情况下，空隙是不会被完全充填的，之后则会导致地面沉降。

当凝结开始后，同步注浆的体积会有所减少，隧道衬砌结构的形变和扰动土的固结被视为引发盾构尾部土体沉降的首要诱因。

然而，由于空隙未被充填完全而导致的泥浆渗入周围土层则很少作引发盾构尾部土体沉降的诱因而被进一步研究。

对于超大型土压平衡式盾构机施工而言，这一点尤为重要。

而且，在确定同步注浆质量方面具有很高的实践价值。

4 开挖面的研究4.1 超孔隙水压力在隧道盾构中的浮动原则超大型土压平衡式盾构机的施工方法主要是在开挖面后的土压力与土舱中的土压力之间寻求一个平衡。

土舱中的土压力在计算时要考虑水文地质和隧道的埋深，表达式为h p k γ0=，其中P 是平衡土压力和开挖面前端土体压力而且包括水压力；γ是土层的平均重度可以取为m kN 30.18；h 是土舱内压力传感器的埋置深度，k 0是土的侧压力系数，范围是0.75~0.90，并且根据地面沉降的监测数据进行调整。

超大型土压平衡式盾构施工中的平衡状态是理想状态。

当封闭结构前端的土体被刀盘挤压时，这种理想的平衡就会在刀盘的敞开面形式。

随着刀盘的旋转和向前不断推进，土压力与超孔隙水压力也会有所增加，在此之后超孔隙水压力就会形成了。

该压力在后期会逐渐消散而且导致土体固结和地面沉降。

在超孔隙水压力增大时，土质结构会被更严重的破坏；当超孔隙水压力消散后，土层固结与地面沉降才会发生。

通过分析工程实例中的监测数据和盾构隧道的相关参数，开挖面前端的土压力和超孔隙水压力的影响规律就会被找到。

与此同时，超孔隙水压力的波动与地面沉降的关系也会被找到。

这些规律与关系在盾构隧道施工中很具有实践价值。

4.2 工程实例迎宾路第三标段工程应用了一台直径为14.270m的超大型土压式平衡盾构机，并且对测试区域内的粉砂土和灰色淤泥质土层进行开挖。

这两种处于流塑性和可压缩性状态的土层含有少量承压水和高含水量。

工程师在每三环管片间安装一个监测仪，把它标记为H加上环数的形式，如H90.土压力传感器，如SK2--13和超孔隙水压力传感器，如STY2--13都被绝大部分安置在H90与H96的位置上，就如图像1所示：图像1：H90与H96的监测点布置图盾构掘进推进83到85环，刀盘抵达H90的位置；盾构推进89到91环时，刀盘到达H96的位置。

隧道掘进中的超孔隙水压力和土力学的变化规律会在图像2、3中有所显示。

图像2：H90位置上的超孔隙水压力波动图像图像3：H96位置上的超孔隙水压力波动图像图像4：H90位置上的土压力波动图像图像5：H90位置上的土压力波动图形⑴在开挖面前端超孔隙水压力的波动最为明显，而且从开挖面顶部到底部不断增大。

压力传感器SK2--34的波动值最大，这表明最大的波动发生在开挖面的下部。

⑵除了开挖面外，超孔隙水压力在其周围波动的情况也很显著。

最明显的波动位置发生在隧道轴线水平面中。

⑶监测数据表明在开挖面的封闭部分波动频率有所增加。

⑷环83至85和环89至91的主要隧道开挖参数在表格1中有所显示：表格1：总推进力和推进速率通过对比环83至89、环84至90和环85至91的施工参数，可以发现H96位置处的监测参数要大于H90位置处的监测参数。

同时还可以发现H96位置处的超孔隙水压力波动频率要高于H90位置的。

最后，可以总结出的是隧道开挖面前端的超孔隙水压力波动受总推进力和推进速率这两个因素的影响大。

图像4、5的波动图显示出土压力同超孔隙水压力一样，有着相同的变化规律。

地面沉降的水平监测仪安装点标记为A加上环数的形式，如A90。

SK3--29位置的超孔隙水压力变化曲线和A90、A93位置的地面沉降量曲线在图像6中有所显现。

相类似的，SK6--29位置的超孔隙水压力变化曲线和A96、A99位置的地面沉降曲线在图像7中有所显现。

图像6：SK3--29位置处的超孔隙水压力变化曲线与A90、A93位置处的地面沉降曲线图像7：SK6--29位置处的超孔隙水压力变化曲线与A96、A99位置处的地面沉降曲线根据图像6、7的曲线显示，可以得到以下结论：⑴SK3--29、A90和A93位置上饿波动变化趋势大致相同，SK6--29、A96和A99也有相同的情况。

这些结果证实了超孔隙水压力是导致地面沉降的关键性因素。

⑵A90、A96的地面沉降量分别大于A93、A99的值，这也说明了超孔隙水压力是影响地面沉降的关键性因素。

⑶环83至85的总推进力与推进速率要高于环89至91的，所以，由此可以得出当总推进力与推进速率提升时地面沉降量也会跟着增加。

5 盾构尾部的研究5.1 镜像法原理镜像法是由Sagaseta 首先提出的，用以解决土层移位和由空隙引起的对弹性半无限空间衬砌压力的问题，分析步骤如下：⑴地表土的影响忽略不计，地表的正应力和剪应力按照小孔在无限空间土体内的受力方式进行计算；⑵假设一个虚拟的体积膨胀，实际空隙的负镜像会产生负向正压力-σ0和与实际沉陷一样的τ0；⑶正应力会释放而在土体表面产生双倍的剪应力。

为了能依据边界条件，会在土体表面应用-2τ0的附加剪应力；研究人员已经提出了一个因盾构机掘进后未将施工空隙充填完全而引发地表沉降的计算公式：()()()πππππ23222221212414++⋅+⋅⋅-⋅--=h g h g h R v ； 其中，h x h l h u ===πππ321,,，u 代表监测仪所测得的地面沉降量；h 代表勘测点沿隧道轴线的埋置深度；L 代表当盾构平稳推进后盾尾向前推进的距离；X 代表勘测点至轴线的距离；R 代表隧道半径；v 代表土体的泊松系数；g 代表地面沉降量，即地表至盾构圆底部切线的距离。

令()()h g h g h R v k ⋅-⋅-=414，并且只研究轴上点，所以x=0，也就是π3=0，那么上述公式就变形为πππ222122+⋅-=k 通过变形后的公式，可以看出当π2趋近无穷大时，π1就近似等于-2k ，也就是π2越是增大其值，π1就越接近-2k ，即当施工中盾构向前推进。

5.2 调整同步注浆量地计算步骤步骤一：在轴线上选取一个监测点。

当盾构尾端处于该点位置以下时，将地面沉降值记为u 1；当盾构平稳推进后，将另一个地面沉降值记为u 2。

计算u u u 21-=，再计算h u =π1； 步骤二：通过21k -=π计算k 值，再由k 值计算g 的数值；步骤三：计算推进每一环管片后的空隙量()()4221g D D V w --⋅=，其中D代表盾构的外圈半径，w 代表衬砌的支护宽度。

步骤四：沿盾构长度L 计算每一环V 2的注浆量，然后计算V V V21+=步骤五：选择一些监测点的位置并且计算V 的平均值。

5.3 工程实例此论文通过计划方案对轴线上两个监测点的数据进行研究，得到结论后，再用余下隧道里两个监测点的数据结论进行评价、检验。

实例1：还是以迎宾路第三标段工程为例。

在这个工程实例中，对监测点A33和A42的数据进行研究，将所得到的结论用监测点A99和A102的数据进行检验。

所有参量的结果都列在表格2中。

表格2： A33、A42、A99与A102位置处参量的计算结果实例2：上海码头支线位于上海码头下方，这条隧道也同样是用超大型土压平衡式盾构机开掘成的。

在试验区域，盾构机开挖淤泥质土层的粉质粘土层。

这两种土层处于软塑性、中压缩性、不含承压水并且与迎宾路第三标段的土质相比湿度低。

在这个工程中，对监测点C14--E和B36--E处的数据进行研究，将所得到结论用监测点C16--E和B54--E处的数据进行检验。

所有参量的结果都列在表格3中。

表格3：C14--E、C16--E、C36--E与C54--E位置处主要参量的计算结果从以上两个例子中得到以下两个结论：⑴通过设计的方法研究发现，注浆量可以根据隧道的沉降量进行调整并且地面沉降量显著减小，这就证明该方法在盾构隧道掘进中有实践价值。

⑵迎宾路第三标段土质是流塑的并且具有高含水量，而上海码头支线的土质是软塑性并且具有低含水量。

同时，实例1中的地面沉降量比实例2中的大，这证明了在高塑性、大含水量地层中施工空隙要比低塑性、低含水量地层中的施工空隙量大。

6 结论⑴通过对盾构刀盘前端的超孔隙水压力与土压力的波动进行分析研究，可以得到盾构的总推进力与推进速率是影响波动的关键性因素。

同时，可以得到超孔隙水压力是导致地面沉降的关键诱因。

所以盾构的总推进力与推进速率是导致开挖面前端地面沉降的重要因素。

⑵计算盾构尾部结构空隙量的公式是由镜像法得到的。