作者：侯永茂郑宜枫杨国祥葛修润邱裕华单位：上海交通大学上海隧道工程股份有限公司

上海外滩隧道的成功修建，标志着14.27m超大直径土压平衡盾构登上我国隧道工程的舞台[13]。由于盾构直径增大，盾构施工对周边环境的影响难以运用小直径或泥水盾构的研究成果进行控制。为了提高超大直径土压平衡盾构的施工水平，本文依托国内第2条采用14.27m土压平衡盾构施工的上海迎宾三路隧道工程展开现场监测研究，分析超大直径土压平衡盾构施工对地表沉降的影响以及盾构施工参数与地表沉降的关系。同时还研究了盾构长时间停推阶段地表沉降和孔隙水压力的发展情况。

工程概况

上海迎宾三路地下公路隧道全长为1862.7m，隧道主线最大纵坡为5%，最小平曲线半径为700m。隧道砌结构采用外径为195m、内径为12.75m、厚为0.6m的通用楔形管片，管片环宽为2m，共需940环管片。隧道采用直径为14.27m的超大直径土压平衡盾构施工，盾构机从刀盘到盾尾总长为1585m，刀盘开口率为29%。如图1所示，土压平衡盾构土舱隔板上安装有6个土舱压力传感器，通过控制最上面的1#压力传感器的压力值维持开挖面的稳定。同步注浆采用六点注浆方式，注浆点位布置如图2所示，六点沿圆周均匀分布。

试验段布置

为了研究超大直径土压平衡盾构施工对地表沉降的影响，将H81～H105区域设定为盾构推进试验段，在试验段内对盾构施工诱发的地表沉降进行原位监测，并将记录的数据用于进一步的研究。

1地质情况根据地勘报告，试验场地为古河道沉积区，地下水位埋深为地表以下约1m。图3为试验段土层分布情况，图中揭示了土体重度、孔隙比e、渗透系数k、直剪固快峰值试验强度c和以及静力触探比贯入阻力Ps值沿深度的变化。

2监测断面试验段内共布设4个地表沉降监测断面，如图4所示，监测断面分别位于H90、H93、H96和H99，监测断面间距为6m，横向长度为60m。图5为孔隙水压力传感器的布设情况，孔隙水压力传感器布设于H90和H96监测断面上，两断面上孔隙水压力传感器埋设位置相同，距离盾构轴线10m。

试验段盾构施工参数

为了研究超大直径土压平衡盾构施工参数对地表沉降的影响，在盾构穿越试验段期间对土舱压力、同步注浆量等关键施工参数进行调整。图6为盾构掘进至不同推进环号对应的各测点土舱压力的变化情况，可见盾构掘进过程中相同深度土舱压力相差不大。根据总应力法反算得到1#土舱压力的侧压力系数k0，可以发现在切口到达H90前，侧压力系数k0在0.78～0.80之间小幅波动。切口通过H90后，侧压力系数k0基本为0.86。

原位试验监测结果和分析

1地表沉降的发展图8为4个监测断面上隧道轴线位置地表沉降的发展情况，图中竖向实线分别对应盾构切口到达和盾尾脱出监测断面的时刻，虚线表示盾构停推阶段。对切口到达前地表沉降发展趋势进行对比分析可以发现，由于切口到达H90时土舱压力值设定偏小，H90断面在盾构切口到达前地表呈沉降趋势，切口到达时的地表沉降量为-8.1mm。其他断面在盾构切口达到前呈先上抬后下沉的趋势，H99断面地表最大上抬量最大，为4mm。盾构通过过程中各监测断面地表均呈持续下沉趋势。H96断面受盾构停推和前期同步注浆效果欠佳的双重影响，在盾构通过阶段沉降增量最大。在盾尾脱出监测断面后，受盾尾间隙和同步注浆的共同作用，地表沉降进一步发展。H90断面脱出盾尾前5环注浆总量较小，同步注浆的填充效果不佳，盾尾脱出H90断面后地表沉降急剧发展。受此影响，处于盾壳上方和盾构前方的H93、H96和H99断面的地表沉降也有所发展，由图8可以明显看出，在盾尾脱出H90后4个监测断面地表沉降曲线同时出现明显的拐点。在盾尾脱出H96和H99断面时，由于顶部6#注浆孔的注浆量有所提高，在注浆压力作用下地表均呈一定隆起，随后受土体固结、蠕变以及盾尾注浆自身的固结收缩的影响，地表沉降呈增大趋势。

2地表沉降的分布图9为4个监测断面盾尾脱出28环时的横向地表沉降槽形态以及运用Peck公式拟合的情况。由图可见，H90断面受土舱压力设定较小以及盾尾同步注浆效果不佳的影响，地表最大沉降达52.9mm。H93、H96和H99断面受H90处同步注浆效果不佳的影响，随其与H90距离的增大而减小，H93、H96和H99断面地表沉降分别为40、22.8、9.8mm。观察不同监测断面沉降槽形态可以发现，受施工参数的影响，不同断面沉降槽形态有所差异。H90和H93监测断面地表沉降槽曲线用Peck公式拟合效果很好，测定系数R2分别为0.95和0.97，H96断面沉降槽用Peck公式拟合效果一般，测定系数R2=0.84，H99断面沉降槽曲线用Peck公式拟合效果很差，测定系数R2仅为0.41，典型表现为实测的地表沉降槽从距离盾构轴线10m左右开始呈现明显的隆起趋势，而Peck公式无法反映这一趋势。

3盾构停推对地表沉降的影响盾构试验段掘进过程中经历了两次较长时间的停推，分别为87环和96环，87环停推时间约19h，96环停推约32h，这为观察盾构停推阶段地表沉降发展规律提供了很好的机会。对两个盾构停推阶段各监测断面的沉降发展进行整理分析，如图10所示。在87环盾构停推时，H90位于盾壳顶部，距离盾构切口4m，H93、H96和H99位于切口前方，分别距离切口2、8、14m。停推过程中，H90地表沉降发展最为迅速，H93、H96和H99随与盾构切口距离的增大，停推阶段地表沉降增加量逐渐减小。在96环盾构停推时，H90和H93位于盾尾后方，分别距盾尾4、10m；H96和H99位于盾壳顶部，分别距盾尾2、8m。停推阶段H93沉降发展最快，H90沉降发展速率次之。图11为盾构掘进过程中监测的超孔隙水压力发展情况。监测结果显示，盾构掘进过程中埋深13m的超孔隙水压力发展不明显，盾构腰部埋深29m的超孔隙水压力发展最大。受土层渗透系数的影响，④T层砂质粉土中的监测点超孔隙水压力消散较快，⑤1层粉质黏土中的超孔隙水压力消散较慢。在87环停推阶段，H90断面位于盾壳上方，监测的超孔隙水压力下降较为明显，H96断面位于盾构刀盘前方8m，监测的超孔隙水压力的变化不明显。在96环停推阶段，H90断面位于盾尾后方10m，监测的超孔隙水压力消散明显，H96断面位于盾壳上方，监测的超孔隙水压力消散要小得多。可见，停推阶段监测的土体超孔隙水压力的消散程度与地表沉降的发展程度是相对应的，盾尾前方后方监测的超孔隙水压力的消散程度要大于盾尾前方，且距离盾尾越远，监测的超孔隙水压力消散程度越小。

4施工参数与地表沉降的关系将盾构掘进施工分为3个阶段：切口到达前、盾构通过和盾尾脱出后6环，3个阶段内地表沉降的发展情况如表1所示。4个监测断面在各阶段中的沉降发展情况存在很大的差异，其中H90断面在盾尾脱出后6环内地表沉降发展最大，而其他断面在盾构通过过程中地表沉降发展最大。H90和H93断面在盾尾脱出后地表呈下沉趋势，而H96和H99断面呈隆起趋势。土舱压力、同步注浆等施工参数和盾构停推对地表沉降存在明显的影响，而且由于盾构法隧道施工是一个连续的过程，盾构穿越某断面时的施工参数和盾构停推亦会对临近位置产生一定的影响，这导致4个监测断面在不同阶段的地表沉降发展呈现不同的特点。超大直径土压盾构施工中，同步注浆对于控制地表沉降意义重大。图12为H90和H96断面脱出盾尾后5h内各监测断面的地表沉降发展速率的分布情况。由图可见，H90断面脱出盾尾时未填充的盾尾间隙导致各监测断面的地表沉降发展迅速。H90断面地表沉降发展速率最大，距离盾尾距离越远，沉降发展速率越小。盾尾脱出H96断面时在注浆压力的作用下地表呈现一定的隆起。盾尾后方6m处的H93断面地表隆起速度最大，盾尾处的H96断面和盾尾后方12m的H90断面地表隆起情况相似，盾尾前方6m的H99断面地表隆起发展缓慢。对比图12(a)和图12(b)，对于超大直径土压平衡盾构而言，采用不同的同步注浆参数施工导致的地表隆、沉差异非常大。盾尾注浆率为120%～140%时，盾尾间隙填充效果欠佳，导致地表沉降迅速，且影响范围较大，盾尾前方12m处地表最大沉降速率达到-0.8mm/h。而当盾尾注浆率设定为150%，并优化各注浆孔注浆比例，相对提高顶部注浆孔注浆量后，盾尾脱出后地表主要呈隆起趋势，且隆起速度和影响范围均较小。盾尾前方6m处地表最大隆起速度仅为0.3mm/h。传统的地表沉降分析中通常将盾尾间隙作为地表沉降的最主要诱因。通过上述分析可以发现，当同步注浆参数设置不当时，盾尾间隙填充率不高，此时地表沉降主要由未填充的盾尾间隙的诱发，运用经验公式可以对地表沉降进行较为准确的预测。随着对同步注浆技术认识的深入和施工技术的提高，在超大直径土压平衡盾构施工中完全可以通过对同步注浆施工参数进行优化以达到控制地表隆、沉的目的，此时运用经验公式得到的地表沉降往往与实际情况有较大偏差。

结论

（1）超大直径土压平衡盾构土舱压力的设定影响地表沉降的发展规律，土舱压力过小，会导致盾构切口到达前地表沉降即发展到一定程度；土舱压力设定较大，则会使切口到达前地表呈一定的隆起。（2）盾尾同步注浆的参数设定对地表沉降的影响非常明显。当注浆总量保持不变，减小顶部注浆孔的注浆量会加剧盾尾地表沉降的发展，且同时影响附近的地表沉降，影响范围较大。（3）对于超大直径土压平衡盾构而言，通过调整土舱压力和盾尾注浆参数将最大地表沉降控制在较小范围时，地表沉降槽曲线呈现中间下沉，轴线两侧一定距离处隆起的形态，与Peck公式的拟合结果存在较大差异。（4）盾构停推对于地表沉降存在一定程度的影响，在盾构停推阶段，盾尾后方的地表沉降增量大于盾尾前方，距离盾尾越远，地表沉降的增量越小。土体超孔隙水压力的消散程度与地表沉降的发展呈现同样的规律。