盾构法隧道施工会打破地层原有的应力平衡，引起周围土体变形，对周边环境产生危害，盾构施工引起的地层变形成为学者们一直关注的热点问题[1-3]。在施工过程中，经常采用监控量测实时掌握开挖所引起的地表动态变形，并通过绘制变形-时间(距离)关系曲线评估和预判开挖面的稳定状态。变形时间(距离)关系曲线主要包括沿横断面和纵断面两种曲线，其中沿横断面的地表沉降曲线一般习惯称之为“沉降槽”。沉降槽作为预测隧道开挖引起的地表位移的关键曲线，引起了许多学者的关注，提出了一系列的土体变形公式，主要包括经验公式[4-10]、随机介质理论[11]、有限单元法[12-14]、模型试验法[15]、解析法[16]等，这些公式计算时涉及到土体损失及地面沉降槽宽度等关键参数。
在目前众多预测地表沉降变形的经验方法中，Peck[4]基于有限地区的实测资料提出一种简便经验公式，虽然当时只是一个权宜之计，但直到今天仍然在世界范围内广泛应用，成为预估沉降槽曲线的经典公式；Vu等[5]通过研究浅埋盾构隧道开挖引起的土体体积损失与覆盖层厚度与隧道直径比之间关系，并参考已有文献研究经验，提出盾壳和盾尾通过掌子面时土体损失，考虑土体固结估算盾构施工后长期土体损失；Vu等[6]分析了浅埋盾构隧道开挖时覆盖层厚度对地层移动的影响；Qian等[7]等结合新建双线隧洞对已有盾构双线隧洞及地表的变形影响监测数据，分析了同一监测断面上地表及已有隧洞处的地层损失；Ma[8]等通过扩展Peck公式提出一种新的预测双线隧洞的土体损失率非线性曲线拟合方法。近年来，随着中国地铁建设热潮的兴起，各地逐渐积累了一些实测资料，其中，公开发表的主要有北京、上海、广州、南京、武汉、长沙、天津、深圳、柳州、西北、香港、台湾等地区的实测地表横向沉降数据。利用这些数据，韩煊等[17]分析了Peck公式在中国隧道施工地面变形预测中的适用性，并采用Peck公式对不同地区进行评价，对相关计算参数提出初步建议值；白海卫等[18]通过收集盾构施工地层变形实测数据，研究了Peck公式在双线盾构隧道施工地层变形中的适应性分析；魏纲[19]提出了施工阶段地面沉降值的取值办法，对盾构法隧道施工引起的土体损失率实测值进行了统计分析。晁峰等[20]、蒋彪等[21]结合长沙地铁二号线地层特征、盾构(直径6.25 m)施工状况及地表沉降实测数据，对长沙地铁典型地层盾构施工地表沉降进行分析与预测，总结了很多有益的经验。研究表明，沉降槽的关键参数主要与工程地质、水文地质、隧道施工方法、施工技术水平及工程管理经验等因素相关。因此，这些参数的取值依赖于地区经验。
尽管土体损失率取值依赖于地区经验，但大量数据的统计分析表明，土体损失率与其影响因素之间呈现一定的规律性，且随着数据样本的增多，所呈现的规律性越强。结合长株潭城际高铁Ⅱ标树木岭隧道盾构(直径9.33 m)施工进-树区间的地表沉降监测数据及收集中国已有监测数据，对不同地区土压平衡盾构施工工法所引起的土体损失规律进行分析，同时综合考虑长株潭城铁树木岭盾构隧道监测中各种影响因素及时间效应，分析土体的固结对土体损失相关参数的变化影响及其与施工的相关性，为相类似地层大直径盾构施工中地表沉降变形预估提供可借鉴的经验资料。
沉降槽关键参数主要考虑土层损失率η和地面沉降槽宽度参数K，这两个参数反映了地表的位移情况，前者决定了沉降的大小，后者则决定了沉降槽曲线的性状(例如宽而浅或窄而深)。
土体损失率η是单位长度的地表沉降槽的体积占隧道开挖的名义面积的百分比。目前，土体损失率η常用取值方法主要有4种：反分析方法、理论方法、经验方法和现场实测方法。
基于Peck提出用高斯分布拟合隧道引起的地表横向沉降槽方法，Attewell[22]、Rankin[23]等总结当时广泛的经验方法，提出横向地面沉降估算公式
式中:x为距隧道轴线横向水平距离；S(x)为x位置处的地面沉降量；Smax为隧道轴线上方最大地面沉降量；Vloss为单位长度土体损失量，Vloss=πR2η，η为土体损失率；i为地面沉降槽宽度系数，i=Kh，K为地面沉降槽宽度参数，h为隧道轴线埋深。
当地面沉降实测数据确定后，由式(1) 反分析得到i值，从而得到η的计算公式
Chi等[24]、Lee等[25]提出等效土体损失参数g计算方法，通过式(4) 换算得到土体损失率η。
式中:R为隧道开挖半径。
因该参数取值依赖于地区经验。根据以往的施工经验选择一个合适的土体损失率来估算土体损失的大小，从而来评估施工中地表变形。主要有Attewell[22]、O’Reilly等[26]、Mair[27]等根据实际设备、控制程度、当地经验等因素，对不同类型土给出土体损失率的经验取值范围。其中, O’Reilly所给出的经验取值范围统计的开挖隧道直径较小，对于目前直径越来越大的盾构隧道适用性弱。
王振信[28]提出土压平衡盾构可计螺旋输送机的转数或计其渣土车车数；国外资料提出在皮带运输机上安装电子称来计重，或在皮带运输机上安装激光扫描机来计量。
以上方法各有优缺点，其中, 理论分析方法主要考虑黏性土地层，而本文盾构主要处于粉砂岩及圆砾土地层中；现场实测方法数据不足；经验方法主要适用于小直径隧道，对本文大直径隧道不适用。因此，主要选用反分析方法对土体损失率进行计算。反分析方法具有精度高的优点，同样存在无法事先预测和难以界定“不排水”与“排水”阶段的缺点。借鉴Lee等[25]提出的方法，结合盾构施工过程中纵向地面沉降曲线，获取“不排水”阶段地表的实际沉降量，消除“排水”阶段固结引起的土体压缩量对土体损失量的影响，从而获得较准确的土体损失率。同时，考虑盾构通过监测横断面的时间，分析名义土体损失率的时空效应及固结对土体损失量的影响。
根据O’Reilly等[22]在伦敦地区的经验，认为地面沉降槽宽度系数i和隧道轴线埋深h之间存在简单的线性关系
故，地面沉降槽宽度参数为
式中:i为地面沉降槽宽度系数，为从横向沉降曲线对称中心到曲线拐点的距离。
长株潭城际高铁Ⅱ标树木岭隧道进口工作井-树木岭站(盾构进树区间)里程DK1+800~DK4+360，全长2 560 m。隧道于里程DK2+230~ DK2+600斜穿京广铁路线，下穿段隧道埋深约20 m。盾构区间为左右双线，采用两台Ф9.33 m的土压平衡盾构施工。盾构机从进口盾构工作井始发，穿越既有铁路线、长重社区及劳动路立交桥等重要风险区。施工顺序为先右线(始发靠近京广铁路)，后左线，盾构始发段纵向坡度为-2.5%。根据现场监测数据情况，选取16个监测断面数据分析，监测断面地面沉降参数见表 1。
综合分析所有监测断面纵向沉降曲线变化趋势，分别选取盾构机通过开挖面5、15 d时对应地表沉降数据(图 1)，采用高斯曲线拟合方法，获得地面沉降槽宽度系数i(图 2)，从而得到不同断面不同开挖通过时间对应的地面沉降槽宽度参数K(图 3)。
从图 1可知，随着开挖通过时间的增加，不同断面隧道轴线上方地表沉降增大，且变化趋势相同，说明随着开挖通过时间的增加，隧道上方土体产生固结变形；其中断面5的地表沉降值最大，这与其所处地层相对应；断面3开挖通过5 d和15 d时地表沉降数据几乎相同，这可能是由于在盾构开挖通过15 d内开展了二次补注浆，从而造成土体固结引起的变形未显现，且瞬时沉降变形部分恢复。从图 2、图 3可知，随着开挖通过时间的增加，由于土层固结的影响，地面沉降槽宽度系数和参数基本呈现增大的趋势，增大的幅度由于不同断面隧道上方土层的性质不同而不同，其中, 断面3呈现相反的趋势，这可能与该断面进行二次补注浆有关。
图 3表明，分析断面的沉降槽宽度参数0.10~0.80之间，参照伦敦经验分析断面中涵盖了无黏0.2~0.3、硬黏土0.4~0.5和软的粉质黏土0.7；结合表 1分析，沉降槽宽度参数因盾构顶部所处岩层不同而变化，基本符合：处于强风化泥质粉砂岩层中为0.1~0.55，此时地下水位影响可忽略；处于地下水位下硬塑粉质粘土层中为0.41~0.8；处于地下水位上硬塑粉质粘土层为0.34~0.47；处于地下水位下粉质黏土为0.45~0.55。对比伦敦经验，该地层沉降槽宽度参数分布规律基本吻合；由于地下水位及其上覆岩层影响而又有所差异。
根据高斯曲线拟合得到的地面沉降槽宽度系数，利用式(3) 计算得到不同断面不同开挖通过时间(5、15 d)时的地层损失率(图 4)，其中，对应开挖通过15 d时计算得到的地层损失率称为名义地层损失率。
从图 4可知，除断面3(埋深9.5 m)外，其余断面的(名义)地层损失率随着盾构开挖通过时间的增大而增加，增加的部分是由于土体固结变形而产生的，固结变形引起的部分是瞬时沉降(开挖通过5 d)引起的地层损失率的0.84~4.58倍，这说明在对隧道开挖过程中地表变形评估中，仅仅利用瞬时沉降而得到的地层损失率会带来较大的误差，还必须考虑土体的固结产生的变形。断面3可能是由于盾构开挖后15 d内开展了二次补注浆施工，从而土体固结造成的变形部分由于注浆的作用而没有显现，且由于补注浆而引起瞬时沉降变形部分恢复。图 4中对应断面5(埋深12.44 m)时地层损失率和名义地层损失率最大分别为2.19%(开挖通过5 d对应瞬时沉降变形)和4.73%(开挖通过15 d时考虑土体固结变形)，这主要是因为该断面盾构机顶部正好穿越松散、富含承压水的圆砾土地层，开挖后土体的瞬时沉降和固结沉降变形迅速。从埋深与地层损失率关系发现，基本呈现先增大而后逐渐降低的趋势，这主要是与盾构机穿越各断面时所处的地层有关，当盾构机通过断面5后继续向前掘进时，由于埋深的增加，盾构开挖面顶部进入粉砂岩地层，由于粉砂岩的成拱效应作用减少上覆土体的变形，从而地层损失率逐渐降低。
搜集中国不同地区已有土压平衡盾构施工的土体损失率统计数据77组[3, 17, 19-21, 30-31]，统计数据16组，共93组数据，选用常用的概率分布模型(对数正态分布、正态分布、指数分布及韦伯分布)对数据进行统计分析，表明所搜集的土压平衡盾构施工方法引起的土体损失率数据较好的服从对数正态分布(见图 5)。
已有文献研究认为，土体损失率主要与工程地质、水文地质、隧道施工方法、施工技术水平以及工程管理经验等因素有关。考虑大多文献，未有详细记录施工技术水平、工程管理经验等因素，主要从反映工程地质、水文地质、隧道施工方法等相关因素分析。针对土压平衡盾构施工方法的统计数据分析，考虑隧道埋深及埋深与开挖直径比等相关因素，并参考相关统计数据的工程地质和水文地质情况，分析土体损失率的影响规律，见图 6、图 7。
图 6、图 7可知，土体损失率与深度、深径比可用幂函数近似拟合，基本呈现土体损失率随深度、深径比的增大而减少的趋势；在H>20 m或H/D>3.25后，土体损失率基本趋于稳定在0.75%附近。分析原因可能是：H或H/D越大，盾构穿越地层条件越好，当深度或深径比足以使盾构顶部土层成拱时，开挖对上覆土体的扰动降低，土体损失率也将趋于稳定。当H或H/D较小时，数据离散性较大，说明地质条件对土体损失率的影响要比隧道轴线埋深或深径比的影响要大；当H或H/D大到能够使盾构开挖顶部土层成拱时，上覆土层条件和隧道轴线埋深或深径比的影响都减弱，控制土体损失率的关键因素将主要是施工技术水平和工程管理经验。
为研究地层损失与地层性质的相关性，现将盾构切削土层各参数的加权平均值与地层损失率η、沉降槽宽度参数K绘制成图，考虑到地层损失率η与隧道埋深h具有较强的相关性，在绘图时以η/h作为纵坐标(如图 8)。
受勘探条件限制，各探孔所采集泥质粉砂岩性状差异较大，所测得的压缩模量差异较大，故此处暂不做压缩模量与地层损失的相关性研究。由图 8可以看出，沉降槽宽度参数K、地层损失率η与盾构切削土体的内摩擦角f具有较强的线性关系，二者均随着f的增大而减小，且K值的线性相关性更为明显。而在图(b)、(d)中，二者与粘聚力的相关性不是非常明显，这也有可能是受分析样本数量过少的影响，希望今后的工程项目做进一步分析。
1) 统计分析中国已有土压平衡盾构施工土体损失率数据，其累积概率分布与对数正态分布比较吻合。
2) 从深度和深径比两种影响因素分析了所统计的土体损失率，基本呈现随着深度或深径比的增大而逐渐减小并趋于稳定的趋势。分析表明，当盾构隧道顶部土层在施工中能够成拱，发挥拱效应时，土体损失率受到隧道埋深、深径比及上覆土层地质条件的影响变弱，主要受到施工技术方法及工程管理经验的控制；当盾构隧道施工中顶部无法成拱发挥拱效应时，土体损失率受上覆土层地质条件、水文条件的影响大，隧道埋深、深径比的影响相对较弱。
3) 分析长沙地层不同开挖通过时间的土体损失率与名义土体损失率，发现在没有二次补注浆工艺的影响下，盾构上覆土体固结所造成的地面沉降变形是显著的，最大可达瞬时沉降所引起土体损失率的4.58倍，因此，在对土体沉降变形评估过程中，仅仅采用瞬时沉降所引起的土体损失率是不够的，还需考虑土体固结变形的影响。
4) 通过收集已有土体损失率的统计数据所进行的分析，可能会由于统计数据样本的数量的影响而降低准度。因此，还需后续在更多统计数据的情况下深入研究，从而揭示土体损失率影响因素的相关性。另外，在后续数据的统计中，望能更多的收集到相关土体地质条件、水文条件、施工工序等资料，将会更好的对数据进行统计分析。
5) 分析长沙地层损失与土层性质关系图得出沉降槽宽度参数K和地层损失率η与盾构切削地层内摩擦角、粘聚力的关系：K和η均随内摩擦角的增大而减小，而对于二者与粘聚力的关系本文数据尚不能定论。希望今后工程能做进一步探究。
2017, Vol. 39 Issue (5): 1-8
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2017, Vol. 39 Issue (5): 1-8
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