王承震

(中鐵十四局集團有限公司，山東 濟南 250014)

0 引言

伴隨著我國經濟的快速發(fā)展和城市化進程的加快，地下空間工程成為開發(fā)熱點。隨著我國各大城市地鐵以及多個國家重大越江隧道工程(如西氣東輸穿越長江隧道、南水北調中線穿黃隧道、南京長江過江公路隧道、上海滬崇蘇公路隧道、廣州獅子洋海底隧道等)的相繼修建，盾構隧道施工法以其安全、環(huán)保、低擾動、高效快速的優(yōu)勢，已成為當下重大隧道工程建設的主流施工方法。近年來，國內外出現了越來越多的大型泥水盾構隧道工程，如荷蘭綠心隧道的盾構直徑達到14.87 m，南京長江隧道和揚州瘦西湖隧道直徑達14.93 m，西班牙馬德里M30公路隧道直徑達15.2 m，等等。

隨著大直徑泥水盾構隧道在世界范圍內的廣泛成功應用，其開挖面穩(wěn)定性逐漸引起人們的重視。G.Anagnostou等［1］認為刀盤開挖面的支撐和開挖面上的滲流控制是泥水盾構和土壓平衡盾構在開挖隧道過程中需要注意的2個問題;Kimura T.等［2］的研究表明正面土體穩(wěn)定在由盾構開挖引起的地層變形中起著非常重要的作用;Mair R.T.［3］利用沙土箱研究了開挖面穩(wěn)定性與土體力學特性和地下水情況的影響之間的關系;程展林等［4］采用專門加工的盾構開挖面穩(wěn)定試驗系統，包括模型箱、盾構模型、壓力控制臺及測試系統，測定在刀盤活動及改變泥漿壓力過程中開挖面前緣土體的應力變化，以確定開挖面的穩(wěn)定性;秦建設等［5－6］通過對砂土地層盾構施工數值模擬計算，研究開挖面穩(wěn)定性問題，并與前人的離心試驗研究成果進行對比研究;沈培良等［7］、姜忻良等［8］針對不同地區(qū)盾構施工的開挖面變形和地面沉降進行研究，對類似環(huán)境下的盾構施工具有指導作用;文獻［9－14］通過模型試驗和數值模擬等方法對不同地層條件下的盾構開挖面穩(wěn)定性問題進行了比較充分的研究;文獻［15－18］對盾構施工中的開挖面支護壓力和土體變形規(guī)律進行了研究。

綜上所述，雖然國內外對大直徑盾構隧道施工與開挖面穩(wěn)定性有了一定研究，但是對于在全黏土地層下的大直徑盾構隧道開挖面穩(wěn)定性研究仍有不足之處。泥水盾構開挖面穩(wěn)定對盾構施工軸線及地面沉降控制有重要影響，與隧道工程施工安全有緊密聯系。本文以揚州瘦西湖隧道工程為背景，通過室內試驗和數值模擬，進行了全黏土地層大直徑盾構隧道掘進中開挖面穩(wěn)定性研究，針對開挖面破壞進行原因分析，并提出控制措施。

1 工程背景

1.1 工程概況

揚州瘦西湖隧道工程地處揚州市中心區(qū)域，下穿揚州市重要風景區(qū)和多個文物保護建筑，是揚州城建史上的首條隧道，也是揚州市城市總體規(guī)劃中的重要城市交通通道之一。其工程位置及范圍示意如圖1所示，工程地質條件如圖2所示。

圖1 工程位置及范圍示意圖Fig.1 Location and scope of project

該項目包括瘦西湖東西兩側的明挖段隧道、瘦西湖隧道及地面接線道路配套工程，隧道段主線全長2 630 m，匝道全長520 m，盾構段長1 275 m，隧道結構采用單管雙層型式。盾構在湖東現場組裝后，由湖東向湖西始發(fā)掘進。采用德國海瑞克公司生產的泥水混合式盾構，開挖直徑14.93 m，盾構管片環(huán)外徑14.5 m，內徑13.3 m，管片壁厚0.6 m，管片寬2 m。瘦西湖隧道為圓形盾構隧道，采用雙層雙向2車道布置，其余路段采用箱型斷面布置，隧道設計車速為60 km/h。

圖2 揚州瘦西湖隧道區(qū)段分布及工程地質圖(單位:m)Fig.2 Division and engineering geological map of Slender West Lake Tunnel(m)

1.2 工程問題

揚州瘦西湖黏土地區(qū)，盾構在硬塑黏土膨脹地層中掘進停機檢修，特別是長時間停機時，曾3次遇到開挖面坍塌失穩(wěn)問題。開挖面前方土體坍塌如圖3所示。

圖3 開挖面前方土體坍塌Fig.3 Ground surface collapse

統計了3次坍塌時的相關信息，如前泥水艙壓力為0.2 MPa左右，且壓力穩(wěn)定，支護應力比約為0.7，正常狀態(tài)下能夠保持開挖面穩(wěn)定而不至破壞。3次塌方均出現在盾構停機維護3 d以上的地方，且發(fā)生在第6天和第7天左右。

2 工程地質條件

結合揚州瘦西湖隧道地層條件和施工情況，確定其物理力學性質指標，對含水率、密度和干密度、界限含水量、顆粒級配、自由膨脹率、膨脹力等主要參數進行試驗。準確了解膨脹土的特性及變化條件，預測隧道開挖時可能出現的狀況，或者對已經出現的狀況進行深入分析，從而采取相應的處理措施。瘦西湖黏土基本性質如表1所示。顆粒級配曲線如圖4所示。

表1 瘦西湖黏土基本性質Table 1 Property of clay of Slender West Lake Tunnel

圖4 顆粒級配曲線Fig.4 Curve of particle size distribution

3 瘦西湖隧道開挖面穩(wěn)定性分析

3.1 計算模型

利用有限元軟件FLAC3D對隧道開挖面進行模擬分析。數值模擬計算采用摩爾－庫侖材料本構模型和摩爾－庫侖破壞準則來反映黏土材料的力學性質和剪切破壞特性。材料的屈服判斷應用剪切屈服函數及不相關聯流動法則，同時破壞包絡線采用滿足相關聯流動法則的拉伸屈服函數。計算模型取盾構直徑為15 m，頂部覆土為20 m。模型尺寸為X方向取65 m，Y方向取60 m，Z方向隧道上方至地面取20 m，隧道下方取25 m。圍巖左、右、前、后邊界和下邊界均為法向約束，上邊界為自由邊界。管片采用LINER結構單元模擬，LINER結構單元能夠反映土體與管片的接觸作用。揚州瘦西湖隧道工程3次塌方都是在停機5～6 d之后，為了更準確地預測開挖面穩(wěn)定性與泥水浸潤時間的關系，模型中泥水浸潤時間取至12 d。模型共計39 000個計算單元，計算模型見圖5，模型參數如表2所示。

圖5 數值模擬試驗模型Fig.5 Numerical simulation model

表2 地層物理力學性質參數Table 2 Physical and mechanical parameters of different materials

盾構施工開挖面失穩(wěn)的研究主要側重于開挖面前方土體相對盾構泥水艙方向的變位情況，數值計算過程通過關鍵監(jiān)測點位移變化來研究，如圖6所示。

研究中定義支護壓力比為隧道中心點處支護壓力與隧道中心點處原始靜止側向土壓力的比值，并且定義開挖面位移最大的監(jiān)測點位移急劇增大而不收斂時，對應的支護壓力比為極限支護壓力比。同時，通過監(jiān)測隧道開挖面附近周圍土體單元應力隨開挖面支護應力減小的變化情況，來研究支護應力不足引起的膨脹土地基應力釋放問題，如圖6所示的F1—F6。盾構施工中，支護壓力比過大，支護壓力超過上限極限支護壓力時，土體向盾構掘進方向失穩(wěn)，可能出現地表隆起現象;支護壓力比過小，支護壓力低于下限極限支護壓力時，前方開挖面泥水壓力將會大于支護壓力，土體向盾構掘進相反方向失穩(wěn)，可能出現開挖面坍塌、地表沉降等現象。因此，施工中需要合理控制支護壓力比，把實際支護壓力控制在極限支護壓力的上下限之間。

圖6 監(jiān)測點分布Fig.6 Distribution of monitoring points

3.2 計算工況設計

首先模擬初始自重應力場的平衡，然后進行隧道開挖模擬，模擬過程在某一浸潤時步后，通過在開挖面施加特定形式的支護壓力，并逐漸減小支護壓力，研究開挖面周圍土體應力、應變與支護壓力的關系。

3.3 計算結果分析

3.3.1 極限支護壓力比與泥水浸潤時間的關系

泥水盾構在膨脹土地層開挖面穩(wěn)定性分析，很重要的一部分是對泥水浸入后，隨著地層含水率的增大，地層強度降低，進而導致極限支護壓力的變化的分析。圖7是膨脹力為108 kPa時極限支護壓力比隨泥水浸潤時間的變化關系。

圖7 膨脹力為108 kPa時極限支護壓力比隨泥水浸潤時間的關系Fig.7 Relationship between the ratio of ultimate support pressure and slurry infiltration time when expansion force is 108 kPa

從圖7中可以看出，隨著泥水浸潤時間的增長，極限支護應力比不斷增大。在前2 d內，極限支護壓力比增長緩慢;從第3天開始，隨著浸潤時間的增長，極限支護壓力比顯著增大;當超過8 d后，極限支護壓力比增長放緩。當浸潤時間為6 d時，土體處于強度較大且不破壞狀態(tài)，對應的極限支護應力比為0.64。

3.3.2 極限支護壓力比與膨脹力大小的關系

膨脹土本身膨脹力的大小也是決定開挖面變形受力及穩(wěn)定性的重要因素。膨脹力是指土體在有側限條件下充分吸水，使其保持不發(fā)生豎向膨脹所需施加的壓力值。在此過程中，壓力值大小隨含水率的增加而變化。已有的研究表明，影響膨脹土膨脹力大小的內部因素主要有膨脹土礦物組成、級配以及自由膨脹率，外部因素主要有土的初始含水率、干密度等。由于影響膨脹土膨脹力大小的因素有很多，膨脹力大小測定方法往往不夠精確，導致工程勘測得到的膨脹力大小往往是一個建議取值范圍。本工程中給出的膨脹力大小為108 kPa，而實際地層中可能由于膨脹土在不同位置膨脹力大小不一，所以本次計算取80～140 kPa共6級膨脹力進行計算。采用不同膨脹力的膨脹土，在泥水浸潤時間為6 d時，進行計算模擬。開挖面極限支護壓力比隨膨脹土膨脹力的變化情況見圖8。

圖8 極限支護壓力比隨膨脹力大小的關系Fig.8 Relationship between the ratio of ultimate support pressure and expansion force

從圖8中可以看出，隨著膨脹土膨脹力取值的增大，開挖面極限支護壓力呈現增長趨勢。當膨脹力小于100 kPa時，極限支護壓力比變化較為平緩;超過100 kPa時，極限支護壓力比明顯增大。因此，膨脹力在100 kPa時為該工程膨脹土的一個關鍵轉折點，若膨脹力超過140 kPa，則在設計和施工中應采取必要的安全措施。

3.3.3 地層應力釋放與支護壓力比的關系

盾構開挖過程會對周圍土體產生擾動，并造成應力釋放。盾構停機檢修過程中，在應力釋放的同時，伴隨著開挖面接觸應力的減小，開挖面支護壓力比亦減小。對于應力釋放，通?？紤]為支護應力不足及盾尾壁后注漿引起的應力釋放2部分，其中，對于開挖面支護應力小于原有地應力引起的應力釋放，通常在計算中通過設定某一假定的應力釋放率來考慮。本文通過監(jiān)測停機檢修過程中隨開挖面支護應力的變化，以及開挖面附近土體單元的應力及應變的變化情況，為研究因開挖引起的應力釋放規(guī)律提供參考。

圖6所示的單元豎向應力及水平應力與開挖面支護應力比的變化情況如圖9和圖10所示。

圖9 水平向應力釋放率與支護壓力比的關系Fig.9 Relationship between horizontal stress release rate and the ratio of ultimate support pressure

圖10 豎向應力釋放率與支護壓力比的關系Fig.10 Relationship between vertical stress release rate and the ratio of ultimate support pressure

由圖9和圖10可知:

1)隨著開挖面支護應力的逐漸減小，開挖面周圍土體的豎向應力變化與單元位置有關，在隧道頂部(測點F1和F2)及底部(測點F5和F6)表現為應力減小，而在隧道斷面水平位置，隧道洞口外測點F3表現為極限壓力許可范圍內應力增大，隧道洞口內測點F4表現為極限壓力許可范圍內應力增大，臨近極限支護應力時，應力快速釋放。

2)在極限支護應力允許范圍內，支護應力減小引起周圍土體的應力釋放，在隧道洞口范圍內和隧道洞口范圍外的土層表現不均等，隧道洞口范圍內土層應力釋放率大于隧道洞口范圍外土層應力釋放率。

3)在極限支護應力允許范圍內，支護應力減小引起周圍土體的應力釋放在豎向和水平向不均等，豎向應力釋放率大于水平向應力釋放率。

4)在極限支護應力范圍內，由于開挖面支護應力不足引起的水平向應力釋放率一般在20%以內，豎向應力釋放率一般在30%以內。

4 開挖面失穩(wěn)破壞形式及原因分析

由上述分析可知，極限支護壓力比隨著泥水浸潤時間和土體膨脹力的增大而增大。當盾構在膨脹土地層長時間停機時，由于其極限支護壓力比不斷增大，當保持支護壓力不變的情況下，可能會發(fā)生失穩(wěn)。揚州瘦西湖隧道工程3次塌方都是在停機5～6 d之后。開挖面監(jiān)測點豎向及水平位移隨泥水浸潤時間的變化關系如圖11和圖12所示。

圖11 開挖面監(jiān)測點豎向位移隨泥水浸潤時間的變化關系Fig.11 Relationship between vertical displacement of monitoring points at excavation face and slurry infiltration time

圖12 開挖面監(jiān)測點水平位移隨泥水浸潤時間的變化關系Fig.12 Relationship between horizontal displacement of monitoring points at excavation face and slurry infiltration time

由圖11和圖12可知，隨著泥水浸潤時間的增長，開挖面前方土體的位移量不斷增加，塑性區(qū)不斷擴大，土體往泥水艙方向位移量水平向大于豎直向，土體位移模式表現為“鼓出型”，但是這種破壞現象區(qū)別于一般黏性地層的“鼓出型”破壞模式。在已有的關于黏土地層開挖面破壞的研究中，位移最大點多位于隧道中心點附近，隧道四周位移逐漸減小，呈現出向隧道內部凸出的形式;而在本次計算中，S1為隧道頂部附近位移監(jiān)測點，S9為隧道底部位移監(jiān)測點，S2，S3，S4，S5，S6，S7，S8為隧道開挖斷面內開挖面前方土體位移監(jiān)測點，高程依次減小，無論是豎向位移還是水平位移，前方土體位移最大點為隧道頂部土體，向隧道底部位移逐漸減小，破壞形式表現為隧道頂部土體涌入隧道內部。

隨著浸潤時間的增長，開挖面附近土體逐漸向泥水艙內移動，應力向周圍位移量較小土體發(fā)生傳遞，表現為一定的拱效應;同時，由于土體變形，導致滑動區(qū)域土體側向作用力明顯減少。隨著浸潤時間的增長，開挖面前方土體的位移量不斷增加，開挖面前方土體塑性區(qū)持續(xù)擴大，呈扇形向地表擴散發(fā)展，極限支護壓力接近開挖面支護壓力時，塑性區(qū)發(fā)展到地表面，開挖面失穩(wěn)，塑性區(qū)大小基本保持不變，區(qū)域內土體的位移量急劇增大，地表呈現出局部塌陷的現象。

5 膨脹土地層開挖面穩(wěn)定控制措施

隨著盾構的開挖，開挖面前方具有裂隙性的膨脹土裂隙開展，滲透系數增大，加速了泥水入滲。由于泥漿入滲，膨脹土因含水率增加發(fā)生一定量的膨脹，向泥水艙內部發(fā)生擠入，并且強度降低。由于盾構停機時間較長，這種現象持續(xù)發(fā)展，導致開挖面極限支護壓力比增大，開挖面穩(wěn)定性降低。因此，控制開挖面穩(wěn)定性應從以下幾方面著手:

1)控制開挖參數，盡量平穩(wěn)勻速開挖，減少開挖面擾動，盡量避免開挖面前方膨脹土裂隙開展，減少泥漿入滲通道;

2)減少停機時間，如因特殊情況需要停機檢修時，可以采用“多次短?！钡姆绞竭M行，防止因停機時間過長，開挖面前方土體強度不足而導致坍塌;

3)適當提高泥水支護壓力，防止因開挖面極限支護壓力比增加而發(fā)生破壞;

4)停機時適當增加泥漿密度和黏度，選用低滲透性能的泥漿，減少泥漿入滲量。

綜合上述措施，對盾構開挖參數和膨脹土地層條件進行修正，并進行模型驗證。假定停機時間為2 d，開挖面支護壓力設定為0.25 MPa，考慮開挖控制措施裂隙開展程度較小，選取較低滲透系數，膨脹土地層強度參數根據表2進行設定，模型尺寸、邊界條件及地層其他參數與之前的模型一致。計算結果如圖13所示。

圖13 采取控制措施后盾構開挖面穩(wěn)定性計算分析圖(泥水浸潤2 d、支護壓力比為0.75)Fig.13 Results of excavation face stability analysis after taking control measures(with slurry infiltration time being 2 days and support pressure ratio being 0.75)

由圖13可知，采取開挖面穩(wěn)定控制措施后，開挖面擾動較小，開挖面前方土體應力釋放量很小，豎向位移和軸向位移均在10－2m量級，塑性區(qū)分布于盾構開挖面下部的小范圍內，開挖面穩(wěn)定性能夠得到很好地保障。

6 結論與討論

1)超大直徑泥水盾構近年來在國內外得到越來越多的應用，開挖面穩(wěn)定性是保證工程安全的關鍵。本文針對揚州瘦西湖盾構隧道開挖面失穩(wěn)塌方現象，以開挖面前方土體含水率分布變化引起膨脹應力場和土體強度降低為主要研究內容，展開膨脹土地層掘進中泥水盾構開挖面穩(wěn)定性研究，揭示了隨著泥水浸潤時間的增加，土體強度降低，開挖面穩(wěn)定性不斷下降的機制。

2)本文著重研究膨脹土地區(qū)、全黏土地層極限支護壓力比的變化與開挖面破壞形式，發(fā)現支護壓力比隨著浸水時間的增加、膨脹土膨脹力的增高而加大，當保持支護壓力不變的情況下，可能會發(fā)生失穩(wěn)，且失穩(wěn)形式區(qū)別于一般黏性地層的“鼓出型”破壞模式，破壞形式表現為隧道頂部土體涌入隧道內部。

3)根據開挖面失穩(wěn)原因，提出以下已通過模型計算驗證的穩(wěn)定控制措施:①控制盾構開挖參數，減少開挖面擾動;②采用“多次短?！钡姆绞竭M行停機檢修;③增加泥漿密度和黏度，減少泥漿入滲量，以提高泥水支護壓力。

文章雖然較為全面地研究了停機過程的開挖面穩(wěn)定性，但是使用模型分析把問題簡單化，沒有充分考慮地層不均一性和地下水的情況，并針對其他地層，應有不同的變形規(guī)律，這將是后續(xù)工作的重點。

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