宋棋龍，祁文睿，李文靜，張新建，蘇 棟,5,6，林星濤,5,6

(1. 深圳大學 土木與交通工程學院，廣東 深圳 518060； 2. 中鐵十五局集團有限公司，上海 200070；3. 珠海大橫琴城市新中心發(fā)展有限公司，廣東 珠海 519030； 4. 珠海市規(guī)劃設計研究院，廣東 珠海 519000；5. 深圳大學 濱海城市韌性基礎設施教育部重點實驗室，廣東 深圳 518060；6. 深圳大學 深圳市地鐵地下車站綠色高效智能建造重點實驗室，廣東 深圳 518060)

0 引 言

盾構法具有施工安全、高效且對周邊環(huán)境擾動小等優(yōu)點，在城市隧道建設中應用廣泛。隧道開挖面的穩(wěn)定是決定盾構順利掘進的關鍵一環(huán)，也是施工安全的基本保證，因此開挖面穩(wěn)定性分析一直是隧道工程界的熱點問題之一[1-5]。

近年來國內外學者基于極限分析法和極限平衡法提出了能夠分析滲流地層或成層地層的理論模型[6-9]。為了研究開挖面失穩(wěn)機理，國內外學者通過室內物理模型試驗著重分析了開挖面失穩(wěn)模式和影響土體變形的因素[10-13]。隨著數(shù)值仿真技術的興起，隧道工程界通過數(shù)值軟件模擬盾構在復雜地下空間的掘進過程，Hernandez等[14]利用ABAQUS有限元軟件，分析均質淺埋隧道在不同埋深比及不同地面條件下的開挖面穩(wěn)定性，發(fā)現(xiàn)隧道埋深比與開挖面極限支護力有直接關系；Zhang等[15]利用有限元分析研究了軟土隧道開挖面失穩(wěn)形式變化對地層損失的影響；潘建立[16]通過FLAC 3D研究應力釋放對開挖面穩(wěn)定的影響，得出了隨著應力釋放率增加開挖面經(jīng)歷彈性變形、塑性變形和破壞3個階段的結論。上述研究主要基于原始地層開挖隧道條件下分析盾構開挖面穩(wěn)定性問題，但對于在經(jīng)過加固處理后的軟弱地層中盾構隧道開挖面穩(wěn)定性及破壞機理研究較少。

本文以珠海橫琴杧洲隧道工程為背景，采用三維有限元方法研究了加固軟土地層淺埋超大直徑盾構隧道開挖面主、被動破壞機理及加固范圍對地表變形的影響。

1 工程背景

1.1 基本概況

深圳珠海橫琴杧洲隧道工程位于橫琴一體化區(qū)域，隧道穿越馬騮洲水道，北岸接環(huán)港東路與洪灣大道交叉口，南岸接厚樸道。道路等級為城市主干道，設計速度為60 km·h-1，路線全長約3.0 km，其中隧道段總長約1.74 km(含隧道段、明挖暗埋段、敞口段和工作井)，北岸接線道路長約590 m，南岸接線道路長約649 m。隧道工程采用直徑為15.01 m的超大直徑泥水平衡盾構機施工，隧道采用單層襯砌結構，管片外徑為14.5 m，內徑為13.3 m，厚度為0.6 m，環(huán)寬為2 m。

1.2 地質條件

本工程盾構機穿越區(qū)主要為淤泥、黏土、粉質黏土，局部穿越碎石質粉質黏土、全風化砂巖，土體物理力學性質指標見表1。

表1 土體物理力學性質指標Table 1 Physical and Mechanical Property Indexes of Soils

1.3 加固措施

根據(jù)盾構隧道沿線地質情況，隧道南北岸明挖段、南岸工作井及盾構段均位于第四系海陸交互相沉積淤泥層，該土層含水量高、孔隙比大、壓縮性高、抗剪強度低、承載力低、靈敏度高，在上部荷載或振動作用下易產生固結變形和不均勻沉降。

為保證隧道運營期間安全，對盾構基底及四周軟弱地層進行水泥攪拌樁加固，提高盾構基底承載力及側向抗推能力。

2 三維數(shù)值分析

2.1 加固方式

為減少盾構隧道對周圍土體的擾動影響，對地層預先進行水泥攪拌樁加固處理，由于有限元模擬實際加固會使網(wǎng)格劃分質量低、計算時間過長等，參考對水泥攪拌樁加固地層的簡化方法[17]。本文地層加固示意圖如圖1所示，其中t為加固土層厚度，C為隧道埋深，D為隧道直徑。

圖1 地層加固示意圖Fig.1 Schematic Diagram of Stratum Reinforcement

2.2 計算模型

采用三維有限元軟件PLAXIS 3D建立數(shù)值模型，由于結構對稱，模型取半結構分析，同時考慮到工程需要和邊界尺寸效應，計算模型尺寸取值為：長5D(掘進方向)，寬3D，高50 m，D取14.5 m。模型邊界條件為：底部完全固定，四周約束法向位移，頂部自由，計算模型如圖2所示。

圖2 三維有限元分析模型Fig.2 Three-dimensional Finite Element Analysis Model

本文主要研究加固土層厚度對開挖面主、被動破壞的影響，因此將不同加固土層厚度分作不同工況進行研究，一共6個工況，加固厚度分別為0(未加固)，0.05D，0.10D，0.15D，0.20D，0.30D。

2.3 本構模型及模擬參數(shù)

模擬過程中，周邊地層劃分為3層，從上往下依次為沖填土(厚5 m)、淤泥(厚25 m)、粉質黏土(厚15 m)，土層采用小應變硬化本構模型(HSS模型)，相關參數(shù)來源于隧道建設工程的地質勘探報告，在此基礎上參考了梁發(fā)云等[18-19]對上海軟土HSS模型試驗研究和《PLAXIS高級應用教程》[20]，各土層參數(shù)取值如下：剪脹角Ψ=0.1°，破壞比Rf=0.9，參考應力pref=100 kPa，加卸載泊松比νur=0.2，割線剪切模量衰減至初始70%時所對應的剪應變γ0.7=1×10-4，其余本構模型參數(shù)見表2。

表2 本構模型參數(shù)Table 2 Constitutive Model Parameters

加固土層采用Mohr-Coulomb理想彈塑性本構模型，參數(shù)選取主要基于現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)，具體取值如下：天然重度γ=23 kN·m-3，彈性模量E=300 MPa，黏聚力c=50 kPa，內摩擦角φ=30°。

2.4 模擬過程

盾構開挖是一個逐漸推進的過程，考慮到本文研究重點是開挖面主、被動破壞對周圍環(huán)境的影響，可忽略開挖過程，采取一次性開挖至一定距離并施加與原始地層側向靜止水土壓力相等的梯形支護壓力，逐步按一定比例減小(或增加)支護壓力，直至開挖面失穩(wěn)破壞，分析支護壓力與地層位移的關系，具體模擬過程如下：

(1)建立與工程實際相符的地層模型。

(2)開挖隧道，并及時在隧道襯砌上設置完全固定的位移邊界條件，在開挖面施加與原始地層側向靜止水土壓力相等的梯形支護壓力。

(3)開挖面支護壓力逐步按一定比例減小(或增加)，開挖面前方土體水平位移逐漸增大，直至支護壓力變化很小的情況下土體水平位移量急劇增加，則認為開挖面已失穩(wěn)破壞，計算終止[21]。

為了方便描述，實際作用于開挖面的支護壓力為梯形荷載，本文取隧道中心點支護壓力值代表開挖面支護壓力大小，所以文中的開挖面支護壓力統(tǒng)一指隧道中心點的支護壓力。

3 數(shù)值計算結果

3.1 開挖面主動失穩(wěn)破壞分析

3.1.1 開挖面極限支護壓力確定

圖3為不同加土層固厚度下開挖面中心點支護壓力與地層水平位移的關系曲線。統(tǒng)一規(guī)定圖3中曲線斜率絕對值小于等于0.05時，開挖面發(fā)生主動破壞，取對應支護壓力為極限支護壓力(箭頭所指數(shù)值)。從圖3可知，隨著t的增加，開挖面發(fā)生破壞時，一方面整體水平位移減小，減小對地層擾動影響，另一方面極限支護壓力降低，提高開挖面支護壓力調節(jié)范圍。

圖3 開挖面支護壓力與中心點水平位移關系1Fig.3 Relationship Between Support Pressure of Excavation Face and Horizontal Displacement of Center Point 1

圖3同時給出了t=0時開挖面主動失穩(wěn)總位移發(fā)展過程，可以發(fā)現(xiàn)主動失穩(wěn)是一個由漸變到突變的過程，當支護壓力小于極限支護壓力時地層位移發(fā)展較慢，一旦支護壓力超過極限支護壓力后地層位移則會快速增長，導致開挖面主動失穩(wěn)，失穩(wěn)時地層云圖似“煙囪”狀。圖4為圖3總位移云圖等值線，隨著支護壓力Pc減小，地層顯著位移由開挖面前方土體逐步向斜上方地表發(fā)展，并向地表四周擴展，致使開挖面發(fā)生主動破壞時，地表產生較大的沉降。

圖4 總位移等值線1Fig.4 Contours of Total Displacement 1

3.1.2 主動破壞極限支護壓力

表3為主動破壞極限支護壓力Pa取值，圖5為加固土層厚度與極限支護壓力關系，同時給出了t=0，0.10D，0.20D，0.30D時主動失穩(wěn)破壞對應的總位移云圖。從圖5可以看出，隨著t的增加，極限支護壓力降低，開挖面破壞逐漸由整體破壞轉為局部破壞，當t>0.20D時，破壞僅發(fā)生在開挖面前方一小部分，破壞形態(tài)相同，開挖面主動失穩(wěn)不受t的影響，極限支護壓力基本不變。

表3 主動極限支護壓力Table 3 Active Limit Support Pressure

圖5 加固土層厚度與主動極限支護壓力關系Fig.5 Relationship Between Reinforcement Thickness and Active Limit Support Pressure

圖6為圖5總位移云圖等值線，當t=0，0.10D時，地層位移由開挖面發(fā)展至地表，形成整體破壞；當t=0.20D，0.30D時，地層受擾動區(qū)收縮至開挖面前方土體，地層位移發(fā)展不到地表，形成局部破壞。

圖6 總位移等值線2Fig.6 Contours of Total Displacement 2

3.1.3 開挖面主動破壞對地表影響

圖7為不同加固厚度開挖面發(fā)生主動破壞時對稱軸上方地表縱向沉降曲線(取開挖面上方地表處作為坐標原點)。

圖7 地表縱向沉降曲線Fig.7 Longitudinal Settlement Curves at Ground Surface

由圖7可知，隨著t的增加，縱向地表整體沉降量降低，當t=0時地表縱向最大沉降約為190 mm，而t=0.20D時地表最大沉降僅為40 mm，相比t=0最大沉降減少約80%。反映出土層加固后可有效減小開挖面失穩(wěn)對地表的影響；另外發(fā)現(xiàn)地表最大變形點沿縱向的位置基本一致，均在開挖面前方約0.5D，說明土層加固對地表縱向最大沉降點位置影響不大。

圖8為不同加固土層厚度與地表最大沉降量的關系，當t<0.20D時，地表最大沉降量隨t增加呈線性減少，當t>0.20D時，沉降量減少幅度降低。

圖8 加固土層厚度與地表最大沉降關系Fig.8 Relationship Between Reinforcement Thickness and Maximum Settlement at Ground Surface

3.2 開挖面被動失穩(wěn)破壞分析

3.2.1 開挖面極限支護壓力確定

圖9為不同加固土層厚度下開挖面中心點支護壓力與地層水平位移的關系曲線。統(tǒng)一規(guī)定當曲線斜率絕對值小于等于0.05時，開挖面發(fā)生被動破壞，取對應支護壓力為極限支護壓力(箭頭所指數(shù)值)。從圖9可知，隨著t的增加，極限支護壓力提高，開挖面支護壓力可調節(jié)范圍提高，與主動破壞相比，開挖面發(fā)生被動破壞所需位移量更大，與原始側向靜止水土壓力差值更大，與實際情況相符。

圖9 開挖面支護壓力與中心點水平位移關系2Fig.9 Relationship Between Support Pressure of Excavation Face and Horizontal Displacement of Center Point 2

圖9中的云圖為t=0時開挖面被動失穩(wěn)總位移發(fā)展過程，可以發(fā)現(xiàn)被動失穩(wěn)也是由漸變到突變的過程，當支護壓力較低時地層顯著位移是從開挖面前方擴散到四周土體，變化較為緩慢，一旦支護壓力大于極限支護壓力，地層顯著位移集中在開挖面上部，位移急劇增大。

圖10為t=0時總位移云圖等值線，可以清晰看到，隨著支護壓力的增加，地層位移由開挖面前方土體逐漸延伸至地表，并向周圍擴展，致使開挖面發(fā)生被動破壞，對地表有較大擾動。

圖10 總位移等值線3Fig.10 Contours of Total Displacement 3

3.2.2 被動破壞極限支護壓力

表4為被動破壞極限支護壓力Pp取值，圖11為加固土層厚度與極限支護壓力關系，同時給出了t=0，0.10D，0.20D，0.30D被動失穩(wěn)破壞時對應的總位移云圖。

表4 被動極限支護壓力Table 4 Passive Limit Support Pressure

圖11 加固土層厚度與被動極限支護壓力關系Fig.11 Relationship Between Reinforcement Thickness and Passive Limit Support Pressure

從圖11可以看出，隨著t的增加，極限支護壓力呈線性增加，這與主動極限支護壓力變化規(guī)律有所不同。從云圖中發(fā)現(xiàn)，當t=0.30D時，開挖面失穩(wěn)時地層位移仍然會由開挖面前方向斜上方地層延伸，說明極限支護壓力仍會受到t的影響，所以不會像主動失穩(wěn)那樣在t=0.20D出現(xiàn)轉折。

圖12為圖11總位移云圖等值線，隨著t增加，地層顯著位移由地表逐漸收縮至開挖面前方土體，開挖面破壞逐漸由整體破壞轉為局部破壞。

圖12 總位移等值線4Fig.12 Contour of Total Displacement 4

3.2.3 開挖面被動破壞對地表影響

圖13為不同加固土層厚度開挖面發(fā)生被動破壞時對稱軸上方地表縱向隆起曲線(取開挖面上方地表處作為坐標原點)。由圖13可知，隨著t增加，地表的隆起量減少，與主動破壞引起地表沉降量變化趨勢相同，地表縱向最大隆起點位置基本一致，距離開挖面前方約0.5D，說明土層加固對地表縱向最大隆起點位置影響不大。

圖13 地表縱向隆起曲線Fig.13 Heaving Curves at Ground Surface Along Longitudinal Direction

圖14為不同加固土層厚度與地表最大隆起量的關系，隨著t的增加，地表最大隆起逐漸減小，減小幅度降低，當t=0時，最大隆起量約為187 mm，當t=0.20D時，最大隆起量約為55 mm，相比t=0最大隆起量減少約70%。

圖14 加固土層厚度與地表最大隆起關系Fig.14 Relationship Between Reinforcement Thickness and Maximum Heaving at Ground Surface

表5為不同加固土層厚度開挖面主、被動極限支護壓力匯總，圖15為不同加固土層厚度開挖面主、被動支護壓力與水平位移曲線。從表5、圖15可以看出，隨著t的增加，Pp-Pa逐步增大，開挖面支護壓力可調節(jié)范圍增加，當t=0時，Pp-Pa約為304.0 kPa，當t=0.20D時，Pp-Pa約為402.9 kPa，可調節(jié)范圍增加32.5%，這使得實際施工過程更有利于維持開挖面的穩(wěn)定性。

表5 主、被動極限支護壓力Table 5 Active and Passive Limit Support Pressure

圖15 開挖面支護壓力與中心點水平位移關系Fig.15 Relationship Between Supporting Pressure and Horizontal Displacement of Center Point

4 結 語

(1)隨著t的增加，開挖面支護壓力可調節(jié)范圍增加，當t=0時，Pp-Pa約304.0 kPa，當t=0.20D時，Pp-Pa約402.9 kPa，可調節(jié)范圍增加32.5%。

(2)對于主(被)動極限破壞，隨著t的增加，開挖面破壞形式由整體破壞轉為局部破壞，t=0.20D相比t=0地表沉降(隆起量)減少70%～80%，地表最大變形點沿縱向的位置基本一致，均在開挖面前方約0.5D。

(3)從極限支護壓力和地表最大變形量與t的關系曲線中發(fā)現(xiàn)t=0.20D是一個“拐點”，結合經(jīng)濟和加固效果兩方面考慮，類似的實際工程進行地層加固時取加固土層厚度為0.20D是較為合理的選擇。