周鵬 張尚達 董冰

1.中鐵十四局集團大盾構(gòu)工程有限公司，南京 211899；2.西南交通大學(xué)交通隧道工程教育部重點實驗室，成都 610031

泥水平衡盾構(gòu)對地層具有廣泛的適應(yīng)性，近年來已成為隧道穿越江河、湖泊的首選工法［1］。但在隧道施工過程中，盾構(gòu)掘進會對地層產(chǎn)生擾動，甚至引起開挖面失穩(wěn)，造成重大安全事故［2-3］。因此探究泥水盾構(gòu)開挖面應(yīng)力變化規(guī)律以及判斷其穩(wěn)定性是目前泥水平衡盾構(gòu)施工中亟待解決的問題。

盾構(gòu)開挖面失穩(wěn)的現(xiàn)場原型試驗風(fēng)險高、成本大，離心模型等室內(nèi)模型試驗是研究盾構(gòu)開挖面穩(wěn)定性的有效手段。Chambon 等［4］等通過離心機試驗研究干砂地層的開挖面穩(wěn)定性，分析了盾構(gòu)開挖面極限支護力的影響因素。呂璽琳等［5］研究了砂層中盾構(gòu)隧道開挖面的失穩(wěn)破壞特性和極限支護壓力。金大龍等［6］通過自主研制的模擬裝置研究了泥水盾構(gòu)在高水壓條件下的失穩(wěn)模式及相關(guān)應(yīng)力變化規(guī)律。

常重力模型也是被廣泛采用的室內(nèi)試驗?zāi)Ｐ汀＠铌赖龋?］通過室內(nèi)模型試驗，結(jié)合泥水平衡盾構(gòu)的工作機理研究了盾構(gòu)掘進過程中的沉降規(guī)律。李君［8］研究了干砂中盾構(gòu)隧道的埋深比、開挖面極限支護力、地表沉降和開挖面位移之間的關(guān)系。劉泉維［9］采用模型試驗研究了透水砂層中泥水盾構(gòu)開挖面的失穩(wěn)模式。劉念［10］針對復(fù)雜地層的水下隧道設(shè)計室內(nèi)試驗?zāi)Ｐ?，研究了開挖面前方的土體應(yīng)力分布特性、開挖面所需支護力以及發(fā)生的破壞模式。陳仁朋等［11］使用滲透柱試驗研究了泥水盾構(gòu)泥膜性質(zhì)對開挖面穩(wěn)定性的影響。丁言峰［12］針對砂黏復(fù)合地層，通過自主研發(fā)的透明模型盾構(gòu)試驗裝置，得到了開挖面土體位移與支護力的變化關(guān)系及其破壞特征。

泥水盾構(gòu)的實際施工過程復(fù)雜，已有研究對盾構(gòu)掘進過程中的泥漿支護、開挖、出渣等細致開挖行為涉及較少，因此對現(xiàn)場的情況反映有限。本文采用可模擬泥水盾構(gòu)掘進過程的室內(nèi)試驗設(shè)備，在透水砂層中進行泥水盾構(gòu)掘進試驗，分析地層水土應(yīng)力變化規(guī)律以及不同水頭下的開挖面主動失穩(wěn)破壞形式。

1 泥水平衡盾構(gòu)試驗系統(tǒng)設(shè)計

采用微型泥水平衡盾構(gòu)試驗系統(tǒng)模擬掘進失穩(wěn)過程。該系統(tǒng)包括模擬盾構(gòu)機、推進系統(tǒng)、動力系統(tǒng)、操作系統(tǒng)以及模型箱［13-14］，如圖1所示。

圖1 微型泥水盾構(gòu)系統(tǒng)

1.1 盾構(gòu)機外殼

盾構(gòu)機外殼尺寸為2 000 mm（長）× 300 mm（直徑）×10 mm（厚度），整體作鍍鉻設(shè)計，經(jīng)密封處理的導(dǎo)向管位于盾構(gòu)機外殼與模型箱的連接處。盾構(gòu)機外殼內(nèi)部主要由泥水艙、泥水管、排渣裝置組成。盾構(gòu)掘進時，泥漿通過泥水管輸入泥水艙，并通過刀盤滲入前方地層形成泥膜，從而維持開挖面的穩(wěn)定。排渣裝置設(shè)置于外殼的底部，類似于軸式螺旋輸土器，可輸送刀盤掘削下來的渣土并送至沉渣罐中。裝置通過盾構(gòu)機主軸與液壓馬達的連接提供動力，從而實現(xiàn)試驗裝置的精細化調(diào)節(jié)。

1.2 刀盤

刀盤形式采用輻板式刀盤，開口率為46%，直徑取300 mm，如圖2所示。

圖2 模型刀盤

1.3 推進系統(tǒng)

推進系統(tǒng)采用雙千斤頂推進盾構(gòu)機，推進力由后置油缸提供，通過活塞桿的前進和回縮將過程中產(chǎn)生的推力、拉力轉(zhuǎn)化為盾構(gòu)機掘進的頂推力。在模型盾構(gòu)機下方設(shè)置導(dǎo)軌，并添加適量的潤滑油保證導(dǎo)軌的順利推進。整個推進距離設(shè)計值為700 mm。

1.4 系統(tǒng)操作臺

試驗系統(tǒng)對于模型盾構(gòu)機的操作集中至操作臺進行，降低操作的復(fù)雜性。整個操作臺可實現(xiàn)模型盾構(gòu)機的啟停，可調(diào)節(jié)盾構(gòu)機頂推力以及掘進速度，調(diào)節(jié)刀盤的扭矩、轉(zhuǎn)速、轉(zhuǎn)向以及內(nèi)部螺旋輸土器功率。參數(shù)實時顯示在操作臺液晶屏，如圖3所示。

圖3 操作系統(tǒng)

2 泥水平衡盾構(gòu)掘進試驗

2.1 試驗土層與泥漿配置

根據(jù)試驗?zāi)Ｐ脱b置尺寸，確定相似試驗的幾何相似比為50，無量綱的物理量相似比均為1。根據(jù)量綱分析法并結(jié)合連續(xù)介質(zhì)的流固耦合理論，推導(dǎo)出其余相似關(guān)系［15］，其中滲透系數(shù)約為7。

2.1.1 試驗土層配置

試驗的原型地層為中粗砂，其滲透性較高，開挖面失穩(wěn)風(fēng)險較高。為保證內(nèi)摩擦角相似，試驗配置地層選擇在級配和顆粒上與原狀土接近的中粗砂，內(nèi)摩擦角為35°，黏聚力約為 0，滲透系數(shù)為5 × 10-2cm∕s。由于地層水理性質(zhì)對于膠結(jié)劑的含量非常敏感［16］，為了使原型土與模型土的滲透系數(shù)相似，通過反復(fù)嘗試，確定在地層中添加少量膠結(jié)劑（凡士林）以及硅油作為調(diào)節(jié)劑，以實現(xiàn)在幾乎不改變其他性質(zhì)的情況下，達到滿足相似比條件的滲透系數(shù)。凡士林為無毒醫(yī)用級白色凡士林，硅油的黏度為1 000 mm2∕s。通過土工試驗確定試驗地層配比，見表1。

表1 試驗地層配比

本試驗依照相似理論模擬泥水盾構(gòu)在透水砂層的掘進以及開挖面失穩(wěn)之后的壓力、變形特征，配置模型試驗土的土體參數(shù)見表2。

表2 土體參數(shù)

2.1.2 泥漿配置

為確保泥水平衡盾構(gòu)開挖面的穩(wěn)定性，選擇合適的泥漿配比非常重要。在模型試驗條件下，由于泥水管粗細的限制，應(yīng)防止泥漿濃度過大，即過大的相對密度和相對黏度。根據(jù)試驗土的土體參數(shù)，參考文獻［17］對試驗地層進行滲透成膜試驗，確定了成膜效果較好的泥漿參數(shù)。泥漿配比及參數(shù)見表3。

表3 泥漿配比及參數(shù)

2.2 量測項目

2.2.1 孔隙水壓力

采用LY-350 微型滲壓計量測，尺寸為φ31 mm ×15.5 mm，量程50 kPa，精度為量程的1∕1 000。水壓力通過透水石作用于傳感器壓力膜，從而實現(xiàn)水壓力到孔隙水壓力的轉(zhuǎn)化，適用于室內(nèi)模型試驗。

2.2.2 土壓力

采用LY-350 型應(yīng)變式微型土壓力計量測，尺寸φ24 mm × 10 mm，量程50 kPa，精度為量程的1∕1 000。產(chǎn)品具有防水功能，適合本試驗存在地下水的情況。

2.2.3 地表位移

采用TZT-100 型應(yīng)變式位移計，尺寸為260 mm（長）×10 mm（直徑），量程100 mm。測試過程是在地表放置小型鋼片，通過在鋼片上綁有的細繩與位移計頂桿相連，地表沉降帶動鋼片移動，反映到位移計上。

2.3 試驗步驟

1）布設(shè)傳感器。傳感器布置如圖4所示。在距離擬預(yù)計停機位置前約30 mm 的豎向平面設(shè)置監(jiān)測斷面。在監(jiān)測斷面上布設(shè)孔隙水壓力及土壓力盒以監(jiān)測開挖面失穩(wěn)前方的土體應(yīng)力變化特征。為防止傳感器因土體位移而導(dǎo)致采集的數(shù)據(jù)不準(zhǔn)確，設(shè)計了一個傳感器支架，以保證傳感器不受土體變形干擾。

圖4 傳感器布置（單位：mm）

2）預(yù)埋水管。由于模型箱無外接水管處，為使地層充分飽和，在模型箱底部先鋪設(shè)100 mm 厚的碎石墊層，預(yù)先在碎石墊層處埋設(shè)PVC 管。在完成裝填土后，通過PVC外接水管向地層注水，調(diào)節(jié)水頭高度。

3）試驗地層裝填。將試驗地層分層填入模型箱并夯實，每層200 mm。預(yù)設(shè)裝填高度1.15 m（地表距離模型箱頂部還有350 mm），整平。

4）調(diào)節(jié)水頭壓力。外接水管與預(yù)埋的PVC 水管相連，自下而上注水，通過預(yù)埋的傳感器確定水頭高度。在維持水頭高度的條件下讓地層飽和固結(jié)24 h。

5）盾構(gòu)機啟動并掘進。啟動盾構(gòu)機（掘進起點為450 mm），由于模型盾構(gòu)在掘進之后的參數(shù)波動較大，因此先使盾構(gòu)掘進一段距離后（100 mm）再記錄參數(shù)，以減小試驗誤差。

6）停機。盾構(gòu)推進一定距離后（終點里程為700 mm）停止推進，但保持刀盤旋轉(zhuǎn)，此時保持開挖面穩(wěn)定。

7）穩(wěn)壓。停止排渣裝置運轉(zhuǎn)，穩(wěn)定住泥漿壓力，將盾構(gòu)機后退約20 mm。

8）模擬失穩(wěn)。通過降低泥水壓力，模擬開挖面主動失穩(wěn)情況。保持對開挖面前方各項土壓、孔隙水壓、地表、地中位移的觀測。

在不同水頭高度下（0、1.3、10 m）重復(fù)以上步驟。

3 掘進試驗結(jié)果

3.1 超孔隙水壓變化情況

地層超孔隙水壓變化時程見圖5。不同水頭高度下超孔隙水壓變化規(guī)律相似，以水頭1.3 m 的工況為例，由圖5可得以下結(jié)論：

圖5 地層超孔隙水壓變化時程

1）0～600 s 為盾構(gòu)的掘進時間（下稱掘進階段），該階段超孔隙水壓不斷增大，其增值大概在總體增量的20%～30%。

2）600～720 s 模型盾構(gòu)停止掘進，但依舊保持刀盤轉(zhuǎn)動，并依舊向前方注漿（下稱停機階段），該階段超孔隙水壓快速增大，最大值達4.06 kPa。

3）720 ～ 1 020 s 為增大艙壓，刀盤緩慢退后的階段（下稱穩(wěn)壓階段），在該階段超孔隙水壓呈緩慢下降的趨勢，但超孔隙水壓均保持在2～3 kPa。

4）1 020 s 之后為模擬主動破壞的階段（模擬失穩(wěn)階段），在該階段超孔隙水壓的變化可分為三個階段：①超孔隙水壓依舊保持緩慢下降的趨勢；②開挖面已發(fā)生破壞，超孔隙水壓急劇下降；③在超孔隙水壓劇降之后的穩(wěn)定階段，此時超孔隙水壓幾乎消散完畢。

3.2 土壓力變化情況

以水頭高度1 m 的工況為例，地層土壓力變化時程見圖6。由圖6可得以下結(jié)論。

圖6 水頭高度1 m的地層土壓力變化時程

1）在0～600 s的掘進階段以及600～720 s的停機階段土壓力都有所增長，停機階段增長更快。這是由于泥水盾構(gòu)在掘進過程中對地層的擾動，以及泥漿滲透成膜之后泥漿作用力的轉(zhuǎn)化引起被動土壓力的增長，隨著盾構(gòu)機靠近增長幅度越變越大。

2）在720～1 020 s的穩(wěn)壓階段土壓力存在一定波動，但呈緩慢下降趨勢。

3）在1 020 s 之后的模擬失穩(wěn)階段土壓力的變化同超孔隙水壓變化一致，可分為三個階段：①土壓力依舊保持緩慢下降的趨勢；②開挖面發(fā)生破壞，土壓力急劇下降；③在土壓力劇降后的穩(wěn)定階段，此時土壓力保持穩(wěn)定且比初始土壓力略小。

3.3 主動破壞后的地表形態(tài)

無水頭時開挖面主動失穩(wěn)后地表變化不明顯，只是產(chǎn)生了5～6 mm的沉降。水頭高度為1.3 m時（高于地表）開挖面主動失穩(wěn)后地表產(chǎn)生了明顯的圓形塌坑，直徑約130 mm；最大沉降位于開挖面前方50 mm處，沉降值達62 mm。水頭高度為1 m 時（低于地表）開挖面主動失穩(wěn)后在地表突然產(chǎn)生了一個橢圓形塌孔，長軸約50 mm，短軸約35 mm，同時在塌孔下方存在一個明顯空腔，且沉降值大于1.3 m 水頭高度，達92 mm，同時在空腔下層的塌坑范圍大于地表的塌孔。

4 試驗結(jié)果分析

4.1 開挖面失穩(wěn)分析

在泥水盾構(gòu)掘進過程中，泥漿堵塞地層孔隙導(dǎo)致的排水作用會在地層中迅速產(chǎn)生超孔隙水；在停機階段，形成泥膜的過程導(dǎo)致超孔隙水壓力進一步升高。穩(wěn)定艙壓的過程中，隨著盾構(gòu)刀盤與掌子面分離，泥膜生成后，阻止更多的泥漿向地層滲透，刀盤作用于掌子面的力也減小，此時超孔隙水壓力逐漸消散。

泥漿壓力減小的過程中，超孔隙水壓力的變化經(jīng)歷緩慢下降、快速消散、維持穩(wěn)定的階段，水頭高度較高超孔隙水壓力下降速度較快。同時，超孔隙水壓力完全消散后經(jīng)過一段時間才在地表觀測到明顯的沉降現(xiàn)象，說明地層的整體失穩(wěn)存在發(fā)展的過程。

在泥水盾構(gòu)實際施工中，隨著盾構(gòu)掘進，會在地層中不斷產(chǎn)生孔隙水壓力，泥漿提供的支護力不僅要用來平衡開挖面前方的水、土壓力，同時有一部分還需要用來平衡掘進過程形成的超孔隙水壓力，直接影響泥漿壓力支護的效果。地層中的超孔隙水壓力越大，泥漿壓力轉(zhuǎn)化為有效應(yīng)力的部分就越少，故而在實際施工中設(shè)計壓力艙的泥水壓力時，應(yīng)在靜置水、土壓力的基礎(chǔ)上，加上成膜后產(chǎn)生的超孔隙水壓力。

4.2 開挖面主動破壞發(fā)展模式

通過試驗發(fā)現(xiàn)，對于泥水盾構(gòu)失穩(wěn)后的地層擾動現(xiàn)象，水位有重要影響。根據(jù)試驗結(jié)果結(jié)合已有泥水盾構(gòu)開挖面穩(wěn)定性相關(guān)研究，可將泥漿盾構(gòu)開挖面破壞按水頭高度分成三種類型，如圖7所示?？芍孩偎^高于地表時，開挖面失穩(wěn)形成整體向下的破壞區(qū)，并發(fā)展至地表；②水頭低于地表時，開挖面破壞向上發(fā)展至水位線后停止，水位線與地表之間形成土拱區(qū)；③無水頭時，上部地層有較強的自穩(wěn)性，在開挖面主動破壞之后地表的位移變化不大。

圖7 不同水頭高度下主動破壞形式

試驗過程中發(fā)現(xiàn)水頭低于地表時，開挖面主動失穩(wěn)引起的位移延伸至地表的時間要快于水頭高于地表的情況，其土拱發(fā)展及破壞具有突然性。水位上下的土體存在明顯的分界，這是因為當(dāng)水位線低于地表時，在水位線之上為不飽和砂，穩(wěn)定性高于飽和砂，在開挖面主動破壞之后的開挖面位移變化延伸至地表之后，在地表與水位線之間形成了一個空腔。

5 結(jié)論

1）在泥水平衡盾構(gòu)開挖面的主動破壞過程中，首先開挖面前方緩慢下降；隨著支護力進一步降低，土壓力、超孔隙水壓快速下降，開挖面發(fā)生主動破壞；在破壞發(fā)生后，應(yīng)力變化進入平穩(wěn)階段，超孔隙水壓消散，土壓力則保持在略低于初始應(yīng)力的水平。

2）無水頭情況下在開挖面主動破壞后，地表變形對其的響應(yīng)存在滯后，破壞區(qū)范圍有限，可保持上部地層的穩(wěn)定性。有水頭的情況下土體強度、土拱效應(yīng)會被削弱，致使破壞區(qū)不斷向上發(fā)展并延伸至地表。

3）水位高度低于地表時，水位上下的土體破壞形式存在明顯的分界，且土拱發(fā)展及破壞具有突然性。

4）在泥水盾構(gòu)掘進過程中會產(chǎn)生超孔隙水壓力，使泥漿的有效支護力降低。故而在泥水盾構(gòu)的實際施工中，除了考慮開挖面前方的水、土壓力，還應(yīng)考慮超孔隙水壓力的影響。

下一步可引入相關(guān)參數(shù)的變化，探究刀盤轉(zhuǎn)速、開口率、扭矩、泥漿配比等因素對泥水平衡盾構(gòu)開挖面穩(wěn)定性的影響，以更真實地反映盾構(gòu)掘進過程。