基于欧洲规范体系下的EPB盾构隧道掌子面稳定性分析与研究

何爱华， 陈岳南， 谢家化， 丁远见

(1.中铁隧道勘测设计院有限公司， 天津 300133； 2.“Red Line Project”现场设计项目部， 以色列 特拉维夫 67017)

基于欧洲规范体系下的EPB盾构隧道掌子面稳定性分析与研究

何爱华1， 陈岳南2， 谢家化2， 丁远见2

(1.中铁隧道勘测设计院有限公司， 天津 300133； 2.“Red Line Project”现场设计项目部， 以色列 特拉维夫 67017)

立足于以色列“Red Line Project”工程实际，以常年驻海外岩土-结构设计的工作经验为支撑，分析总结了暗挖盾构隧道掘进过程中，欧洲规范体系下掌子面稳定性分析的设计理念与设计流程；采用国际普遍认可的分析理论，对EPB盾构隧道推进过程中，所需的各项工程参数(包括掌子面支承压强、注浆压强、压缩空气压强等)进行了适宜的分析与计算，为盾构掘进过程中的稳定性评定提供了强有力的依据，实现了盾构隧道掘进的全信息化监控，而不再局限于盾构操纵人员的个人经验；针对多层地质以及混合掌子面条件下的稳定性分析，给出了适宜的解决方案，以满足实际工程复杂地质的要求；采用Plaxis 3D岩土有限元分析软件，对不同的掌子面支承压界限值下所引起的地面沉降/隆起进行了数值分析，结果显示：各项界限压力值下所引起的地面沉降/隆起以及地层体积损失率均符合欧洲规范要求，所采用的分析理论与计算方法正确适用，对海外设计工作者具有一定的指导意义。

EPB盾构隧道； 欧洲规范； 掌子面； 稳定性； 设计理念； 设计流程； 工程参数； 有限元分析

0 引言

暗挖盾构隧道因其施工速度快、对环境影响小、信息化程度高、受不良地表地形条件影响小且经济性较好等特点，在全世界范围地下基础工程建设中得到了广泛应用。但大量工程实践表明，尽管盾构隧道在地下工程中具有独特的优势，其掘进过程中对土体扰动而引起的可能的地表沉降/隆起、坍塌、沉陷、“喷涌”、“溢流”等仍会带来严重的工程事故。因此，盾构掘进过程中如何保证掌子面的稳定，确定各压力值的上下界限值，减少对地层的扰动和对地表建筑物、相邻地下结构的影响，以及达到盾构刀盘磨损和盾构姿态控制的要求，仍然是全世界工程师关注的重点。

“Red Line Project”是特拉维夫(Tel Aviv)第一条城市地下铁路，全长22 km。其中西段沿线共有6个地下车站，区间长度5.5 km。该地段地质条件主要为无粘性颗粒状岩土体，区间沿线地下水位普遍很低(以色列全年基本无降雨)，局部地区低于掌子面。盾构区间均采用EPB盾构，设计标准采用欧洲规范体系[1，2]。针对以色列“Red Line Project”工程实际，对隧道掘进过程中所需的“Excavation pressures”、“Intervention Pressures”、“Grouting Pressures”等设计参数进行了分析研究。同时，针对多层地质条件以及混合掌子面条件[3]下的掌子面稳定，给出了适用的计算方法，直观地解决了盾构掘进过程中所需参数问题，实现了盾构掘进的全信息化控制，对实际工程具有指导意义。

1 掌子面稳定性设计理念与设计流程

1.1 掌子面稳定性分析模型

目前，盾构隧道的应用已经相当广泛，国内外已有的盾构隧道掌子面稳定性分析理论有“极限分析法-上、下限解法”、“三维楔形体滑动理论”、“对数螺旋理论”、“经验公式法”等。针对其不同的局限性和适用范围，推荐采用Anagnostou和Kovari(1994，1996)提出的霍恩模型(3D楔形体滑动模型)[4]，如图1。在楔形体滑动理论中，圆形盾构将等效为矩形截面进行计算，由盾构提供的压力将用于保持前方楔形体的稳定，以达到掌子面稳定的效果。

图1 3D楔形体滑动模型

1.2 欧洲规范体系下掌子面支承压设计分析流程

1) 计算模型与计算理论选取。

相对于其他计算模型，“楔形体滑动理论模型”具有简单、高效等特点，对于多层土体以及混合掌子面地质条件均有很好的适用性，其计算结果满足工程实际应用的精度要求，是盾构隧道项目常采用的掌子面稳定性分析计算模型。

掌子面所需压力值的计算应根据不同的地质条件选用不同的计算理论。针对粘性土体，应采用不排水土体强度计算掌子面的整体稳定性；非粘性土体应采用有效应力模型计算其所需有效掌子面支承压。同时，应该根据不同的土体强度、地质分层、地下水分布、掌子面土体混合情形、隧道埋深、掌子面尺寸选取不同的计算理论。例：在土体强度较高，隧道埋深较深，掌子面尺寸较小的情形下，考虑隧道拱顶显著的土拱效应来计算所需掌子面支承压是适宜的。值得一提的是，针对非粘性土体、高地下水位、高渗透系数的情形，仅仅考虑掌子面前方的静水压强是不够的，还应考虑因水的渗流引发的动水压强[4]。动水压强的忽视，将会带来更大的地表沉降和地层体积损失率，甚至有坍塌、沉陷，盾构卡顿的风险。

2) 掌子面掘进支承压界限值。

① 掌子面支承压下限值。

掌子面支承压下限值：即防止掌子面前方出现土体坍塌、沉陷等严重工程灾害的最小掌子面支承压。掌子面最小支承压力值是盾构隧道掌子面支承压的界限值，是为了防止土体下滑引起的地表建筑物/相邻地下结构的显著破坏；同时，也是避免出现盾构卡顿，刀盘剧烈磨损，盾构姿态失控等现象的下限值。

② 目标掌子面支承压。

目标掌子面支承压应理解为：达到最小地表沉降以及最小地层体积损失率的适宜压强[5]，是盾构掘进过程中的直接控制参数。目标掌子面压强的计算应该取刀盘压力监测器的所在位置，同时考虑上下0.02 MPa的波动值[6]。

③ 掌子面支承压上限值。

掌子面支承压上限值：防止掌子面前方出现土体显著上浮、隆起等严重工程灾害的最大掌子面支承压。显著的土体隆起会破坏地表路面/建筑物以及相邻地下结构物。同时，过大的掌子面支承压还要求更大的盾构推力、油压、刀盘扭矩、切削力等，引发器械破坏、刀盘磨损严重、螺旋输送管堵塞等现象。在混合地质条件下，过大的掌子面支承压还会造成掌子面前方土体显著的受力不均，导致盾构姿态失控、线路偏移、盾构卡顿、刀盘磨损严重等。

3) 盾构土仓压缩空气压强。

盾构土仓压缩空气压强，是指在盾构维护、检修或换刀过程中，为保持掌子面前方土体稳定所需的空气压强。当空气压强较小时，压缩空气不对掌子面骨料即土体进行支撑，主要用来平衡土体孔隙水压与土体残留气压。随着空气压强增大，压缩空气压入土体孔隙的趋势渐趋稳定，土体孔隙被填满，土体水头被平衡，压缩空气将对掌子面土体进行支承，最终实现掌子面水土压的平衡。因此，压缩空气的最小极限值应大于掌子面水头，最终所需空气压强应根据掌子面目标压强进行等效换算。同时，应对压缩空气进行“Blow out”验算。

4) 盾尾注浆压强。

有效的盾尾注浆，可及时控制地面沉降以及降低地层体积损失率，同时润滑盾构与周围土体的接触面，防止出现盾构卡顿，避免隧道内衬高度不均匀受力。同样的，盾尾注浆压强最小极限值应大于管片与周围土体接触面的水头，但不宜过大或过小。不合理的注浆压强，会使压浆通道联通掌子面，引发掌子面瞬间失压、掌子面浆体回流，带来严重的工程事故。目前，海外普遍接受的适宜盾尾注浆压强为目标掌子面压强+0.05 MPa。

5) 仓内膨润土与添加剂设计。

此处不详述。

6) 有限元模拟验证。

对于计算所得的各项设计支承压，特别是区间“敏感地带”的支承压界限值，应采用有限元模型验证其计算结果。

2 EPB盾构隧道掌子面稳定性分析与计算

2.1 掌子面支承压计算

1) 掌子面支承压下限值。

Anagnostou & Kovari(1996)提出极限平衡计算法[4]式(1)，计算中考虑土拱效应以及因水头差引起的动水压强。基于欧洲规范体系下，考虑ULS工况以及地面超载q，式(1)转换为式(2)(本工程实际远程水位较低，与掌子面水位差很小，不考虑动水压强)。同时，为了实现盾构参数的全信息化控制，所求最小压强的位置应以刀盘压力监测器位置为准，如式(3)。

σmin=F0γ′D-F1C+F2γ′Δh-F3CΔh/D

(1)

σmin=F0γ′Drγ-F1C/γc+(Z0-Z2)γw+

kaqγq

(2)

(Z0-Z2)γw+kaqγq

(3)

2) 目标掌子面支承压值。

[5]中提出，掌子面有效平衡压强应略大于掌子面主动水土压，见式(4)。针对以色列工程实际，采用欧洲设计标准，基于SLS工况，同时考虑地面超载，对式(4)进行转换，见式(5)。

(4)

(5)

3) 掌子面支承压上限值。

当隧道埋深较浅，在隧道掘进过程中应用过大的掌子面平衡压强，将导致地表显著的隆起破坏；同时，当楔形体上方抗力不足以平衡压缩空气压强时，将导致压缩空气瞬间“溢流”，掌子面瞬间失压力。因此，楔形体上方土体的重度G以及两侧土体摩阻力的合力必须大于掌子面维稳压力值，达到一定的安全系数，如图2。最大允许压力值计算见式(6)，压力监测器位置处的最大压力允许值见式(7)。

(6)

rbd′+q/rq

(7)

图2 考虑土体边界摩阻力的Blow-out模型

2.2 荷载分项系数与材料强度安全系数

欧洲规范体系[1]下荷载分项系数与材料强度安全系数，如表1。地面超载取q=15 kPa。

2.3 多层地质与混合掌子面条件支撑压分析与计算

掌子面稳定性分析的计算模型针对的是均一单

表1 荷载分项系数与材料强度安全系数描述SLS工况ULS工况γq-地面超载分项系数1015γγ-土体重度分项系数1010γc-土体粘聚力安全系数10125γφ-土体摩擦角安全系数10125

层地质条件，而实际工程中，地质条件往往是多层且复杂多变的。本工程针对多层地质情形下土体性能建议采用的是多层加权平均值。而混合掌子面(指掌子面存在两种或两种以上具有显著性能差异的土体，例：极软和极硬交替)条件下，应该考虑其最不利地质条件。经研究发现，当对混合掌子面土体强度进行人为折减后，其所需维稳压强更大，而“溢流”安全系数更低；当采用人为增强后的土体参数，其所需稳压压强变小，而“溢流”安全系数变高。因此，针对混合掌子面条件，建议采用适度折减后的均质土体进行计算，以寻求更为安全严格的计算结果。

3 注浆压强分析与计算

隧道掘进过程中，同步的盾尾注浆是必不可少，其主要功效有： ①防止管片高度不均匀受力引起的开裂甚至坍塌；②及时填充背后空隙，减少地表沉降与体积损失率；③保持管片位置，在软弱土体及混合掌子面条件下有利于控制盾构姿态；④均匀传递盾壳荷载。

3.1 最小极限注浆压强

最小极限注浆压强应大于孔隙水压，满足1.2的安全系数，同时考虑地面超载。

σmin-tv=1.2σGw+q

(8)

式中： σmin-tv为最小极限注浆压强；q为地面超载；σGw为孔隙水压。

3.2 目标注浆压强

目前，海外普遍认可的目标注浆压强为目标掌子面压强+0.05 MPa。

σtar-tv=σT+50 kPa

(9)

式中：σtar-tv为目标注浆压强；σT为隧道顶目标压力值。

4 压缩空气压强

4.1 最小极限空气压强

最小极限压缩空气压强应大于孔隙水压，满足1.1的安全系数，同时考虑地面超载。

σmin-air=1.1σGw+q

(10)

4.2 “半填充”、“全填充”压缩空气计算

空气压强的计算是基于掌子面所需平衡水土压的总推力不变，与掌子面支承压强进行等效变换，见式(11)～式(14)。仅示意“半填充”、“全填充”情形下目标空气压强的计算。实际上也应对最小、最大压缩空气界限值进行计算，其原理相同，此处不再赘述。

(11)

(12)

(13)

(14)

式中：σface为掌子面支承压；γb为仓内渣土重度；D为隧道开挖直径；σhalf-air为目标压强下半填充空气压力值；σtotal-air为目标压强下全填充空气压力值。

4.3 土体“溢流”分析与验算

如果掌子面提供的推力过大，在填充压缩空气的情形下，上方土体被强行“打通”溢流通道，保压空气瞬间流失，土体坍塌。因此必须检查掌子面“溢流”安全系数，建议应用简单的垂直平衡模型，不考虑摩擦力，取η≥1.1进行验算。

η=σmax/max(σtotal-air，σhalf-air)

(15)

式中：σmax为隧道顶最大允许压强。

5 掌子面支承压例证与有限元分析验算

5.1 地质描述

根据已有的地勘资料以及业主提供的地质解析报告，以色列“Red Line Project” 隧道西段沿线主要是由Kurkar组组成的第四纪土体，可细分为K1、K2、K3、K4类土体，以及由以色列土体统一分类体系定义的CL-CH、 SC、SP、SP-SM 和 SP-SC类组等，其分类及主要性能描述如表2。

5.2 隧道断面实例计算

以色列盾构支承压设计中，要求区间沿线每10 m即作为一个计算断面。选取以色列“Red Line Project”西段里程18+540处断面进行实例计算，根据读取该断面处最近的钻孔的地质情况，其土体特性从上至下的分布描述如表3。计算结果见表4。

表2 “RedLineProject”西段沿线地质描述组土体分类一般描述主要性能IIaSM，SC-SM，，SC>50%的粗颗粒土体(粒径>200目筛)，>15%的细颗粒土体砂性土体，粘聚力很小，塑性低IbSC-CL，CL，CH-CL，CH>50%的细颗粒土体(粒径<200目筛)粘性土体，中-高塑性IISP-SM，SP，SP-K1，K1，K2，K1-K2粗颗粒土、沙混杂钙质砂岩/砾石(K1)沙夹杂薄胶结钙质砂岩(K1-K2，K2)无粘性土体IIIK2-K3，K3，K3-K4，K4高凝结硬质岩(K3)/硬质岩(K4)/钙质砂岩与沙交替取决于各成分的百分比，可看做无粘性土体或小粘聚力的岩石IV回填土、路基土等通常包括：沥青、黄-棕色沙、棕色粘土等—

表3 18+540断面地质描述地层层厚/m土体重度/(kN·m-3)排水重度/(kN·m-3)粘聚力/kPa有效摩擦角/(°)CH7117 7 1521K15518585034SC3319 9 028水平系数渗透率/(m·s-1)弹性模量/MPa泊松比类组0879E-061504GroupIb0542E-064503GroupII0625E-0552035GroupIa 注：地表高程113m，水位-01m，开挖直径745m，覆土深度195m。

表4 计算结果里程掌子面支承压/kPa压缩空气压强/kPa下限目标上限情形极限小下限18+540106226±20462半填充全填充51133147压缩空气压强/kPa注浆压强/kPa目标上限极限小目标安全系数η说明254490267503112264169压力监测器处

5.3 有限元分析模拟验证

采用Plaixs 3D轴对称模型，对以上计算结果进行验证，其模型简图如图3。X=40 m，Y=80 m，盾构沿Y方向前进，管片宽度每环1.5 m。在模型的第一阶段，假设盾构已经掘进了25 m，以尽量减少模型边界对模型结果的影响。此后，以每一个管片宽度作为一个进程进行开挖。

图3 Plaxis 3D对称有限元模型

从模型结果可以看出，应用不同的掌子面界限值，土体体积损失率均<0.5%，地表沉降均<10 mm，无隆起现象，其计算结果(表5)满足欧洲规范要求，分析模型与计算方法满足工程要求，普遍适用。

表5 Plaxis3D模型计算结果里程掌子面应用压强/kPa体积损失率/%地面沉降/mm106(下限值)043-7718+540226(目标值)035-64462(上限值)034-62

6 结语

1) 总结了欧洲规范体系下，掌子面稳定性分析的设计理念与设计流程，对海外地下结构工程设计具有的指导意义。

2) 隧道掘进过程中，掌子面支承压强应分别求得其“下限值”、“目标值”、“上限值”，且满足“下限值下地层不出现坍塌/沉陷”、“目标值下能最小化地层体积损失率及地表沉降”、“上限值下土体不出现显著隆起”等要求；明确给出了不同界限值的计算方法。

3) 在ULS工况下，设计应采用欧洲规范岩土规范所规定的材料安全系数以及荷载分项系数；同时，隧道掘进应满足“地层体积损失率<0.5%”，以及“地表沉降<10 mm”的要求。

4) 压缩空气压强以及注浆压强均应首先满足最小极限值要求；空气压强的计算基于平衡掌子面前方水土压总推力相等的边界条件，与计算掌子面界限值进行等效转换；注浆压强采用掌子面目标值+0.05 MPa。

5) 对于多层非均质地质条件，建议采用加权平均值进行计算；对于混合掌子面条件，建议考虑掌子面均质最不利情形。经尝试，采用适度人为折减后的土体参数进行掌子面支承压计算更为安全、严格，是适宜的。

6) 计算所得掌子面支承压(特别是地质敏感区域)，应通过有限元模型的分析验证，以证明其正确性与实用性。文中以以色列“Red Line Project”西段为工程实例，根据实际地质情况，选取断面里程18+540处进行了计算，并通过了Plaxis 3D有限元模型的验证。其计算结果满足欧洲规范要求，计算与分析方法有良好的适用性。

7) 限于篇幅，文中未给出详细的“Spreadsheet”计算表格以及有限元模型模拟过程进行详细描述；同时，膨润土以及泡沫添加剂的设计要求也未在文中详述。而事实上，这些都包含于掌子面稳定性分析的设计流程中。有兴趣的读者可自行查阅相关资料尝试。

参考文献：

[1] BS EN 1997-1： 2004,Geotechnical design—Part 1： General rules[S].

[2] Israeli Standard SI 412,Loads on structures：characteristic loads(1992)[S].

[3] Broere W.Face Stability Calculation for a Slurry Shield in Hetrogeneous Soft Soils[J].Tunnels and Metropolises，1998:215-218.

[4] G.Anagostou，K.Kovari.Face Stability in Slurry and EPB Shield Tunnelling[J].Tunnels & Tunnelling,1996.

[5] Vittorio Guglielmetti，Piergiorgio Grasso，Ashraf Mahtab，Shulin Xu.Mechanized Tunnelling in Urban Areas：Design methodology and construction[M].Taylor & Francis Group,2008.

[6] HKIE Geotechnical Division Working Group on Cavern and Tunnel Engineering and Geotechnical Engineering Office.Ground Control for EPB TBM Tunnelling[R].2014.

1008-844X(2016)04-0163-06

U 45

A