盾构开挖方式与地层条件适应性研究

2019-03-14，

公路工程 2019年1期

，

(1.贵州省交通规划勘察设计研究院股份有限公司,贵州贵阳 550081；2.中交天津港湾工程研究院有限公司,天津 300222)

0 引言

面对越来越复杂的城市隧道工程建设，近年来盾构施工技术以其机械化集成度高、对周围扰动影响小、施工快速等特有优势得到广泛应用[1]。随着国内盾构施工市场扩大，盾构施工的土层条件及掘进环境等更为复杂多样，在复杂的地层开挖如何根据不同地层条件高效率地利用盾构施工技术进行开挖，成了现今盾构施工界普遍关注的问题。如图1所示，广州地铁5号线在一个区间内穿越的复合地层状况，可见地层的复杂性已达到相当大的程度。

在某些特定地层条件或施工工况下，盾构开挖过程中可考虑采用的最有效“出渣进料”方式或最优开挖和出土功能方式为盾构机的“模式”[2]。在此，“模式”是盾构机的一种操作方式。

不同的盾构开挖“模式”与盾构机前方压力舱内的开挖面支护压力有着相当大的关系。盾构开挖模式主要分为开胸式、半开胸式、闭胸式三种。

a.开胸式。开挖面附近围岩自稳性能良好，在不具备支护条件下可短暂自立稳定，可采用零支护应力情况的开胸式开挖。

b.半开胸式(欠土压开挖)。在某些相对性能良好的地层掘进，盾构开挖面压力舱内压力可小于开挖面地层主动土压力，主要体现在压力舱中的渣土不“饱满”。

图1 广州地铁5号线草暖公园始发井—陶金区间盾构穿越地层图Figure 1 Geologic section of the fifth subway through the area between caonuan park and taojin in guangzhou

c.闭胸式。在软土地层或对周边变形比较敏感的区域，需要盾构开挖面支护压力始终维持与地层土水压力平衡，最大限度地降低地层扰动。

实际上，开挖面支护稳定问题一直是盾构研究的重要课题。Pierre Chambon[3]利用离心试验的方法对盾构在无粘性土地层条件下开挖面稳定进行了研究，指出盾构直径是影响开挖面稳定的重要因素；Bohan[4]通过三维有限元数值分程序建立了EPB开挖面稳定分析模型，发现地层水平和垂直方向的渗透系数比值与开挖面稳定安全系数密切相关；朱伟等[5]通过建立三维有限差分数值分析模型的方式对盾构在无粘性土地层中支护压力不足(欠土压开挖)而引起地层失稳破坏的问题进行了系统研究，提出了砂土地层盾构开挖破坏特性。

由此可以看到，目前关于开挖面稳定的研究大多局限于易破坏地层的极限破坏模式上，而如何根据不同地层条件判别选取盾构开挖模式，具体地层条件达到什么程度可采用欠支护或无支护的开挖模式能够保证开挖面及地层稳定，这些目前工程界都没有一个明确的标准，大都参照经验选取。本文通过模拟不同地层条件时，盾构开挖面支护情况，建立盾构隧道开挖面支护三维数值分析模型，通过对不同地层环境下盾构临界破坏状态的确定，研究不同地层环境下所需的盾构开挖模式，为盾构施工选取开挖模式提供建议。

1 数值分析模型的构建

一般盾构开挖对地基的影响都是小变形问题，而本文需要重点分析盾构开挖面在极限支护压力下变形破坏的情况，则要求所采用的数值方法能够反映材料体的大变形问题。

1.1 计算方法

三维快速拉格朗日差分法[6](FLAC3D)是基于动量平衡方程的有限差分方法，其采用动量平衡方程代替力学平衡方程，方法使用连续介质的假设为前提，可以按照时步进行积分，并求解，可随单元体的变形不断更新坐标，因此，可反映介质的大变形问题。

1.2 开挖面模型的构建

本文模型建立考虑采用现有国内典型又普遍采用的盾构开挖工况，模型设计隧道开挖直径为6 m，隧道埋深12 m。计算模型尺寸如图2所示。

计算中土体为莫尔-库仑弹塑性材料，盾构衬砌管片采用钢筋混凝土弹性材料，标号C50，厚度35 cm，隧道结构采用LINER结构单元，密度为：24.5 kN/m3，弹性模量34.5 GPa，泊松比为0.17。

图2 开挖面数值模型计算示意图(单位：m)Figure 2 Sketch map of numerical simulation(unit:m)

1.3 数值计算过程

数值模拟过程遵循盾构开挖的一般顺序，采用先开挖隧道再提供支护的策略，具体如下：

a.按照隧道地基特点画分网格，建立数值模型，输入各层及结构材料参数并施加边界条件，根据原始地应力水平施加地层的初始应力，实现地层初始应力平衡状态。

b.隧道开挖，同步激活衬砌单元，并于隧道掌子面上施加支护应力，迭代平衡从而模拟隧道开挖后地基应力状态。

c.缓慢降低开挖面支护压力，对开挖面附近及上部土体变形和整体塑性屈服区域发展情况进行监测。

d.当开挖面支护应力比进一步降低甚至零时，继续计算，观测系统计算收敛及地层塑性区发展。

1.4 说明

有关数值分析模型策略需要如下几点说明：

a.由于作用于开挖面的支护压力为典型的梯形分布，为简化表述，本文取开挖面梯形支护应力平均值(开挖面中心点支护应力值)来统一代表开挖面支护应力大小。

b.为便于对支护应力进行定性定量分析，这里参考朱伟等[5]所采用的支护应力比的概念。

λ=σs/σ0

(1)

式中：σs为开挖面平均支护应力；σ0为开挖面中心点地层静止土压力。

c.本文岩土体本构模型采用可反映地层剪切破坏的莫尔-库仑剪切破坏准则。

2 开挖面临界失稳破坏状态

本文考查何种地层在开挖面无支护压力的情况下能够自立稳定，需要对开挖面地层在无支护压力情况下发生的临界破坏状态进行一个明确的定义。

表1 砂土材料参数Table 1 Parameters of the sand干密度/(kg·m-3)弹性模量/MPa泊松比粘聚力/kPa1 490400.340

图3给出了砂性土地层分别在摩擦角为27°、37°及35°时(其余土层参数如表1所示)的开挖面地层在无支护压力时塑性区发展范围图。在摩擦角为27°时，地层在开挖面无支护压力情况下，塑性区持续增大直至延伸至地表面形成了连通的塑性破坏面，可以判定这种情况下开挖面地层已经发生破坏性变形。而在摩擦角为37°时，地层没有明显的连通破坏面，塑性区仅集中在开挖面小范围内，这种状态可确定为开挖面在无支护压力情况下能够达到自稳状态。

(a) φ=27°时,砂土地层塑性区发展

(b) φ=37°时,砂土地层塑性区发展

为了考察临界破坏状态，分析摩擦角为35°时的工况，由图4所示，在支护压力刚达到零时开挖面地层，塑性区范围不大，但通过监测系统不平衡力，在支护应力降低接近零时系统不平衡力迅速增大，保持支护压力为零不变继续计算，系统不平衡力持续增大，开挖面塑性区范围非常缓慢地向地表发展，这时可认为开挖面地层在无支护压力情况下，达到一种界于自稳与失稳之间的一种临界状态。

图4 砂土摩擦角35°时开挖面支护压力比与系统不平衡力关系Figure 4 Relation of support stress ration and unbalance force of the system

这里定义这种接近零支护压力情况下开挖面附近土体发生连续大面积的屈服破坏的情况为开挖面临界失稳破坏状态。

3 不同地层条件下开挖面临界失稳状态讨论

3.1 砂性土地层

内摩擦角是反映砂土强度的关键参数。由不同摩擦角砂土中开挖面中心土体水平位移与支护应力比的关系曲线可得到开挖面失稳时的支护应力比以及极限支护应力[7]。本文选取密质均质砂土为主要考察对象，地层参数如表1所示。

图5给出了砂土φ值分别为22°、25°、27°、30°、32°、35°、37°的几种情况下支护应力于开挖面水平位移的关系图。

显然，当开挖面支护压力降低至不足以支撑上部土体时，开挖面附近土体将发生连续式的失稳破坏，此时开挖面附近土体呈现区域性的塑形区并逐渐延伸至地表形成贯通的塑形破坏面，此时，支护压力可称为极限支护压力，而式(1)所定义的支护应力比则为极限支护应力比[4]。

通过观察不同砂土内摩擦角时极限支护应力比分布曲线图6所示,可以发现，随着砂性土内摩擦角的逐渐增大，极限支护应力比呈下降趋势，当摩擦角在37°或以上时，开挖面的极限支护应力比趋近于0。

图5 砂土不同内摩擦角支护应力比与开挖面中心水平位移曲线Figure 5 Relation of support stress ration and horizontal displacement of face under different friction in sand

图6 极限支护应力比与砂土内摩擦角关系曲线Figure 6 Relation of the friction and the limiting support pressure

由此可知，典型砂性土层在内摩擦角为35°时，在无支护压力状态下开挖隧道，开挖面附近地层塑性区由开挖面附近非常缓慢的向地表延伸，进而达到破坏状态，因此砂性土层的临界破坏状态在内摩擦角35°时。

3.2 风化岩地层

盾构隧道开挖经常会遇到风化岩地层，考察盾构开挖面在软岩地层的稳定性是必要的。这里选取能够敏感地反映软岩材料性能的参数粘聚力c为主要敏感性指标，其它土体参数选取参考广州典型复合地层软岩特征，具体如表2所示。

表2 风化岩材料参数Table 2 parameters of soft rock干密度/(kg·m-3)弹性模量/MPa泊松比内摩擦角/(°)2 1002000.330

如图7所示，在风化岩地层中，由于弹性模量较大，开挖面水平位移量均较小，粘聚力对于开挖面变形的影响并不大。

如图8所示，在风化岩粘聚力达到4 kPa时，开挖面在无支护情况下系统不平衡力可以收敛为零，综合整个地层塑性区发展范围，可得出风化软岩地层在粘聚力达到4 kPa时，可基本达到自稳状态，此时即为风化岩地层开挖面无支护状态下的临界失稳破坏状态。

图7 风化岩不同黏聚力指标支护应力比与开挖面中心水平位移曲线Figure 7 Relation of support stress ration and horizontal displacement of face under different cohesion in soft rock

图8 极限支护应力比与风化岩黏聚力关系曲线Figure 8 Relation of the cohesion and the limiting support pressure

4 无支护下开挖面稳定安全系数分析

4.1 无支护压力下开挖面地层安全系数的确定

开挖面地层在无支护情况下的破坏，可以将其与边坡的失稳破坏类比考虑。Duncan[8]通过研究指出边坡刚好达到临界破坏状态时，土的剪切强度进行折减的程度即边坡安全系数。因此，可推算得到该边坡的最终达到临界破坏状态安全系数Fsr。公式如下：

(2)

φ′=arctan[tan(φ/Fsr)]

(3)

赵尚毅等[9]通过比较研究认为强度折减法在本质上与传统的方法是一致的。黄正荣、朱伟等[10]通过数值计算方法考察强度折减系数与盾构开挖面位移增量的关系来确定安全系数。本文通过综合考察数值模型塑性区的发展状态范围以及迭代求解数值模型不平衡力的不收敛性确定开挖面失稳临界状态，再将不同工况下土层参数与临界破坏状态时土层的参数相比的方法来确定开挖面在无支护压力下的安全系数。