浅埋微距双线土压平衡盾构水下始发分析

林 辉,李学荣,吴文彪,封 坤,戴志成,王 闯

(1.粤水电轨道交通建设有限公司,广州 510610； 2.广东珠三角城际轨道交通有限公司,广州 510230； 3.西南交通大学交通隧道工程教育部重点实验室,成都 610031)

引言

在城市地铁及城际铁路的建设中，盾构法以具有安全、高效的特点而成为隧道最主要的施工方法[1]。而在盾构施工过程中，盾构始发的安全是盾构隧道施工一个非常重要的环节，盾构推出预留工作井时，封门后土体在复杂应力作用下，极易造成洞口密封破坏，产生突然涌水、涌砂及大幅度地面沉陷，危及地下管线及附近建筑物[2-3]。

针对盾构隧道始发的安全问题，进行始发加固已成为重要的施工安全措施，许多学者也对盾构始发技术开展了相关研究。辛振省等[4]通过数值模拟方法对不同加固范围的始发掘进进行模拟分析，确定了纵向与径向合理加固范围的数值解。裴书锋等[5]采用弹性薄板均匀荷载模型、理想整体滑移失稳模型、土体扰动平衡理论对某电力盾构隧道端头加固范围进行了理论计算分析。朱世友等[6]结合工程实例资料和工程经验构建了盾构始发到达加固方案库，并根据具体工程的地质条件和周边环境，从盾构始发与到达加固方案库中选择出适用于相应工程的端头加固方法。王天明等[7]从盾构井端头地层加固的基本理论出发，详细论述了盾构井端头地层的纵向与横向加固范围、各类洞门密封型式与地层加固方法的优缺点及其选择依据。江华等[8]总结了既有端头加固模型的不足，并考虑尺寸效应对盾构始发与到达端头加固的影响提出了改进的荷载等效模型。程盼盼等[9]针对现有端头井加固理论模型的局限性，提出用Matlab软件编制搜索程序寻找最危险滑动面法来确定加固长度的新模型。曹成勇等[10]基于极限平衡理论推导端头土体纵向加固尺寸的计算公式，并讨论了端头加固土体黏聚力、内摩擦角、隧道直径等重要参数对端头土体纵向加固范围的影响。冯梅梅等[11]采用统一强度理论推导出极限状态条件下考虑渗流效应的土压力计算公式，研究了某盾构始发井围护工程土压力的分布特征。丁万涛等[12]采用弹性薄板理论计算不同安全系数下端头土体的纵向加固范围，基于Terzaghi围岩压力理论确定浅埋盾构端头土体的横向加固范围。杜宝义等[13]针对跨海地铁盾构隧道，根据“先封闭降水，后土体加固”的技术思路，提出了一种素混凝土地下连续墙与高压旋喷桩相结合的盾构始发端头加固方法，并给出了配套的施工降水及洞门防水设计方案。从相关的文献调研可知，针对盾构隧道始发加固范围方面的研究较多，且大量研究成果提出许多实用的始发加固理论和方法，但由于工程地质条件的复杂性和施工环境的多变性，特殊工程环境下尤其是盾构水下始发技术仍是目前盾构施工的难点[14-15]。

鉴于此，结合目前正在建设的广佛环线沙堤隧道，考虑其在河道浅埋富水砂层双线盾构始发的典型工况，采用流固耦合方法对有、无渗流条件，加固与否条件下的始发过程进行分析，并基于开挖面稳定系数的概念对盾构始发过程提出了开挖面的稳定性等级评定方法，对各工况进行分析与评价。

1 工程概况

广佛环线沙堤隧道位于佛山市南海区及禅城区内，设计起点里程DK1+615 m，设计终点里程DK7+830 m，为双线隧道；隧道全长5 985.731 m，盾构段全长5 035 m，采用土压平衡盾构机进行掘进施工作业；盾构隧道设计管片内径7.7 m，外径8.5 m，幅宽1.6 m，厚度0.4 m，管片衬砌混凝土强度等级为C50。其中盾构隧道3号始发井位于原南北大涌河道之中，具体位置关系如图1所示。自3号井始发后盾构约2.4 km行走于南北大涌底部，隧道顶覆土深度从6.72～40 m逐渐加大，顶部最小埋深极浅(小于1倍洞身直径)，双线隧道间最小净距仅3 m。沙堤隧道施工时虽对3号始发井处原水道进行改迁，但由于水道多年冲淤，且河流水量充沛、地下水发育，双线盾构隧道始发掘进时如不进行妥善、有效的加固处理与施工控制，极易引发地层涌砂涌水，甚至开挖面坍塌。

图1 沙堤隧道始发竖井位置

根据沙堤隧道地勘资料，3号井始发段地层从上到下依次为淤泥质土、粉砂、细砂、中砂、全风化岩层、强风化岩层，弱风化岩层，其中双线隧道始发段前70 m为上软下硬地层，上层为中砂，下层为全风化砂岩。始发竖井区段隧道范围场区地下水丰富，隧道埋深极浅，双线隧道净距很小，盾构始发施工面临着极大的风险和挑战。因此，施工时在竖井始发区一定范围内对南北大涌河进行临时改道，并进行相应的始发端加固处理措施。综合考虑场区内地层条件、水文条件、工程作用、盾构机形式和项目经济因素，采用素混凝土地下连续墙+高压旋喷桩的组合方法对始发井始发端头进行加固，相应的加固措施如图2和图3所示。

如图2、图3所示，沙堤隧道竖井始发段的加固措施为：始发井端头加固采用φ500@400 mm地面混凝土搅拌桩注浆，平面范围为结构线外3 m，上部加固至拱顶以上3 m，桩底进入6-1地层1 m，加固纵向范围28 m(DK7+427～ DK 7+455)；加固段两侧及隧道之间共设3道800 mm厚地下素混凝土连续墙，深度16.24 m，纵向范围18 m。

图2 沙堤隧道竖井始发加固平面示意(单位：m)

图3 沙堤隧道竖井始发加固横断面示意(单位：m)

2 数值分析模型

2.1 数值模型

根据设计资料，本计算中相应地层条件及双线隧道位置关系如图4所示。其中隧道埋深8.19 m，约为1倍洞径；双线隧道净距4.69 m，约为0.5倍洞径，属典型的浅埋微距双线盾构隧道。

计算采用FLAC3D有限差分软件流固耦合分析模块进行，相应的数值模型如图5所示。考虑渗流和力学边界效应，模型的总体尺寸为70 m(X轴)×72 m(Y轴)×41.63 m(Z轴)，共102 420个单元，108 468个节点。模型中考虑素混凝土墙和高压旋喷桩两种加固措施，并建立盾构始发井结构以考虑始发井结构对于始发段的加固作用。模型中地表为自由面，并根据河水位施加超载作用，四周及底面采用法相位移约束条件；水力边界条件中地表为透水边界，四周及底面为不透水边界；盾构隧道开挖掌子面设为透水边界[16]。

图4 计算断面地层地质条件示意(单位：m)

图5 数值计算模型(单位：m)

地层采用弹塑性模型；管片、加固土体、等代层和素连墙采用弹性模型。其中，因盾尾空隙的大小、注浆充填的程度、隧道外壁土体受扰动的程度和范围等对地层位移有着重要影响，而在实际工程中又难于分别量化的因素，故概化为一均质、厚度为0.3 m的等代层[17]。模型中涉及的地层物理力学参数及水力学参数根据沙堤隧道详细勘察资料选取，支护结构(管片及注浆层)、挡土墙参数根据设计资料选取，具体如表1所示。

表1 各土层及材料主要物理参数

针对建立的数值模型，计算时先模拟土体加固结构的施作，再模拟始发井的开挖施作，然后分别模拟左线和右线隧道的分步掘进施工。每个开挖步内通过在开挖面上施加梯形荷载以模拟土仓压力，改变单元性质实现对注浆层和管片衬砌的模拟，而后进行力学计算，并进行流固耦合计算至设定时间。其中考虑FLAC3D流固耦合计算的效率，设置单线施工模拟的循环进尺为9.6 m(6环管片的拼装施工)。

2.2 计算工况及监测断面设置

双线隧道横断面方向加固范围如图6所示，考虑结构对称，选取模型纵向加固长度为L=27.2 m，选定B=2.5 m，取H1=H2=3 m。同时，考虑地下水的作用，本文设置4种计算工况，具体如表2所示。

图6 双线隧道横断面加固区范围示意(单位：m)

表2 计算工况

由于盾构机掘进至加固区的末端时，在刚度差异较大的土体分界处，地表沉降变大，盾构机容易造成磕头现象；因此，在加固范围内(y1=9.6 m)和加固区外(y2=28.8 m)分别设定相应的监测断面(图5(b))。同时，为了对开挖面的变形进行分析，在开挖面中轴线处设定开挖面变形监测点。

3 计算结果分析

3.1 地表沉降分析

考虑左右线始发对地表沉降有相互叠加作用，故选取左线隧道始发完成，右线开始始发的阶段进行地表沉降的分析。如图7为双线隧道始发掘进完后监测断面一处地表沉降曲线，如图8为双线隧道始发掘进完后监测断面二处地表沉降曲线。

图8 双线隧道始发后监测断面二地表沉降曲线

由图7可知，在始发段土体未加固的情况下，双线掘进完成后，沉降槽曲线相互影响，呈现“V”形分布，未加固处理的工况1、工况3的最大地表沉降值为7.39 mm和12.31 mm；在始发段土体加固的情况下，双线掘进的相互影响很小，沉降槽曲线都呈现“W”形分布，沉降最大值小于3 mm，施工相对安全。在始发段未对土体加固时，地下水渗流作用会引起地层有效应力增大，进而导致地表沉降变大。而对土体加固，能有效改善土体的渗透系数，达到控制地表沉降的作用。从数值上来看，加固作用使地表最大沉降值降低了89%。又z3-z1≈0.4z3(z1、z2、z3、z4分别为对应工况最大地表沉降)，故可以认为渗流作用引起的沉降量约占总体地表沉降的40%。

由图8可知，当盾构机脱离加固区时，因围岩未做加固处理，盾构掘进产生了较大土体扰动。工况1～工况4中的最大沉降值分别为9.09，6.65，15.15，11.08 mm，从加固与未做加固工况的比较来看，盾构机在加固区土体中掘进的过程，不仅降低了加固区域内的地层扰动，还降低了加固区域外地层的超前扰动。

3.2 开挖面纵向位移分析

选取左线盾构机通过监测一、二断面处隧道开挖面纵向位移进行分析，具体如图9和图10所示。

图9 左线刀盘到达监测断面一开挖面位移曲线

由图9可知，当刀盘掘进至监测断面一时，在未加固的工况1、工况3下，开挖面纵向位移最大出现在上部中砂软弱地层，离隧道中心线0.9～1.5 m处。从开挖面纵向位移最大值看，工况1、工况3的最大纵向位移y1、y3分别为10.6，13.3 mm，即渗流作用对开挖面侧移约占总位移的20.3%；从加固后工况2与工况4的结果来看，因加固土体的稳定性更好，渗透系数低，拱顶位置、拱底位置发生的变形很小，在隧道中心线处，开挖面纵向位移达到最大。可见，在盾构掘进施工中，地下水渗流作用会大大增加开挖面失稳风险，而加固隧道周围区域能有效控制开挖面纵向移动，从而降低风险。

图10 左线刀盘到达监测断面二开挖面位移曲线

由图10可知，当盾构机刀盘到达监测断面二时，始发段未加固的工况1与工况3的开挖面纵向位移曲线与图9保持一致，呈现出上凸下平的规律，开挖面纵向最大位移分别为10.6，13.3 mm。对于始发前段加固后的工况2与工况4，盾构机刀盘重新进入上软下硬地层，开挖面纵向位移曲线变化到上凸下平，最大值分别为11.7，15.5 mm。刀盘通过加固段后，掌子面纵向位移比未加固的大，即在刚度差异较大的土体分界面处，掘进过程应注意开挖面的稳定性。

3.3 开挖面稳定性分析

根据大量模型试验的结果，B. B. Broms等[18]在1976年提出了开挖面稳定系数的概念，并给出了相应的计算表达式如式(1)，可用于盾构始发施工开挖面稳定性的评判。

1)

式中，N为开挖面稳定系数；σs为地面荷载；γ为土体重度；C为地表到盾构隧道拱顶处的距离；D为隧道直径；σT为隧道开挖面支护压力；Cu为隧道轴心处土体的不排水抗剪强度。

对于本工程，地面荷载为考虑水位的超载作用σS=20 kPa，地表到隧道拱顶处的距离C=11.63 m，隧道直径D=8.5 m；根据开挖面处上软下硬地层高度取加权重度为相应土体重度(渗流作用下为土体饱和重度)，得到4种工况下土体重度分别为γ1=15.19 kN·m-3，γ2=19.6 kN·m-3，γ3=20.198 kN·m-3，γ4=21.56 kN·m-3；开挖面支护压力不考虑渗流作用时为σT1=σT2=50.5 kPa，考虑渗流作用时σT3=σT4=120 kPa；隧道轴心处土体的不排水抗剪强度不加固时Cu1=Cu3=25 kPa，加固后Cu2=Cu4=60 kPa。根据式(1)计算得到4种工况条件下开挖面稳定系数分别为N1=5.25，N2=3.29，N3=6.20，N4=3.51。

针对开挖面稳定系数的概念，许多学者通过现场实测数据统计分析和模型试验结果发现，当N>6时开挖面地层失稳破坏；当4

V={v1，v2，v3，v4，v5}

(2)

式中，v1指稳定性等级为Ⅴ级，稳定性高，此时开挖面稳定性系数N<1；v2指稳定性等级为Ⅳ级，稳定性较高，此时16。

相应的开挖面稳定系数N与开挖面稳定性大小的关系见表3。

表3 各工况下开挖面稳定性

由表3可知，在工况3条件下，隧道开挖面稳定系数N=6.20，开挖面发生失稳破坏，开挖面稳定性很低，盾构隧道始发施工的风险最高。比较如表3中各工况下开挖面的稳定性，可知工况3条件下开挖面稳定性要低于工况1条件下开挖面稳定性，而工况4条件下开挖面的稳定性等级较高，说明地下水的存在明显降低了开挖面的稳定性，而在地下水渗流条件下施作加固措施，可以明显提高开挖面的稳定性。工况2和工况4条件下开挖面稳定相近，即在不考虑渗流作用和考虑渗流作用两种工况下，施作始发加固措施后盾构始发施工时风险相近，说明施作始发加固措施后渗流场对于盾构始发施工的影响较小。

对比图9、图10所示的开挖面中心轴线处纵向变形和表3所示的各工况下开挖面的稳定性规律可知，工况3条件下开挖面纵向变形最大，开挖面稳定性系数最大，稳定性等级最低；工况2条件下开挖面纵向变形最小，开挖面稳定性系数最小，稳定性等级最高；工况2和工况4条件下开挖面纵向差别不大，开挖面稳定性系数也差别不大，开挖面稳定性属于同一级别。说明基于稳定系数的开挖面稳定性风险分析结果与数值模拟结果基本一致，所以在相应工程中可以通过该计算公式较为方便地判断盾构隧道掘进施工时开挖面的稳定性。

4 结论

针对广佛环线沙堤隧道土压盾构水下始发的典型工况，建立了相应的FLAC3D流固耦合分析模型，对始发加固段因盾构法施工引起的地表沉降、开挖面稳定性规律进行深入研究，并得出以下结论。

(1)地下水渗流作用会大大增加开挖面失稳风险，引起地表发生较大沉降。其中渗流作用引起的开挖面侧向位移约占总侧向位移的20.3%，渗流作用引起的地表沉降约占地表总沉降的40%。

(2)始发加固作用可以使地表最大沉降值降低89%，效果十分明显，且加固作用可以减弱盾构掘进对加固区域外地层的超前扰动。

(3)提出基于开挖面稳定性系数的开挖面稳定性等级分析方法，采用该判定方法得到的开挖面稳定性分析结果与数值模拟结果基本一致，可用于盾构隧道掘进施工时开挖面的稳定性快速判断。