泥水盾构穿越上软下硬地层泥膜保压及开挖面稳定性研究*

2021-10-22沈津津曾小东秦绍坤徐永晖

施工技术(中英文) 2021年16期

沈津津，曾小东，姜旭，秦绍坤，徐永晖，苏亚

(1.杭州市市政公用建设开发集团有限公司，浙江杭州 310000；2.浙江明康工程咨询有限公司，浙江杭州 311100；3.中铁七局集团第三工程有限公司，陕西西安 710032)

0 引言

随着我国轨道交通事业的大力发展，泥水盾构技术在隧道工程中广泛应用，隧道施工时需穿越复杂多变的地质条件。盾构穿越的复合地层包括软土类、卵砾石类及岩石类地层，对开挖面稳定性及泥膜保压安全性提出较高要求[1-2]。

吴笛等[3]以武汉典型高渗透性地层工程为背景，通过准三轴泥浆渗透仪测试泥皮抗剪强度，分析上覆土层压力及土体侧压力对泥浆渗透系数的影响。汪辉武等[4]以兰州地铁1号线强透水砂卵石地层为依托，总结形成一整套带压开仓保压措施。刘成等[5]提出轻质砂能提高闭气性能和闭气效率。张宁等[6-7]通过模拟试验，研究泥膜的形成、孔隙比及厚度对闭气时间和极限气压值的影响，并以南京纬三路过江通道江底砂卵石地层为背景，通过模拟试验，分析泥膜孔隙结构、孔径及渗透系数的变化。宋洋等[8]以南宁轨道交通5号线泥岩圆砾复合地层为背景，分析不同地层复合比、膨水比及渣土用量条件下，泥浆渗透规律及动、静态泥膜成膜规律，同时研究外加剂和底层复合比对出浆相对密度的影响规律。

关于隧道掌子面稳定性研究，Anagnostou等[9]提出泥浆渗透的楔形体渗透模型，同时提出在砂性土层条件下，盾构掘进过程中可采用薄膜模型计算支护力。Lu等[10]通过建立泥膜单颗粒受力模型，研究泥膜形成过程的运动学规律。Mollon等[11]分析了隧道开挖面破坏形式，提出掌子面支护压力极限值计算方法。

盾构隧道泥膜保压及掌子面稳定性的研究方法主要为数值模拟和试验研究。数值模拟法假设条件与实际偏差较大，计算结果难以收敛；试验研究法难以综合真实条件，设定土层条件与真实地质情况差异较大。

本文在前人研究成果的基础上，研究泥膜形成特点、保压影响因素及开挖面应力特点，总结形成适用于天目山工程的屈服准则及计算公式，为同类工程研究提供依据。

1 工程概况

杭州市环城北路—天目山路提升改造工程第1标段西起古翠路交叉口以西，东至中河立交，全长约2.33km。南、北线隧道起点位于天目山路西段，盾构段向东下穿学院路、教工路、杭大路，在杭大路—保俶路间终止，南、北线隧道长1 757，1 755m，如图1所示。采用1台直径13.46m气垫式泥水平衡盾构掘进施工，盾构隧道外径13m，内径11.9m，管片厚0.55m，环宽2m。

图1 区间地理位置

隧道全断面土层主要为碎石填土、素填土、淤泥质黏土、粉质黏土、碎石夹黏性土、全风化凝灰岩、强风化凝灰岩、中风化上段凝灰岩、中风化下段凝灰岩。隧道掘进土层主要为淤泥质黏土、粉质黏土、碎石夹黏性土。全段黏土占70%以上，黏土湿润后具有黏结性，可在较小压力下变形并长久保持原状，掘进过程中极易出现刀盘结泥饼现象。

2 泥膜成因分析

不同地层均含有空隙，碎石夹黏性土层内部土颗粒间隙较大，淤泥质黏土内部土颗粒间隙较小，而泥浆颗粒直径小于土颗粒直径，能在较大部分间隙中渗透，在土层中形成渗透带，且土颗粒间隙越大，泥浆颗粒渗透越快，渗透越深。随着泥浆颗粒在土层间隙中堆积，间隙逐渐填塞充足，达到最大值，在土层表面堆积形成泥膜。当地层渗透力为0时，渗透带达到最大深度。

泥浆颗粒在地层中堵塞可分为表面堵塞和内部堵塞，如图2所示。表面堵塞是由于泥浆颗粒直径大于土层间隙，导致其在土层表面堆积，形成泥皮型泥膜；内部堵塞是由于泥浆颗粒直径小于土层间隙，泥浆颗粒进入土层间隙形成网架结构，土层表面形成较薄泥膜。

图2 泥浆颗粒淤积位置

泥浆在土层表面堆积，土颗粒间隙较大，对泥浆颗粒的网架支撑作用较小，随着气压的增加，泥膜稳定性降低，气压值达到一定程度时，泥膜多处破坏，产生透气，从而失去闭气环境[5]。泥膜闭气形态如图3所示。

图3 泥膜闭气形态

在盾构掘进过程中，泥水仓和气垫仓的压力使泥浆颗粒向土层中渗透，形成具有改良性的渗透区，在气压增加至最佳掘进效果后，泥膜形成(见图4)，此时泥浆液渗透速率减缓，泥膜厚度不再增加。盾构掘进时需对掌子面进行支护加固，阻止土体压力涌向掌子面，稳定开挖面。掘进时，刀盘不断旋转切削前方渗透区的同时，新的渗透区形成，泥膜重新进入密封仓与泥水混合，再输送到掌子面形成新的泥膜。泥膜形成时间越短质量越好，掌子面支护效果越好，越能有效避免掌子面涌水、涌砂。控制刀盘切削厚度，若超出泥膜厚度，在富水地层会发生涌水现象[12]。

图4 泥膜形成示意

3 开挖面失稳的屈服准则及分析方法

3.1 开挖面失稳

盾构掘进过程中，掘进区间掌子面气压力、土体性质及地下水条件均影响开挖面稳定性。在富水软土地层中，开挖面平衡状态主要分为静止土压力平衡状态、主动土压力极限平衡状态和被动土压力极限平衡状态。

目前发生安全事故的主要原因为盾构推力不足。当推力小于土体与土层水压力合力时，泥膜向盾构内部破坏，掌子面前方土体失稳具有涌向盾构机的趋势，滑动面过大时，掌子面前方土体会失去平衡，土层由细微滑动转变为贯通性滑动，甚至发生涌水现象。这一现象对隧道地表上方影响严重，极易发生安全事故。此时的土体滑动，称为主动土压力极限平衡状态，如图5a所示。

图5 隧道开挖面破坏形式

盾构机泥水仓及气垫仓合力过大，泥膜向土体方向破坏，闭气效果丧失；推力略大，此时为最佳掘进状态，隧道开挖面前方土体与盾构应力适中；若推力太大，盾构前方土体在其挤压下，地表产生隆起，地裂缝增大。此时土体则是被动土压力极限平衡状态，如图5b所示。

当土体和盾构两者力平衡时，则处于静止土压力平衡状态。

3.2 破坏准则与隧道失稳分析方法

Horn提出的三维极限平衡模型涵盖盾构机体、盾首和盾首前方土体，分别用楔形体、四边形棱柱及圆柱体表示，如图6所示[13]。分析土体侧压力系数、楔形角、土体摩擦角及上覆土厚度的相关性。

图6 隧道破坏面楔形体模型

(1)

式中：D为隧道直径；B为楔形体高度或仓筒宽度。

根据莫尔-库仑强度准则可得到楔形体与水平面夹角α及筒仓长度L：

α=45°+φ/2

(2)

L=B/tanα

(3)

不同土体物理参数条件下，楔形体上覆土压力有不同的计算方式。对于疏松多孔、弱胶结的砂岩等地质条件较差的土体，上覆土地层周围对其反向摩擦阻力可视为0，则上覆土对楔形体的压力可表示为：

PV=γH

(4)

式中：PV为上覆土对楔形体的压力；γ为上覆土重度；H为上覆土厚度。

对于黏土类地层，一般采用太沙基松动土压力理论计算，可如实反映因土颗粒错动导致的土压力减小；对于土体特性较好的均质土，可取松动土体任意假设深度z处，厚度为dz的微小单元体进行受力分析，太沙基松动土压力如图7所示。上部压力为BLσV；自重为BLγdz；下部压力为BL(σV+dσV)；侧面黏滞力为2(B+L)cdz；侧面摩擦阻力为2(B+L)KσVtanφdz。

图7 上覆土压力计算模型

建立竖向平衡公式：

BLσV+BLγdz=BL(σV+dσV)+2(B+L)cdz+

2(B+L)KσVtanφdz

(5)

整理得：

(6)

求解为：

(7)

带入σV为：

(8)

式中：C为常数。

带入边界条件z为0，σV=P0，则

(9)

整理可得上方土压力为：

(10)

滑动面摩阻力为：

(11)

滑动面侧摩阻力为：

(12)

上覆土压力为：

PV=Ncosα+Tsinα+2T*sinα-G

(13)

侧压力为：

PF=Nsinα-Tcosα-2T*cosα

(14)

式中：K为土体侧压力系数；γ为土体重度；c为黏聚力；φ为内摩擦角。

4 极限支护应力的确定

4.1 工程验算

以杭州市环城北路—天目山路提升改造工程为例，选取典型淤泥质黏土层及粉质黏土地层进行计算，开挖面稳定性计算参数如表1所示。

表1 开挖面稳定性计算参数

将相关参数带入式(1)，求得破坏范围土层宽度B为11.88m；根据式(2)，求得楔形体与水平面夹角α为50.75°；根据式(3)，求得破坏范围土体长度L为9.71m；土体侧压力系数K为0.61；设地面压力P0为0，带入式(10)，可得上覆土压力σV为129.67kPa。

根据式(11)～(14)，计算得滑动面摩擦阻力T为(2 587.97+0.2N)kN，侧摩阻力T*为381.99kN，上覆土压力PV为14 958.06kN，楔形体自重G为11 580.01kN。

同理求得粉质黏土地层参数：α为52.25°，L为9.2m，σV为120.24kPa，T为(2 891.62+0.26N)kN，T*为2 520.68kN，PV为13 115.52kN，楔形体自重G为11 426.24kN，N为22 279.56kN，PF为5 845.50kN，σF为41kPa。

通过太沙基压力计算公式计算典型土层中隧道掌子面极限支护压力，得到开挖面极限支护压力，本次计算可为盾构掘进参数的设定提供参考，但此计算未考虑隧道上方土体的拱效应及孔隙水压力变化，所以计算结果偏保守。

4.2 地表沉降变化规律

地表沉降累积变化曲线如图8所示。由图8可知，监测点DBC11-2地表累积沉降最大值为-13.81mm，最小值为-10.3mm，平均值为-11.98mm，未超过累积预警值±21.68mm，本区段监测数据均趋于稳定，无预警现象，现场巡视也无异常。由此可见，极限支护压力值的控制对地表沉降控制起重要作用，在实际工程中，须保证盾构机推力，有效控制地表沉降变形。