盾構(gòu)隧道開挖面涌水對地表沉降及管片內(nèi)力的影響分析

葉 治， 劉華北， 劉 文

(華中科技大學土木工程與力學學院， 湖北 武漢 430074)

盾構(gòu)隧道開挖面涌水對地表沉降及管片內(nèi)力的影響分析

葉 治， 劉華北， 劉 文*

(華中科技大學土木工程與力學學院， 湖北 武漢 430074)

土壓平衡盾構(gòu)在高水壓砂層中掘進時，施工措施不當會使開挖面發(fā)生涌水涌砂險情，進而引起較大的地表沉降，土體下沉會使得管片嚴重變形，威脅施工人員的生命安全。以武漢地鐵7號線小東門至武昌火車站盾構(gòu)區(qū)間為研究背景，通過建立精細化數(shù)值模型，考慮水土流固耦合作用，研究土壓平衡盾構(gòu)在砂土層中掘進時開挖面涌水對地表沉降及管片和螺栓內(nèi)力的影響。結(jié)果表明： 開挖面涌水量與地表沉降呈線性關(guān)系，與管片螺栓內(nèi)力呈非線性增長關(guān)系，較大的涌水量使隧道拱頂處發(fā)生嚴重的擠壓變形，進而引起管片破損及螺栓屈服。因此，當開挖面發(fā)生涌水涌砂險情時，為防止地表嚴重下沉及管片破損，應(yīng)盡快采取緊急措施減小涌水量。

盾構(gòu)隧道； 土壓平衡盾構(gòu)； 流固耦合； 數(shù)值模擬； 開挖面涌水涌砂； 地表沉降； 管片內(nèi)力； 螺栓內(nèi)力

0 引言

與泥水盾構(gòu)相比，土壓平衡盾構(gòu)具有掘進速度快、附屬設(shè)施簡單的優(yōu)點，逐漸成為城市地鐵建設(shè)的首選。城市依山傍水而生，當土壓盾構(gòu)在高水壓粉細砂層中掘進時，極易發(fā)生開挖面涌水失穩(wěn)，因此，控制開挖面水頭對于控制地表沉降及開挖面穩(wěn)定至關(guān)重要。當下穿重要建筑物時，應(yīng)嚴格控制開挖面排水量，防止開挖面出現(xiàn)涌水涌砂，從而有效保證盾構(gòu)隧道的施工安全。

很多學者從工程實踐技術(shù)和數(shù)值模型的角度研究了土壓平衡盾構(gòu)在高水壓粉細砂層施工過程中的災(zāi)害風險及應(yīng)對措施。朱自鵬[1]研究了土壓平衡盾構(gòu)在砂卵石地層掘進時的防噴涌技術(shù)，通過渣土改良技術(shù)來防止隧道開挖面的噴涌； 張遠榮[2]利用FLAC3D模擬土壓平衡盾構(gòu)隧道，研究了盾構(gòu)經(jīng)過富水砂層時對周圍環(huán)境的影響； 朱玉龍等[3]對土壓平衡盾構(gòu)下穿河道的受力特性進行模擬研究，但未考慮水土流固耦合的作用，忽略了開挖面水力邊界的影響； 張旭東[4]和徐巖等[5]對盾構(gòu)隧道穿越富水砂層的施工技術(shù)進行了探討； 賴金星等[6-8]以隧道涌水導致襯砌背后空洞事故為依托，采用現(xiàn)場實測和數(shù)值模擬的方法分析了空洞位置、大小對盾構(gòu)隧道的影響及管片裂縫、破損及錯臺等病害，分析了涌水導致的病害及原因； G. Anagnostou等[9]利用數(shù)值模擬方法研究了滲流對土壓平衡盾構(gòu)隧道開挖面穩(wěn)定性的影響； 劉印等[10]和張冬梅等[11]研究了管片漏水對隧道的長期影響，但沒有考慮施工過程中開挖面涌水對隧道的影響。在盾構(gòu)施工過程中，當土壓平衡盾構(gòu)經(jīng)過高水壓砂層、承壓含水層、巖溶地層時，極易引起涌水涌砂事故，通常采取的施工措施是降低盾構(gòu)掘進速率、關(guān)閉螺栓輸送機閥門，并對開挖面添加泡沫來進行渣土改良，這樣能夠迅速止水，以防止引起更加嚴重的次生災(zāi)害，如地表沉降過大、建筑物塌陷、管片擠壓破壞等。

盾構(gòu)掘進過程中高水壓引起的災(zāi)害一直是隧道工程的研究熱點，由于問題的復(fù)雜性以及沒有合適的分析方法和手段，所以沒有形成一套理論來指導工程實踐，工人只能靠經(jīng)驗來施工，因而具有一定的盲目性。本文采用現(xiàn)場實測與數(shù)值模擬相結(jié)合方法，通過對盾構(gòu)隧道掘進過程進行精細化數(shù)值建模，考慮水土流固耦合作用，分析開挖面涌水量對地表沉降以及對管片和螺栓內(nèi)力的影響，通過建立涌水量與管片螺栓內(nèi)力的定量關(guān)系來厘清涌水災(zāi)害對隧道結(jié)構(gòu)內(nèi)力的影響。

1 工程概況

武漢地鐵7號線小東門至武昌火車站盾構(gòu)區(qū)間途經(jīng)繁華地段及重要交通樞紐，如小東門站立交橋、武九鐵路、京廣鐵路、黃鶴樓公園、大東門立交橋、紐賓凱新宜國際酒店等，區(qū)間平面圖見圖1，盾構(gòu)隧道施工過程中需嚴格監(jiān)測和控制地表沉降。此外，本區(qū)間位于長江河谷道，地下水與長江水相通，潛水水位位于地表以下0.5～4.2 m，隧道掘進段經(jīng)過巖溶地質(zhì)、承壓水、暗河等惡劣地質(zhì)條件。

圖1 地鐵施工區(qū)間平面圖

本研究的開挖面分3種工況，分別為不排水(工況1)、排水量較小(工況2)、局部排水量較大(工況3)。正常掘進段的分層土體剖面見圖2，其開挖面排水控制良好，土層包含7層，從上至下分別由雜填土、粉質(zhì)黏土、含黏性土細砂、硬泥巖組成，地下水位假定為-1.5 m，雜填土以下土體均為飽和土體，以此作為工況1和工況2的研究背景。隧道經(jīng)過硬質(zhì)泥巖區(qū)域時泥巖局部夾雜粉細砂層，此泥巖段出現(xiàn)嚴重涌水險情(見圖3)，作為開挖面大量涌水對管片螺栓內(nèi)力影響即工況3的研究背景。工況3的地質(zhì)剖面見圖4，土層分為5層，從上至下為雜填土、粉質(zhì)黏土、強風化砂巖、中風化泥巖(夾粉細砂層)、石英夾泥巖。首先，選取圖2中的地質(zhì)條件作為正常施工模擬區(qū)段，通過對比現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬結(jié)果，來驗證數(shù)值模擬的可靠性； 然后，以圖4中泥巖夾粉細砂地質(zhì)條件為研究背景，通過分析管片螺栓內(nèi)力及變形來研究開挖面排水對結(jié)構(gòu)內(nèi)力的影響。

圖2 正常掘進段土體剖面圖(單位： m)

圖3 施工現(xiàn)場大量涌水涌砂

2 水文地質(zhì)參數(shù)

場地上層滯水初見水位在地面以下1.20～2.50 m，孔隙承壓水賦存于長江古河道的〈11-1〉含黏性土粉細砂、〈11-2〉含黏性土細中砂及〈12〉中細砂混礫卵石中，接受周圍區(qū)域水體滲透補給。巖溶裂隙水主要賦存于灰?guī)r、泥質(zhì)灰?guī)r的巖溶裂隙中，一般在巖溶發(fā)育地段集中分布，局部具有弱承壓性?，F(xiàn)假定雜填土以下均為飽和土，表示有充足的水源補給且水頭恒定，工況3出現(xiàn)大量涌水涌砂段，其中風化泥巖〈19c-2〉夾雜有粉細砂層〈11-1〉，其滲透系數(shù)見表1。

圖4 涌水涌砂區(qū)間剖面圖

工程地質(zhì)勘測報告提供的土體力學性能數(shù)有壓縮模量、黏聚力、內(nèi)摩擦角、孔隙比、密度及滲透系數(shù)。通過整理地勘報告，得到數(shù)值模擬區(qū)間的土體基本力學參數(shù)，如表1所示。

3 盾構(gòu)隧道施工的數(shù)值模擬

3.1模型參數(shù)

通過理論公式轉(zhuǎn)化可得到土體的彈性模量E0來進行數(shù)值模擬，即E0=ESβ，其中ES為壓縮模量，β=(1-μ-2μ2)/(1-μ)，μ為泊松比。土體采用理想彈塑性摩爾-庫侖(M-C)屈服準則，在開挖過程中，隧道周圍土體經(jīng)歷卸載過程，理想彈塑性摩爾-庫侖模型假定土體卸載模量等于加載模量，但其數(shù)值結(jié)果會造成隧道底部隆起量較大。由土體加卸載曲線可知，土體在復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)下的卸載模量大小取決于土體性質(zhì)及應(yīng)力狀態(tài)。針對土體加卸載模量存在差別的這種性質(zhì)，王海波等[12]提出地下工程開挖模型中卸載模量可取加載模量的2～4倍，一些學者利用Plaxis軟件提供的土體硬化模型來模擬隧道開挖，將卸載模量與加載模量之比取為2～3[13-15]。ABAQUS軟件不提供土體硬化模型(H-S)，現(xiàn)將隧道周圍土層即粉細砂層〈11-1〉及細中砂層〈11-2a〉的彈性模量增大1倍，見表1。

表1 土體基本力學參數(shù)

根據(jù)現(xiàn)場施工資料建立數(shù)值模型，模型主要由土體、盾構(gòu)、注漿層、管片、螺栓5部分組成。將盾構(gòu)機體、注漿層及管片假定為線彈性材料，利用等代層模擬盾尾漿體的硬化過程[16]，并考慮管片接頭及螺栓，彎曲螺栓直徑為30 mm，以上部件的具體尺寸及基本力學參數(shù)見表2。注漿層分為軟注漿層和硬注漿層，根據(jù)現(xiàn)場施工參數(shù)，平均每一環(huán)注漿量為7 m3，考慮到盾尾漿體滲透及失水引起的體積損失，在富水砂層中的注漿量一般為開挖空隙的130%～180%[17]。結(jié)合現(xiàn)場情況，施工模型的注漿層厚度假設(shè)為0.14 m，根據(jù)每一環(huán)土體間隙體積可算出其注漿比為167%，對管片外環(huán)及土體內(nèi)壁施加注漿壓力來模擬盾尾注漿壓力。

表2 數(shù)值模型的基本參數(shù)

正常掘進段的數(shù)值模型高為50 m、寬為100 m、長為96 m，如圖5所示。為減小盾構(gòu)與土體的摩擦及控制盾構(gòu)轉(zhuǎn)彎，并考慮實際施工過程中盾構(gòu)存在土體超挖的情況，由于ABAQUS不方便模擬盾構(gòu)機體的圓錐度，也不便采用三維應(yīng)力釋放法，本模型在盾構(gòu)外壁引入一層薄的超挖層來模擬土體超挖[18]，根據(jù)盾構(gòu)的幾何尺寸，刀盤外徑為6.48 m，盾尾外徑為6.4 m，因此現(xiàn)將超挖厚度定為0.04 m，在掘進過程中，既能簡化盾構(gòu)圓錐度的影響，又能使圍巖應(yīng)力得到一定程度的釋放，使數(shù)值模擬更加貼近實際。

圖5 三維模型

根據(jù)管片實際尺寸，每一環(huán)管片由3塊標準塊A1、A2、A3，2塊相鄰塊B1、B2以及封頂塊K組成，如圖6所示。假定混凝土為線彈性材料，為了簡化分析，并未考慮管片接頭的止水帶，考慮環(huán)向接頭的凹凸槽，管片接頭正向采用硬接觸，切向采用庫侖摩擦接觸，切向摩擦因數(shù)為0.62，螺栓采用梁單元，將彎曲螺栓梁單元嵌入到管片內(nèi)[19]。為了防止部件相互“刺入”，管片與注漿層也采用硬接觸及庫侖摩擦接觸，切向摩擦因數(shù)為0.7。漿體外側(cè)與土體采用Tie連接。

圖6 精細化管片及螺栓

3.2模型邊界及模擬過程

本文采用的是流固耦合數(shù)值模擬方法，因此模型的邊界條件分為滲流邊界和力學邊界。滲流邊界是利用ABAQUS的Soils瞬態(tài)分析步模擬水土體的流固耦合作用。由于現(xiàn)場盾構(gòu)施工速度較快，管片止水效果良好且水體補給較快，因此將雜填土與粉質(zhì)黏土交界處孔壓邊界設(shè)置為0，即為常水頭，除開挖面外，其他部位均為不排水邊界。力學邊界的模型底部為固定邊界，約束模型側(cè)面的法向位移，頂部為自由面。

開挖過程中設(shè)置開挖面支護力以及盾尾同步注漿壓力。根據(jù)現(xiàn)場反饋的數(shù)據(jù)，將開挖面支護力取為400 kPa，開挖面支護力隨深度線性增加，梯度增量為20 kPa/m，其作用力稍大于側(cè)向靜止水土合力。根據(jù)現(xiàn)場施工監(jiān)測數(shù)據(jù)，盾尾注漿壓力為0.15～0.3 MPa，即最大注漿壓力為0.3 MPa，但監(jiān)測數(shù)據(jù)只限于漿體泵送管處的注漿壓力，由于漿體在盾尾空隙的擴散填充，注漿壓力會有一定的耗散。根據(jù)實際經(jīng)驗，將注漿壓力取為0.2 MPa，并均勻地作用于土體內(nèi)壁及管片外壁。

本模型具體開挖步驟如下： 1)盾構(gòu)機體全部進入土體，施加開挖面支護力，盾構(gòu)外環(huán)與土體Tie綁定連接； 2)激活前方盾構(gòu)環(huán)，同時添加襯砌管片和等代注漿層，對土體內(nèi)壁和襯砌外環(huán)施加注漿壓力，并對開挖面施加支護力； 3)當管片注漿層已支護4環(huán)，注漿壓力持續(xù)長度為6 m，此時為軟化漿體，漿體模量為7 MPa； 4)4環(huán)以后，改變漿體模量使其增至50 MPa，以模擬漿體硬化。依此步驟模擬隧道開挖過程。

4 實測與數(shù)值模擬結(jié)果分析

4.1開挖面涌水對地表沉降的影響分析

地表橫向、縱向觀測軸線沉降曲線分別見圖7和圖8，t為數(shù)值模型開挖分析步時間，符合隧道開挖的地表沉降規(guī)律[20]，地表最大沉降為4.5 mm，如圖8所示。由于開挖面支護力稍大于靜止水土側(cè)壓力，盾構(gòu)前上方地表有輕微上抬。

圖7 地表橫向觀測軸線沉降曲線(工況1)

實測點地表沉降值與數(shù)值結(jié)果進行對比，比較了隧道周圍土體取值2倍和3倍的土體模量的數(shù)值計算結(jié)果，見圖9。由圖9可知： 3倍土體模量稍微大于2倍土體模量的計算結(jié)果，隧道周圍土體模量為2倍的數(shù)值結(jié)果更加貼近實測值，因此本模型下均按2倍土體模量計算。監(jiān)測點下方土體在盾構(gòu)經(jīng)過時開挖面排水控制較好，將開挖面水力邊界設(shè)置為不排水邊界。數(shù)值模型與現(xiàn)場實測結(jié)果具有很好的一致性，證明數(shù)值模型的可靠性。當盾構(gòu)刀盤經(jīng)過監(jiān)測點之前，刀盤前上方的地表土體出現(xiàn)輕微上抬； 當盾構(gòu)刀盤經(jīng)過監(jiān)測點正下方時，由于盾構(gòu)的超挖，地表開始急劇沉降； 當盾尾經(jīng)過監(jiān)測點下方后，土體缺少支護，而后由于盾尾注漿及管片支護的作用，使得土體下沉得到抑制，但由于盾構(gòu)對土體擾動較大，地表繼續(xù)下沉，當漿體硬化一段時間后，土體由管片及硬化漿體共同支護，地表沉降最終趨于穩(wěn)定。

圖8 地表縱向觀測軸線沉降曲線(工況1)

圖9 地表監(jiān)測點沉降值(工況1)

工況2(即開挖面涌水量較小)時地表監(jiān)測點的沉降值與時間的關(guān)系見圖10。開挖面滲流速度對應(yīng)的涌水量見表3。圖10中，v=0 m/s表示不排水情況下的監(jiān)測點沉降時間曲線，而v=3×10-7、1×10-6、3×10-6、5×10-6m/s分別表示開挖面涌水量為0.04、0.12、0.36、0.59 m3時的開挖面滲流速度。由此可以推斷，現(xiàn)場大致排水范圍在0.04～0.59 m3。

地表最大沉降量與開挖面涌水量的關(guān)系見圖11。由圖可知： 增大開挖面支護力能減小地表沉降，但支護力不宜過大，否則較大的支護力會使隧道正前方地表出現(xiàn)輕微隆起，因此為了減少土體擾動，開挖面支護力宜控制在一定范圍內(nèi)。然而，當盾構(gòu)隧道開挖面處于排水狀態(tài)時，增大開挖面支護力并不能從根本上解決地表沉降量較大的問題，在不同的開挖面支護力下，開挖面排水量與地表最大沉降量呈線性關(guān)系。因此，盾構(gòu)在高水壓富水砂層掘進過程中，通過控制開挖面排水量是控制地表沉降的根本辦法。

圖10 不同涌水量下地表沉降值(工況2)(2016年)Fig. 10 Ground surface settlements under different water inrush volumes in 2016 (case 2)

表3開挖面滲流速度對應(yīng)的涌水量
Table 3 Relationship between water seepage speeds and water inrush volumes

滲流速度/(m/s)涌水量/m33×10-70．041×10-60．123×10-60．365×10-60．592×10-52．375×10-55．94滲流速度/(m/s)涌水量/m31×10-411．871．5×10-417．812×10-423．752．5×10-429．683．3×10-438．594×10-447．49

圖11 地表最大沉降量與開挖面涌水量的關(guān)系Fig. 11 Relationships between maximum ground surface settlements and water inrush volumes at tunneling face

在現(xiàn)場盾構(gòu)施工過程中，由于地質(zhì)的復(fù)雜性及施工的盲目性，盾構(gòu)在高水壓粉細砂層中掘進時，如果沒有及時控制好開挖面排水，會造成涌水涌砂的險情。當開挖面大量涌水涌砂時，隧道上方土體嚴重下沉，使得管片發(fā)生擠壓變形，進而破壞管片及螺栓的結(jié)構(gòu)性能。

4.2局部區(qū)間開挖面涌水對隧道結(jié)構(gòu)內(nèi)力的影響

盾構(gòu)的選型對于施工安全至關(guān)重要，選擇土壓平衡盾構(gòu)還是泥水盾構(gòu)需綜合考慮土質(zhì)、滲透系數(shù)、工期等自然及人為因素。若初步確定以土壓平衡盾構(gòu)作為施工機具，盾構(gòu)在掘進過程中，當開挖面前方局部遇到高水壓粉細砂層、巖溶、高承壓水等惡劣地質(zhì)條件時，由于土壓平衡盾構(gòu)的螺旋輸送機將土艙土體直接輸出，如不采取土體改良措施，很容易使開挖面出現(xiàn)涌水涌砂險情，據(jù)此為背景研究局部區(qū)域開挖面涌水對隧道結(jié)構(gòu)內(nèi)力的影響。

施工現(xiàn)場局部開挖面涌水涌砂的數(shù)值模型見圖12，排水區(qū)間的孔隙水壓力較小。結(jié)合現(xiàn)場施工情況及相應(yīng)地段的工程地質(zhì)參數(shù)(見圖3及表1)，盾構(gòu)最初在土質(zhì)條件較好的泥巖地層中掘進時，開挖面并無涌水情況發(fā)生； 當經(jīng)過高水壓粉細砂層、暗河、巖溶等局部含水量豐富的地層時，土壓盾構(gòu)施工極易造成開挖面出現(xiàn)嚴重的涌水涌砂險情，進而引發(fā)后方管片發(fā)生錯臺及開裂等災(zāi)害，風險較大。在圖12所示的數(shù)值模型中假定泥巖中夾雜著粉細砂層，且經(jīng)過此砂層時對開挖面設(shè)置不同的排水邊界，通過開挖面涌水量來反映開挖面涌水情況，精細化模擬管片及螺栓，以工況3為研究背景，分析開挖面涌水對管片及螺栓內(nèi)力的影響。

圖12 開挖面涌水區(qū)域孔隙水壓力云圖(單位： kPa)Fig. 12 Nephogram of pore water pressure at water inrush area (unit: kPa)

以下進行參數(shù)分析，將開挖面滲流速度設(shè)置為4×10-4、3.3×10-4、2.5×10-4、2×10-4、1.5×10-4、1×10-4、5×10-5、2×10-5m/s等8種情況來監(jiān)測管片位移及內(nèi)力變化，對應(yīng)的涌水量大小見表3。

開挖面涌水量為47 m3時，開挖面涌水對隧道整體變形影響的位移見圖13。由圖13可知： 由于開挖面發(fā)生大量水體流失，使得隧道上方土體下沉量較大，直接擠壓到盾構(gòu)后方的管片。

圖13 隧道整體變形云圖(工況3)(單位： m)

盾尾管片的整體變形見圖14，管片擠壓變形見圖15。由圖14可知管片最大變形一般發(fā)生在盾尾4—5環(huán)之后。由圖14和圖15可知： 管片最大擠壓變形位于拱頂，最大下沉量為22.9 mm，管片環(huán)向接頭張開量較大，因此在拱頂環(huán)向接頭處容易出現(xiàn)管片及螺栓的應(yīng)力集中現(xiàn)象。

圖14 盾尾管片的整體變形云圖(工況3)(單位： m)

圖15 管片擠壓變形云圖(工況3)(單位： m)

管片最大拉應(yīng)力、最大壓應(yīng)力分別見圖16和圖17?？梢姽芷h(huán)縫變形嚴重并使管片接頭處出現(xiàn)應(yīng)力集中，當管片的抗拉強度超過極限抗拉強度時，就會引起管片屈服開裂。螺栓的拉力、剪力及彎矩分別見圖18—20，其最大值均位于隧道拱頂。由此可知，盾構(gòu)在高水壓粉細砂層掘進過程中，當隧道開挖面出現(xiàn)大量涌水涌砂險情時，隧道襯砌上方的土體下沉量較大，會直接擠壓到拱頂管片，使拱頂縱縫及環(huán)縫產(chǎn)生較大的張開量及錯臺量，進一步使得環(huán)縫處的縱向連接螺栓及管片接頭出現(xiàn)較大的應(yīng)力集中。因此，在施工過程中，當開挖面出現(xiàn)大量涌水涌砂險情時，盾尾4—5環(huán)后的拱頂管片環(huán)向接頭是最薄弱和危險的部位，應(yīng)重點加強防范。

圖16 管片最大拉應(yīng)力云圖(工況3)(單位： kPa)Fig. 16 Nephogram of maximal tension stress of segment (case 3) (unit: kPa)

圖17 管片最大壓應(yīng)力云圖(工況3)(單位： kPa)Fig. 17 Nephogram of Maximal compression stress of segment (case 3) (unit: kPa)

圖18 螺栓最大拉力云圖(工況3)(單位： kN)Fig. 18 Nephogram of maximal tension stress of anchor bolt (case 3) (unit: kN)

圖19 螺栓最大剪力云圖(工況3)(單位： kN)Fig. 19 Nephogram of maximal compression stress of anchor bolt (case 3) (unit: kN)

圖20 螺栓最大彎矩云圖(工況3)(單位： kN·m)Fig. 20 Nephogram of maximal bending moment of anchor bolt (case 3) (unit: kN·m)

開挖面不同排水量對每一環(huán)的管片最大變形、管片最大拉應(yīng)力、管片最大壓應(yīng)力、螺栓最大拉力、螺栓最大剪力、螺栓最大彎矩的影響分別見圖21—26。圖中Q=47、39、30、24、18、12、6、2 m3分別指盾構(gòu)推進一環(huán)時，開挖面滲流速度對應(yīng)的排水量為47、39、30、24、18、12、6、2 m3，排水長度持續(xù)4環(huán)即6 m，以不排水條件為參照。由圖21—26可知： 在排水段，隨著開挖面逐步涌水，管片變形及螺栓內(nèi)力均出現(xiàn)較大的增加，當開挖面停止排水時，內(nèi)力及變形趨于穩(wěn)定。此外，隨著開挖面涌水量的增加，管片變形及螺栓內(nèi)力都有明顯的提升，當開挖面停止涌水涌砂時，管片內(nèi)力也開始逐步趨于平緩。由此說明開挖面排水對于管片及螺栓的內(nèi)力影響較大。

在實際工程中，管片的拉應(yīng)力達到極限抗拉強度時會開裂甚至破壞，螺栓達到屈服強度時會發(fā)生屈服斷裂，所以應(yīng)采取緊急搶險措施來控制開挖面的涌水量以降低管片破裂的風險。

圖21 管片最大變形值

圖22 管片最大拉應(yīng)力

圖23 管片最大壓應(yīng)力

圖24 螺栓最大拉力

圖25 螺栓最大剪力

圖26 螺栓最大彎矩

通過分析排水區(qū)域的不同滲流速度對整個施工過程的影響，整理出隧道整個排水過程中管片最大變形、管片最大拉應(yīng)力、管片最大壓應(yīng)力、螺栓最大拉力、螺栓最大剪力、螺栓最大彎矩隨開挖面涌水量的變化趨勢，如圖27—32所示。由圖27—32可知： 當開挖面涌水量增加時，管片變形內(nèi)力及螺栓內(nèi)力都呈現(xiàn)出非線性的增長趨勢。對于C50鋼筋混凝土管片，其極限抗拉強度約為5 MPa，圖28中超出抗拉強度部分的涌水量范圍用虛線表示。當管片內(nèi)力超過其抗拉強度時，管片就會出現(xiàn)裂紋，進而導致管片接頭破損，從而影響管片接頭的防水性能，繼而引起更加嚴重的管片接頭滲漏水災(zāi)害。對于高強度螺栓M30，其可承受的最大剪力為381.7 kN，圖30—32中虛線表示使螺栓發(fā)生屈服的涌水量范圍，復(fù)雜應(yīng)力下會導致螺栓發(fā)生屈服破壞，威脅工程結(jié)構(gòu)及施工安全。因此，發(fā)生開挖面涌水災(zāi)害時，為了降低管片壓裂風險，必須采取相應(yīng)的補救措施將開挖面涌水量控制在一個很低的水平，將災(zāi)害風險降至最低。

圖27 涌水量對應(yīng)的管片最大變形

圖28 涌水量對應(yīng)的管片最大拉應(yīng)力

圖29 涌水量對應(yīng)的管片最大壓應(yīng)力Fig. 29 Maximal segment compression stress vs. water inrush volume

圖30 涌水量對應(yīng)的螺栓最大拉力Fig. 30 Maximal anchor bolt tension stress vs. water inrush volume

圖31 涌水量對應(yīng)的螺栓最大剪力

圖32 涌水量對應(yīng)的螺栓最大彎矩Fig. 32 Maximal anchor bolt bending moment vs. water inrush volume

5 結(jié)論與討論

以武漢地鐵7號線小東門至武昌火車站區(qū)間為研究背景，結(jié)合精細化數(shù)值模型方法，研究開挖面涌水對地表沉降及管片、螺栓內(nèi)力變形的影響，得到以下主要結(jié)論。

1)隧道開挖面涌水量對地表沉降有非常重要的影響。當土壓盾構(gòu)掘進經(jīng)過高水壓砂層時，可通過降低掘進速度及土艙土體的滲透系數(shù)等減小開挖面涌水量的措施來減小地下水流失，或者適當增大開挖面支護力，進而達到降低地表沉降的目的。

2)由數(shù)值結(jié)果可知開挖面涌水造成隧道上方的土體下沉量較大，使得拱頂管片擠壓變形，拱頂環(huán)縫張開量較大，進而使連接螺栓及管片接頭處產(chǎn)生應(yīng)力集中。因此，在施工過程中當隧道開挖面出現(xiàn)嚴重的涌水涌砂險情時，拱頂管片的環(huán)向接頭是最薄弱的部位，應(yīng)重點防范。

3)隧道開挖面涌水量較大時，會使盾構(gòu)后方土體塌陷且作用于管片上，管片及螺栓的內(nèi)力與變形均呈現(xiàn)非線性增長的趨勢，增大了管片錯臺與擠壓開裂的風險，增加了管片接頭的涌水涌砂風險災(zāi)害。因此，為防止隧道內(nèi)部結(jié)構(gòu)破壞，當土壓盾構(gòu)在高水壓粉細砂層中掘進時應(yīng)采取相應(yīng)的施工措施來降低開挖面的涌水量，以防災(zāi)害進一步惡化。

同時，本研究也存在一些不足及需要深化的地方：

1)通過厘清開挖面涌水量對土壓平衡盾構(gòu)隧道破壞的災(zāi)變機制，制定出土壓平衡盾構(gòu)的開挖面涌水量控制標準，以便指導工程實踐。

2)為了更加準確地模擬管片及螺栓破壞的災(zāi)害演變過程，可通過建立精細化數(shù)值模型來厘清盾構(gòu)隧道施工過程中由于高水壓引起的災(zāi)害機制，如考慮管片的混凝土損傷本構(gòu)模型及螺栓塑性模型，將管片接頭破壞引起的滲漏水(滲透系數(shù))與管片損傷程度(損傷因子)結(jié)合起來，實現(xiàn)真正意義上的流固耦合。

[1] 朱自鵬. 砂卵石地層高水壓條件下土壓平衡盾構(gòu)防噴涌研究[D]. 北京： 北京交通大學， 2016.

ZHU Zipeng. Study of anti-blowout induced by EPB shield tunneling under high water pressure in sandy cobble stratum[D]. Beijing: Beijing Jiaotong University, 2016.

[2] 張遠榮. 盾構(gòu)過富水砂層對環(huán)境影響的分析研究[D]. 北京： 中國鐵道科學研究院， 2010.

ZHANG Yuanrong. Environmental influence analysis of shield tunneling in watere-rich sandy stratum[D]. Beijing: China Academy of Railway Sciences, 2010.

[3] 朱玉龍, 趙青, 晏啟祥.土壓平衡盾構(gòu)隧道下穿城市景觀河道受力特性模擬研究[J]. 路基工程, 2016(6): 68.

ZHU Yulong，ZHAO Qing，YAN Qixiang. Simulation research on stress characteristics of the EPB shield tunnel across the city landscape riverway [J]. Subgrade Engineering， 2016(6): 68.

[4] 張旭東. 土壓平衡盾構(gòu)穿越富水砂層施工技術(shù)探討[J]. 巖土工程學報， 2009， 31(9): 1445.

ZHANG Xudong. Construction technology of earth pressure balance shield in watery sandy stratum[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering， 2009， 31(9): 1445.

[5] 徐巖， 趙文， 黃龍光， 等.富水砂層土壓平衡盾構(gòu)關(guān)鍵施工技術(shù)[J]. 施工技術(shù)， 2011， 40(7): 71.

XU Yan，ZHAO Wen，HUANG Longguang，et al. Key construction technology of earth pressure balance shield in watery sandy stratum[J]. Construction Technology， 2011，40(7): 71.

[6] 賴金星， 劉熾， 胡昭， 等. 盾構(gòu)隧道襯砌背后空洞對結(jié)構(gòu)影響規(guī)律數(shù)值分析[J]. 現(xiàn)代隧道技術(shù)， 2017, 54(3): 126.

LAI Jinxing， LIU Chi， HU Zhao， et al. Numerical analysis of the influence of a cavity behind the shield lining on the tunnel structure[J]. Modern Tunnelling Technology， 2017，54(3): 126.

[7] 賴金星, 邱軍領(lǐng), 潘云鵬， 等. 盾構(gòu)隧道管片裂縫病害的綜合監(jiān)測與分析[J].現(xiàn)代隧道技術(shù)， 2015， 52(2): 186.

LAI Jinxing, QIU Junling, PAN Yunpeng，et al. Comprehensive monitoring and analysis of segment cracking in shield tunnels[J]. Modern Tunnelling Technology， 2015， 52(2): 186.

[8] 賴金星, 汪珂, 劉熾， 等. 黃土地層盾構(gòu)隧道襯背空洞注漿過程變形規(guī)律[J]. 解放軍理工大學學報(自然科學版)， 2015， 16(3): 231.

LAI Jinxing，WANG Ke，LIU Chi，et al. Numerical investigation and monitoring of deformation law of loess shield tunnel during backing void grouting process[J].Journal of PLA University of Science and Technology(Natural Science Edition)， 2015， 16(3): 231.

[9] ANAGNOSTOU G， KOVARI K. Face stability conditions with Earth-Pressure-Balanced shields[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 1996， 11(2)： 165.

[10] 劉印, 張冬梅, 黃宏偉. 盾構(gòu)隧道局部長期滲水對隧道變形及地表沉降的影響分析[J]. 巖土力學, 2013， 34(1): 290.

LIU Yin， ZHANG Dongmei， HUANG Hongwei. Influence of long-term partial drainage of shield tunnel on tunnel deformation and surface settlement[J]. Rock and Soil Mechanics， 2013， 34(1): 290.

[11] 張冬梅, 劉印, 黃宏偉. 軟土盾構(gòu)隧道滲流引起的地層和隧道沉降[J]. 同濟大學學報(自然科學版), 2013，41(8): 1185.

ZHANG Dongmei, LIU Yin，HUANG Hongwei. Leakage-induced settlement of ground and shield tunnel in soft clay[J]. Journal of Tongji University(Natural Science), 2013，41(8): 1185.

[12] 王海波, 宋二祥, 徐明. 地下工程開挖土體硬化模型[J]. 清華大學學報(自然科學版), 2010， 50(3): 351.

WANG Haibo, SONG Erxiang, XU Ming. Hardening-soil-model for underground construction[J].Journal of Tsinghua University (Science & Technology), 2010， 50(3): 351.

[13] BILOTTA E, PAOLILLO A, RUSSO G， et al. Displacements induced by tunnelling under a historical building[J]. Tunnelling and Underground Space Technology， 2017, 61： 221.

[14] ZHAO Chenyang, LAVASAN A A, BARCIAGA T, et al. Prediction of tunnel lining forces and deformations using analytical and numerical solutions[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2017, 64： 164.

[15] 姜曉婷, 路平, 鄭剛, 等. 天津軟土地區(qū)盾構(gòu)掘進對上方建筑物影響分析[J]. 巖土力學, 2014, 35(增刊2)： 535.

JIANG Xiaoting, LU Ping, ZHENG Gang， et al. Influences on surface structure induced by shield tunneling in Tianjin soft ground area[J]. Rock and Soil Mechanics， 2014, 35(S2)： 535.

[16] 張云, 殷宗澤, 徐永福. 盾構(gòu)法隧道引起的地表變形分析[J]. 巖石力學與工程學報, 2002, 21(3): 388.

ZHANG Yun，YIN Zongze，XU Yongfu. Analysis of three-dimensional ground surface deformations due to shield tunnel[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering， 2002, 21(3): 388.

[17] 楊書江， 孫謀， 洪開榮. 富水砂卵石地層盾構(gòu)施工技術(shù)[M]. 北京： 人民交通出版社， 2011.

YANG Shujiang, SUN Mou, HONG Kairong. Shield tunneling technology in water-rich sandy-cobble stratum[M]. Beijing: China Communications Press, 2011.

[18] KATEBI H, REZAEI A H, HAJIALILUE-BONAB M, et al. Assessment the influence of ground stratification, tunnel and surface buildings specifications on shield tunnel lining loads (by FEM)[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2015, 49: 67.

[19] 艾輝軍, 彭立敏, 施成華. 基于三維非連續(xù)接觸模型的管片接頭靜動力特性分析[J]. 巖土工程學報, 2013， 35(11): 2023.

AI Huijun, PENG Limin, SHI Chenghua. Static and dynamic characteristic analysis of segment joints based on three-dimensional discontinuous contact model[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2013，35(11): 2023.

[20] 韓煊, 王法, 雷崇紅, 等. 盾構(gòu)隧道施工引起的土層分層沉降規(guī)律實測研究[J]. 隧道建設(shè), 2017， 37(4): 401.

HAN Xuan，WANG Fa，LEI Chonghong,et al. Study of rules of ground layered settlement induced by shield tunneling[J]. Tunnel Construction， 2017， 37(4): 401.

AnalysisofInfluenceofWaterInrushatShieldTunnelingFaceonGroundSurfaceSettlementandInternalStressofSegment

YE Zhi, LIU Huabei, LIU Wen*

(SchoolofCivilEngineeringandMechanics,HuazhongUniversityofScienceandTechnology,Wuhan430074,Hubei,China)

The water inrush and mud gushing induced large ground surface settlement and segment deformation would occur during earth pressure balance (EPB) shield tunneling in sandy stratum with high water pressure. A refined numerical model for EPB shield tunneling in Xiaodongmen Station-Wuchang Railway Station section on Wuhan Metro Line No. 7, considering fluid-solid coupling of water and soil, is established so as to study the influences of water inrush at shield tunneling face on ground surface settlement and internal stresses of segment and anchor bolt. The study results show that: 1) The water inrush volume at tunneling face and ground surface settlement show linear relationship; and that and internal stress of segment anchor bolt show nonlinear relationship. 2) Large water inrush volume would lead to squeezing deformation of tunnel crown top, and would further induce damage of segment and yielding of anchor bolt. As a result, attentions should be paid on reducing water inrush volume.

shield tunnel; earth pressure balance (EPB) shield; fluid-solid coupling; numerical simulation; mud gushing and water inrush at tunneling face; ground surface settlement; internal stress of segment; internal stress of anchor bolt

2017-06-20;

2017-08-24

葉治(1990—)，男，湖北崇陽人，華中科技大學巖土工程專業(yè)在讀博士，研究方向為隧道及地下工程。E-mail： yz1990@hust.edu.cn。*通信作者： 劉文， E-mail: 379047775@qq.com。

10.3973/j.issn.1672-741X.2017.10.011

U 45

A

1672-741X(2017)10-1276-11