水壓作用下超大直徑泥水盾構(gòu)掌子面主動(dòng)破壞模式研究

劉漢東，張亞峰*，劉海寧，張振，李亞豐

(1.華北水利水電大學(xué) 巖土力學(xué)與水工結(jié)構(gòu)研究院，河南 鄭州 450045； 2.上海隧道工程有限公司；3.中石化國(guó)際事業(yè)北京有限公司)

1 引言

近年來，大直徑隧道逐漸成為城市越江跨海通道的首選方案，而隨著隧道技術(shù)的不斷發(fā)展，泥水平衡盾構(gòu)的適用性逐漸凸顯，尤其是在大跨徑、砂土層以及砂卵石地層中的掘進(jìn)優(yōu)勢(shì)更加明顯。已建成的南京長(zhǎng)江隧道、上海長(zhǎng)江隧道、杭州錢江隧道以及在建的上海沿江通道越江隧道、上海周家嘴路越江隧道均采用超大直徑泥水平衡盾構(gòu)的施工方法。然而，大直徑泥水盾構(gòu)的施工具有直徑大、水壓高、埋深淺、地層復(fù)雜等特點(diǎn)，其隧道開挖面穩(wěn)定問題相較于普通的泥水盾構(gòu)及土壓盾構(gòu)更為復(fù)雜。

泥水盾構(gòu)掘進(jìn)過程中，通過泥水壓力來平衡掌子面的水、土壓力，如果泥水壓力過小就會(huì)導(dǎo)致掌子面變形破壞和地表沉降，而泥水壓力過大，則會(huì)導(dǎo)致泥漿劈裂和地表隆起，因此確定盾構(gòu)掌子面的極限泥水壓力是盾構(gòu)開挖面穩(wěn)定性研究的重要內(nèi)容。極限泥水壓力受到掌子面破壞形態(tài)、隧道埋深、圍巖土體特性及地下水等條件的限制，因此掌子面破壞形態(tài)的假定成為確定極限支護(hù)力的前提。

針對(duì)盾構(gòu)隧道掌子面的理論研究主要圍繞掌子面破壞模式和極限支護(hù)力展開。分析隧道掌子面破壞形態(tài)是進(jìn)行掌子面穩(wěn)定性研究的首要條件，國(guó)內(nèi)外一些學(xué)者對(duì)掌子面破壞形態(tài)進(jìn)行了假定，Davis等進(jìn)行了最初的楔形體假定，Anagnostou等根據(jù)筒倉理論提出了掌子面的楔形體破壞模式，Leca和Dormieux基于上限分析提出了開挖面被動(dòng)破壞三維機(jī)動(dòng)場(chǎng)，得到了多段線破壞模式，Soubra提出了多錐體三維破壞模式，對(duì)地層坍塌和隆起兩種破壞模式作了討論，Subrin和Wong提出牛角狀的開挖面三維坍塌模式，Mollon等改進(jìn)了Soubra的三維錐體破壞模式，提出了多錐體被動(dòng)破壞機(jī)動(dòng)場(chǎng)來近似模擬破壞滑動(dòng)面。近年來，針對(duì)楔形體理論，國(guó)內(nèi)外一些學(xué)者進(jìn)行了完善和改進(jìn)，魏綱和賀峰假定開挖面失穩(wěn)時(shí)滑動(dòng)塊的形狀為一個(gè)梯形楔體，滑動(dòng)塊上部為一梯形棱柱；高健等將楔形體模型應(yīng)用于開挖面穩(wěn)定性分析中并對(duì)計(jì)算模型進(jìn)行了改進(jìn)，增加了分層計(jì)算，使之更加容易應(yīng)用到成層地層中；陳仁朋等對(duì)砂土地層盾構(gòu)隧道開挖面被動(dòng)破壞極限支護(hù)力進(jìn)行了研究，將傳統(tǒng)的三維楔形體極限平衡模型中的棱柱體修正為具有一定傾角的倒棱臺(tái)，使其破壞區(qū)域更接近真實(shí)的土體隆起區(qū)域。

針對(duì)泥水盾構(gòu)開挖面穩(wěn)定性和水壓作用下的數(shù)值模擬研究也有一定的研究成果：Li等和徐明等考慮了泥水重度對(duì)泥水盾構(gòu)掌子面破壞模式的影響；高健等采用FLAC3D軟件研究了考慮滲透力作用下的盾構(gòu)隧道掌子面穩(wěn)定性；陳孟喬等將高水壓用應(yīng)力邊界代替，開挖面采用位移控制得到高水壓條件下極限支護(hù)壓力與開挖面位移變化規(guī)律。

該文在已有研究成果的基礎(chǔ)上，以廣東珠海馬騮洲交通隧道工程為研究背景，選取工程中代表性的中粗砂和淤泥地層，采用數(shù)值模擬進(jìn)行無水條件和水壓條件下超大直徑泥水盾構(gòu)掌子面主動(dòng)破壞模式研究，并得到不同條件下的極限泥水支護(hù)壓力，最后運(yùn)用楔形體極限平衡理論得到不同工況下的極限支護(hù)力理論解，并與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。

2 工程背景及計(jì)算條件

2.1 工程概況及地質(zhì)條件

馬騮洲交通隧道工程連接珠海市南灣城區(qū)和橫琴新區(qū)，為中國(guó)國(guó)內(nèi)首條超大直徑海底盾構(gòu)隧道。工程范圍南起橫琴中路，下穿環(huán)島北路，過馬騮洲水道后，沿規(guī)劃保中路線位向北至南灣大道，路線全長(zhǎng)約2 834.6 m；其中過馬騮洲水道段為圓形盾構(gòu)隧道段，單管設(shè)置單向三車道，兩管組合形成雙向六車道，隧道外徑14.5 m，內(nèi)徑13.3 m，長(zhǎng)約1 081.6 m，埋深為23.0～42.0 m。

馬騮洲水道兩側(cè)原始地貌單元大部分為河漫灘地貌，地基土在勘察深度范圍內(nèi)均為第四紀(jì)松散沉積物(Q4)及中生代燕山期風(fēng)化花崗巖(γ52-3)，主要由人工填土層(Qml)、海陸交互相、海相沉積的淤泥、淤泥質(zhì)土、黏土、中粗砂層(Q4mc)、花崗巖殘積土(Q4el)和下伏的全風(fēng)化、強(qiáng)風(fēng)化、中風(fēng)化花崗巖(γ52-3)組成。盾構(gòu)機(jī)主要在②1淤泥、②2黏土、②3中粗砂夾黏土、②4淤泥質(zhì)黏土中掘進(jìn)，局部盾構(gòu)埋藏較深或基巖埋藏較淺處，涉及④中粗砂、⑤礫質(zhì)黏性土、⑥1全風(fēng)化花崗巖、⑥2強(qiáng)風(fēng)化花崗巖。馬騮洲交通隧道盾構(gòu)段縱斷面圖如圖1所示。

盾構(gòu)段沿線有一定厚度的②1淤泥及②4淤泥質(zhì)黏土層，分布于人工填土層之下，呈流塑狀，具高靈敏度、高壓縮性、低強(qiáng)度等特點(diǎn)，易發(fā)生蠕變和擾動(dòng)，工程性質(zhì)差，屬于軟弱性土，盾構(gòu)掘進(jìn)中易擾動(dòng)，擾動(dòng)后強(qiáng)度極易降低，導(dǎo)致掌子面失穩(wěn)及較大的沉降。而盾構(gòu)掘進(jìn)遇到的中粗砂層滲透系數(shù)較大，黏聚力小，在泥漿壓力減小的情況下易產(chǎn)生流砂等現(xiàn)象。因此，針對(duì)淤泥及中粗砂地層，有必要進(jìn)行隧道開挖面變形及破壞模式的研究。

圖1 馬騮洲交通隧道盾構(gòu)段縱斷面圖

2.2 數(shù)值計(jì)算條件

為了探究水壓作用對(duì)超大直徑泥水盾構(gòu)掘進(jìn)過程中掌子面主動(dòng)破壞模式的影響，采用有限差分程序FLAC3D對(duì)兩種工況、兩種地層條件下的破壞過程進(jìn)行模擬，獲取掌子面破壞模式及極限支護(hù)力規(guī)律。

2.2.1 泥水支護(hù)力形式

對(duì)于超大直徑泥水盾構(gòu)，泥漿重度對(duì)掌子面支護(hù)條件有很大的影響，因此，在數(shù)值模擬過程中，考慮了泥漿重度的作用。這是因?yàn)?，在氣壓平衡盾?gòu)中，通常假設(shè)支護(hù)力在盾構(gòu)掌子面上是均勻分布的，對(duì)于埋深比C/D較大或小直徑盾構(gòu)來說，也可以有類似的假設(shè)；但對(duì)于大直徑淺埋盾構(gòu)，尤其是超大直徑泥水盾構(gòu)，這種假設(shè)就變得不合理，因?yàn)槎軜?gòu)頂部與底部的泥漿壓力差值會(huì)較大，對(duì)掌子面的支護(hù)作用也是“梯形支護(hù)”。泥水平衡盾構(gòu)掌子面泥水壓力的不平衡主要是由泥漿重度來反映的，Li等將考慮泥漿重度后的泥水壓力分解為兩部分，如圖2所示，其中σt1為掌子面的均勻支護(hù)壓力值，σt2的最大值代表泥漿重度。該計(jì)算中的泥漿重度取最小泥漿重度10 kN/m3，均勻支護(hù)壓力取為掌子面中心處的的靜止土壓力值。

圖2 泥水支護(hù)壓力隨深度的變化情況

2.2.2 數(shù)值計(jì)算模型

模擬隧道開挖直徑D=14.5 m，隧道埋深為1倍直徑。計(jì)算模型尺寸及網(wǎng)格劃分如圖3所示。為了簡(jiǎn)化計(jì)算，分別選用淤泥和中粗砂兩種材料對(duì)地層進(jìn)行模擬，并考慮地層上方6 m的水壓。本構(gòu)模型采用M-C強(qiáng)度破壞準(zhǔn)則，通過現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)和室內(nèi)試驗(yàn)得到兩種地層的物理力學(xué)參數(shù)(表1)。

圖3 數(shù)值計(jì)算模型

2.2.3 計(jì)算過程

為了模擬泥水支護(hù)力降低過程中掌子面的變形情況，采用應(yīng)力邊界條件對(duì)掌子面支護(hù)力進(jìn)行控制，模擬過程如下：

(1) 建立地層模型，模型底部和四周施加法向約束，模型頂部為自由邊界(無水壓條件)或施加應(yīng)力邊界(水壓作用)，施加初始應(yīng)力場(chǎng)，達(dá)到初始平衡狀態(tài)。

(2) 一次開挖盾構(gòu)隧道土體單元到指定位置，同時(shí)設(shè)置盾構(gòu)管片結(jié)構(gòu)單元，并在開挖面上施加與其上土體各點(diǎn)初始水平應(yīng)力相當(dāng)?shù)某跏贾ёo(hù)壓力，計(jì)算使其達(dá)到平衡。

(3) 保持開挖面中心點(diǎn)支護(hù)應(yīng)力不變，分多步逐級(jí)調(diào)整支護(hù)壓力斜率，直至達(dá)到實(shí)際的泥水支護(hù)壓力斜率(泥漿重度取10 kN/m3)。

(4) 保持支護(hù)壓力斜率不變，分多步逐級(jí)減小泥水支護(hù)壓力。

為了得到泥水支護(hù)力減小過程中掌子面變形規(guī)律，在掌子面均布多個(gè)變形監(jiān)測(cè)點(diǎn)對(duì)掌子面水平位移進(jìn)行監(jiān)測(cè)。當(dāng)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的水平位移開始急劇增大時(shí)，認(rèn)為掌子面發(fā)生失穩(wěn)破壞，這時(shí)中心點(diǎn)處的支護(hù)應(yīng)力值取為極限支護(hù)壓力Pcr。

表1 數(shù)值計(jì)算參數(shù)

3 數(shù)值計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 掌子面變形過程和極限支護(hù)力

圖4為掌子面監(jiān)測(cè)點(diǎn)最大位移隨泥水壓力變化過程。

從圖4可以看出：① 從掌子面發(fā)生變形到失穩(wěn)破壞，大致可以分為3個(gè)階段：第1階段O-A，該階段掌子面變形與支護(hù)力大小幾乎呈線性關(guān)系，掌子面主要發(fā)生彈性變形，土體尚未達(dá)到極限平衡狀態(tài)；第2階段A-B，隨著泥水支護(hù)力的減小，掌子面變形速率逐漸增加，塑形變形量逐漸增加，直到達(dá)到極限平衡狀態(tài)，此時(shí)掌子面發(fā)生失穩(wěn)破壞(B點(diǎn))，其對(duì)應(yīng)的泥水支護(hù)力為極限泥水支護(hù)力；第3階段B-C，微小的支護(hù)力降低值就會(huì)引起掌子面較大的變形，掌子面發(fā)生大變形，處于失穩(wěn)破壞狀態(tài)；② 水壓作用下中粗砂地層及淤泥地層的極限泥水壓力相對(duì)于無水壓條件時(shí)均有所增大，為了對(duì)無水壓條件和水壓條件下兩種地層的極限泥水支護(hù)力進(jìn)行對(duì)比，采用極限支護(hù)應(yīng)力比Pcr/P0進(jìn)行分析，其中，P0為掌子面中心的初始支護(hù)力大小。經(jīng)過計(jì)算，統(tǒng)計(jì)得到兩種地層條件下掌子面極限泥水壓力及極限支護(hù)應(yīng)力比大小，如表2所示。

圖4 掌子面變形規(guī)律

表2 極限支護(hù)力及極限支護(hù)應(yīng)力比

從表2可以看出：對(duì)于中粗砂地層，水壓作用明顯增加了掌子面的極限泥水壓力，而極限支護(hù)應(yīng)力比則有一定的減小，說明在砂性地層中掘進(jìn)時(shí)需要根據(jù)水壓大小對(duì)泥漿壓力進(jìn)行相應(yīng)的調(diào)整。對(duì)比淤泥和中粗砂地層可以看出：由于淤泥壓縮模量較小，相較于中粗砂地層掌子面的變形更加明顯；淤泥地層條件下，盾構(gòu)掌子面在水壓作用下變形更加顯著，極限支護(hù)力及極限支護(hù)應(yīng)力比相較于無水條件都有一定程度的增加。

3.2 掌子面主動(dòng)破壞模式

在計(jì)算過程中可以發(fā)現(xiàn)，剛發(fā)生失穩(wěn)時(shí)掌子面的破壞模式為局部圓弧形滑裂面，其上方發(fā)生明顯的起拱現(xiàn)象，地表附近位移相對(duì)掌子面位移較小；隨著支護(hù)力的減小，土拱作用消失，掌子面破壞逐漸貫穿到地表，最終破壞模式如圖5、6所示。

從圖5、6可以看出：掌子面發(fā)生失穩(wěn)破壞后前方土體形成圓弧形滑裂面，上方逐步貫通至地表，可將圓弧形滑裂面簡(jiǎn)化為直線形，則整個(gè)破壞形態(tài)接近于Horn提出的筒倉破壞模式，由掌子面前方的楔形體和上部的棱柱體組成。秦建設(shè)通過研究得出楔形體模型滑動(dòng)面傾角可取為α=45°+φ/2，其中φ為土體內(nèi)摩擦角，這與該文模型試驗(yàn)得到的結(jié)果較為接近。

由于考慮了泥水重度的影響，掌子面失穩(wěn)破壞時(shí)的最大變形發(fā)生在掌子面頂部，而在砂土地層尤其是在無水條件下，掌子面下部區(qū)域的變形量較小。這是由于作用于掌子面上的水土壓力分布梯度小于泥水支護(hù)力分布梯度，從而導(dǎo)致掌子面上部的變形明顯大于底部的變形量。從圖5、6還可以看出：地表附加應(yīng)力(即水壓作用)對(duì)掌子面滑動(dòng)面傾角幾乎沒有影響，并且對(duì)整體破壞模式影響不大。

圖5 中粗砂地層掌子面破壞模式(單位：mm)

圖6 淤泥地層掌子面破壞模式(單位：mm)

4 楔形體極限平衡理論

三維楔形體模型是由筒倉理論發(fā)展而來的，Horn于1961年首次提出了三維楔形體模型，該模型分為兩個(gè)部分，分別由開挖面前方的楔形體和上部棱柱體組成，如圖7所示。

圖7 三維楔形體理論模型

4.1 上覆土壓力計(jì)算

上覆土壓力的計(jì)算方法主要包括普氏土壓理論、全覆土重理論以及太沙基松動(dòng)土壓力理論等。普氏壓力拱理論假定開挖面上部形成壓力拱，并且只考慮壓力拱拋物線內(nèi)的土體重力，并不適用于淺埋隧道；全覆土重理論考慮上方所有土體重量，忽略了周圍土體的作用；太沙基理論考慮了隧道的幾何尺寸、埋深、土體的強(qiáng)度指標(biāo)對(duì)土壓力的影響。因此該文選用太沙基松動(dòng)土壓力理論進(jìn)行計(jì)算。太沙基松動(dòng)土壓力的計(jì)算公式為：

(1)

式中：H為隧道上方覆土厚度；D為隧道的直徑；L為上方棱柱體沿隧道方向的長(zhǎng)度；B為楔形體沿隧道垂直方向的長(zhǎng)度(盾構(gòu)等效直徑)，通常取B=0.25πD；P0為地表豎向均布荷載；c、φ分別為土體的黏聚力和內(nèi)摩擦角；K0為土體的靜止側(cè)壓力系數(shù)；γ為土體重度。

4.2 極限支護(hù)力計(jì)算

對(duì)楔形體進(jìn)行靜力平衡分析，受力圖如圖8所示。

圖8 楔形體受力分析圖

楔形體所受到的作用力包括：

(1) 開挖面支護(hù)力。

P=p·BD

(2)

(2) 楔形體的自重。

G=[D2/(2cotα)]·B·γ

(3)

(3) 楔形體滑裂底面上的摩阻力T和正壓力N。

T=BL·c/sinα+N·tanφ

(4)

(4) 楔形體滑裂側(cè)面上的摩阻力TS和正壓力NS。

TS=D2/(2cosα)·c+NStanφ

(5)

(6)

(7)

(5) 楔形體上覆土壓力sV。

通過楔形體受力分析來確定極限支護(hù)力大小，由水平受力平衡得：

P+Tcosα+2TScosα=Nsinα

(8)

由豎向受力平衡得：

PV+G=Tsinα+2TSsinα+Ncosα

(9)

極限支護(hù)力大小為：

P=ε(PV+G)-(cB2/sinα+2TS)(εsinα+cosα)

(10)

其中：

PV=σVBL

(11)

(12)

進(jìn)而根據(jù)式(2)求得掌子面極限支護(hù)應(yīng)力。

4.3 極限平衡解與數(shù)值計(jì)算結(jié)果對(duì)比

通過計(jì)算得到不同條件下掌子面極限支護(hù)力的極限平衡解，將極限平衡解與數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如表3所示。

表3 極限支護(hù)力對(duì)比

從表3可以看出：中粗砂地層條件下極限支護(hù)力的理論計(jì)算結(jié)果比數(shù)值結(jié)果要小，說明當(dāng)考慮泥水重度對(duì)掌子面支護(hù)壓力的影響時(shí)，楔形體極限平衡理論得到的結(jié)果是偏不安全的。徐明等對(duì)不同內(nèi)摩擦角的砂土進(jìn)行泥水盾構(gòu)掌子面極限支護(hù)力分析，得出只有在內(nèi)摩擦角較小時(shí)數(shù)值模擬結(jié)果才接近于楔形體理論計(jì)算結(jié)果，當(dāng)內(nèi)摩擦角較大時(shí)，楔形體理論預(yù)測(cè)結(jié)果偏不安全，這與該文對(duì)比結(jié)果相一致。從圖5、6也可以看出：中粗砂地層(φ=28.9°)條件下超大直徑泥水盾構(gòu)掌子面失穩(wěn)模式與楔形體假設(shè)有一定的差異，從而導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果的差別。

5 結(jié)論

以馬騮洲交通隧道工程為研究背景，分別對(duì)無水條件和高水壓作用下，中粗砂和淤泥兩種地層下的掌子面主動(dòng)破壞模式進(jìn)行數(shù)值研究，得到超大直徑泥水盾構(gòu)極限泥水支護(hù)壓力隨地層參數(shù)及水壓作用變化的規(guī)律，并將數(shù)值計(jì)算結(jié)果與楔形體極限平衡理論結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，得到如下主要結(jié)論：

(1) 掌子面變形隨泥水壓力的減小分為3個(gè)階段，第2階段末對(duì)應(yīng)的泥水壓力為最小支護(hù)壓力。水壓作用下，兩種地層條件的極限泥水支護(hù)壓力均有一定的增大，中粗砂地層條件下的極限支護(hù)應(yīng)力比有所減小，而淤泥地層下的極限支護(hù)應(yīng)力比有所增加。

(2) 超大直徑泥水盾構(gòu)掌子面的破壞形態(tài)可近似看作筒倉形破壞，上覆水壓力對(duì)掌子面破壞形態(tài)影響不大；受泥水重度影響，掌子面上部變形較大，底部變形較小。

(3) 將楔形體極限平衡理論計(jì)算結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比發(fā)現(xiàn)，對(duì)于中粗砂地層，楔形體極限平衡理論得到的極限支護(hù)力要小于數(shù)值計(jì)算結(jié)果，說明當(dāng)考慮泥水重度對(duì)掌子面支護(hù)壓力的影響時(shí)，楔形體極限平衡理論得到的結(jié)果是偏不安全的。