隧道前方溶洞對盾構機掘進影響分析
——以大連地鐵5號線后后區間工程為例

李金奎， 顏志堅

(大連大學建筑工程學院，大連 116000)

盾構法是城市地鐵工程建設常用的施工方法，巖溶地質區域中盾構機掘進容易造成盾構機陷落、傾覆、掌子面坍塌及地面沉陷等事故，對隧道前方溶洞對盾構機掘進施工影響分析研究具有重要理論價值和工程實踐意義。近年來，相關學者、工程技術人員進行了大量相關研究。高壇等[1]利用MIDAS GTS建立溶洞處于隧道不同方位的有限元模型，考慮圍巖、側壓力系數等5個因素對隧道與溶洞安全距離影響進行正交數值模擬分析，得到不同方位溶洞的安全距離預測模型；李海港等[2]利用FLAC3D數值模擬分析了隧道前方大型溶洞應力疊加和圍巖變形；李培楠等[3]針對深圳軌道交通3號線區間工程建立了溶洞和地鐵隧道的三維有限元模型，從溶洞位置、溶洞大小、與隧道的凈距3個因素分析了地鐵施工圍巖的穩定性影響，得到該3個因素對圍巖變形、塑性區以及主應力分布等均有較大影響的結論；趙宏國[4]利用三維有限差分軟件針對頂部溶洞對新修地鐵影響這一問題進行了流固耦合分析、不同溶洞規模下的地表沉降、溶洞變形、結構受力分析等，并提出相應的巖溶處理辦法；潘青等[5]模擬溶洞分布對盾構隧道穩定性的影響，以溶洞直徑、方位、與隧道凈距為計算變量，分析隧道沉降、水平收斂、受力等情況；雷金山[6]基于廣州地鐵建設工程，分析了溶洞的發育及分布規律，運用試驗和數值模擬針對隱伏型溶洞對地鐵隧道穩定性進行分析研究，并提出了處置措施。

針對地鐵巖溶隧道的研究多集中在隧道橫斷面內溶洞規模、方位、與隧道距離對地鐵隧道的影響分析，且溶洞填充物性質考慮欠缺。前方溶洞對盾構機掘進的施工影響鮮有研究?，F基于大連地鐵5號線盾構工程，采用理論分析、數值模擬及工程量測的研究方法，對隧道前方溶洞處理前后對盾構掘進掌子面的圍巖、溶洞圍巖及上覆地層變形、塑性區進行分析，明確前方溶洞對盾構掘進的影響規律。

1 理論分析

1.1 盾構上方土體豎向位移分析

盾構掘進的不同施工階段掌子面土體由于掘進面的附加推力、刀盤切削土體、盾殼對土體的擠壓作用、注漿壓力、盾尾建筑間隙使得土體經歷加荷和卸荷的過程，盾構機前方土體存在主動土壓力、被動土壓力狀態的土體應力過程轉化過程，進而導致了掌子面圍巖擠壓和卸載及地表隆起和下沉。陳禹臻等[7]采用解析方法研究了盾構機掘進過程中的受力狀態，研究了掘進工作面土壓力、盾殼摩擦阻力的解析計算方法，并與數值算例進行了驗證分析；林存剛等[8]采用Mindlin理論，推導出了軟土地層盾構機掘進時正面推力引起的地表豎向位移公式，如式(1)所示，并在杭州慶春路過江隧道盾構掘進過程中得到應用和驗證。

(1)

(2)

(3)

式中：w為前方某點的豎向位移，m；r和θ為掘進面一點到中心的距離(m)和角度(℃)；q為均勻作用在開挖面的掘進面壓力，kPa；G為土體的剪切模量，kPa；ν為泊松比；H為隧道軸線埋深，m；x,y,z為待求豎向位移點?？梢钥闯?，在隧道埋深、隧道尺寸、掘進面推力等條件一致情況下，當隧道前方存在溶洞時減弱了前方土體的力學性質，剪切模量會有一定程度折減，導致地表豎向位移值和洞頂豎向位移值增大。

參考文獻[9-10]盾構機掘進后由于掌子面開挖引起的地表沉降位移公式Peck公式預測?；诂F場地表監測數據和Peck公式擬合，可對溶洞處理后的地表沉降進行預測，為類似情況施工提供參考。Peck公式如式(2)所示。

(4)

式(2)中：s為地表沉降值，m；y為橫斷面計算點到隧道中心線的距離，m；smax為地表最大沉降值，m；i為沉降槽寬度，m。對上述公式兩邊取對數[9]，基于實測數據進行線性回歸分析可得到參數smax和i。

1.2 溶洞與掘進面巖體穩定性分析

隧道前方存在著溶洞時，當盾構機掘進靠近溶洞時，盾構機對掘進面巖體的附加推力會使溶洞與掌子面之間巖體出現應力集中，而溶洞附近巖體完整性及強度較差，極易進入塑性狀態或失穩破壞。為了便于分析盾構機前方巖體的穩定性，對溶洞和巖體假設為無填充或填充物散碎無洞壓存在、巖體完整且連續各向同性介質、盾構推力和水土壓力差簡化為均布荷載作用在掘進面上，建立的力學分析模型如圖1所示。根據文獻[11-12]分別基于最大拉應力理論和剪切破壞理論建立安全厚度計算公式，如式(3)和式(4)所示，并在實際工程案例中得到驗證。

圖1 巖土安全厚度力學分析模型Fig.1 Mechanical analysis model of safety thickness of rock and soil

(3)

(4)

式中：S、ν、R、σt、q分別為安全厚度(m)、泊松比、溶洞半徑(m)、巖體抗拉強度(kPa)、掘進面壓(kPa)；λ、γi、Hi、A、C、φ、c分別為側壓力系數、土體容重(kN·m-3)、巖層厚度(m)、溶洞周長(m)、溶洞斷面面積(m2)、內摩擦角(°)和黏聚力(kPa)。安全厚度S與巖體的力學性質、巖體應力、溶洞尺寸、掘進面壓有關，在其他參數保持一定的情況下隨著溶洞尺寸的增大所需安全厚度越大。

2 工程概況

大連地鐵5號線后鹽站至后關村站區間全長3 534.215 m，區間地形地貌復雜，沿線地勢起伏大，4.71 m到50 m不等。采用盾構法施工，盾構直徑為6.47 m，管片外徑6.2 m、厚0.35 m、環寬1.2 m。其地質條件從地表往下依次為第四系覆蓋層，主要由素填土和黏土組成；中間部分為強風化白云巖；下伏基巖為中風化石灰巖，節理裂隙較發育、有溶蝕現象，溶洞發育不規律，揭露洞高0.30～6.20 m，場地可溶巖區鉆孔見洞隙率為24.8%，巖溶發育等級為中等發育，填充物主要為軟塑黏性土、強風化巖。區間部分隧道范圍內溶洞如圖2所示，其中紅色閉合線為溶洞輪廓線。盾構隧道穿越層主要為中風化白云巖和中風化石灰巖，圍巖所處級別為IV～V。有關巖土力學參數如表1所示。

圖2 隧道范圍內溶洞物探成像Fig.2 Geophysical imaging of karst caves in tunnel area

名稱容重/(kN·m-3)彈性模量/MPa泊松比內摩擦角/(°)黏聚力/kPa素填土17.080.401510強風化石灰巖23.0200.273265中風化石灰巖27.02520.2438135

3 數值模擬試驗

3.1 有限元模型

利用MIDAS GTS建立三維有限元模型，考慮到隧道施工的影響范圍和保證計算結果可靠，模型幾何參數選取70 m×40 m×50 m，上部素填土厚度取3.5 m，中間強風化巖厚度取5 m，下部基巖為中風化石灰巖。巖土體選擇常用的理想彈塑性模型的Mohr-Coulomb本構模型；隧道結構和溶洞加固體選擇彈性結構本構模型。巖溶充填體力學參數、隧道結構力學參數、盾殼參數[13]如表2所示。設定邊界條件為位移約束，在x、y方向進行水平位移約束，底部為三向約束，頂部為自由邊界。

表2 溶洞充填物及結構力學參數

為簡化分析計算，將溶洞看作圓柱體?？紤]到該區間的絕大多數溶洞規模和填充情況，設溶洞大小為無溶洞情況、1/4D、1/2D、1D，D表示隧道直徑。設填充物情況為無填充、填充物軟塑性黏土和強風化巖、溶洞預處理后的注漿體。共計建立有限元模型工況為7個。以溶洞大小為1D、無填充情況為例，溶洞位置關系及建立的有限元模型(從隧道中心線剖切)如圖3所示。

為使計算結果更為合理，考慮對分析重點部位利用軟件功能進行網格單元加密。根據施工的實際情況，設定盾構掘進壓力為300 kPa、注漿壓力為150 kPa，分別施加在盾構掘進面上、管片背面。由于盾構管片長為1.2 m，設開挖布距為管片長度。按照施工步驟進行開挖：第一步開挖土體和激活下一階段土體的推力；第二步激活盾殼單元；第三步開挖下一階段土體，并激活上一階段的襯砌和下一階段土體的推力，以此類推直至開挖完成。

3.2 數值模擬結果及分析

為了獲得隧道前方溶洞圍巖、掌子面及地表變形信息，在盾構機掘進過程中記錄了溶洞圍巖、地表及掌子面的變形信息，如圖4所示。其中A點為溶洞正上方的地表觀測點，B點溶洞正上方的圍巖觀測點，C點為溶洞距盾構最近點，D點為洞腰位置。

圖4 分析位置Fig.4 Analysis location

3.2.1 不同溶洞規模對觀測位置的影響

隧道盾構掘進面與溶洞距離從24 m到3 m逐漸減小時，由于洞內填充物質力學性質差且松散，難以起到支撐作用，基于最不安全考慮無填充溶洞進行模擬，在不同溶洞規模的工況下不同觀測位置的變化規律如圖5所示。

圖5 不同溶洞規模下觀測位置變形Fig.5 Observed position deformation under different cave sizes

地表隆起分析：圖5(a)表明無溶洞情況下，地表沉降規律表現為隨著開挖距離的減小，地表隆起逐漸增大，但在離掘進面大約6 m時逐漸沉降，表明地表隆起最大值在掘進面前方一定范圍，隨著施工進行不斷向前轉移；當溶洞小于等于1/4D時，溶洞上方地表的變形規律與無溶洞時一致；當溶洞為1/2D時，掘進面離溶洞大約7 m時，地表隆起值大于無溶洞、1/2D溶洞，但其變化趨勢與無溶洞相似；溶洞為1D時隨著施工推進，地表最大隆起值大于前三者情況，隨后變化不大。分析表明溶洞存在會增大溶洞上方的地表隆起量，溶洞越大增量越明顯，但總的情況來看隧道前方存在溶洞與否對地表最大隆起量影響不大。

洞頂豎向位移分析：隨著施工不斷推進，洞頂位置不斷向上運動，溶洞存在會增加溶洞洞頂豎向位移量且溶洞越大增加量越多，但是總的來看溶洞存在與否對洞頂豎向變形量影響很小，可忽略不計，其變化如圖5(b)所示。但值得注意的是靠近掘進面的頂部和底部位置會出現沉降和隆起，與溶洞中間位置呈現相反的變化規律。

臨近點縱向變形分析：在無溶洞情況下，該點縱向位移值在距離不斷減少的過程中呈現緩慢增加，最終增加量不到10 mm；在溶洞存在情況下，越靠近溶洞位置時增加量越大，特別是1/2D、1D溶洞大小呈現非線性增長，大約1 m的位置該點變形值分別達到30 mm和70 mm，為無溶洞時的4倍和9倍，其變化如圖5(c)所示，可認為此時溶洞和掘進面之間的巖體發生破壞。

洞腰水平位移分析：洞腰水平變形表現為向兩邊延伸變形；圖5(d)表明隨著施工距離的縮短，無溶洞情況和1/4D溶洞大小對洞腰水平位移影響不大；但隨著溶洞尺寸變大，洞腰水平位移增大，當溶洞為1D、掘進面距溶洞在大約5 m處開始，隨著距離縮短洞腰水平位移急速增大。

3.2.2 不同填充物對觀測位置的影響

隧道盾構掘進面與溶洞距離從24 m到3 m逐漸減小時，基于最不安全考慮最大填充溶洞進行模擬，在不同填充物的工況下不同觀測位置的變化規律如圖6所示。

圖6 不同填充物下觀測位置變化規律Fig.6 Observed position deformation under different fillers

不同填充物對溶洞正上方地表隆起影響：兩種填充物下地表隆起值隨著開挖距離的縮短不斷增大，從7 m處開始溶洞填充較之無填充溶洞變化值更大，如圖6(a)所示，且填充物力學性質越弱變化值越大，但保持相同的變化趨勢。

洞頂豎向位移分析：如圖6(b)所示，隨著開挖距離的縮短，溶洞存在填充物情況下較之無溶洞和無填充溶洞引起的洞頂向上變形值更大，且距離越短變化越為明顯；兩種填充變化趨勢一致，但填充物性質越弱對洞頂位移影響越大。分析原因是由于在相同的荷載或應力條件下較弱力學性質的填充物更容易變形。

臨近點縱向變形分析：如圖6(c)所示，從約4 m處開始隨著開挖距離縮短，較之無填充溶洞，洞內填充物會降低臨近點縱向變形值，且洞內填充物力學性質越強降低越多，這是由于填充存在會抵抗一部分變形；但在這兩種填充物情況下2 m處的變形值約為無溶洞時的3倍和7倍，所以溶洞存在填充物時對臨近點的影響還是不能忽視。

洞腰水平位移分析：如圖6(d)所示，在開挖距離小于5 m范圍內洞內兩種填充物會影響洞腰水平位移，且力學性質弱的影響程度大于力學性質強的影響程度。

通過上述不同工況的計算結果分析發現，不同工況下會或大或小地影響各敏感部位的變形值，但總的變化趨勢是一定的，即在開挖距離的不斷減小下，溶洞變形表現為溶洞周圍巖體向四周延伸變形，但在溶洞臨近掘進面的一處會向溶洞臨空面突出變形。

3.2.3 無填充溶洞規模對塑性區發展的影響

盾構前方溶洞與盾構掘進面之間的土體發生破壞容易導致溶洞坍塌、盾構機受力不平衡?；谏厦娴姆治霭l現，不同溶洞大小對它們之間土體塑性變形的發展有很大的影響。所以有必要進一步探討溶洞大小對塑性區發展的影響。設置溶洞大小分別為1/4D、1/2D、3/4D、1D，在上述的邊界條件和地層力學參數條件下進行模擬。根據剪切應變判斷溶洞與掘進面巖體是否發生破壞[1]。隨著盾構掘進靠近溶洞時，不同溶洞大小的條件下塑性區的貫通距離是不一致的，模擬結果表明溶洞越大，塑性區貫通時的距離越大。分析其原因為盾構掘進面前方在正常掘進過程中會產生一定范圍的塑性變形，而在施工接近溶洞時溶洞周圍的應力分布更加復雜，在溶洞周圍也會產生塑性區(溶洞越大范圍越大)，此時兩者塑性連通后臨近掘進面的溶洞臨空面會有較大變形，容易產生坍塌。

將溶洞大小作為橫坐標、塑性區貫通距離或巖體安全厚度理論計算結果作為縱坐標，畫出曲線圖，如圖7所示。在圖7中可以看出3種計算結果表明：溶洞大小與巖體安全厚度近乎呈線性關系，表明溶洞越大在相同巖體厚度情況越不穩定；以剪切破壞理論計算的結果較小，可作為施工參考的上限值；以最大拉應力理論計算的結果接近數值模擬結果，通過對巖體安全厚度的計算分析，可為前方溶洞超前處理和盾構施工參數調整提供參考。

圖7 溶洞大小與巖體安全厚度的關系Fig.7 Relationship between cave size and rock mass safety thickness

3.2.4 溶洞處理前后對比

以該區間某一溶洞為例進行溶洞處理前后的對比分析。該洞處于左線隧道盾構掘進范圍之內，溶洞規模約為6 m、頂板埋深約16 m，填充物為軟塑性黏土。由于該溶洞為填充溶洞，填充物為流塑、軟塑狀黏性土，則采用注漿充填處理，注漿處理目的為使洞內軟弱填充物形成具有一定強度的固結體。

將原本軟塑性黏土力學參數提高到固結體的力學參數進行模擬計算，以變形最大的溶洞距掘進面最近點為例(即C點)進行對比分析，縱向變形云圖如圖8所示。圖中顯示溶洞處理前溶洞周圍縱向位移達到21 mm，且向溶洞內部形成一個巨大凹槽；溶洞處理后溶洞變形得到控制且未在溶洞周圍變形集中。計算結果表明隨著溶洞加固處理，內部填充物的力學性質得到增強，觀測點的變形能夠得到有效控制，降低地表過大沉降或隆起、溶洞坍塌的風險。

圖8 溶洞處理前后對比Fig.8 Comparison before and after karst treatment

4 監測與數值模擬對比分析

(1)在對溶洞進行處理后，盾構施工至此處時，溶洞上方地表的位移動態監測結果最終值穩定在1.35 mm，而數值模擬結果是1.20 mm，表明處理后的溶洞于盾構施工無異常情況。

(2)對盾構掘進完成后溶洞所處的橫斷面的沉降進行分析：①溶洞上方地表橫斷面沉降實測數據和數值模擬結果如圖9所示，在圖9中可看出，數值模擬結果與實測數據在10 m范圍內變化趨勢一致，由于盾構施工還受其他因素影響，數值模擬結果小于實測數據；②對斷面沉降實測數據進行Peck公式擬合，通過線性回歸分析得smax、i分別為1.55 mm、10.1 m，擬合結果可為該區間類似情況施工提供地表沉降預測。

圖9 橫斷面地表沉降對比及Peck擬合Fig.9 Comparison and Peck fitting of surface subsidence in cross-section

5 結論

(1)隨著盾構施工推進，不同溶洞尺寸和溶洞填充物性質對地表隆起、洞頂上方位移影響不大，但施工到一定距離作用下靠近施工面的溶洞頂部和底部表現較大的沉降和隆起；靠近掘進面的溶洞壁會產生較大變形，隨著距離的減少，該變形會呈現非線性式的增長且溶洞越大變形越大，此時溶洞與盾構面之間的土體極不穩定；溶洞拱腰部位水平位移為負值，即在頂部和底部的擠壓作用拱腰處向兩邊變形，其變化規律為距離的減小下不同尺寸和填充物小會呈現非線性增長且溶洞越大變形越大。

(2)溶洞與掘進面之間的安全厚度隨著溶洞尺寸的增大而近似線性增長，基于剪切破壞的計算結果可作為上限值，基于最大拉應力的計算結果更接近數值模擬結果。

(3)溶洞處理前后的數值模擬結果為靠近掘進面的溶洞臨空面縱向變形得到有效控制；對溶洞進行地表注漿處理，施工至此處時地表隆起值與數值模擬結果接近；對盾構掘進完成后橫斷面實測沉降曲線和數值模擬結果接近。