泥水盾構(gòu)穿越上軟下硬地層泥膜保壓及開挖面穩(wěn)定性研究*

沈津津，曾小東 ，姜 旭，秦紹坤，徐永暉，蘇 亞

(1.杭州市市政公用建設(shè)開發(fā)集團(tuán)有限公司，浙江 杭州 310000；2.浙江明康工程咨詢有限公司，浙江 杭州 311100；3.中鐵七局集團(tuán)第三工程有限公司，陜西 西安 710032)

0 引言

隨著我國軌道交通事業(yè)的大力發(fā)展，泥水盾構(gòu)技術(shù)在隧道工程中廣泛應(yīng)用，隧道施工時需穿越復(fù)雜多變的地質(zhì)條件。盾構(gòu)穿越的復(fù)合地層包括軟土類、卵礫石類及巖石類地層，對開挖面穩(wěn)定性及泥膜保壓安全性提出較高要求[1-2]。

吳笛等[3]以武漢典型高滲透性地層工程為背景，通過準(zhǔn)三軸泥漿滲透儀測試泥皮抗剪強(qiáng)度，分析上覆土層壓力及土體側(cè)壓力對泥漿滲透系數(shù)的影響。汪輝武等[4]以蘭州地鐵1號線強(qiáng)透水砂卵石地層為依托，總結(jié)形成一整套帶壓開倉保壓措施。劉成等[5]提出輕質(zhì)砂能提高閉氣性能和閉氣效率。張寧等[6-7]通過模擬試驗，研究泥膜的形成、孔隙比及厚度對閉氣時間和極限氣壓值的影響，并以南京緯三路過江通道江底砂卵石地層為背景，通過模擬試驗，分析泥膜孔隙結(jié)構(gòu)、孔徑及滲透系數(shù)的變化。宋洋等[8]以南寧軌道交通5號線泥巖圓礫復(fù)合地層為背景，分析不同地層復(fù)合比、膨水比及渣土用量條件下，泥漿滲透規(guī)律及動、靜態(tài)泥膜成膜規(guī)律，同時研究外加劑和底層復(fù)合比對出漿相對密度的影響規(guī)律。

關(guān)于隧道掌子面穩(wěn)定性研究 ，Anagnostou等[9]提出泥漿滲透的楔形體滲透模型，同時提出在砂性土層條件下，盾構(gòu)掘進(jìn)過程中可采用薄膜模型計算支護(hù)力。Lu等[10]通過建立泥膜單顆粒受力模型，研究泥膜形成過程的運(yùn)動學(xué)規(guī)律。Mollon等[11]分析了隧道開挖面破壞形式，提出掌子面支護(hù)壓力極限值計算方法。

盾構(gòu)隧道泥膜保壓及掌子面穩(wěn)定性的研究方法主要為數(shù)值模擬和試驗研究。數(shù)值模擬法假設(shè)條件與實際偏差較大，計算結(jié)果難以收斂；試驗研究法難以綜合真實條件，設(shè)定土層條件與真實地質(zhì)情況差異較大。

本文在前人研究成果的基礎(chǔ)上，研究泥膜形成特點、保壓影響因素及開挖面應(yīng)力特點，總結(jié)形成適用于天目山工程的屈服準(zhǔn)則及計算公式，為同類工程研究提供依據(jù)。

1 工程概況

杭州市環(huán)城北路—天目山路提升改造工程第1標(biāo)段西起古翠路交叉口以西，東至中河立交，全長約2.33km。南、北線隧道起點位于天目山路西段，盾構(gòu)段向東下穿學(xué)院路、教工路、杭大路，在杭大路—保俶路間終止，南、北線隧道長1 757，1 755m，如圖1所示。采用1臺直徑13.46m氣墊式泥水平衡盾構(gòu)掘進(jìn)施工，盾構(gòu)隧道外徑13m，內(nèi)徑11.9m，管片厚0.55m，環(huán)寬2m。

圖1 區(qū)間地理位置

隧道全斷面土層主要為碎石填土、素填土、淤泥質(zhì)黏土、粉質(zhì)黏土、碎石夾黏性土、全風(fēng)化凝灰?guī)r、強(qiáng)風(fēng)化凝灰?guī)r、中風(fēng)化上段凝灰?guī)r、中風(fēng)化下段凝灰?guī)r。隧道掘進(jìn)土層主要為淤泥質(zhì)黏土、粉質(zhì)黏土、碎石夾黏性土。全段黏土占70%以上，黏土濕潤后具有黏結(jié)性，可在較小壓力下變形并長久保持原狀，掘進(jìn)過程中極易出現(xiàn)刀盤結(jié)泥餅現(xiàn)象。

2 泥膜成因分析

不同地層均含有空隙，碎石夾黏性土層內(nèi)部土顆粒間隙較大，淤泥質(zhì)黏土內(nèi)部土顆粒間隙較小，而泥漿顆粒直徑小于土顆粒直徑，能在較大部分間隙中滲透，在土層中形成滲透帶，且土顆粒間隙越大，泥漿顆粒滲透越快，滲透越深。隨著泥漿顆粒在土層間隙中堆積，間隙逐漸填塞充足，達(dá)到最大值，在土層表面堆積形成泥膜。當(dāng)?shù)貙訚B透力為0時，滲透帶達(dá)到最大深度。

泥漿顆粒在地層中堵塞可分為表面堵塞和內(nèi)部堵塞，如圖2所示。表面堵塞是由于泥漿顆粒直徑大于土層間隙，導(dǎo)致其在土層表面堆積，形成泥皮型泥膜；內(nèi)部堵塞是由于泥漿顆粒直徑小于土層間隙，泥漿顆粒進(jìn)入土層間隙形成網(wǎng)架結(jié)構(gòu)，土層表面形成較薄泥膜。

圖2 泥漿顆粒淤積位置

泥漿在土層表面堆積，土顆粒間隙較大，對泥漿顆粒的網(wǎng)架支撐作用較小，隨著氣壓的增加，泥膜穩(wěn)定性降低，氣壓值達(dá)到一定程度時，泥膜多處破壞，產(chǎn)生透氣，從而失去閉氣環(huán)境[5]。泥膜閉氣形態(tài)如圖3所示。

圖3 泥膜閉氣形態(tài)

在盾構(gòu)掘進(jìn)過程中，泥水倉和氣墊倉的壓力使泥漿顆粒向土層中滲透，形成具有改良性的滲透區(qū)，在氣壓增加至最佳掘進(jìn)效果后，泥膜形成(見圖4)，此時泥漿液滲透速率減緩，泥膜厚度不再增加。盾構(gòu)掘進(jìn)時需對掌子面進(jìn)行支護(hù)加固，阻止土體壓力涌向掌子面，穩(wěn)定開挖面。掘進(jìn)時，刀盤不斷旋轉(zhuǎn)切削前方滲透區(qū)的同時，新的滲透區(qū)形成，泥膜重新進(jìn)入密封倉與泥水混合，再輸送到掌子面形成新的泥膜。泥膜形成時間越短質(zhì)量越好，掌子面支護(hù)效果越好，越能有效避免掌子面涌水、涌砂。控制刀盤切削厚度，若超出泥膜厚度，在富水地層會發(fā)生涌水現(xiàn)象[12]。

圖4 泥膜形成示意

3 開挖面失穩(wěn)的屈服準(zhǔn)則及分析方法

3.1 開挖面失穩(wěn)

盾構(gòu)掘進(jìn)過程中，掘進(jìn)區(qū)間掌子面氣壓力、土體性質(zhì)及地下水條件均影響開挖面穩(wěn)定性。在富水軟土地層中，開挖面平衡狀態(tài)主要分為靜止土壓力平衡狀態(tài)、主動土壓力極限平衡狀態(tài)和被動土壓力極限平衡狀態(tài)。

目前發(fā)生安全事故的主要原因為盾構(gòu)推力不足。當(dāng)推力小于土體與土層水壓力合力時，泥膜向盾構(gòu)內(nèi)部破壞，掌子面前方土體失穩(wěn)具有涌向盾構(gòu)機(jī)的趨勢，滑動面過大時，掌子面前方土體會失去平衡，土層由細(xì)微滑動轉(zhuǎn)變?yōu)樨炌ㄐ曰瑒樱踔涟l(fā)生涌水現(xiàn)象。這一現(xiàn)象對隧道地表上方影響嚴(yán)重，極易發(fā)生安全事故。此時的土體滑動，稱為主動土壓力極限平衡狀態(tài)，如圖5a所示。

圖5 隧道開挖面破壞形式

盾構(gòu)機(jī)泥水倉及氣墊倉合力過大，泥膜向土體方向破壞，閉氣效果喪失；推力略大，此時為最佳掘進(jìn)狀態(tài)，隧道開挖面前方土體與盾構(gòu)應(yīng)力適中；若推力太大，盾構(gòu)前方土體在其擠壓下，地表產(chǎn)生隆起，地裂縫增大。此時土體則是被動土壓力極限平衡狀態(tài)，如圖5b所示。

當(dāng)土體和盾構(gòu)兩者力平衡時，則處于靜止土壓力平衡狀態(tài)。

3.2 破壞準(zhǔn)則與隧道失穩(wěn)分析方法

Horn提出的三維極限平衡模型涵蓋盾構(gòu)機(jī)體、盾首和盾首前方土體，分別用楔形體、四邊形棱柱及圓柱體表示，如圖6所示[13]。分析土體側(cè)壓力系數(shù)、楔形角、土體摩擦角及上覆土厚度的相關(guān)性。

圖6 隧道破壞面楔形體模型

(1)

式中：D為隧道直徑；B為楔形體高度或倉筒寬度。

根據(jù)莫爾-庫侖強(qiáng)度準(zhǔn)則可得到楔形體與水平面夾角α及筒倉長度L：

α=45°+φ/2

(2)

L=B/tanα

(3)

不同土體物理參數(shù)條件下，楔形體上覆土壓力有不同的計算方式。對于疏松多孔、弱膠結(jié)的砂巖等地質(zhì)條件較差的土體，上覆土地層周圍對其反向摩擦阻力可視為0，則上覆土對楔形體的壓力可表示為：

PV=γH

(4)

式中：PV為上覆土對楔形體的壓力；γ為上覆土重度；H為上覆土厚度。

對于黏土類地層，一般采用太沙基松動土壓力理論計算，可如實反映因土顆粒錯動導(dǎo)致的土壓力減小；對于土體特性較好的均質(zhì)土，可取松動土體任意假設(shè)深度z處，厚度為dz的微小單元體進(jìn)行受力分析，太沙基松動土壓力如圖7所示。上部壓力為BLσV；自重為BLγdz；下部壓力為BL(σV+dσV)；側(cè)面黏滯力為2(B+L)cdz；側(cè)面摩擦阻力為2(B+L)KσVtanφdz。

圖7 上覆土壓力計算模型

建立豎向平衡公式：

BLσV+BLγdz=BL(σV+dσV)+2(B+L)cdz+

2(B+L)KσVtanφdz

(5)

整理得：

(6)

求解為：

(7)

帶入σV為：

(8)

式中：C為常數(shù)。

帶入邊界條件z為0，σV=P0，則

(9)

整理可得上方土壓力為：

(10)

滑動面摩阻力為：

(11)

滑動面?zhèn)饶ψ枇椋?/p>

(12)

上覆土壓力為：

PV=Ncosα+Tsinα+2T*sinα-G

(13)

側(cè)壓力為：

PF=Nsinα-Tcosα-2T*cosα

(14)

式中：K為土體側(cè)壓力系數(shù)；γ為土體重度；c為黏聚力；φ為內(nèi)摩擦角。

4 極限支護(hù)應(yīng)力的確定

4.1 工程驗算

以杭州市環(huán)城北路—天目山路提升改造工程為例，選取典型淤泥質(zhì)黏土層及粉質(zhì)黏土地層進(jìn)行計算，開挖面穩(wěn)定性計算參數(shù)如表1所示。

表1 開挖面穩(wěn)定性計算參數(shù)

將相關(guān)參數(shù)帶入式(1)，求得破壞范圍土層寬度B為11.88m；根據(jù)式(2)，求得楔形體與水平面夾角α為50.75°；根據(jù)式(3)，求得破壞范圍土體長度L為9.71m；土體側(cè)壓力系數(shù)K為0.61；設(shè)地面壓力P0為0，帶入式(10)，可得上覆土壓力σV為129.67kPa。

根據(jù)式(11)～(14)，計算得滑動面摩擦阻力T為(2 587.97+0.2N)kN，側(cè)摩阻力T*為381.99kN，上覆土壓力PV為14 958.06kN，楔形體自重G為11 580.01kN。

同理求得粉質(zhì)黏土地層參數(shù)：α為52.25°，L為9.2m，σV為120.24kPa，T為(2 891.62+0.26N)kN，T*為2 520.68kN，PV為13 115.52kN，楔形體自重G為11 426.24kN，N為22 279.56kN，PF為5 845.50kN，σF為41kPa。

通過太沙基壓力計算公式計算典型土層中隧道掌子面極限支護(hù)壓力，得到開挖面極限支護(hù)壓力，本次計算可為盾構(gòu)掘進(jìn)參數(shù)的設(shè)定提供參考，但此計算未考慮隧道上方土體的拱效應(yīng)及孔隙水壓力變化，所以計算結(jié)果偏保守。

4.2 地表沉降變化規(guī)律

地表沉降累積變化曲線如圖8所示。由圖8可知，監(jiān)測點DBC11-2地表累積沉降最大值為-13.81mm， 最小值為-10.3mm，平均值為-11.98mm， 未超過累積預(yù)警值±21.68mm，本區(qū)段監(jiān)測數(shù)據(jù)均趨于穩(wěn)定，無預(yù)警現(xiàn)象，現(xiàn)場巡視也無異常。由此可見，極限支護(hù)壓力值的控制對地表沉降控制起重要作用，在實際工程中，須保證盾構(gòu)機(jī)推力，有效控制地表沉降變形。

圖8 監(jiān)測區(qū)間地表沉降曲線

5 結(jié)語

本文采用文獻(xiàn)回顧法結(jié)合工程實際，對泥水盾構(gòu)穿越復(fù)雜地層泥膜閉氣保壓及開挖面穩(wěn)定性進(jìn)行分析研究，得到以下結(jié)論。

1)在上軟下硬地層中，泥膜自身結(jié)構(gòu)可阻止水分向土層滲透，控制泥膜形成時間，可有效提高泥膜質(zhì)量；加強(qiáng)盾構(gòu)機(jī)刀盤切削厚度的操作管理，有利于泥膜保壓。

2)總結(jié)隧道開挖面支護(hù)理論及屈服準(zhǔn)則，基于太沙基壓力計算公式計算典型土層中隧道掌子面極限支護(hù)壓力，有利于施工中根據(jù)不同地層計算相應(yīng)的極限支護(hù)壓力，避免掌子面坍塌涌水、地面沉降引發(fā)的嚴(yán)重工程事故。