0研究背景

　　近几年，随着我国城市轨道交通的快速发展，超大直径(直径15m以上)泥水平衡盾构在施工中的应用越来越多。隧道直径的增大带来了开挖面土体自稳性能下降的问题，尤其是在浅覆土淤泥地层的掘进施工中。国内外众多学者对开挖面失稳破坏机理进行了大量研究，提出多种力学模型来描述可能的破坏形式，并总结出一些公式计算维持开挖面稳定所需的支护力。目前，应用较为广泛的一种是基于筒仓理论的三维楔形体模型。筒仓理论认为隧道开挖时前方土体由下方滑动体及上方土柱体共同组成。Horn^[1]最早基于筒仓理论提出了三维楔形体计算模型的理论。Jancsecz等^[2]在Horn的基础上进行了完善，在假设地层均匀的情况下研究了上覆土的土拱效应对极限支护力的影响，提出了开挖面极限支护力计算公式。Leca等^[3]建立了三维极限分析法获得了极限支护压力的上下限解，Fujita^[4]基于楔形体模型提出了一种在二维简化分析基础上建立的极限平衡模型，即二维对数螺旋线模型，提出村山公式来确定极限支护压力。

　　随着数值仿真技术在各类工程建设中的广泛应用，该技术也逐渐被应用到隧道掘进施工土体的稳定性研究中，利用数值仿真的结果对理论计算方法进行验证。在众多数值仿真软件中因FLAC3D具有能够考虑大变形、流固耦合、渐进破坏的优点，越来越受到学者及现场施工技术人员的认可。秦建设^[5]运用FLAC3D对砂土及黏土均质地层中开挖面失稳破坏模式及破坏后的规律进行了研究，得到了极限支护力的表达式。朱伟等^[6]通过FLAC3D对砂土地层中土压盾构隧道开挖面变形及失稳破坏问题进行了研究。吕玺琳等^[7]采用FLAC3D研究了土体黏聚力及内摩擦角对极限支护力的影响规律，并参照地基承载力三项系数法提出了极限支护力计算公式。文献[8,9,10,11,12,13,14]均采用数值模拟对不同工况下的开挖面稳定性和极限支护力进行了研究，并得到一系列成果。但有关浅覆土超大直径盾构隧道尤其是带压进仓作业采用气体支护时开挖面的稳定性研究较少，本文通过三维有限元数值模拟计算，对软土地层浅覆土盾构隧道在采用不同支护介质时开挖面失稳破坏形式和极限支护压力进行了研究，得到了采用泥浆和气体支护时开挖面失稳破坏发展特点及支护力大小对开挖面稳定性的影响规律，为盾构隧道掘进和带压进仓施工中泥水仓支护力的合理控制提供参考。

　　1 开挖面失稳破坏形式

　　泥水平衡盾构通过在开挖面形成泥膜并持续保持合适的泥浆压力来维持开挖面的稳定，当泥浆压力较小时就会导致开挖面土体失稳。Takehiro等通过土箱试验观察总结出开挖面失稳的典型过程:当支护力稍小于最佳支护力时，开挖面表层部分土体出现滑动，并可能引发整个开挖面区域土体失稳破坏，随着支护力进一步减小，开挖面前方深层土体开始出现滑移，当支护力持续减小时，土层中就会产生连续变形，表现为大范围的地层移动破坏。以上分别对应surfaceslip stage(面层滑动阶段)、slide stage(滑移阶段)和outflowstage(流动阶段)。结合实际施工过程当中开挖面土体失稳对施工造成的影响大小，可以归纳为局部失稳和整体失稳两种形式(见图1)。局部失稳时土体的破坏主要发生在临近开挖面的区域，对地表影响较小。而整体失稳状态下土体的滑动剪切破坏延伸到地表，在地层中构成了一个连通的通道。该情况下地表将产生大范围的沉降变形，将对附近区域建筑物的安全性产生不利影响，甚至造成严重破坏。

　　

　　图1 开挖面两种失稳破坏类型  

　　 

　　2 开挖面稳定性数值模拟模型优化

　　模拟选取隧道开挖直径D为15m，隧道埋深为0.5D，属超浅覆土盾构隧道。考虑隧道开挖对地层的影响范围为3D～5D，因此建立的模型尺寸为100m×60m×47.5m(长×宽×高)。为减少地层变化产生的影响，采用单一土体进行模拟，土的主要参数为:天然重度γ_土=17.5kN/m³，泊松比μ=0.42，内摩擦角φ=8°，黏聚力c=14.3kPa，为典型的软弱淤泥土。同时，定义掌子面中心支护压力与该处静止土压力比值为支护比λ，λ=1时中心点支护力等于该位置静止土压力。

　　FLAC3D实现盾构隧道开挖模拟的第1步是建立有限元模型，而模型网格划分的优劣影响着模拟结果的准确性与可靠性，该软件的缺点是建模能力较差，其内置的模型类型及网格划分形式都比较单一。采用FLAC3D进行开挖面稳定性模拟时所建立的模型网格划分均匀性均较差，对模拟结果将产生不利影响。对于本文要模拟的盾构隧道开挖模型，采用FLAC3D建立的模型及网格划分结果如图2a所示(坐标原点在隧道中心位置)，采用ANSYS建立的模型及其网格划分结果如图2b所示，可以看出，FLAC3D所建模型隧道部分网格划分均匀性比ANSYS所建模型较差。

　　对两种模型采用不同支护比进行模拟，得到各自对应掌子面和地表最大变形，结果如表1所示，图3为支护比取0.5时两种模型水平位移云图。由图3可以看出，相比模型2，模型1水平方向位移在掌子面分布不连续，掌子面上半部分位移较大，下半部分位移较小，在中间位置位移最小，显然与实际情况不符。由表1可知，模型1结果基本小于模型2，即模型1所得结果偏小。因此，模型网格的优劣对模拟结果准确性有较大影响，本文将通过ANSYS建立模型，再导入FLAC3D进行开挖模拟，以提高模拟结果的准确性和可靠性。

　　

　　图2 隧道模型及网格划分结果  

　　 

　　

　　图3 支护比为0.5时两种模型水平位移模拟结果 

　　 

　　3 泥浆支护时开挖面数值模拟结果分析

　　3.1 开挖面失稳破坏发展情况

　　图4为采用不同支护比时开挖面土体总位移模拟结果，图5为总位移等值面图。由图4可以看出，支护比在0.8～0.6时，土体受扰动而产生变形的区域随支护比的减小而增大，位移最大点在开挖面中心区域;开挖面附近的土体变形基本以开挖面中心点为中心呈轴对称分布，其位移等值面近似球面形。当支护比为0.6时，总位移等值面形状如图5a所示，土体变形区域与图1中局部破坏形式相似，此时开挖面可能发生了局部破坏。随着支护比的进一步减小，土体变形区域逐渐延伸至地表，当支护比<0.5时，开挖面位移最大点上移至隧道中上部，地表土体变形区域也进一步扩大。当支护比为0.45和0.4时，开挖面最大位移超过了1 500mm，图5b为支护比为0.45时总位移等值面形状，可以直观看出土体滑动区域呈“烟囱形”，与图1中整体破坏形式相同，且与三维楔形体破坏模型近似。

　　

　　图4 不同支护比下开挖面土体总位移云图  

　　 

　　

　　图5 总位移等值面图 

　　 

　　3.2 开挖面极限支护力

　　对于开挖面极限支护力的确定，文献[8,9,10,11,12,13,14]均采用突变准则，即根据稳定性理论的基本原理，把由于开挖面支护压力的微小变化导致开挖面中心点水平位移突变时支护压力定为极限支护压力。本文采用相同方法确定极限支护比和极限支护力。

　　图6为不同支护比时开挖面水平方向位移沿隧道中线分布结果，图7为支护比由1.0减小至0.4过程中开挖面最大位移、开挖面中心点位移变化曲线。由图6和图7可以看出支护比由1.0减小到0.5的过程中，开挖面中线各点位移增幅较小，分布形式为圆弧形，水平方向最大位移和中心点位移都呈线性增长，二者大小基本相同。当支护比<0.5时，水平方向最大位移和中心点位移均急剧增加，二者相差也越来越大，开挖面中线各点位移分布类似指数曲线。由之前分析可知极限支护比在0.45～0.5，从图中可得开挖面最大水平位移量急剧增大处对应的支护比约为0.475，即为该工况下开挖面极限支护比，此时极限支护力为90.29kPa。

　　由支护比为0.5和0.45时开挖面土体位移速度云图和剪切应变增量云图可以看出，当支护比为0.5时，土体位移速度为10^-5m/步的量级(λ>0.5时位移速度均在10^-5m/步以内)，且在地层中分布形式杂乱无章，仅在个别区域出现较大的位移速度，此时较大的剪切位移增量在开挖面前方土体中贯通，形状近似圆弧形，可以判断开挖面已经产生了局部破坏。当支护比降至0.45时，位移速度量级突然增加到10^-4m/步，且分布较形式较为规则，而此时剪切应变增量已经由隧道拱底和拱顶两个部位蔓延至地表，即在地层中形成了贯通的剪切滑移面，位移速度和剪切应变增量分布情况均接近三维楔形体模型。综上，可以得出在支护比由0.5减小至0.45过程中，土体位移速度和剪切应变增量均发生了较为显著的变化，该工况下极限支护比为0.475，因此二者的变化规律可以从侧面印证开挖面发生了整体破坏。

　　  

　　表1 两种模型不同支护比开挖面最大位移 

　　 

　　 

　　mm

　　

　　图6 不同支护比下开挖面中线水平位移分布 

　　 

　　

　　图7 不同支护比下开挖面最大位移 

　　 

　　3.3 地层应力应变结果分析

　　3.3.1 地表沉降变形分析

　　表2为采用不同支护比时隧道上方地表沉降最大值及其所在位置统计。由表2可知，地表最大沉降量随支护比减小而增大，当支护比<0.5时，地表沉降量急剧增大，即开挖面失稳破坏延伸至地表。支护比为0.4时地表最大沉降量为-2 353.94mm，达到1m量级，地表将产生一定范围的塌陷破坏。

　　图8为隧道轴线上方地表土体沉降曲线，图9为地表沉降最大点处垂直隧道轴线方向土体沉降曲线。由图8可以看出，沿隧道轴线方向地表发生较大沉降的范围L₁约为35m，是隧道开挖直径D的2.33倍;支护力<0.9时地表最大沉降点至隧道开挖面的水平距离L₂在6～8m，最大沉降点大约在隧道开挖面前方0.5倍隧道直径位置处，并随着支护比的减小向开挖面靠近。由图9可以看出，地表土体沉降以隧道轴线为中心对称分布，地表横向沉降槽曲线与Peck提出的正态分布曲线相吻合。沉降槽宽度L₃约为50m，为隧道开挖直径的3.33倍，大于L₁，且支护力的减小对L₃基本无影响。所以，因支护力不足引起的地表土体横线沉降变形的区域范围大于隧道沿轴线方向的沉降变形范围，在实际施工过程中应重点关注隧道轴线两侧区域内建筑物的安全性。

　　

　　图8 隧道上方地表纵向沉降曲线 

　　 

　　

　　图9 隧道上方地表横向沉降曲线 

　　 

　　3.3.2 开挖面土体应力分析

　　隧道开挖过程中，开挖面附近土体受到扰动，地层应力发生变化最终再次达到平衡状态。提取不同支护比下开挖面竖直中线上各单元应力大小，得到不同支护比下各单元3个方向应力分布曲线如图10所示。对比3个方向应力变化曲线可知，在支护比由1.0减小至0.7的过程中，开挖面中线上各单元3个方向应力均逐渐减小，且单元应力基本随高度线性分布。当支护比继续减小时，SYY仍逐渐减小，但减小的幅度变小;SXX和SZZ则呈现不规则变化，且支护比<0.5时，隧道中上部单元SXX和SZZ变化不明显，部分单元支护比为0.45时单元应力大于支护比为0.5时，根据之前分析此时开挖面发生了整体失稳破坏，因此周围地层对滑动体的应力分布影响减弱，导致SXX与SZZ呈现不规则变化。

　　  

　　表2 不同支护比下地表沉降最大值及其位置统计 

　　 

　　 

　　

　　图1 0 不同支护比下开挖面中线应力分布  

　　 

　　4 气体支护时开挖面数值模拟结果分析

　　盾构停机带压进仓时，首先在开挖面形成1层高质量泥膜，再用高压气体维持掌子面稳定，由于气体重度较小，与泥浆重度相比可以忽略不计，因此可认为该工况下支撑力是在整个开挖面上都是均匀分布的，与正常掘进时泥水压力分布有所区别。假设泥水容重12kN/m³，对于直径为15m的超大直径盾构来说，拱顶和拱底处泥浆压力的差值为180kPa，已经是不可忽视的一个数量值。因此，需对带压进仓时气体支护力大小对开挖面稳定性的影响进行研究。

　　4.1 开挖面失稳破坏发展情况

　　图11为不同支护比时土体总位移云图，图12为总位移等值面图。由图11可以看出，在带压进仓采用高压气体维持开挖面的稳定时，开挖面土体位移最大点始终在隧道拱底区域，位移分布从拱顶至拱底位移逐渐增大，与图4采用泥浆支护时开挖面位移分布形式相反，则采用气体支护时开挖面将由拱底开始产生局部破坏。当支护比为0.7时，地表开始产生较大沉降，开挖面附近总位移等值面形状如图12a所示，随着支护比的继续减小，地表沉降越来越大，与开挖面贯通形成“烟囱形”滑动体，如图12b所示，该工况下开挖面整体破坏形式同样与三维楔形体破坏模型近似。

　　

　　图1 1 不同支护比开挖面土体总位移云图  

　　 

　　

　　图1 2 总位移等值面图 

　　 

　　4.2 开挖面极限支护力

　　图13为不同支护比开挖面中线水平位移分布情况，由图中曲线可以看出，开挖面中线水平位移呈现上小下大的特点，基本随埋深的增加而线性增大。支护比≥0.7时，开挖面中线水平位移整体较小，拱底和拱顶位移差也较小，而当支护比<0.7时，开挖面中线上下区域位移差明显增大，且随着λ的减小该差值越来越大。对比图6可以得出，采用气体支护时开挖面中线水平位移分布规律与采用泥水支护时刚好相反，采用气体支护时开挖面拱底区域可能最先发生破坏。

　　图14为气体支护时不同支护比开挖面水平方向最大位移和中心点位移变化曲线。由图14可以看出，在支护比为1.0时，开挖面最大水平位移已达-143.08mm，且开挖面水平最大位移与中心点位移始终相差较大，与图7中采用泥浆支护时二者差值大小规律不同。水平最大位移曲线上斜率急剧增大处对应的支护比约为0.535，即为该工况下极限支护比，对应的极限支护力为101.70kPa，大于采用泥浆支护时的极限支护力。

　　

　　图1 3 不同支护比下开挖面中线水平位移分布 

　　 

　　

　　图1 4 不同支护比下开挖面最大位移 

　　 

　　由支护比为0.55和0.5时土体位移速度云图和剪切应变增量云图可以看出，当支护比减小至0.5时，土体位移速度数量级由10^-5m/步增大到10^-4m/步，且位移速度较大区域分布集中，呈“烟囱形”;支护比减小至0.5时，剪切应变增量较大区域集中在开挖面顶部和底部区域，且基本蔓延至地表，说明此时已形成贯通地表滑动面，但剪切应变增量并未在开挖面附近土体中贯通，与泥浆支护时的模拟结果有较大区别，所以气体支护时开挖面破坏发展特点与泥浆支护时有所不同。同样，该工况下土体位移速度和剪切应变增量的变化规律也可以从侧面印证开挖面发生了整体破坏。

　　4.3 地层应力应变结果分析

　　4.3.1 地表沉降变形分析

　　表3为采用气体支护时不同支护比对应地表沉降最大值及其所在位置统计。图15为隧道上方地表土体纵向沉降曲线，图16为地表沉降最大点处垂直隧道轴线方向土体沉降曲线。由表3可知，地表最大沉降量随支护比减小而增大，当支护比<0.55时，地表沉降量急剧增大。支护比为0.45时地表最大沉降量为-1 883.68mm，此时地表将产生一定范围的塌陷破坏。对比表2和表3可以得出，当支护比相同时，采用气体支护时地表的最大沉降大于采用泥浆支护时的。由图15和图16可以看出，采用气体支护时地表沉降变形规律与采用泥浆支护时相同，L₁,L₂和L₃基本与采用泥浆支护时大小相等。

　　

　　图1 5 地表隧道轴线上方纵向沉降曲线 

　　 

　　

　　图1 6 地表隧道轴线上方横向沉降曲线 

　　 

　　4.3.2 开挖面土体应力分析

　　图17为不同支护比下各单元3个方向应力分布曲线。由图17可知，在支护比由1.0减小至0.6的过程中，开挖面中线上各单元3个方向应力均逐渐减小，单元各个应力随高度分布规律一致。当支护比<0.6以后，SYY仍逐渐减小，但减小的幅度变小;SXX,SZZ的大小和分布规律呈现不规则变化，部分单元SXX和SZZ大小基本保持不变，原因是开挖面发生了较大范围的失稳破坏，周围地层对滑动体的应力分布影响减弱。对比图10和图17可以看出，采用气体支护时开挖面中线应力分布规律与采用泥浆支护时有明显不同，前者SYY随埋深基本保持不变，SXX和SZZ随埋深变化速率也较小，说明开挖面支护力分布形式对地层应力分布有较大影响。

　　  

　　表3 不同支护比下地表沉降最大值及其位置统计  

　　 

　　 

　　

　　图1 7 开挖面中线应力分布结果 

　　 

　　5 结语

　　1)数值模拟模型网格划分的优劣对模拟结果有较大影响，可通过ANSYS建立优质网格模型再导入到FLAC3D中对隧道开挖进行模拟，提高模拟结果的准确性和可靠性。

　　2)开挖面水平最大位移和地表最大沉降量增大速度均随支护力的减小先慢后快，且相同支护比下采用气体支护时的大于采用泥浆支护时的。地表沉降最大点约在开挖面前方0.5倍隧道直径位置，地表横向沉降槽曲线符合正态分布，其宽度约为隧道开挖直径的3.33倍，大于纵向沉降槽宽度。因此，建议在施工过程中需重点关注隧道轴线两侧地表建筑物的安全。

　　3)开挖面支护力大小对土体应力分布有较大影响，采用泥浆支护时的应力分布特征与采用气体支护时有明显区别。开挖面中线上SXX、SYY和SZZ整体均随支护比的降低而减小，其中SXX和SZZ变化规律相同，当开挖面发生整体破坏时，二者变化较小且无规律，而SYY则始终与支护力分布规律保持一致。同时，模拟结果表明在开挖面发生整体失稳过程时，地层中位移速度和剪切应变增量均产生了规律性的变化，二者与开挖面稳定性存在一定的关联，该方面还需做进一步研究。

　　4)对于软土地层浅覆土超大直径泥水盾构隧道，无论采用泥浆或气体支护，随着支护力的减小开挖面首先发生局部破坏，继而发生整体破坏，但采用泥浆支护时，开挖面将从开挖面中心处开始产生破坏，而采用气体支护时则先从底部开始破坏，且两种工况下开挖面整体破坏形式与三维楔形体破坏模型相似。模拟得到采用泥浆和气体支护时各自的极限支护比分别为0.475和0.535，即采用气体支护时开挖面更易发生破坏。建议在带压进仓时气体压力应不小于开挖面中心点处水土侧压力，且尽量在泥水仓内保留一定高度泥浆，以保证开挖面底部的稳定。