營盤路湘江隧道斷層破碎帶段施工掌子面穩定性分析*

鄭澤源，施成華，雷明鋒，彭立敏，3，曹成勇

(1.中南大學土木工程學院，湖南長沙 410075;2.福建省電力有限公司泉州電業局，福建 泉州 362000;3.高速鐵路建造技術國家工程實驗室，湖南長沙 410075)

隨著我國交通基礎設施建設的迅速發展，各種跨江跨海的水下隧道大量涌現，而水下隧道的修建不可避免的會遇到各種復雜的問題，其中最突出的問題是掌子面的穩定性問題，該問題已引起國內外學者的廣泛關注［1－8］。對于水下隧道斷層破碎帶段掌子面穩定性的問題，目前國內外學者主要采用理論分析、模型試驗、現場實測數據分析和數值模擬4種方法進行研究［9］。其中數值分析方法能夠反映巖土體的性質，考慮隧道施工方法和隧道施工過程，以及隧道－土體－結構的相互作用，并預測隧道開挖時可能引起的各種變化，可以較直觀地進行規律性研究［10－11］。影響掌子面穩定性的因素眾多，地下水滲透力的作用是主要因素之一，以往的研究較少考慮地下水滲透力對掌子面穩定性的影響。為此，本文以湘江隧道傅家洲斷層破碎帶段為工程背景，利用數值模擬的方法對其施工過程中掌子面穩定問題性進行研究，分析地下水滲透力作用下注漿加固與未注漿加固2種情況隧道施工掌子面的安全性。

1 工程概況

1.1 概 述

長沙市營盤路湘江隧道工程位于長沙市市區，地處橘子洲大橋和銀盆嶺大橋之間，其中江中段距橘子洲大橋約1.3 km，距銀盆嶺大橋約2.1 km。主線西起咸嘉湖路段，下穿瀟湘大道、傅家洲、橘子洲和湘江大道，東接營盤路。西岸設一進一出兩匝道，接主線北側的瀟湘北路;東岸設一進一出兩匝道，進口匝道接主線南側的湘江中路，出口匝道接主線北側的湘江中路，如圖1所示。

圖1 工程平面布置圖Fig.1 The floor plan of the project

1.2 傅家洲斷層破碎帶段工程地質及結構設計概況

傅家洲破碎帶大致呈北東向展布，傾向南東，傾角較陡。帶中巖性為碎裂巖，灰、青灰色，碎裂結構，富水，風化強烈，巖芯多巖屑、巖粉碎石狀，少量的塊狀、柱狀，受該破碎帶影響，其兩側巖體破碎，全風化板巖結構為松疏的砂土狀、角礫狀、碎裂狀，該斷層歸屬于不活動斷層。

營盤路斷層破碎帶段隧道結構橫斷面圖如圖2所示。設計斷面洞徑為11.86 m，高度為10.11 m，采用T76自進式管棚和Φ42超前小導管進行超前預支護，初支為28 cm厚C30噴射混凝土，二襯為60 cm厚C35鋼筋混凝土。

圖2 隧道結構橫斷面圖(單位:cm)Fig.2 The cross－ sectional figure of tunnel structure(U-nit:cm)

2 三維數值分析模型

2.1 有限元模型

采用MIDAS/GTS有限元軟件建立三維分析模型，考慮邊界效應和計算效率，模型長×寬×高取為110 m×50 m×80 m。模型中土體分為粉細砂層、圓礫層、強風化板巖層和斷層破碎帶4種地層。土體和加固圈均采用實體單元模擬，采用M－C彈塑性屈服準則;初期支護采用殼單元模擬，二襯采用實體單元模擬。支護結構力學參數采用綜合剛度法來反映鋼筋網和鋼支架的支護作用，而錨桿、超前小導管、自進式管棚加固則采取提高隧道開挖附近6 m范圍內的土體參數來實現。計算模型如圖3所示，物理力學參數見表1。

圖3 計算模型示意圖Fig.3 The schemes of calculation model

2.2 隧道施工模擬

采用有限元軟件Midas/GTS進行流固耦合數值模擬，考慮滲流場與應力場相互作用，分析隧道周邊圍巖的施工力學效應。基本步驟如下。

第1步:進行開挖前圍巖初始滲流場和初始應力場分析;

表1 圍巖及支護結構物理力學參數取值表Table 1 The mechanical parameters value of surrounding rock and supporting structure

第2步:模擬開挖引起的滲流場變化;

第3步:將滲流場變化產生的滲透力作用到隧道開挖過程中，分析滲透力和隧道開挖共同作用下引起的圍巖應力應變變化;

第4步:對開挖面進行初期支護或施作二襯。

隨著施工步的進行，重復執行第2步到第4步，直到支護施做完畢為止。

本文主要是研究隧道過斷層破碎帶時掌子面的穩定性，計算時對施工步的模擬進行了適當的簡化。首先開挖南線(模型中右側隧道)，進尺為5 m，當開挖至斷層破碎帶時進尺改為1 m，開挖方法為全斷面法，初期支護緊跟;在南線開挖至斷層破碎帶時北線(模型中左側隧道)同時開挖，進尺同為5 m，緊跟初期支護，且南北兩線隧道掌子面相距20 m;當南線在斷層破碎帶中開挖5 m時，停止開挖，分析此時南線掌子面的穩定性。

3 計算結果分析

3.1 孔隙水壓力場分析

南線隧道開挖至斷層破碎帶時，圍巖的孔隙水壓力場云圖如圖4所示，掌子面孔隙水壓力變化情況如圖5所示。

圖4 圍巖孔隙水壓力云圖Fig.4 The pore water pressure of surrounding rock

分析圖4和圖5可知:

圖5 掌子面孔隙水壓力變化曲線Fig.5 The pore water pressure curve of tunnel face

(1)未注漿加固時，隧道開挖對圍巖孔隙水壓力場的影響顯著，圍繞洞周形成漏斗狀低孔隙水壓力區，其分布范圍從隧道洞周延伸到江底，隧道洞周水壓力等勢面較為密集，水壓力較低。

(2)注漿加固后，隧道開挖對圍巖初始孔隙水壓力場的影響不明顯，在隧道洞周4 m范圍內孔隙水壓力明顯較低，該范圍內的滲透力較大;而在該范圍外孔隙水壓力變化不大，其滲透力很小，可近似認為只受靜水壓力的作用。

(3)分析掌子面前方10 m范圍內的圍巖，未注漿加固的情況下，該區域的孔隙水壓力明顯比注漿加固后大，且越靠近掌子面水壓力等勢面越密集，而注漿加固后該區域圍巖的水壓力等勢面基本一致。

(4)從掌子面上看，其孔隙水壓力隨著隧道的開挖先增大后減小，當隧道開挖至斷層破碎帶時達到最大值，之后由于掌子面逐漸遠離江水其值逐步減小。未注漿加固時，掌子面中心點的水壓力約為41 kPa，注漿加固后其值約為11.2 kPa，僅為未注漿加固的27%。可見:注漿加固的堵水作用較為顯著，掌子面的穩定性得到提高。

3.2 滲流流速分析

南線隧道開挖至斷層破碎帶時，圍巖的滲流流速云圖如圖6所示，掌子面滲流流速變化情況如圖7所示。

圖6 圍巖滲流流速云圖Fig.6 The seepage velocity of surrounding rock

圖7 掌子面滲流流速變化曲線Fig.7 The seepage velocity curve of tunnel face

分析圖6和圖7可知:

(1)未注漿加固時，隧道開挖后孔隙水壓力場圍繞洞周形成漏斗狀低水壓力區，導致該區域產生水力坡降，地下水沿著水力坡降向隧道內滲流。在距隧道洞周3～5 m范圍內及掌子面前方10 m范圍內的圍巖，其滲流流速較大。當隧道開挖至斷層破碎帶時，掌子面前方圍巖滲流場與江水連通，掌子面滲流流速最大。

(2)注漿加固后，由于隧道洞周4 m之外的圍巖孔隙水壓力基本不變，故該區域滲流流速非常小，可認為不發生滲流。從滲流流速云圖看，滲流主要是發生在掌子面及前方5 m范圍內未開挖的隧道土體，且在掌子面底部滲流流速最大。

(3)從掌子面上看，其滲流流速隨著隧道的開挖亦先增大后減小，在隧道開挖至斷層破碎帶時達到最大值，之后由于孔隙水壓力的降低而逐漸減小。未注漿加固時，掌子面中心點的滲流流速約為1.05 m/s，注漿加固后減小為 0.53 m/s ，約為未加固時的50%，說明注漿加固有效的改善了掌子面的滲流情況，其滲流流速顯著減小。

3.3 初期支護應力分析

南線隧道開挖至斷層破碎帶時，初期支護最大、最小主應力云圖分別如圖8和圖9所示;其最大、最小主應力變化情況分別如圖10和11所示。

圖8 最大主應力云圖Fig.8 The maximum principal stress

圖9 最小主應力云圖Fig.9 The minimum principal stress

圖10 最大主應力變化曲線Fig.10 The curve of the maximum principal stress

圖11 最小主應力變化曲線Fig.11 The curve of the minimum principal stress

從圖8～11可見:

(1)未注漿加固時初支的最大主應力值約為5.01 MPa，超過了設計抗拉強度1.5 MPa，其安全性不滿足要求;而注漿加固后其值為0.88 MPa，小于抗拉強度容許值，初支的安全性滿足要求。未注漿加固與注漿加固2種情況，初支的最大主應力均出現在與掌子面接觸的仰拱處，該位置是最不利位置，施工時應予以重視，保證施工質量，做好監控量測工作。

(2)從初支最小主應力云圖看，未注漿加固時其值約為－14.83 MPa，小于設計抗壓強度15 MPa，初支的安全性能夠滿足要求;注漿加固后值為－7.73 MPa，約為未加固時的52%，初支的安全性滿足要求。未注漿加固與注漿加固2種情況，初支的最小主應力均出現在墻角位置，而未注漿加固時在掌子面仰拱處已經出現拉應力，其安全性不滿足要求。

(3)初支應力隨著隧道的開挖逐漸增大，未注漿情況下隧道開挖至破碎帶時其應力顯著增大，而注漿加固后其值增大不明顯。可見，注漿加固后，初支的安全性得到明顯改善，圍巖及掌子面的穩定性得到了顯著提高。

3.4 位移分析

南線隧道開挖至斷層破碎帶時，圍巖位移云圖如圖12所示。

圖12 圍巖位移云圖Fig.12 The displacements of surrounding rock

分析圖12可見:

(1)未注漿加固時，隧道開挖至斷層破碎帶時圍巖位移與地表連通，掌子面前方圍巖位移近似呈楔形分布，上方圍巖則近似呈筒倉狀分布，掌子面中心點位移約為111.6 mm，其位移超過了容許位移。

(2)注漿加固后，隧道開挖至斷層破碎帶時掌子面上方圍巖位移顯著減小，掌子面中心點位移約為22.3 mm，其值約為不加固條件下的20%，其值小于容許位移。

(3)從圍巖位移云圖看，不管注漿與否圍巖最大位移均出現在掌子面中心點，未注漿情況下圍巖位移不滿足要求，注漿加固后圍巖位移得到有效控制，圍巖及掌子面的穩定性能夠滿足要求。

3.5 塑性區分析

南線隧道開挖至斷層破碎帶時，圍巖塑性變區分布云圖如圖13所示。

圖13 圍巖塑性區分布云圖Fig.13 The plastic zone of surrounding rock

分析圖13可知:

(1)未注漿加固情況下，隧道開挖至斷層破碎帶時掌子面前后10 m范圍內圍巖出現塑性區，圍巖的最大塑性應變出現在掌子面底部，其值約為14.85。

(2)注漿加固后，隧道開挖至斷層破碎帶時掌子面前方5 m范圍內出現塑性區，圍巖的最大塑性應變值亦出現在掌子面底部，其值約為3.5，僅為未加固情況的25%。

(3)注漿加固后，圍巖塑性區的分布范圍減小了50%，最大塑性變形值減小了3/4，總體上看，超前注漿加固有效地控制了圍巖的塑性變形，圍巖及掌子面穩定性得到了保障。

4 結論

(1)在未注漿加固情況下，隧道施工掌子面的穩定性不能滿足要求;注漿加固后，圍巖及掌子面的穩定性得到顯著提高，其安全性能夠滿足要求。

(2)隧道開挖后，地下水滲透力的作用弱化了圍巖的力學性質，對圍巖及掌子面的穩定性產生不利影響，對掌子面進行穩定性分析時不能忽視地下水滲透力的作用。

(3)隧道開挖至斷層破碎帶時，圍巖及初期支護的受力和變形、圍巖孔隙水壓力和滲流流速均達到最大值，圍巖及掌子面的穩定性最差。

(4)注漿加固起到了明顯的堵水作用，改善了初支的受力狀態，有效地控制了圍巖位移，縮小了圍巖及掌子面的塑性區范圍，總體上看，注漿加固對提高圍巖及掌子面穩定性效果顯著。

［1］Hesitate M，Eton Murakami.Stability and failure mecha-nisms of a tunnel face with a shallow depth［C］//T.Fujii.Proceedings of the 8th Congress of the International Society for Rock Mechanics.International Society for Rock Mechanics，1995:587 －591.

［2］Bernat S，Cambou B，Dubois P，et al.Assessing a soft soil tunneling numerical model using field［J］.Geotechnique，1999(4):427－452.

［3］童建軍.廈門東通道海底隧道翔安端砂層地段掌子面穩定性研究［D］.成都:西南交通大學，2009.TONG Jan-jun.Safety research of Xiang－an subsea tunnel face crossing the sand layer in the east of Xiamen［D］.Chengdu:Southwest Jiaotong University，2009.

［4］秦建設，尤愛菊.盾構隧道開挖面穩定數值模擬研究［J］.礦山壓力與頂板管理，2005(l):27 －30.QIN Jian-she，YOU Ai-ju.Study on the face stability of shield tunnel in sand with numerical simulating technique［J］.Ground Pressure and Strata Control，2005(1):27 －30.

［5］Anagnostou G，Kevlar K.Face stability in slurry and EPB shield tunneling［J］.Tunneling and Underground Space Technology，1996，11(2):165 －173.

［6］薛模美，楊 銘，胡恒福.金沙洲隧道淤泥地層改良加固技術［J］.鐵道科學與工程學報，2010，7(2):110－114.XUE Mo-mei，YANGMing，HU Heng-fu.Investigation of improvement and reinforcement technology of silt ground in Jinshazhou tunnel［J］.Journal of Railway Science and Engineering，2010，7(2):110 －114.

［7］Mair R J，Taylor R N.Theme lecture:Bored tunneling in the urban environment［C］//Proceedings of the Fourteenth International Conference on soil Mechanics and Foundation Engineering Rotterdam，1997:2353－2358.

［8］施成華，雷明鋒，彭立敏.隧道襯砌結構體系可靠度研究［J］.鐵道科學與工程學報，2010，7(4):20－24.SHI Cheng-hua，LEI Ming-feng，PENG Li-min.Study on the system reliability of tunnel lining［J］.Journal of Railway Science and Engineering，2010，7(4):20 －24.

［9］陳煒韜.廈門海底隧道陸域段土質圍巖穩定性及預加固技術研究［D］.成都:西南交通大學，2008.CHEN Wei-tao.Study on the stability of surrounding rock and pre－reinforcement technology on ground－launched period of subsea tunnel in Xiamen［D］.Chengdu:Southwest Jiaotong University，2008.

［10］杜 俊，梅志榮，張軍偉，等.軟土淺埋隧道掌子面穩定性研究［J］.現代隧道技術，2010(增):177－ 181.DU Jun，MEI Zhi-rong，ZHANG Jun-wei，et al.Study on the stability of shallow tunnel face in soft soil［J］.Modern Tunnel Technology，2010(Suppl.):177 －181.

［11］夏元友，張亮亮，王克金.地鐵盾構穿越建筑物施工位移的數值分析［J］.巖土力學，2008，29(5):1411－1416.XIA Yuan-you，ZHANG Liang-liang，WANG Ke-jing.Numerical analysis of construction displacements during structure － approaching of metro shield tunneling［J］.Rock and Soil Mechanics，2008，29(5):1411 －1416.