硬塑粉質黏土層深埋馬蹄形隧道開挖土拱演化分析

劉金慧 屈克軍 丁萬濤 王楊

摘要：硬塑狀粉質黏土地層深埋馬蹄形隧道開挖易出現土拱效應。以改進的太沙基圍巖壓力理論為基礎，對上述馬蹄形隧道開展了數值計算和現場監測試驗，分析隧道開挖全過程中圍巖豎向應力重分布及地層沉降變化情況，得出壓力拱的形成及演化規律，并分析圍巖力學參數大小變化對壓力拱形態的影響。研究結果表明：壓力拱內圍巖應力及地層沉降變化顯著，可作為壓力拱高度和形狀的判斷依據;壓力拱的形成與發展主要集中在掌子面前后約1倍隧道洞徑的距離，它主要分布在隧道上方90°的區域;壓力拱高度隨圍巖黏聚力及內摩擦角的增大呈明顯的減小趨勢，但寬度對圍巖力學參數變化不敏感。研究成果為確定硬塑狀粉質黏土地層深埋馬蹄形隧道的超前支護參數提供了參考，對指導隧道施工具有重要意義。

關 鍵 詞：馬蹄形隧道; 土拱效應; 硬塑狀粉質黏土地層; 豎向應力

中圖法分類號： U459.3 ? 文獻標志碼： A

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2022.01.029

0 引 言

隧道開挖后，圍巖初始應力場發生改變，圍巖自我調節形成新的二次應力場[1]。圍巖應力重分布過程中，如果應力超過圍巖強度，隧道周邊圍巖將首先發生破壞，并逐步向圍巖深部發展，直至達到新的應力平衡，此時圍巖產生一定的松動范圍，稱其為松動區[2]。由于圍巖顆粒間存在黏結力和摩阻力，隧道開挖后圍巖產生不均勻位移，松動區圍巖將壓力傳遞給相鄰不動部分巖體，這種荷載傳遞作用稱為土拱效應[3-4]，土拱效應的存在有效地提高了隧道整體穩定性[5]。

近年來大量工程與試驗表明，隧道圍巖破壞是一漸進性過程，圍巖中土拱的形成和發展與圍巖失穩密切關聯，因此，國內外眾多學者開展了土拱效應對隧道圍巖的穩定性影響研究。呂璽琳等[6]通過開展3組飽和圓礫地層盾構隧道開挖面穩定性物理模型試驗，發現當覆蓋層達到一定厚度時，大尺寸圓礫間鎖固形成土拱。代仲海等[7]發現盾構穿越緊鄰隧道時，當盾構開挖面穩定后不同地層中掘進產生的土拱效應會減小所需的開挖支護力。劉克奇等[8]基于滑移線理論和極限分析上限定理，利用空間離散技術提出了一種考慮土拱效應的盾構施工掌子面三維滑移破裂模型，該模型的掌子面破壞區域形態更加接近離心試驗結果與數值計算結果。白維仕等[9]基于滑移線網絡法對黃土隧道坍塌拱及其承載力進行了分析，認為黃土的內摩擦角和黏聚力對黃土隧洞圍巖坍塌范圍及土拱極限承載力影響不同。陳強等[10]針對目前對土體中土拱形態假設眾多、土拱形態的演變研究的不足，利用室內模型裝置對土拱的形態和演變規律進行了試驗研究。徐超等[11]利用模型試驗研究了不同加載條件對土拱效應的影響。徐長節等[12]考慮松動區內部主應力軸偏轉對松動區土體應力均勻分布的影響，對傳統的土拱效應理論進行了修正。李瑞林等[13]針對現有理論較少關注非極限狀態的土壓力計算的問題，建立了考慮土拱效應的滑移面間非極限狀態土壓力計算模型。婁培杰等[14]考慮土拱效應，通過薄層微分層析法，給出了淺埋隧道的松動土壓力計算公式。白廷輝等[15]研究了軟土深部盾構開挖地層損失率對軟土土拱效應的影響。陳其志等[16]通過設計室內擋板下落模型試驗裝置，研究了砂土中松動土壓力及松動區位移破壞形式。陳強等[17]通過室內平面應變條件下的模型裝置實現土拱形態的可視化，探究了砂性土中土拱演變階段及影響因素。徐東等[18]通過土工離心模擬試驗，探討了上海黏土的成拱能力。路德春等[19]利用二次開發后的ABAQUS對隧道開挖過程進行了三維有限元分析，從不均勻變形、應力重分配、應力路徑和地表沉降規律4個方面研究了由重力引起的大主應力改變產生的土壓力拱效應。崔蓬勃等[20]基于主應力偏轉理論，推導出不同土拱效應發揮程度下松動土壓力及盾構極限支護力的計算公式。Terzaghi[21]通過活動門試驗證實了巖土力學領域土壓力拱效應的存在，認為土壓力拱效應是由于土體的不均勻位移引起的，土壓力拱的形成改變了土體中荷載的傳遞路徑，引起應力重分布，并把作用于拱上的荷載傳遞到拱腳及周圍巖土介質中去。Nakai等[22]利用離心機模型試驗研究了土壓力拱效應，利用數值方法分析了襯砌結構上圍巖壓力的分布規律。Lee等[23]通過離心模型試驗和數值方法，研究了軟黏土中開挖隧道時的土拱效應與隧道的穩定性。喻波等[24]通過數值方法，分析了隧道開挖圍巖土壓力拱的形成過程，并以隧道洞頂上部圍巖能否形成穩定的壓力拱作為隧道深、淺埋的劃分標準。鄭穎人等[25]以等效塑性剪應變作為失效準則，通過模型試驗與數值模擬方法，研究了隧道圍巖的破壞模式和深埋、淺埋的劃分標準。Chappell[26]認為隧道開挖會導致圍巖變形和應力重分布，其所產生的土拱可以對隧道圍巖起到穩定作用。Lin[27]借助數值模擬手段通過分析隧道開挖過程中的土體應力重分布規律，進而研究隧道土拱演變規律。孫瀟昊等[28]通過模型試驗與顆粒流程序（PFC2D）研究了不同埋深下隧道土拱效應的差異。

目前尚無能夠直接觀測土拱厚度與形狀的試驗手段，數值模擬仍是研究土拱效應最主要的方法[3]。通過數值模擬方法建立三維隧道開挖模型，結合圍巖應力和變形特征，對土拱效應加以分析。本文選用適合模擬非線性巖土工程問題有限差分軟件FLAC3D[30]，對隧道開挖過程中的土拱效應進行分析。

2.1 斷面選取

以哈爾濱地鐵采用礦山法施工的標準斷面隧道為研究對象。隧道所處地層為硬塑狀粉質黏土，圍巖等級為V級，斷面由五心圓構成，如圖3所示。

3.2 模型建立

模型長為48 m，寬為70 m，隧道底部至模型邊界的距離為30.53 m，埋深取22.73 m。隧道的尺寸按照圖3中隧道外輪廓進行選取，模型底部為固定端，前后及左右邊界施加水平方向約束，上邊界為自由面，如圖4所示。Z軸為掘進方向，臺階長度L=40 m，頂頭開挖斷面面積39.73 m2，臺階開挖斷面面積31.36 m2。

選用實體單元模擬圍巖，服從Mohr-Column準則[31]。實際工程中采用格柵鋼拱架+噴射混凝土方式進行初期支護：格柵間距為0.8 m，主筋直徑為22 mm;噴射混凝土為C25早強混凝土，厚度250 mm，選用梁單元模擬格柵，實體單元模擬噴射混凝土，初期支護服從彈性準則。假定圍巖均質和各向同性，在數值模擬過程中，不考慮巖體蠕變及地下水影響。圍巖及支護結構力學參數如表1，2所列。

在模擬過程中，在模型中部Z=24 m處設置監測斷面（見圖5），通過掌子面與監測斷面相對距離的變化來反映隧道開挖的時空效應，達到研究土拱效應演化規律的目的。圖中L為掌子面距監測斷面的相對位置（Z軸正方向為隧道開挖方向，L為負值表示掌子面在監測斷面后方，L為正值表示掌子面在監測斷面前方）。

隧道開挖采用上下臺階法預留核心土方式循環開挖，臺階長度為4 m，每次開挖步長為0.8 m，選取10個相對位置進行分析，所對應的L分別為-23.2，-16.0，-6.4，-3.2，-1.6，0，3.2，6.4，12.0，16.0 m。為提取圍巖豎向應力和地層沉降，在隧道上部選取5條路徑（見圖6）。

3 地鐵隧道土拱效應演化規律分析

隧道開挖過程中，隨著掌子面與監測斷面距離的變化，監測斷面上圍巖應力及地層沉降發生相應改變，對應的土拱分布范圍及形態也不盡相同。拱形區域的內外邊界通過開挖斷面中心線上的主應力-深度關系曲線的拐點確定。

3.1 圍巖豎向應力變化規律

隧道上方P1路徑上圍巖豎向應力在隧道開挖過程中的變化情況如圖7所示。圍巖壓應力為正。

（1） 當L=-23.2～-12.0 m時，圍巖豎向應力由地表至隧道外輪廓呈現線性增加趨勢，大小與圍巖初始應力基本相同。表明掌子面與監測斷面距離大于2倍隧道跨度時，隧道開挖不會造成監測斷面處應力重分布;掌子面附近土體未擾動。

（2） 當L=-6.4 m時，豎向應力曲線在隧道拱頂上方約2 m處出現拐點，豎向應力出現最大值，表明掌子面距離監測斷面約1倍隧道跨度時，隧道開挖引起監測斷面處圍巖應力重分布，土拱效應出現，土拱開始形成;曲線開始變為非線性但不顯著，表明土拱剛開始發育。

（3） 當L=-3.2～0 m時，豎向應力變化由地表向下呈明顯的先增大后減小趨勢，豎向應力最大值逐漸減小，豎向應力最大值點出現的高度逐漸增加，表明掌子面距離監測斷面1倍隧道跨度以內時，土拱效應對監測斷面有顯著的影響，土拱高度增加;曲線呈明顯的非線性，達到一定深度后應力減小，曲線中帶有標記的拐點變得明顯

（4） 當L=0～6.4 m時，掌子面通過監測斷面，豎向應力大幅減小，土拱高度迅速增加，此階段土拱發展最為迅速。因為掌子面完全暴露，同時支護結構的設計剛度尚未完全形成，壁后空隙尚未完全填充。當掌子面與監測斷面距離大于6.4 m后，豎向應力基本不再變化，土拱穩定。穩定后的豎向應力曲線形態與Terzaghi試驗實測曲線odf（見圖1）一致，驗證了數值模擬分析土拱效應的合理性。

（5） 當遠離開挖面約2倍隧道跨度時，從主應力-深度關系曲線發現工作面距離監測站較遠，監測斷面土體基本未出現擾動，該開挖階段可能相當于太沙基模擬條件下的平面應變。對比分析隧道開挖全過程中圍巖豎向應力曲線的變化規律可以發現，土拱的形成與發展主要集中在掌子面前后1倍隧道跨度范圍。

提取土拱穩定后監測斷面上P1～P55條路徑上圍巖豎向應力曲線（見圖8）。P1～P4四條路徑上圍巖應力曲線變化規律基本一致，應力曲線均存在拐點，拐點所對應的高度即為該路徑上土拱區域的上邊界，P5路徑上圍巖豎向應力線性增加，與圍巖初始應力變化趨勢相同，表明土拱效應在隧道橫斷面上未發展到此區域。將豎向應力曲線拐點所對應的位置相連即可得到隧道上方土拱的形態，如圖9所示。

3.2 地層沉降變化規律

在路徑P1上選取1～4號測點，如圖6所示，與拱頂的距離分別為0，2，8，14 m，隧道開挖過程中4個測點沉降值與距掌子面距離關系如圖10所示。

結合圖16及式（12）可知：當內摩擦角在23°～35°范圍內變化時，土拱高度隨內摩擦角增大線性降低。同樣地，提取不同黏聚力與內摩擦角組合下路徑P1～P5上的圍巖豎向應力可得出土拱形態。經研究發現，對該粉質硬塑狀粉質黏土來說，在不同組合下土拱變化主要體現在高度上，寬度保持基本不變，土拱主要集中在隧道拱頂90°范圍。綜合分析可知，土拱形態與圍巖參數存在密切聯系，圍巖性質的好壞對土拱的高度有著顯著的影響。實際工程中應當結合圍巖性質，針對土拱做出前期預判。對于圍巖狀況不理想的工況可以采取注漿改良等措施，提高圍巖c、φ值以充分發揮利用土拱效應的作用。

6 結 論

（1） 對于深埋軟弱圍巖隧道而言，隧道開挖后隧道上方形成土拱。土拱內圍巖應力及地層沉降變化顯著，可根據隧道開挖后隧道上方豎向應力和地層沉降變化曲線對土拱的高度和形狀加以判斷。

（2） 土拱的形成是一個隨隧道開挖逐漸形成的過程，在掌子面前后約1倍隧道跨度范圍內土拱效應發展最為顯著。對本文的硬塑狀粉質黏土地層來說，土拱的范圍主要集中在隧道上方90°左右范圍，施工應重點對此區域圍巖變形加以關注防范。

（3） 綜合分析現場監測與數值計算數據可知，土拱效應的存在可以顯著減小支護結構受力，同時二者數據的差異較小也驗證了數值計算數據的可靠性。

（4） 圍巖的力學參數對土拱的形態存在較為明顯的影響，隨著圍巖黏聚力和內摩擦角的增大，土拱高度呈現較為明顯的減小趨勢;土拱寬度保持基本不變。

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（編輯：鄭 毅）