衡阳市二环东路合江套湘江隧道工程为城市快速路, 其中北线长923m, 南线长921.31m, 坡度为5%左右, 覆土厚度最低5~8m, 以覆土厚度7.5m考虑, 南北线隧道最小净距6.72m。合江套湘江隧道外径为11.30m, 内径为10.30m。盾构隧道主要穿越湘江大堤及湘江河床, 地层变化较大, 主要地层情况如下。

1) 湘江西岸段地层由上至下分别为填筑土、粉质黏土、粉土、圆砾、中砂及强风化粉砂质泥岩, 此段盾构隧道洞身主要处于圆砾、中砂及强风化粉砂质泥岩中。盾构隧道洞顶处于圆砾和中砂层中。

2) 过江盾构段地层由上至下分别为淤泥层、圆砾、强风化粉砂质泥岩及中风化粉砂质泥岩, 此段洞身主要处于强风化粉砂质泥岩中, 部分地段隧道底部进入中风化粉砂质泥岩。

3) 湘江东岸段地层由上至下分别为填筑土、粉质黏土、圆砾、中砂及强风化粉砂质泥岩, 此段盾构隧道洞身主要处于粉质黏土、圆砾、强风化粉砂质泥岩中。

本文根据合江套水下隧道工程实际情况, 基于典型断面, 对盾构掘进时引发的江底扰动情况进行了数值模拟分析, 为工程实践提供技术支持。

工程施工的不确定性因素较多, 地层条件也比较复杂, 因此数值模拟盾构掘进过程需要做一系列假定与简化, 本文建模过程采用如下假设。

1) 对江底地层产状进行简化, 视每层地质呈水平状态, 相近土层参数的地层合并为1层。

2) 通过局部改变岩溶区域土体参数来模拟岩溶加固及浆液的渗入作用^[1]。

3) 江底岩土体计算模型选用Mohr-Coulomb理想弹塑性模型, 衬砌管片采用弹性本构模型^[2]。

4) 模拟开挖过程中以每5环为1个施工循环, 管片刚度折减系数为0.8。

此外, 根据设计资料可知施工过程中要及时进行衬砌背后注浆及岩溶加固, 保证围岩渗透系数<10^-6cm/s, 当围岩渗透系数<10^-6cm/s时就完全可以不考虑渗透压力的作用^[3,4], 因此模拟计算中没有进行流固耦合的计算。

根据合江套湘江隧道地质条件以及分析目标计算精度的要求, 建立大直径盾构江底掘进对土体扰动的数值分析模型, 如图1, 2所示。

盾构穿越湘江施工过程的扰动效应具有对称性, 因此以江中心为起点对现场施工进行模型构建, 尺寸为300m×140m×80m, 采用四面体单元模拟地层单元, 共划分单元33 404个, 结点35 073个;盾构及岩溶加固区采用理想弹性模型, 其余采用Mohr-Coulomb弹塑性模型, 水位根据实际情况选用常年正常水位45m;在模型左右两侧固定x方向的位移约束, 前后固定y方向的位移约束, 底部固定z方向的位移约束, 顶部为自由面;荷载选用自重荷载、水压力荷载以及施工荷载, 其中水压力根据水位平面自主确定, 施工过程中衬砌同步注浆压力、盾构掘进压力以及管片顶推力按实际施工情况进行确定, 地层-结构模型的土层参数和开挖注浆参数如表1~2所示。

由于各个隧道断面溶洞发育形状极不规则, 发育范围也不相同, 因此将溶洞等效成面积相等的圆形, 溶洞类型分为隧道侧部及隧道底部两类, 溶洞形态如表3所示, 采用计算软件建立三维分析模型进行地层扰动效应分析, 溶洞加固范围分别按隧道直径的0.5, 1.0倍和1.5倍选取。

衡阳合江套湘江隧道采用2台盾构机南北线分别开挖的方式施工, 先开挖南线隧道, 北线隧道滞后开挖, 对盾构隧道开挖过程进行数值模拟, 在不考虑溶洞影响情况下绘制南 (北) 线河床工后沉降曲线、沉降峰值动态曲线及地表沉降三维曲面, 如图3~7所示。

由图3和图4可知: (1) 三维数值模拟计算结果总体比随机介质计算结果偏大, 但差别不明显, 走向趋势一致; (2) 北线隧道沉降呈现双峰状态, 峰值分别为-26.32mm和-23.91mm, 最大峰值位于南线隧道中心线上方-13.8m处, 与随机介质计算结果相差2.88mm和1.79mm; (3) 北线隧道开挖后明显增大了南线隧道开挖引起的沉降槽宽度与沉降峰值; (4) 数值模拟过程中由于考虑了掘进压力、注浆加固压力以及两隧道的相互作用影响, 开挖中心线两侧出现了轻微隆起且沉降峰值间距比随机介质理论小。

由图5和图6可知: (1) 施工过程中河床沉降峰值出现在掘进环中心线位置, 该处沉降突然增大, 最大值为-36.3mm, 之后沉降轻微回弹至稳定沉降值; (2) 北线隧道开挖前隧道上方土层已经有轻微隆起, 待开挖后沉降趋势与南线隧道一致, 分析原因为掘进环位置开挖后未及时施加支护导致沉降突然增大, 待管片封闭成环以及注浆后, 施工荷载消失, 拱底土体应力释放使得土体沉降值出现回弹现象, 最终趋于稳定。

为更加直观分析盾构隧道掘进过程中江底地层的扰动效应, 对模拟结果进行提取, 绘制地表沉降曲面如图7所示。

由图7可知, 隧道开挖过程中隧道两侧以及开挖正前方有隆起趋势, 主要是由于盾构推进过程中盾构推力以及同步注浆压力引起周边地层有隆起效应, 因此施工过程中要根据监测数据, 适时调整施工参数、防止注浆压力过大。

根据随机介质理论计算结果与数值模拟计算结果, 绘制出南 (北) 线掘进土体水平位移曲线和掘进动态曲线进行比较分析, 如图8~11所示。

由图8和图9可知:水平位移数值模拟曲线与随机介质理论计算结果相符, 最大水平位移为15.91mm, 位于4.9m处, 这是由于南北线隧道开挖产生的叠加效果导致了两隧道中心线之间的土体产生了较大的水平位移。

由图10和图11可知:隧道掘进过程中, 掘进环位置水平位移有突然增大的现象, 待管片拼装完成、施工荷载消失之后, 两侧位移有轻微回弹, 最终趋于稳定。

根据现场已有的地质勘察资料, 隧道所处工程区域的下伏基岩内存在脉状或薄层状膏盐层———硬石膏或钙芒硝, 岩溶较为发育, 因此有必要考虑隧道掘进过程中既有溶洞对土体扰动的影响。当溶洞位于隧道侧壁时, 分析不同加固范围情况下盾构掘进对土体的扰动效应, 如图12~15所示。

由图12~15可知: (1) 右侧溶洞塌陷会增大隧道开挖引起的周围土体松动区范围, 当溶洞与隧道相连时, 相当于隧道开挖等效面积增大为隧道断面与溶洞断面之和; (2) 随着溶洞加固范围增加, 距离隧道越远, 影响越弱, 当加固范围为1.5d (d为隧道直径) 时, 沉降位移曲线与水平位移曲线同没有溶洞时一致, 此时溶洞塌陷对隧道开挖引起的地层扰动影响可以忽略。

为了防止盾构施工的栽头陷落、地表沉降过大或河床坍塌事故的发生, 保证施工及运营期间的安全, 对于右侧溶洞进行注浆加固时, 加固范围应以1.5d为界, 凡侵入盾构隧道1.5倍洞径 (17m) 范围内的半填充、未填充溶洞及填充物密实度在中密以下的全填充溶洞均需处理, 其余均不处理, 半填充和未填充溶洞采用“吹砂夹石+静压灌浆”的方法, 填充物密实度在中密以下的全填充溶洞采用静压灌浆的方法。进入岩溶地层前, 根据地质情况选择开仓换刀作业的里程, 按计划开仓检查刀具和更换新刀。在掘进溶洞加固体过程中保持10~20mm/min的速度匀速推进。

钻孔勘测结果表明, 共有15个溶洞顶位于隧道结构底板中, 约占总溶洞数的45.4%, 这些溶洞对结构的影响很大;距离结构顶板在0~10m范围内的溶洞共有16个, 约占总溶洞数的38.5%, 这些溶洞对结构的影响较大, 需进行数值计算分析, 确定底部溶洞加固范围, 如图16, 17所示。

由图16, 17可知:当溶洞位于北线隧道底部时, 随着溶洞加固范围的减小, 隧道河床沉降逐渐减小, 沉降影响范围也降低, 但对南线隧道引起的地表沉降没有明显影响。主要是由于盾构隧道掘进过程中, 隧道出现二次应力状态临空面, 围岩向临空面变形, 溶洞加固范围越小, 隧道开挖引起的等效临空面越大, 围岩松动范围也越大, 向隧道内部变形也越大。

安装管片之后, 隧道因为施作刚性支护使得隧道底部隆起值与上部下降值相互抵消, 当溶洞距离隧道底部逐渐减小时, 隧道隆起值逐渐增大, 因此会促使隧道支护结构整体向上隆起, 地表沉降峰值及沉降槽宽度也随之减小。底部溶洞引起的江底地层水平位移, 同样随着溶洞加固范围的减小而逐渐减小。

隧道底部溶洞对隧道施工的影响不能仅考虑江底地层位移, 还要对溶洞与隧道之间的安全层厚度进行分析, 底部溶洞在隧道施工荷载及运营荷载的作用下极易发生坍塌, 给隧道结构带来致命危害, 影响隧道结构的安全。溶洞顶板安全厚度计算涉及因素较多, 根据相关资料介绍可分为类比法和解析法等^[5,6,7]。

类比法是根据实践工作经验总结得出, 认为安全层厚度与溶洞跨度、厚度、岩石完整性有极大关系, 当岩石较为完整时溶洞顶板的厚度与跨度之比为0.50~0.87, 即认为是安全的, 当岩石较破碎时溶洞顶板厚度与溶洞高度之比>5.0即认为是安全的。

解析法是根据溶洞情况简化数学模型, 通过数值计算得出安全厚度计算表达式, 当岩石较为完整时, 可根据溶洞顶板厚度建立单跨梁模型进行数值计算, 根据力学计算结果可知溶洞顶板安全厚度:

式中:M为最大弯矩;Q为最大剪力;K为安全系数;α, β为最大弯矩、最大剪力系数;[σ], [S]为岩体计算抗弯强度、抗剪强度;L为溶洞跨度;q包括顶板、上覆土体、自重、外载等。

当顶板岩石较为破碎时, 裂隙较为发育, 溶洞塌陷可能性较大, 溶洞围岩视为散体结构, 可采用普氏塌落拱方法计算破裂拱高度H, 考虑适当安全系数可作为安全厚度:

式中:H₀为溶洞高度;a为溶洞宽度一半;φ为围岩内摩擦角;f为岩体坚固系数, f=R_c/10。

合江套湘江隧道处于强风化、中风化砂质泥岩地层, 属于较破碎岩体, 因此可考虑使用普氏塌落拱法, 将围岩视为散体结构, R_c与岩石坚硬程度相关, 根据表4可取R_c=10k Pa, 根据施工经验, 安全系数K=1.6, 内摩擦角φ=40°。

根据详勘资料, 对Z1, Z2, Z3, Y1, Y2 5个溶洞区底部溶洞最大跨度和最大高度进行提取, 计算最小安全厚度层, 如表5所示。

根据计算结果可知, 当保证安全系数达到1.6时, 底部溶洞加固范围至少为隧道底板以下17m, 即1.5倍隧道直径, 才能保证隧道施工及运营安全。因此当底部溶洞位于隧道及隧道1.5倍洞径范围内时, 应采用袖阀管注浆处理, 溶洞段掘进严格按照“注浆与掘进同时进行、确保注浆饱满”的原则进行控制, 每环水泥砂浆的凝结时间应≤8h, 同步注浆量不得少于20m³, 合理调整与控制同步注浆压力, 注浆压力始终控制在0.15~0.3MPa, 确保浆液饱满。

本文采用三维数值模拟软件, 以衡阳合江套湘江隧道为工程背景, 对大直径盾构隧道穿越江底及岩溶区施工引起的地层沉降及水平扰动效应进行分析, 分别考虑了无溶洞正常施工以及溶洞分布在隧道侧边、底部3种施工工况, 主要得出以下结论。

1) 由于南北线隧道相距较远, 河床沉降呈现双峰状态, 北线隧道开挖后明显增大了南线隧道开挖产生的沉降槽与沉降峰值。

2) 隧道开挖过程中隧道两侧以及开挖正前方有隆起趋势, 主要是由于盾构推进过程中盾构推力以及同步注浆压力引起周边地层有隆起效应, 因此施工过程中要根据监测数据适时调整施工参数、防止注浆压力过大。

3) 掘进环位置处地层沉降及水平位移突然增大, 待管片封闭成环以及注浆以后, 施工荷载消失, 拱底土体应力释放使得土体沉降值出现回弹现象, 并最终趋于稳定。

4) 当溶洞位于侧部时, 侧部溶洞增大了隧道开挖等效面积以及围岩松动范围, 从而会增大隧道开挖引起的地层扰动范围以及位移峰值, 侧部溶洞还导致位移峰值位置向该侧发展, 当加固范围为1.5d (d为隧道直径) 时, 溶洞塌陷对隧道开挖引起的地层扰动影响可以忽略, 因此对于右侧溶洞进行注浆加固时, 加固范围应以1.5d为界。

5) 当溶洞位于隧道底部时, 隧道因为施作刚性支护使得隧道底部隆起值与上部下降值相互抵消, 当溶洞距离隧道底部逐渐减小时, 隧道隆起值逐渐增大, 会促使隧道支护结构整体向上隆起, 沉降峰值及沉降槽宽度也随之减小。

6) 在隧道底部溶洞加固范围分析时, 应以溶洞与隧道之间的安全层厚度为分析对象, 合江套湘江隧道处于较破碎岩体, 因此可考虑使用普氏塌落拱法, 当安全系数达到1.6时, 加固范围至少为隧道底板以下17m, 即1.5倍隧道直径, 才能保证隧道施工及运营安全。