泥水平衡盾构开挖面失稳特征模拟试验研究

周鹏 张尚达 董冰

1.中铁十四局集团大盾构工程有限公司，南京 211899；2.西南交通大学交通隧道工程教育部重点实验室，成都 610031

泥水平衡盾构对地层具有广泛的适应性，近年来已成为隧道穿越江河、湖泊的首选工法［1］。但在隧道施工过程中，盾构掘进会对地层产生扰动，甚至引起开挖面失稳，造成重大安全事故［2-3］。因此探究泥水盾构开挖面应力变化规律以及判断其稳定性是目前泥水平衡盾构施工中亟待解决的问题。

盾构开挖面失稳的现场原型试验风险高、成本大，离心模型等室内模型试验是研究盾构开挖面稳定性的有效手段。Chambon 等［4］等通过离心机试验研究干砂地层的开挖面稳定性，分析了盾构开挖面极限支护力的影响因素。吕玺琳等［5］研究了砂层中盾构隧道开挖面的失稳破坏特性和极限支护压力。金大龙等［6］通过自主研制的模拟装置研究了泥水盾构在高水压条件下的失稳模式及相关应力变化规律。

常重力模型也是被广泛采用的室内试验模型。李昀等［7］通过室内模型试验，结合泥水平衡盾构的工作机理研究了盾构掘进过程中的沉降规律。李君［8］研究了干砂中盾构隧道的埋深比、开挖面极限支护力、地表沉降和开挖面位移之间的关系。刘泉维［9］采用模型试验研究了透水砂层中泥水盾构开挖面的失稳模式。刘念［10］针对复杂地层的水下隧道设计室内试验模型，研究了开挖面前方的土体应力分布特性、开挖面所需支护力以及发生的破坏模式。陈仁朋等［11］使用渗透柱试验研究了泥水盾构泥膜性质对开挖面稳定性的影响。丁言峰［12］针对砂黏复合地层，通过自主研发的透明模型盾构试验装置，得到了开挖面土体位移与支护力的变化关系及其破坏特征。

泥水盾构的实际施工过程复杂，已有研究对盾构掘进过程中的泥浆支护、开挖、出渣等细致开挖行为涉及较少，因此对现场的情况反映有限。本文采用可模拟泥水盾构掘进过程的室内试验设备，在透水砂层中进行泥水盾构掘进试验，分析地层水土应力变化规律以及不同水头下的开挖面主动失稳破坏形式。

1 泥水平衡盾构试验系统设计

采用微型泥水平衡盾构试验系统模拟掘进失稳过程。该系统包括模拟盾构机、推进系统、动力系统、操作系统以及模型箱［13-14］，如图1所示。

图1 微型泥水盾构系统

1.1 盾构机外壳

盾构机外壳尺寸为2 000 mm（长）× 300 mm（直径）×10 mm（厚度），整体作镀铬设计，经密封处理的导向管位于盾构机外壳与模型箱的连接处。盾构机外壳内部主要由泥水舱、泥水管、排渣装置组成。盾构掘进时，泥浆通过泥水管输入泥水舱，并通过刀盘渗入前方地层形成泥膜，从而维持开挖面的稳定。排渣装置设置于外壳的底部，类似于轴式螺旋输土器，可输送刀盘掘削下来的渣土并送至沉渣罐中。装置通过盾构机主轴与液压马达的连接提供动力，从而实现试验装置的精细化调节。

1.2 刀盘

刀盘形式采用辐板式刀盘，开口率为46%，直径取300 mm，如图2所示。

图2 模型刀盘

1.3 推进系统

推进系统采用双千斤顶推进盾构机，推进力由后置油缸提供，通过活塞杆的前进和回缩将过程中产生的推力、拉力转化为盾构机掘进的顶推力。在模型盾构机下方设置导轨，并添加适量的润滑油保证导轨的顺利推进。整个推进距离设计值为700 mm。

1.4 系统操作台

试验系统对于模型盾构机的操作集中至操作台进行，降低操作的复杂性。整个操作台可实现模型盾构机的启停，可调节盾构机顶推力以及掘进速度，调节刀盘的扭矩、转速、转向以及内部螺旋输土器功率。参数实时显示在操作台液晶屏，如图3所示。

图3 操作系统

2 泥水平衡盾构掘进试验

2.1 试验土层与泥浆配置

根据试验模型装置尺寸，确定相似试验的几何相似比为50，无量纲的物理量相似比均为1。根据量纲分析法并结合连续介质的流固耦合理论，推导出其余相似关系［15］，其中渗透系数约为7。

2.1.1 试验土层配置

试验的原型地层为中粗砂，其渗透性较高，开挖面失稳风险较高。为保证内摩擦角相似，试验配置地层选择在级配和颗粒上与原状土接近的中粗砂，内摩擦角为35°，黏聚力约为 0，渗透系数为5 × 10-2cm∕s。由于地层水理性质对于胶结剂的含量非常敏感［16］，为了使原型土与模型土的渗透系数相似，通过反复尝试，确定在地层中添加少量胶结剂（凡士林）以及硅油作为调节剂，以实现在几乎不改变其他性质的情况下，达到满足相似比条件的渗透系数。凡士林为无毒医用级白色凡士林，硅油的黏度为1 000 mm2∕s。通过土工试验确定试验地层配比，见表1。

表1 试验地层配比

本试验依照相似理论模拟泥水盾构在透水砂层的掘进以及开挖面失稳之后的压力、变形特征，配置模型试验土的土体参数见表2。

表2 土体参数

2.1.2 泥浆配置

为确保泥水平衡盾构开挖面的稳定性，选择合适的泥浆配比非常重要。在模型试验条件下，由于泥水管粗细的限制，应防止泥浆浓度过大，即过大的相对密度和相对黏度。根据试验土的土体参数，参考文献［17］对试验地层进行渗透成膜试验，确定了成膜效果较好的泥浆参数。泥浆配比及参数见表3。

表3 泥浆配比及参数

2.2 量测项目

2.2.1 孔隙水压力

采用LY-350 微型渗压计量测，尺寸为φ31 mm ×15.5 mm，量程50 kPa，精度为量程的1∕1 000。水压力通过透水石作用于传感器压力膜，从而实现水压力到孔隙水压力的转化，适用于室内模型试验。

2.2.2 土压力

采用LY-350 型应变式微型土压力计量测，尺寸φ24 mm × 10 mm，量程50 kPa，精度为量程的1∕1 000。产品具有防水功能，适合本试验存在地下水的情况。

2.2.3 地表位移

采用TZT-100 型应变式位移计，尺寸为260 mm（长）×10 mm（直径），量程100 mm。测试过程是在地表放置小型钢片，通过在钢片上绑有的细绳与位移计顶杆相连，地表沉降带动钢片移动，反映到位移计上。

2.3 试验步骤

1）布设传感器。传感器布置如图4所示。在距离拟预计停机位置前约30 mm 的竖向平面设置监测断面。在监测断面上布设孔隙水压力及土压力盒以监测开挖面失稳前方的土体应力变化特征。为防止传感器因土体位移而导致采集的数据不准确，设计了一个传感器支架，以保证传感器不受土体变形干扰。

图4 传感器布置（单位：mm）

2）预埋水管。由于模型箱无外接水管处，为使地层充分饱和，在模型箱底部先铺设100 mm 厚的碎石垫层，预先在碎石垫层处埋设PVC 管。在完成装填土后，通过PVC外接水管向地层注水，调节水头高度。

3）试验地层装填。将试验地层分层填入模型箱并夯实，每层200 mm。预设装填高度1.15 m（地表距离模型箱顶部还有350 mm），整平。

4）调节水头压力。外接水管与预埋的PVC 水管相连，自下而上注水，通过预埋的传感器确定水头高度。在维持水头高度的条件下让地层饱和固结24 h。

5）盾构机启动并掘进。启动盾构机（掘进起点为450 mm），由于模型盾构在掘进之后的参数波动较大，因此先使盾构掘进一段距离后（100 mm）再记录参数，以减小试验误差。

6）停机。盾构推进一定距离后（终点里程为700 mm）停止推进，但保持刀盘旋转，此时保持开挖面稳定。

7）稳压。停止排渣装置运转，稳定住泥浆压力，将盾构机后退约20 mm。

8）模拟失稳。通过降低泥水压力，模拟开挖面主动失稳情况。保持对开挖面前方各项土压、孔隙水压、地表、地中位移的观测。

在不同水头高度下（0、1.3、10 m）重复以上步骤。

3 掘进试验结果

3.1 超孔隙水压变化情况

地层超孔隙水压变化时程见图5。不同水头高度下超孔隙水压变化规律相似，以水头1.3 m 的工况为例，由图5可得以下结论：

图5 地层超孔隙水压变化时程

1）0～600 s 为盾构的掘进时间（下称掘进阶段），该阶段超孔隙水压不断增大，其增值大概在总体增量的20%～30%。

2）600～720 s 模型盾构停止掘进，但依旧保持刀盘转动，并依旧向前方注浆（下称停机阶段），该阶段超孔隙水压快速增大，最大值达4.06 kPa。

3）720 ～ 1 020 s 为增大舱压，刀盘缓慢退后的阶段（下称稳压阶段），在该阶段超孔隙水压呈缓慢下降的趋势，但超孔隙水压均保持在2～3 kPa。

4）1 020 s 之后为模拟主动破坏的阶段（模拟失稳阶段），在该阶段超孔隙水压的变化可分为三个阶段：①超孔隙水压依旧保持缓慢下降的趋势；②开挖面已发生破坏，超孔隙水压急剧下降；③在超孔隙水压剧降之后的稳定阶段，此时超孔隙水压几乎消散完毕。

3.2 土压力变化情况

以水头高度1 m 的工况为例，地层土压力变化时程见图6。由图6可得以下结论。

图6 水头高度1 m的地层土压力变化时程

1）在0～600 s的掘进阶段以及600～720 s的停机阶段土压力都有所增长，停机阶段增长更快。这是由于泥水盾构在掘进过程中对地层的扰动，以及泥浆渗透成膜之后泥浆作用力的转化引起被动土压力的增长，随着盾构机靠近增长幅度越变越大。

2）在720～1 020 s的稳压阶段土压力存在一定波动，但呈缓慢下降趋势。

3）在1 020 s 之后的模拟失稳阶段土压力的变化同超孔隙水压变化一致，可分为三个阶段：①土压力依旧保持缓慢下降的趋势；②开挖面发生破坏，土压力急剧下降；③在土压力剧降后的稳定阶段，此时土压力保持稳定且比初始土压力略小。

3.3 主动破坏后的地表形态

无水头时开挖面主动失稳后地表变化不明显，只是产生了5～6 mm的沉降。水头高度为1.3 m时（高于地表）开挖面主动失稳后地表产生了明显的圆形塌坑，直径约130 mm；最大沉降位于开挖面前方50 mm处，沉降值达62 mm。水头高度为1 m 时（低于地表）开挖面主动失稳后在地表突然产生了一个椭圆形塌孔，长轴约50 mm，短轴约35 mm，同时在塌孔下方存在一个明显空腔，且沉降值大于1.3 m 水头高度，达92 mm，同时在空腔下层的塌坑范围大于地表的塌孔。

4 试验结果分析

4.1 开挖面失稳分析

在泥水盾构掘进过程中，泥浆堵塞地层孔隙导致的排水作用会在地层中迅速产生超孔隙水；在停机阶段，形成泥膜的过程导致超孔隙水压力进一步升高。稳定舱压的过程中，随着盾构刀盘与掌子面分离，泥膜生成后，阻止更多的泥浆向地层渗透，刀盘作用于掌子面的力也减小，此时超孔隙水压力逐渐消散。

泥浆压力减小的过程中，超孔隙水压力的变化经历缓慢下降、快速消散、维持稳定的阶段，水头高度较高超孔隙水压力下降速度较快。同时，超孔隙水压力完全消散后经过一段时间才在地表观测到明显的沉降现象，说明地层的整体失稳存在发展的过程。

在泥水盾构实际施工中，随着盾构掘进，会在地层中不断产生孔隙水压力，泥浆提供的支护力不仅要用来平衡开挖面前方的水、土压力，同时有一部分还需要用来平衡掘进过程形成的超孔隙水压力，直接影响泥浆压力支护的效果。地层中的超孔隙水压力越大，泥浆压力转化为有效应力的部分就越少，故而在实际施工中设计压力舱的泥水压力时，应在静置水、土压力的基础上，加上成膜后产生的超孔隙水压力。

4.2 开挖面主动破坏发展模式

通过试验发现，对于泥水盾构失稳后的地层扰动现象，水位有重要影响。根据试验结果结合已有泥水盾构开挖面稳定性相关研究，可将泥浆盾构开挖面破坏按水头高度分成三种类型，如图7所示。可知：①水头高于地表时，开挖面失稳形成整体向下的破坏区，并发展至地表；②水头低于地表时，开挖面破坏向上发展至水位线后停止，水位线与地表之间形成土拱区；③无水头时，上部地层有较强的自稳性，在开挖面主动破坏之后地表的位移变化不大。

图7 不同水头高度下主动破坏形式

试验过程中发现水头低于地表时，开挖面主动失稳引起的位移延伸至地表的时间要快于水头高于地表的情况，其土拱发展及破坏具有突然性。水位上下的土体存在明显的分界，这是因为当水位线低于地表时，在水位线之上为不饱和砂，稳定性高于饱和砂，在开挖面主动破坏之后的开挖面位移变化延伸至地表之后，在地表与水位线之间形成了一个空腔。

5 结论

1）在泥水平衡盾构开挖面的主动破坏过程中，首先开挖面前方缓慢下降；随着支护力进一步降低，土压力、超孔隙水压快速下降，开挖面发生主动破坏；在破坏发生后，应力变化进入平稳阶段，超孔隙水压消散，土压力则保持在略低于初始应力的水平。

2）无水头情况下在开挖面主动破坏后，地表变形对其的响应存在滞后，破坏区范围有限，可保持上部地层的稳定性。有水头的情况下土体强度、土拱效应会被削弱，致使破坏区不断向上发展并延伸至地表。

3）水位高度低于地表时，水位上下的土体破坏形式存在明显的分界，且土拱发展及破坏具有突然性。

4）在泥水盾构掘进过程中会产生超孔隙水压力，使泥浆的有效支护力降低。故而在泥水盾构的实际施工中，除了考虑开挖面前方的水、土压力，还应考虑超孔隙水压力的影响。

下一步可引入相关参数的变化，探究刀盘转速、开口率、扭矩、泥浆配比等因素对泥水平衡盾构开挖面稳定性的影响，以更真实地反映盾构掘进过程。