郑泽源，施成华，雷明锋，彭立敏，3，曹成勇

(1.中南大学土木工程学院，湖南长沙 410075;2.福建省电力有限公司泉州电业局，福建 泉州 362000;3.高速铁路建造技术国家工程实验室，湖南长沙 410075)

随着我国交通基础设施建设的迅速发展，各种跨江跨海的水下隧道大量涌现，而水下隧道的修建不可避免的会遇到各种复杂的问题，其中最突出的问题是掌子面的稳定性问题，该问题已引起国内外学者的广泛关注［1－8］。对于水下隧道断层破碎带段掌子面稳定性的问题，目前国内外学者主要采用理论分析、模型试验、现场实测数据分析和数值模拟4种方法进行研究［9］。其中数值分析方法能够反映岩土体的性质，考虑隧道施工方法和隧道施工过程，以及隧道－土体－结构的相互作用，并预测隧道开挖时可能引起的各种变化，可以较直观地进行规律性研究［10－11］。影响掌子面稳定性的因素众多，地下水渗透力的作用是主要因素之一，以往的研究较少考虑地下水渗透力对掌子面稳定性的影响。为此，本文以湘江隧道傅家洲断层破碎带段为工程背景，利用数值模拟的方法对其施工过程中掌子面稳定问题性进行研究，分析地下水渗透力作用下注浆加固与未注浆加固2种情况隧道施工掌子面的安全性。

1 工程概况

1.1 概 述

长沙市营盘路湘江隧道工程位于长沙市市区，地处橘子洲大桥和银盆岭大桥之间，其中江中段距橘子洲大桥约1.3 km，距银盆岭大桥约2.1 km。主线西起咸嘉湖路段，下穿潇湘大道、傅家洲、橘子洲和湘江大道，东接营盘路。西岸设一进一出两匝道，接主线北侧的潇湘北路;东岸设一进一出两匝道，进口匝道接主线南侧的湘江中路，出口匝道接主线北侧的湘江中路，如图1所示。

图1 工程平面布置图Fig.1 The floor plan of the project

1.2 傅家洲断层破碎带段工程地质及结构设计概况

傅家洲破碎带大致呈北东向展布，倾向南东，倾角较陡。带中岩性为碎裂岩，灰、青灰色，碎裂结构，富水，风化强烈，岩芯多岩屑、岩粉碎石状，少量的块状、柱状，受该破碎带影响，其两侧岩体破碎，全风化板岩结构为松疏的砂土状、角砾状、碎裂状，该断层归属于不活动断层。

营盘路断层破碎带段隧道结构横断面图如图2所示。设计断面洞径为11.86 m，高度为10.11 m，采用T76自进式管棚和Φ42超前小导管进行超前预支护，初支为28 cm厚C30喷射混凝土，二衬为60 cm厚C35钢筋混凝土。

图2 隧道结构横断面图(单位:cm)Fig.2 The cross－ sectional figure of tunnel structure(U-nit:cm)

2 三维数值分析模型

2.1 有限元模型

采用MIDAS/GTS有限元软件建立三维分析模型，考虑边界效应和计算效率，模型长×宽×高取为110 m×50 m×80 m。模型中土体分为粉细砂层、圆砾层、强风化板岩层和断层破碎带4种地层。土体和加固圈均采用实体单元模拟，采用M－C弹塑性屈服准则;初期支护采用壳单元模拟，二衬采用实体单元模拟。支护结构力学参数采用综合刚度法来反映钢筋网和钢支架的支护作用，而锚杆、超前小导管、自进式管棚加固则采取提高隧道开挖附近6 m范围内的土体参数来实现。计算模型如图3所示，物理力学参数见表1。

图3 计算模型示意图Fig.3 The schemes of calculation model

2.2 隧道施工模拟

采用有限元软件Midas/GTS进行流固耦合数值模拟，考虑渗流场与应力场相互作用，分析隧道周边围岩的施工力学效应。基本步骤如下。

第1步:进行开挖前围岩初始渗流场和初始应力场分析;

表1 围岩及支护结构物理力学参数取值表Table 1 The mechanical parameters value of surrounding rock and supporting structure

第2步:模拟开挖引起的渗流场变化;

第3步:将渗流场变化产生的渗透力作用到隧道开挖过程中，分析渗透力和隧道开挖共同作用下引起的围岩应力应变变化;

第4步:对开挖面进行初期支护或施作二衬。

随着施工步的进行，重复执行第2步到第4步，直到支护施做完毕为止。

本文主要是研究隧道过断层破碎带时掌子面的稳定性，计算时对施工步的模拟进行了适当的简化。首先开挖南线(模型中右侧隧道)，进尺为5 m，当开挖至断层破碎带时进尺改为1 m，开挖方法为全断面法，初期支护紧跟;在南线开挖至断层破碎带时北线(模型中左侧隧道)同时开挖，进尺同为5 m，紧跟初期支护，且南北两线隧道掌子面相距20 m;当南线在断层破碎带中开挖5 m时，停止开挖，分析此时南线掌子面的稳定性。

3 计算结果分析

3.1 孔隙水压力场分析

南线隧道开挖至断层破碎带时，围岩的孔隙水压力场云图如图4所示，掌子面孔隙水压力变化情况如图5所示。

图4 围岩孔隙水压力云图Fig.4 The pore water pressure of surrounding rock

分析图4和图5可知:

图5 掌子面孔隙水压力变化曲线Fig.5 The pore water pressure curve of tunnel face

(1)未注浆加固时，隧道开挖对围岩孔隙水压力场的影响显著，围绕洞周形成漏斗状低孔隙水压力区，其分布范围从隧道洞周延伸到江底，隧道洞周水压力等势面较为密集，水压力较低。

(2)注浆加固后，隧道开挖对围岩初始孔隙水压力场的影响不明显，在隧道洞周4 m范围内孔隙水压力明显较低，该范围内的渗透力较大;而在该范围外孔隙水压力变化不大，其渗透力很小，可近似认为只受静水压力的作用。

(3)分析掌子面前方10 m范围内的围岩，未注浆加固的情况下，该区域的孔隙水压力明显比注浆加固后大，且越靠近掌子面水压力等势面越密集，而注浆加固后该区域围岩的水压力等势面基本一致。

(4)从掌子面上看，其孔隙水压力随着隧道的开挖先增大后减小，当隧道开挖至断层破碎带时达到最大值，之后由于掌子面逐渐远离江水其值逐步减小。未注浆加固时，掌子面中心点的水压力约为41 kPa，注浆加固后其值约为11.2 kPa，仅为未注浆加固的27%。可见:注浆加固的堵水作用较为显著，掌子面的稳定性得到提高。

3.2 渗流流速分析

南线隧道开挖至断层破碎带时，围岩的渗流流速云图如图6所示，掌子面渗流流速变化情况如图7所示。

图6 围岩渗流流速云图Fig.6 The seepage velocity of surrounding rock

图7 掌子面渗流流速变化曲线Fig.7 The seepage velocity curve of tunnel face

分析图6和图7可知:

(1)未注浆加固时，隧道开挖后孔隙水压力场围绕洞周形成漏斗状低水压力区，导致该区域产生水力坡降，地下水沿着水力坡降向隧道内渗流。在距隧道洞周3～5 m范围内及掌子面前方10 m范围内的围岩，其渗流流速较大。当隧道开挖至断层破碎带时，掌子面前方围岩渗流场与江水连通，掌子面渗流流速最大。

(2)注浆加固后，由于隧道洞周4 m之外的围岩孔隙水压力基本不变，故该区域渗流流速非常小，可认为不发生渗流。从渗流流速云图看，渗流主要是发生在掌子面及前方5 m范围内未开挖的隧道土体，且在掌子面底部渗流流速最大。

(3)从掌子面上看，其渗流流速随着隧道的开挖亦先增大后减小，在隧道开挖至断层破碎带时达到最大值，之后由于孔隙水压力的降低而逐渐减小。未注浆加固时，掌子面中心点的渗流流速约为1.05 m/s，注浆加固后减小为 0.53 m/s ，约为未加固时的50%，说明注浆加固有效的改善了掌子面的渗流情况，其渗流流速显著减小。

3.3 初期支护应力分析

南线隧道开挖至断层破碎带时，初期支护最大、最小主应力云图分别如图8和图9所示;其最大、最小主应力变化情况分别如图10和11所示。

图8 最大主应力云图Fig.8 The maximum principal stress

图9 最小主应力云图Fig.9 The minimum principal stress

图10 最大主应力变化曲线Fig.10 The curve of the maximum principal stress

图11 最小主应力变化曲线Fig.11 The curve of the minimum principal stress

从图8～11可见:

(1)未注浆加固时初支的最大主应力值约为5.01 MPa，超过了设计抗拉强度1.5 MPa，其安全性不满足要求;而注浆加固后其值为0.88 MPa，小于抗拉强度容许值，初支的安全性满足要求。未注浆加固与注浆加固2种情况，初支的最大主应力均出现在与掌子面接触的仰拱处，该位置是最不利位置，施工时应予以重视，保证施工质量，做好监控量测工作。

(2)从初支最小主应力云图看，未注浆加固时其值约为－14.83 MPa，小于设计抗压强度15 MPa，初支的安全性能够满足要求;注浆加固后值为－7.73 MPa，约为未加固时的52%，初支的安全性满足要求。未注浆加固与注浆加固2种情况，初支的最小主应力均出现在墙角位置，而未注浆加固时在掌子面仰拱处已经出现拉应力，其安全性不满足要求。

(3)初支应力随着隧道的开挖逐渐增大，未注浆情况下隧道开挖至破碎带时其应力显著增大，而注浆加固后其值增大不明显。可见，注浆加固后，初支的安全性得到明显改善，围岩及掌子面的稳定性得到了显著提高。

3.4 位移分析

南线隧道开挖至断层破碎带时，围岩位移云图如图12所示。

图12 围岩位移云图Fig.12 The displacements of surrounding rock

分析图12可见:

(1)未注浆加固时，隧道开挖至断层破碎带时围岩位移与地表连通，掌子面前方围岩位移近似呈楔形分布，上方围岩则近似呈筒仓状分布，掌子面中心点位移约为111.6 mm，其位移超过了容许位移。

(2)注浆加固后，隧道开挖至断层破碎带时掌子面上方围岩位移显著减小，掌子面中心点位移约为22.3 mm，其值约为不加固条件下的20%，其值小于容许位移。

(3)从围岩位移云图看，不管注浆与否围岩最大位移均出现在掌子面中心点，未注浆情况下围岩位移不满足要求，注浆加固后围岩位移得到有效控制，围岩及掌子面的稳定性能够满足要求。

3.5 塑性区分析

南线隧道开挖至断层破碎带时，围岩塑性变区分布云图如图13所示。

图13 围岩塑性区分布云图Fig.13 The plastic zone of surrounding rock

分析图13可知:

(1)未注浆加固情况下，隧道开挖至断层破碎带时掌子面前后10 m范围内围岩出现塑性区，围岩的最大塑性应变出现在掌子面底部，其值约为14.85。

(2)注浆加固后，隧道开挖至断层破碎带时掌子面前方5 m范围内出现塑性区，围岩的最大塑性应变值亦出现在掌子面底部，其值约为3.5，仅为未加固情况的25%。

(3)注浆加固后，围岩塑性区的分布范围减小了50%，最大塑性变形值减小了3/4，总体上看，超前注浆加固有效地控制了围岩的塑性变形，围岩及掌子面稳定性得到了保障。

4 结论

(1)在未注浆加固情况下，隧道施工掌子面的稳定性不能满足要求;注浆加固后，围岩及掌子面的稳定性得到显著提高，其安全性能够满足要求。

(2)隧道开挖后，地下水渗透力的作用弱化了围岩的力学性质，对围岩及掌子面的稳定性产生不利影响，对掌子面进行稳定性分析时不能忽视地下水渗透力的作用。

(3)隧道开挖至断层破碎带时，围岩及初期支护的受力和变形、围岩孔隙水压力和渗流流速均达到最大值，围岩及掌子面的稳定性最差。

(4)注浆加固起到了明显的堵水作用，改善了初支的受力状态，有效地控制了围岩位移，缩小了围岩及掌子面的塑性区范围，总体上看，注浆加固对提高围岩及掌子面稳定性效果显著。

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