刘朝钦

（海峡（福建）交通工程设计有限公司， 福州 350004）

随着我国基建领域的飞速发展，城市地下空间利用率逐步提升，盾构法因高效、安全、断面利用率高等优点在城市地下隧道建设中被广泛使用［1-3］。在城市地下隧道建设过程中，难免会遇到地质情况不良、上覆铁路、重要建筑物等情况，因此在软弱地层隧道施工过程中确保隧道开挖面的稳定性就显得十分重要［4 - 5］。

目前，大批专家、学者针对城市隧道开挖面稳定性进行了研究，主要有：潘格林等［6］依托实际工程，利用FLAC3D进行建模，对渗流状态下砂卵石不良地层隧道开挖面的稳定性进行研究；宋洋等［7］以南京市某地下线路为工程背景，通过建立试验模型，对砂 - 砾复合地层盾构隧道开挖面的稳定性进行探究；李清川等［8］以青岛地铁某工程段为研究对象，建立开挖破坏模型，对数值结果进行理论分析；李凤涛等［9］通过对所建立的杭州沿江运河隧道模型进行数值分析并对开挖面局部被动失稳上限进行分析，对浅埋泥水不良地质下开挖面进行失稳分析；叶治等［10］以武汉地铁7号线某区间为工程依托，探究隧道开挖面出现涌水情况时对地表产生的沉降影响并对管片内力进行分析；黄阜等［11］构建长沙地铁2号线某区间数值模型，通过对所建数值模型进行分析，对隧道开挖面安全系数进行研究；朱叶艇等［12］采用相似物理模型试验对上海地铁某区间盾构工程开挖过程中对邻近地下管线的影响进行研究等。以上研究多集中于城市地铁推进过程中开挖面的稳定性研究，鲜有对软弱地层下上覆高速铁路的城市地下通道开挖面的稳定性研究。

本文以福建莆田火车站顶管盾构地下通道工程为依托，建立软弱地层超大矩形顶管盾构隧道数值计算模型，引入了无量纲参数支护应力差率，对不同地层参数（φ和c）、不同埋深（C）时开挖面位移和支护应力差率曲线进行研究。研究结果可为类似工程提供参考。

1 工程概况

莆田火车站南北广场东西侧地下通道位于莆田火车站东西两侧，呈南北走向，周边现状以民宅和果园为主。隧道周边规划用地性质以商业、居住用地、绿地为主。东侧通道顶管盾构段长212 m，西侧通道顶管盾构段长260 m，管片外径12.6×7.65 m，壁厚0.8 m，标准管节长度1.8 m，工程现场如图1所示。顶管盾构施工区间地质主要包括第四系人工填土层、第四系冲洪积层、燕山期侵入岩（按风化程度分为全风化层、强风化层、中风化层，局部有辉绿岩呈岩脉侵入花岗岩中）。

图1 工程现场图

2 计算模型及计算参数

2.1 计算模型

建立超大矩形顶管盾构隧道开挖面稳定精细化模型。隧道纵向长度取35.00 m，顶管盾构已掘进支护距离取9.0 m（5环），开挖步长取1.80 m。顶管盾构掘进前已采取降水措施，不考虑地下水渗流的影响。

2.2 支护应力差率m

假设矩形顶管盾构隧道开挖面稳定时支护应力如图2所示，定义支护应力差率m为开挖面一点的支护力与该点静止土压力的比值。

图2 开挖面支护力图

2.3 计算工况

拟研究埋深（C）、地层参数（c和φ）对软弱地层超大矩形顶管盾构开挖面稳定的影响，设定计算工况如表1所示。

表1 计算工况表

2.4 计算参数

模型中地层和管节物理力学参数参照地勘报告、室内试验选取，如表2所示。

表2 计算参数表

3 计算结果及分析

3.1 开挖面位移

3.1.1 埋深因子

埋深因子ζC取 1.00，1.50，2.00时，开挖面位移云图如图3所示（以ζφ取1.0，ζc取1.0为例）。

图3 不同埋深时开挖面形态图

由图3可知：

（1）埋深因子ζC为1.00、1.50和2.00时，矩形顶管盾构开挖面主动失稳时最大位移为0.76 m、0.51 m和 0.16 m；埋深 因 子ζC为 1.00、1.50和 2.00时，开挖面被动失稳时最大位移为1.60 m、0.51 m和0.66 m。

（2）软弱地层超大矩形顶管盾构埋深因子ζC越小，相同m下因支护力过大（小）造成的开挖面主动（被动）失稳的开挖面位移越大。

3.1.2 黏聚力因子

黏聚力因子ζc为2.0，6.0和8.0时超大矩形顶管盾构隧道开挖面位移云图如图4所示（以ζC取1.0、ζφ取1.0为例）。

由图4可知：

图4 不同ζc时开挖面位移图

（1）黏聚力因子ζc为2.0，6.0和8.0时，开挖面主动失稳时最大位移分别为0.74 m，0.58 m和0.48 m；黏聚力因子ζc为2.0，6.0和8.0时，开挖面被动失稳时最大位移为1.81 m，1.47 m和1.00 m。

（2）黏聚力因子ζc越大，相同支护应力差率m下软弱地层超大矩形顶管盾构开挖面位移越小。

3.1.3 内摩擦因子

内摩擦角因子ζφ为1.0，1.25和2.0时，超大矩形顶管盾构隧道在软弱地层中开挖面位移云图如图5所示（以ζC取1，ζc取1.0为例）。

图5 不同ζφ时开挖面位移图

由图5可知：

（1）当内摩擦角因子ζφ为 1.0，1.25，2.0时，顶管盾构隧道开挖面主动破坏时最大位移为0.71 m，0.40 m和0.39 m；被动破坏时开挖面最大位移为1.79 m，0.31 m和0.01 m。

（2）软弱地层的内摩擦因子ζφ越大，相同支护应力差率m下开挖面主动（被动）破坏土体变形越小，造成的开挖面位移和地表沉降也越小。

3.2 支护应力差率m

3.2.1 埋深因子

埋深因子ζC为1.0，1.5，2.0时软弱地层矩形顶管盾构开挖面m曲线如图6所示（以ζc为1.0，ζφ为1.25为例）。

由图6可知：

图6 不同ζc时m曲线图

（1）开挖面主动破坏时，随着m减小，开挖面沿隧道纵向位移首先缓慢增加，在超过开挖面极限m后，掌子面位移迅速增加，开挖面失稳破坏。顶管盾构隧道埋深因子ζC为1.00，1.50，2.00时，开挖面分别在m为0.40，0.30，0.20时主动失稳。

（2）开挖面被动破坏时，最大位移随着m的增加而逐渐增加，当支护应力大于开挖面的被动极限m时，开挖面失稳破坏。在ζC为 1.00，1.50，2.00时，开挖面在m为7.00，8.00，10时失稳。

（3）埋深因子ζC越大，开挖面到达主动破坏时m越小，开挖面达到被动破坏时m越大。

3.2.2 黏聚力因子

超大矩形顶管盾构隧道在不同粘聚力因子ζc的软弱地层时开挖面的m曲线如图7所示。

图7 不同ζc时m曲线图

由图7可知：

（1）开挖面主动破坏时，随着支护应力差率m的减小，不同粘聚力因子ζc的土层的掌子面纵向位移差异较小，均由0缓慢增加。在达到开挖面失稳破坏状态后，隧道掌子面纵向位移迅速增加并扩展，开挖面失稳垮塌破坏。

（2）对于开挖面被动破坏状态，支护应力差率m从1增加时，开挖面纵向位移由0逐渐增加；m越大，开挖面被动破坏纵向位移越大。

（3）软岩地层中粘聚力因子ζc越大，开挖面到达主动破坏时支护应力差率m越小，被动破坏时支护应力差率m越大。

3.2.3 内摩擦因子

矩形顶管盾构隧道在不同内摩擦角因子（ζφ）的土体中顶进时的支护应力差率（m）曲线如图8所示。

图8 不同ζφ时m曲线图

由图8可知：

（1）开挖面主动破坏时，支护应力差率m小于0.40时开挖面位移差异较大；当m大于0.40时，软弱土层中开挖面纵向位移变化不大，开挖面可维持自身稳定；m小于0.40后，对于ζφ为1.0和1.25的地层，开挖面失稳后位移迅速增加，开挖面失稳破坏。

（2）对于被动失稳状态，m小于4时，内摩擦角的不同对于地表的沉降影响相对较小，均在缓慢增加；当m大于4后，不同ζφ土层间开挖面纵向位移差异迅速增大，ζφ为1.0，1.25和1.50时，开挖面位移可达2.45 m、2.12 m和1.73 m；而对于ζφ为1.75和2.0的土层，开挖面位移仅为0.29 m和0.15 m。

（3）软弱地层的内摩擦角因子ζφ越大，开挖面主动破坏的支护应力差率m越小，被动破坏时支护应力差率m越大。

4 结论

（1）随着埋深因子ζC的增加，相同支护应力差率m下矩形顶管盾构隧道开挖面破坏位移越小，开挖面到达主动破坏时m越小，开挖面达到被动破坏时m越大。

（2）黏聚力因子ζc越大，相同支护应力差率m下矩形顶管盾构开挖面失稳时位移越小，开挖面到达主动破坏时支护应力差率m越小，被动破坏时支护应力差率m越大。

（3）内摩擦因子ζφ越大，相同支护应力差率m下矩形顶管盾构开挖面失稳时位移越小，开挖面主动破坏的支护应力差率m越小，被动破坏时支护应力差率m越大。