泥水平衡盾构开挖面稳定模型试验研究

第 29 卷 2007 年\n\n第7期 7月\n\n岩\n\n土\n\n工\n\n程\n\n学\n\n报\n\nChinese Journal of Geotechnical Engineering\n\nVol.29 No.7 July, 2007\n\n泥水平衡盾构开挖面稳定模型试验研究\n李 昀\n1，2\n\n，张子新\n\n1，2\n\n，张冠军\n\n3\n\n（1.同济大学岩土及地下工程教育部重点实验室，上海 200092；2.同济大学土木工程学院地下建筑与工程系，上海 200092；3. 上海隧道股份有限公司，上海 200233）\n\n摘\n\n要：以崇明越江隧道为背景提出了泥水平衡盾构动态开挖模型试验的可行试验方案，并通过该试验对泥水平衡盾\n\n构开挖面平衡的机理，盾构推进时沉降的分布规律进行了研究。试验结果表明，泥水平衡盾构开挖面导致的地表沉降 很大程度上取决于开挖过程中泥舱压力的浮动范围。通过将试验结果与楔形体模型理论计算的极限泥浆压力进行对比， 得出了更加合理的极限泥浆压力浮动范围，有利于指导将来实际工程的施工。 关键词：泥水平衡盾构；开挖面稳定；极限泥浆压力；沉降；影响范围 中图分类号：U451 作者简介：李 文献标识码：A 文章编号：1000–4548(2007)07–1074–06 昀(1981– )，女，湖南湘潭人，博士研究生，主要从事隧道及地下结构研究。E-mail: glistenli@126.com。\n\nLaboratory study on face stability mechanism of slurry shields\nLI Yun1,2, ZHANG Zi-xin1,2, ZHANG Guan-jun3\n(1. Key Laboratory of Geotechnical & Underground Engineering. Ministry of Education, Tongji University, Shanghai 200092, China; 2. Department of Geotechnical Engineering, School of Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China; 3. Shanghai Tunnel Engineering Construction Co. Ltd. , Shanghai 200233, China)\n\nAbstract: With the increasing dimension of the slurry shields, more and more attention was paid to the face stability of slurry shields in recent years. A series of slurry shield model tests were carried out for the Yangtze River Tunnel of Shanghai. The results of the model tests were presented with particular emphasis on the balancing mechanism of slurry shields, the development of settlement at the excavating face and the limit slurry pressure. It was shown that settlements induced by the cutting face were mostly decided by the fluctuation of the slurry pressure in the chamber. The test results were compared with those of theoretical analysis of wedge model. The range of slurry pressure fluctuation was presented according to the test results. Key words: slurry shield; face stability; limit slurry pressure; settlement; influencing range\n\n0\n\n引\n\n言\n\n泥水平衡盾构工法以其施工质量好、效率高、技 术先进、安全可靠等优点，近年来已经得到了广泛的 应用。泥水平衡盾构开挖面的稳定是依靠密封舱的压 力泥浆来达到的。当泥水渗入土壤中，形成渗透性非 常小的一层泥膜，也就是“泥饼” （filtercake） ，泥水 压力通过泥膜有效地作用于开挖面，从而可防止开挖 面的变形和崩塌，确保开挖面的稳定。 近几年，大直径泥水平衡盾构不断出现和发展。 正在建设的上海崇明越江隧道将采用直径达 15.43 m 的泥水平衡盾构。由于盾构直径增大，工程规模相应 增大。如此大规模的工程一旦失稳，将造成不可估量 的损失。这使得泥水平衡盾构的开挖面稳定性近几年 成为工程界普遍关注的一个问题。泥水平衡盾构开挖 面稳定机理究竟怎样，极限泥浆压力应该是多少，实\n\n际工程中允许多大的泥浆浮动值都是亟待解决的问 题。 由于实际工程中，开挖面失稳很少发生，而且进 行现场试验代价太大，室内试验成为开挖面稳定性研 究的一个重要手段。早在 1979 年，Mair 在剑桥大学 的离心机上就开展了黏土中隧道开挖面稳定性研究的 相似模型试验[1]。Chambon 和 Corté等[2]于 1984 年在 离心机上进行了小尺寸的相似模型试验，证实了开挖 面 的 “ 烟 囱 ” 状 失 稳 机 理 （ chimney-like failure mechanism） 。1999 年，Toshi Nomoto 等[3]自行研制了 一个能在离心机内自动挖掘的小尺寸的盾构机模型， 直径为 0.1 m。在我国，2001 年长江科学院的程展林\n─────── 基金项目： 国家高技术研究发展计划 （863 计划） （2006AA11Z118） 课题 收稿日期：2006–07–07\n\n\r\n

第7期\n\n李\n\n昀，等. 泥水平衡盾构开挖面稳定模型试验研究\n\n1075\n\n等以南水北调中线穿黄工程隧道为工程背景[4]，通过 小尺寸的模型试验（模型直径为 0.2～0.3 m） ，提出了 泥水平衡盾构在中粗砂地基中临界泥浆压力公式，但 试验采用的是静态的模拟试验，并没有模拟动态的开 挖过程。另外，2004 年同济大学朱合华、徐前卫等人 在国家 863 项目试验平台上进行了土压平衡盾构地层 适应性试验研究[5]，盾构模型机直径达到了 0.4 m 和 1.8 m，是国内外最大尺寸的土压平衡盾构机模型试 验。从已有的研究现状可以看出，国内外进行的比较 多的是小尺寸的模型试验，而且多是针对土压平衡盾 构开展的开挖模拟试验，对泥水平衡盾构穿越江底的 动态开挖模拟试验研究尚无先例。本文将结合上海崇 明越江隧道的工程背景，对泥水平衡盾构穿越江底的 开挖面稳定性问题进行试验研究，以期对将来实际工 程的开展起到一定的指导作用。\n\n本次试验采用现场取回的⑤号灰色粉质黏土和重 晶石粉按照干重量 6∶4 的比例得到的混合材料作为 试验中的土体材料。由于重晶石粉这种配重材料的加 入，使得材料在保证相同重度的情况下，黏聚力和压 缩模量有所减小，具体参数见表 2。\n表 1 试验条件列表 Table 1 Experimental conditions 试验 编号\n# # #\n\n覆土高 度H 1D3 1.5D3 0.7D3\n\n地表水高 度 Hw 2D3 2D3 2D3\n\n1 2 3\n\n刀盘转速 /rpm 1.5 3.5 5 6.5 3.5 5\n\n推进速度 /(mm・min-1) 10 10 10\n\n注：其中 D3 表示盾构机直径。地表水高度 Hw 是从盾构顶部至地表水位线 的高度。\n\n表 2 试验材料参数表 Table 2 Mechanical parameters of the soil 土体 参数 试验 材料 含水 率 w/% 32.59 湿密度ρ0 /(g・cm-3) 1.86 黏聚力 c/kPa 0.4 内摩擦 角 ϕ/(°) 26.14 压缩模 量 E1-2/MPa 0.22\n\n1\n\n工程背景\n\n崇明越江通道南港隧道起自浦东新区外高桥东的 五好沟（规划五洲大道—远东大道立交） ，走向东北， 经引道段、暗埋段及盾构法隧道穿越长江南港，于长 兴岛南岸新开港西 400 m 登陆。南港隧道设计全长 8.955 km，其中盾构隧道段长约 7.47 km，盾构隧道外 径 15.43 m，采用泥水平衡盾构施工。穿越黄浦江深 水和软弱河床地质条件，许多地段覆土不足 1D1（D1 为隧道直径）该隧道建好后将成为世界上最大直径的 。 泥水平衡盾构隧道。\n\n另外，试验中的泥浆采用膨润土、黏土与水的混 合物， 三者按照膨润土∶黏土∶水的质量比为 1∶4∶ 230 配制，配制泥浆的密度为 1.15～1.18 kg/L，漏斗 黏度为 18～20 s。 2.2 试验设备 试验采用设计的泥水平衡盾构试验系统进 行。包括模型土箱、泥水平衡盾构模型机及其推力系 统、泥浆循环系统、测试系统组成，具体布置及原理 见图 1。\n\n2\n\n试验设计\n根据实际工程情况设计了 3 次试验， 如表 1 所示。\n\n该 3 次试验分别对应于实际工程中的 3 个典型工况， 考虑其一般断面、覆土最深断面和覆土最浅断面，分 别取 3 种不同的覆土深度 C/D2=1，1.5，0.7（其中 C 。 为 覆 土 高 度 ， D2 为 盾 构 直 径 ） 地 表 水 高 度 取 为 Hw=2D3。刀盘转速采用了 4 个等级的转速值，分别为 1.5，3.5，5，6.5 rpm，每次试验分两个试验段，分别 采 用 不 同 的 刀 盘 转 速 。 推 进 速 度 基 本 控 制 在 10 mm/min 匀速推进。 2.1 土层情况 崇明越江隧道上覆土层主要为①1 江底淤泥、①3 灰褐色砂质粉土、②2 灰黄色黏质粉土、②3 灰色砂质 粉土、③1 灰色淤泥质粉质黏土、③2 灰色砂质粉土、 ④1 灰色淤泥质黏土等；盾构穿越的土层主要为④2 灰 色淤泥质粉质黏土、⑤1-1 灰色黏土、⑤1-2 灰色粉质黏 土、⑤2 灰色黏质粉土、⑦1 灰色粉质砂土、⑦2 灰色 粉砂等。\n图 1 试验布置 Fig. 1 Layout of the model tests\n\n模型土箱由厚为 80 mm 的钢板焊接而成， 并设置 了横向和纵向的钢肋，以保证其有足够的刚度。内腔 尺寸为 2.4 m×1.2 m×2 m（长×宽×高） 。盾构模型 由泥浆室及刀盘组成，刀盘直径为 400 mm，开口率\n\n\r\n

1076\n\n岩\n\n土\n\n工\n\n程\n\n学\n\n报\n\n2007 年\n\n为 68%，如图 2 所示。泥舱室内安设了 4 个土压力计 用以量测泥舱压力。 泥舱室与内径为 20 mm 和 15 mm 的进、出泥水管相连。\n\n结合上海隧道股份公司自主开发的隧道施工自动化监 测系统进行实时观测，以方便指导试验的进行。具体 量测仪器的布置见图 3。\n\n3\n3.1\n\n试验结果分析\n泥水平衡盾构开挖面平衡机理和极限泥舱压力\n\n图 2 模型盾构机头 Fig. 2 Head cutter in model of shield machine\n\n泥浆循环系统由两个泥浆槽组成（见图 1） 。其中 泥浆槽 1 主要用于存放新鲜的进泥浆液；泥浆槽 2 主 要是用于回收排出的泥浆。通过沉淀粗颗粒和黏土成 分后，上层浆液通过与泥浆槽 1 的联通管流入泥浆槽 1 重新利用。 为了防止泥管堵塞，进泥管和出泥管设置了法兰 接口，因此，在泥管堵塞时候，能够方便的转换进、 出泥管，达到逆洗的效果。而且进、出泥管路都设置 了自循环系统，以便在试验前或试验中进行自循环清 理管道。\n\n泥水平衡盾构在实际施工时，开挖面主要是以泥 舱提供的泥浆压力平衡开挖面的水土压力，以达到开 挖面的平衡 （如图 4 所示） 国内普遍使用的切口水压 。 力理式是以朗肯土压力为基础，加上一个浮动压 力来设定的。一般情况下，泥水平衡盾构的浮动压力 设为 20 kPa，是为了考虑施工中泥浆压力要出现脉动 状态给定的一种安全余度。这种压力设定方法在实际 工程中已经得到了很好的验证。\n\n图 4 泥水平衡盾构开挖面稳定机理 Fig. 4 Balance mechanism of slurry shields\n\n（1）切口水压理论计算公式 切口水压上限值 Psu 为 Psu = P + P2 + P3 1 切口水压下限值 Psl 为 Psl = P + P2′ + P3 1\n\n= γ w H w + K 0 ⎡( γ − γ w ) H w + γ ( H − H w ) ⎤ + 20 ，(1) ⎣ ⎦\n\n= γ w H w + K a ⎡( γ − γ w ) H w + γ ( H − H w ) ⎤ − ⎣ ⎦ 2c K a + 20\n。\n\n(2)\n\n式中，γ 为土体重度，γ w 为水重度， K 0 = 1 − sin ϕ ，或\n\n图 3 土箱内量测仪器布置图 Fig. 3 Layout of the measurements in soil container\n\n试验测试系统布置示意图如图 3 所示。其中，土 体压力采用 BY-3 型土压力计和 TYJ-20 型土压力计量 测；孔隙水压力采用 BS-1 型水压力计量测；土体变 形采用 YHD-20 型位移计量测。数据采集系统采用 Datalogger615/515 数据采集设备和 YJ35 应变仪，并\n\nϕ⎞ ⎛ 者按照实际工程中勘测值选取， K a = tan 2 ⎜ 45° − ⎟ ， 2⎠ ⎝ 或者按照实际工程中勘测值选取。 （2）泥舱极限压力分析 切口水压力公式是保证前方土体平衡状态时候的 泥浆压力计算公式。但在实际工程中，由于地层状况 的突变，开挖速度和流量的控制不谐调，或者进、出 泥管不通畅等等原因，切口水压力的控制可能并不准 确。当泥舱压力达到极限泥浆压力值，就可能导致开 挖面的失稳。判断隧道前方开挖面稳定性极限状态的\n\n\r\n

第7期\n\n李\n\n昀，等. 泥水平衡盾构开挖面稳定模型试验研究\n\n1077\n\n方法中最常见的就是以楔形体模型为代表的极限平衡 法。这个方法最早是由 Horn 在 1961 年提出的，他将 开挖面前方土体的破坏形状简化为一个楔形体，如图 5 所示。 1994 年 Jansecz 和 Steiner 对 Horn 的模型进行 了修正，在模型中考虑了楔形体上方的土压力拱的影 响，并用一个三维土压力系数 KA3 的形式表示。1994 年， Anagnostou 等[6-7]采用了该三维楔形体模型分析了 土压平衡盾构和泥水平衡盾构开挖面稳定性，使三维 楔形体模型进一步成熟。\n\n算范围小 1/2 左右，也就是说楔形体模型的理论结果 对泥水平衡盾构的极限泥浆压力估计偏于危险，泥浆 压力应该在更小的一个范围内浮动才能保证前方开挖 面的稳定性。\n\n图 6 实测泥舱压力极限值与理论值比较 Fig. 6 Comparison between theoretical and measured values of limit slurry pressure\n\n图 5 三维楔形体模型 Fig. 5 Model of 3D wedge\n\n（3）试验结果与理论结果比较 按照切口水压力公式计算平衡时候泥舱压力值及 楔形体模型计算的极限泥舱压力如表 3 所示。其中， 静止土压力按照水土分算公式， K 0 = 1 − sin ϕ 计算。极 限泥舱压力按照楔形体模型，等效开挖面高度 Deq 按 照与圆形开挖面面积相等取为 Deq=0.8D3。\n表 3 试验中静止土压力和极限泥舱压力值 Table 3 Theoretical values of limit slurry pressure 试验编 号\n# #\n\n覆土 高度 1D3 1.5D3 0.7D3\n\n水位 高度 2D3 2D3 2D3\n\n静止土 压力/kPa 13.2 14.3 12.6\n\n1 2 # 3\n\n极限泥浆压力 /kPa 上限 下限 21.5 7.3 23.9 6.5 20.0 7.6\n\n从下限值来看，试验结果于计算结果比较吻合； 但从上限值来看，理论计算的结果过大的估计了泥舱 压力的上限。特别是在埋深比较小的情况下（覆土为 0.7D） 试验值与理论计算结果差别最大。 ， 试验结果说 泥舱压力只能在一个很小的 明： 0.7D 覆土情况下， 在 范围内波动，开挖面稳定性很难保证，楔形体模型计 算结果大大超过了该安全范围，并不合理。因此，楔 形体模型对浅埋隧道的应用尚待进一步研究。 从楔形体模型计算结果来看，极限泥浆压力与标 准化的覆土深度 C/D 值呈线性关系。但从试验结果拟 合曲线可以看出，极限泥舱压力与 C/D 呈二次函数关 系；覆土越浅，泥浆压力安全范围越小，反之亦反。 通过对试验结果的拟合可以得到，C/D 为 0.7 时，泥 浆压力安全浮动范围不能大于静止土压力的±20%。 因此，在浅埋泥水平衡盾构开挖时候，应该更加精确 的控制泥舱的压力浮动范围， 以保证开挖面的稳定性。 3.2 开挖面沉降分布规律 图 7 为覆土为 1D 时候某段时刻典型的地表沉降 沿时间发展的沉降图， 8 中描述了 10 min 的开挖过 图 程，盾构机从 0 min 开始开挖，5 min 时刻刚好通过该 沉降监测断面，开挖速度控制在 10 mm/min。该开挖 段泥舱压力控制的比较好,压力浮动控制在±1 kPa， 进、出泥流量也基本控制在平衡状态。 可以看出，在盾构开挖之前，开挖面就开始出现 沉降， 但是轴线上会出现一定的隆起， 横向呈现 W 型 的沉降槽；当盾构机头通过的时候隆起达到峰值，盾 构机头通过后出现典型的正态分布形状的沉降槽。其 中横向的总体隆起峰值可能是由于推进时候推进速度 的波动造成的。\n\n开挖过程中不断增加泥浆压力，直至泥浆开始上 冒，说明开挖面已经破坏，此时的泥舱压力会突然下 降，因此，泥浆压力的最大峰值为测得的极限压力的 上限值。不断减小泥舱压力值，直至土体塌陷，泥舱 压力会突然上升，因此，测得的最小峰值为极限压力 下限值。将泥舱压力的这两种峰值与三维楔形体模型 计算所得的极限压力值进行比较，结果如图 6 所示。 如图 6 所示，总体上来说楔形体模型预测的泥舱 压力极限值与试验结果大致范围是吻合的，泥舱压力 的安全范围都是随着覆土的增大而增大。试验测得的 最小极限泥浆压力略小于理论值，最大极限泥浆压力 小于理论值，试验测得的泥浆压力安全范围比理论计\n\n\r\n

1078\n\n岩\n\n土\n\n工\n\n程\n\n学\n\n报\n\n2007 年\n\n图 10 为覆土为 0.7D， 刀盘转速为 3.5 rpm 试验段 的地表沉降发展图。 覆土为 0.7D 时， 泥舱压力控制在 沉降仍然比较大， 最大达到了-1.6 -3～+4 kPa 范围内。\n\nmm，影响范围达到小于 1D。\n另外，覆土为 0.7D 时，转速为 5 rpm 的试验段发 生了明显的开挖面破坏，沉降不收敛。而且最大的沉 降值不是发生在盾构机头顶部，而是发生在盾构机头 前方 1.2D 处。沉降发展图如图 11 所示。该试验段泥 但是由于覆土非 舱压力的浮动值基本在±2 kPa 左右， 常浅， 而且刀盘转速相对较快， 开挖面极易发生破坏。\n图 7 地表沉降数据三维视图 Fig. 4 3D view of settlement during experiment\n\n以下对 3 种不同覆土情况， 泥舱压力控制比较好， 流量较平衡的开挖段进行沉降分析。 图 8 为覆土为 1D，刀盘转速为 3.5 rpm 试验段地 表沉降发展图。泥舱压力浮动范围控制在±2 kPa 以 内。泥舱压力控制的比较好，因此，对应的沉降值也 较小。最大沉降值为-0.8 mm，沿纵向的沉降影响范 围小于 0.95D。 图 9 为覆土为 1.5D，刀盘转速为 6.5 rpm 试验段 地表沉降发展图。 泥舱压力浮动范围比较大， 约为±4 kPa，且刀盘转速较大，对周围土体扰动较大，最大沉 降值为-1.6 mm，影响范围大于 1D，小于 1.5D。\n\n图 10 覆土为 0.7D 的试验沉降和泥舱压力变化图 Fig. 10 Settlement and slurry pressure (C/D=0.7)\n\n图 8 覆土为 1D 的试验沉降和泥舱压力变化图 Fig. 8 Settlement and slurry pressure (C/D=1.0)\n\n图 11 覆土为 0.7D 开挖面破坏时候典型沉降发展图 Fig. 11 Development of settlement during failure (C/D=0.7)\n\n从 3 种不同埋深的试验结果来看，沿开挖轴线方 向的沉降影响范围约为 1D 左右。而且开挖面导致的 地表沉降与泥舱压力的浮动有直接关系。泥舱压力越 稳定，沉降越小；一定程度的欠挖能够有效地减小地 表沉降。因此，在泥水平衡盾构中，一定要控制好泥 浆压力的浮动范围和进出泥量的平衡，才能确保开挖\n图 9 覆土为 1.5D 的试验沉降和泥舱压力变化图 Fig. 9 Settlement and slurry pressure (C/D=1.5)\n\n面不失稳。在刀盘转速较小时，能够减小开挖对周围 土体的扰动，有利于减小地表沉降和稳定开挖面的。\n\n\r\n

第7期\n\n李\n\n昀，等. 泥水平衡盾构开挖面稳定模型试验研究 clay[D]. Cambridge: Cambridge University, 1979.\n\n1079\n\n4\n\n结\n\n论\n\n[2] CHAMBO P, CORTÉ J F. Shallow tunnels in cohesionless soil: stability of tunnel face[J]. Journal of Geotechnical Engineering, 1994, 120(7): 1148–1165. [3] NOMOTO Toshi, IMAMURA Shinichiro, HAGIWARA Toshiyuki, et al. Shield tunnel construction in centrifuge[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 1999: 2–300. [4] 程展林, 吴忠明, 徐言勇. 砂基中泥浆盾构法隧道施工开 挖面稳定性试验研究[J]. 长江科学院院报, 2001, 18(5). (CHENG Zhan-lin, WU Zhong-ming, XU Yan-yong. Experimental study on stability of tunnel excavation surface in sand foundation by slurry shield method[J]. Journal of Yangtze River Scientific Research Institute, 2001, 18(5). (in Chinese)) [5] ZHU He-hua, XU Qian-wei, LIAO Shao-ming, et al. Experimental and analytical study on the model test for tunnel excavation with epb shield machine[C]// Proceedings of the 3rd Japan-China Technological Exchange of Shield-driven Tunnelling in 2005, Tokyo, 2005: 304–315. [6] ANAGNOSTOU G, KOVARI K. The face stability of slurry-shield-driven tunnels[J]. Tunneling and Underground Space Technology, 1994, 9(2): 165–174. [7] ANAGNOSTOU G, KOVARI K. Face stability conditions with earth-pressure-balanced shields[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 1996, 11(2): 165–173.\n\n（1） 本次模型试验研究表明， 对泥水平衡盾构开 挖面稳定性问题进行模型试验研究是合理并且可行 的。 （2） 从试验与楔形体模型计算的理论结果相对比 可以看出，理论计算的泥浆压力下限值与试验结果比 较吻合， 但理论结果安全范围偏大。 从试验结果来看， 埋深越浅，泥浆压力的安全范围越小，反之亦反。泥 水平衡盾构极限泥浆压力为标准化的覆土深度 C/D 的 ，极限泥 二次函数。尤其在埋深非常浅（如 0.7D 时） 舱压力应该控制在静止土压力的±20%以内，才能保 证开挖面的稳定性。 （3） 从开挖面导致的地表沉降来看， 为了减小开 挖对周围环境的影响，开挖过程中一定要减小泥浆压 力浮动范围，并且一定程度的欠挖，刀盘转速较小的 情况下，更加有利于减小地表沉降。 （4） 泥水平衡盾构开挖面稳定性是一个非常复杂 的问题，在实际施工中，除了控制好泥舱压力和流量 的平衡外，还要保证泥浆能形成有效的泥膜，使支撑 力有效地作用在开挖面上；推力和刀盘转速的配合也 至关重要。\n致谢：感谢上海隧道工程股份有限公司技术中心、试验中心对 本次试验的支持。\n\n参考文献：\n[1] MAIR R J. Centrifugal modeling of tunnel construction in soft\n\n\r\n