瞿同明，王樹英，劉朋飛

(中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410075)

土壓平衡盾構(gòu)土倉排土引起的干砂地層響應(yīng)特征分析

瞿同明，王樹英，劉朋飛

(中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410075)

為闡明土壓平衡盾構(gòu)擠土與排土掘進(jìn)狀態(tài)對周圍土體的擾動機(jī)理，采用離散元方法建立土倉不排土與排土兩組盾構(gòu)掘進(jìn)二維數(shù)值模型，比較分析了兩種工況下盾構(gòu)掘進(jìn)時掌子面及周圍地層的細(xì)觀力學(xué)變化特征.研究表明：不排土工況下，盾構(gòu)對周圍土層有明顯擠密，土體豎向位移呈橢圓形、水平位移呈圓形向前方擴(kuò)散變小；排土工況下，刀盤周圍土體無明顯擠密，水平位移很小，豎向位移呈不規(guī)則漏斗狀向地表延伸變大.不排土對周圍土體應(yīng)力影響大，掌子面水平應(yīng)力分布均勻；排土工況下盾構(gòu)前方土體應(yīng)力與初始地層接近，土倉的排土，使掌子面水平應(yīng)力的分布變化較大.

無水砂層；土壓平衡盾構(gòu)；排土；地層響應(yīng)；離散元

0 引言

土壓平衡盾構(gòu)掘進(jìn)必定會對周圍地層造成擾動，產(chǎn)生地層變形.目前地層變形研究大多假設(shè)土倉進(jìn)排土為均衡的理想狀態(tài)，而事實上，土倉內(nèi)進(jìn)排土大多時候都無法控制平衡.研究盾構(gòu)土倉進(jìn)排土狀態(tài)對周圍地層的擾動機(jī)理，既可提升對盾構(gòu)隧道深層土體擾動機(jī)理的認(rèn)識，也能提高對深層土體位移場、應(yīng)力場的預(yù)測和控制能力.盾構(gòu)掘進(jìn)引起地層響應(yīng)的主要研究方法有解析法[1-2]、室內(nèi)模型試驗法[3-4]、有限元或有限差分法[5-6]、離散元方法[7]等.解析法公式推導(dǎo)嚴(yán)格，但對假設(shè)條件過于苛刻.模型試驗得出的結(jié)論可靠，但成本高，制樣復(fù)雜.有限單元法可以盾構(gòu)隧道施工過程各個施工參數(shù)對地層變形的影響，是研究盾構(gòu)施工引起地層響應(yīng)的常用方法之一，然而對于砂卵石地層，土體具有明顯的離散特性，有限單元法將其當(dāng)作一個連續(xù)的彈塑性體，其本構(gòu)模型無法準(zhǔn)確表達(dá)砂卵石土體的離散特性，更難以描述盾構(gòu)掘進(jìn)的動態(tài)大變形過程. 離散單元法克服了有限單元法的連續(xù)性假定，深入土體的細(xì)觀級別.目前已有一些離散元運(yùn)用到盾構(gòu)隧道領(lǐng)域的研究實例，Maynar等[7]結(jié)合馬德里地鐵工程，首次采用離散元方法對盾構(gòu)開挖進(jìn)行模擬，探討了盾構(gòu)推進(jìn)過程中的推力、扭矩與掌子面穩(wěn)定問題.Chen等[8]利用PFC3D研究了盾構(gòu)隧道掌子面支護(hù)壓力隨掌子面移動變化關(guān)系，研究了掌子面前方土體的破壞區(qū)、土體應(yīng)力、孔隙率隨掌子面移動變化規(guī)律.Jiang等[9]采用PFC2D程序研究了渣土改良對于土壓平衡盾構(gòu)的掘進(jìn)過程中隧道縱向地層變形的影響，研究了渣土在不同改良程度下盾構(gòu)掘進(jìn)時周圍土體的變形規(guī)律.Jiang等[10-11]考慮盾尾空隙條件，分析了盾構(gòu)管片周圍土體的應(yīng)力重分布問題，并研究了不同埋深和土體損失在盾構(gòu)隧道掘進(jìn)過程中管片周圍土體的壓力拱效應(yīng).王俊等[12]采用離散元數(shù)值模擬與室內(nèi)模型試驗相結(jié)合的方法，研究了砂卵石地層條件下泥水盾構(gòu)的泥膜形態(tài)規(guī)律.江英超等[13]采用離散元法對砂卵石地層中盾構(gòu)隧道滯后沉降的發(fā)展形成過程進(jìn)行模擬，分析了施工過程中各類因素對地層滯后沉降的影響，揭示了盾構(gòu)隧道滯后沉降的原因.

筆者基于離散元法，從細(xì)觀角度重點(diǎn)研究了土壓平衡盾構(gòu)施工過程中不排土與排土兩種土倉狀態(tài)對地層的響應(yīng)，對比分析了土體深層位移、土體顆粒力鏈分布狀態(tài)、掌子面的應(yīng)力特征.

1 盾構(gòu)隧道顆粒流模型的建立

1.1 初始地層的生成

基于離散元商業(yè)軟件PFC2D，首先生成左、右和下3面墻體邊界，上側(cè)為自由邊界，初始地層采用“落雨法”生成，即首先在墻體內(nèi)生成顆粒，顆粒在重力作用下堆積形成原始地層.由于土體顆粒數(shù)目和計算機(jī)能力的限制，將實際模型按20∶1的比例縮小，生成土層1.7 m×1.7 m，顆粒數(shù)目為139 414個，模型參數(shù)與文獻(xiàn)[10]一致，見表1.

表1 離散元材料參數(shù)Tab.1 Material parameters of DEM sample

原始地層在重力作用下運(yùn)動直到穩(wěn)定，模擬自然沉降過程.地層穩(wěn)定性的判斷依據(jù)主要為顆粒最終的平均速度、最大速度及特征單元的位移，當(dāng)平均速度和最大速度值趨近于0(v<1×10-5m/s)，特征單元的位移達(dá)到某一值而基本不再變化時，可認(rèn)定體系達(dá)到穩(wěn)定[14].地層穩(wěn)定后對頂面進(jìn)行削土處理，初始地層應(yīng)力平衡，位移清零，留下1.7 m×1.2 m土體作為初始地層，最終孔隙率為0.204.

1.2 盾構(gòu)模型

采用PFC里墻體(wall)來模擬盾殼，如圖1所示，盾構(gòu)直徑D為0.3 m，埋深為0.6 m(2倍洞徑)，因研究重點(diǎn)在盾構(gòu)前方和上方，盾構(gòu)下方保留1倍洞徑，前方保留4倍洞徑，盾構(gòu)土倉長0.09 m，這里不考慮刀盤面板，假定刀盤完全敞開(即開口率為100%).盾構(gòu)的掘進(jìn)通過賦予墻體一定的速度來實現(xiàn)，在排土區(qū)域一定的情況下，盾構(gòu)掘進(jìn)速度選定0.01 m/s.在土倉下部靠近隔板的螺旋輸送機(jī)位置，設(shè)置一定的刪土速度以模擬螺旋輸送機(jī)的排土過程，使用Fish語言編制程序，確保刪土區(qū)域與盾構(gòu)相對位置保持不變，同時通過控制刪土速率來模擬不同的螺旋輸送機(jī)排土速度，此處平均刪土速度約為0.038 m/s.筆者模擬了螺機(jī)不排土與排土兩種工況，分析內(nèi)容包括：

1)地層深層位移變化規(guī)律；

2)力鏈變化；

3)掌子面應(yīng)力特征.

圖1 離散元盾構(gòu)模型Fig.1 DEM model of shield tunnel

2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

2.1 土體深層位移

為研究盾構(gòu)在兩種工況下掘進(jìn)對周圍土體位移的擾動機(jī)理，編制程序提取了盾構(gòu)進(jìn)尺0.15 m(D/2)時周圍土體的位移，并繪制云圖如圖2～3所示.

圖2 盾構(gòu)進(jìn)尺D/2時土體豎直位移云圖 Fig.2 Contours of vertical ground deformation while shield advances up D/2

圖3 盾構(gòu)進(jìn)尺D/2時土體水平位移云圖Fig.3 Contours of horizontal ground deformation while shield advances up D/2

如圖2(a)，在不排土工況下，掌子面前方地表發(fā)生不同程度的隆起，最大隆起區(qū)域發(fā)生在盾頂?shù)秸谱用媲胺紻/2范圍內(nèi).在盾底及以下位置，土體向下移動，這主要是由于盾構(gòu)推進(jìn)擠壓周圍土體，土顆粒被向下擠壓所致.土體豎直位移的擴(kuò)散不管是向上隆起還是向下沉降均呈橢圓狀，且都是刀盤附近量值大，距刀盤較遠(yuǎn)處量值小.如圖2(b)所示，排土工況下，地表土體均發(fā)生沉降，豎向沉降值等值線呈傾斜不對稱漏斗狀.在盾構(gòu)機(jī)身上方，豎向沉降值較小，主要由土顆粒自重引起.在掌子面前方，沉降值較大，主要因土體向土倉內(nèi)移動，引起盾構(gòu)前方土體損失所致.由圖3(a)可以看出，在不排土工況下，刀盤前方明顯存在擠土效應(yīng)，且擠土范圍表現(xiàn)為圓形擴(kuò)散形態(tài)，掌子面附近水平位移大，遠(yuǎn)處水平位移小.原因是在不排土工況下，掌子面附近土體所受擠壓應(yīng)力大，遠(yuǎn)處所受擠壓應(yīng)力漸漸減小.如圖3(b)所示，在排土工況下，除刀盤附近土體有一定水平擾動外，在其他區(qū)域土體的水平位移都很小，這說明土倉排土可有效地控制盾構(gòu)刀盤前方土體的水平位移.

為分析盾構(gòu)在掘進(jìn)過程中兩種工況下土體的變形情況，選定盾構(gòu)開始掘進(jìn)前掌子面前方1D位置作為監(jiān)測斷面，編制程序提取盾構(gòu)推進(jìn)5 cm(D/6)、10 cm(D/3)、15 cm(D/2)時此斷面的水平和豎向深層位移值并作曲線，如圖4～5所示.

由圖4(a)可以看出，不排土工況下，掌子面前方土體隆起最大值發(fā)生在盾頂位置(埋深0.6 m處)，從盾頂?shù)降乇砗投艿?埋深0.9 m)豎向位移逐漸減小，地表仍向上隆起，盾底土體變?yōu)橄鲁翣顟B(tài)，盾底為沉降值最大位置.在盾構(gòu)下方，沉降值逐漸變小，在盾底下方1D處，土體幾乎無豎向位移.由圖4(b)所示，排土工況下，由于土倉排土量大于進(jìn)土量，引起盾構(gòu)前方及上方土體損失，地層會發(fā)生沉降.埋深在0～0.6 m的土體，沉降量值隨著距地表深度減小逐漸加大，即地表沉降量大，土體深部沉降量小，原因是沉降時上部土體的沉降存在一個疊加效應(yīng)，地表沉降為各土層的累積沉降.而埋深在0.9 m以下的土體豎向位移很小，這是因為在排土工況下，土體未發(fā)生明顯擠密.

圖4 盾構(gòu)始發(fā)掌子面前方1D截面豎直位移曲線Fig.4 Curves of vertical displacements apart away 1D from cutter face launching

由圖5(a)可以看出，不排土工況下，監(jiān)測斷面在盾頂之上(埋深0～0.6 m)，土體發(fā)生的水平位移很?。坏侗P前方(埋深0.6～0.9 m)土體的水平位移較大；盾底下方(埋深0.9 m以下)，土體水平位移也很小.分析原因為：對于開口率較大的盾構(gòu)，在擠土的時候，由于土倉的存在，會對盾構(gòu)上部及下部土體水平向的穩(wěn)定有一個保護(hù)作用，此時土體的水平位移主要發(fā)生在盾構(gòu)刀盤前方.在盾構(gòu)掘進(jìn)過程中，土體的水平位移也逐漸增大，擠土效應(yīng)更加明顯.由圖5(b)可以看出，在排土工況下，土體水平方向的位移很小，在刀盤附近，存在一定的擾動，但擾動量值小.在盾構(gòu)掘進(jìn)過程中，土體的水平位移幾乎不變，這說明盾構(gòu)土倉排土對刀盤前方土體水平位移控制效果明顯.

2.2 力鏈對比

力鏈?zhǔn)穷w粒物質(zhì)力學(xué)概念，指外荷載通過顆粒接觸傳遞力的大小及方向的路徑.其中力鏈的長短代表顆粒間接觸力的大小，方向代表接觸力的傳遞方向，在同一力鏈圖中，力鏈的長短是相對的.選取初始地層及盾構(gòu)推進(jìn)D/2時土體顆粒的力鏈分布，如圖6所示，在不排土與排土情況下，力鏈的差別很大.不排土工況下，顆粒間接觸力在刀盤附近較大，且由刀盤附近向前方、上下方延伸，并逐漸減弱；排土工況下，刀盤附近由于土體進(jìn)入土倉，會發(fā)生接觸力的釋放，但這個接觸力減弱的范圍十分有限，在刀盤前方大多數(shù)位置，力鏈的分布與初始地層差別不大，這說明盾構(gòu)開挖過程中，土倉的排土對刀盤前方土體應(yīng)力穩(wěn)定有著至關(guān)重要的作用.

2.3 掌子面應(yīng)力分布及平均應(yīng)力

在盾構(gòu)掌子面位置設(shè)置系列測量圓測量掌子面土體的水平應(yīng)力，當(dāng)盾構(gòu)進(jìn)尺為D/6、D/3、D/2位置時，根據(jù)每個測量圓的位置及水平應(yīng)力值，計算掌子面平均水平應(yīng)力值，繪制平均水平應(yīng)力隨盾構(gòu)推進(jìn)的變化曲線.以掌子面中心為坐標(biāo)點(diǎn)(0,0)繪出掌子面土體的水平應(yīng)力分布曲線.Chen等[8]通過離散元研究了盾構(gòu)隧道的掌子面支護(hù)應(yīng)力問題，與文獻(xiàn)[8]相似，繪制的掌子面土體的水平應(yīng)力分布曲線如圖7所示.從圖7可以看出，在掘進(jìn)過程中，掌子面的平均水平應(yīng)力在不排土與排土情況下，都經(jīng)歷了一個先迅速降低，到一個最低值后又提升至較穩(wěn)定水平應(yīng)力的過程.不排土工況下，掌子面位置土壓力上升明顯，掌子面平均應(yīng)力在盾構(gòu)推進(jìn)約6 cm(D/5)位置開始穩(wěn)定，基本保持在70 kPa左右；排土工況下，掌子面平均應(yīng)力在盾構(gòu)推進(jìn)約5 cm(D/6)位置開始穩(wěn)定，基本維持在15 kPa左右.

如圖8所示，不排土工況下，當(dāng)盾構(gòu)掘進(jìn)分別為D/6、D/3、D/2位置時，掌子面平均應(yīng)力的分布大體相似，掌子面應(yīng)力值隨位置變化的趨勢不明顯.在排土工況下，土倉排土使得靠近螺機(jī)位置掌子面應(yīng)力非常?。划?dāng)遠(yuǎn)離螺機(jī)位置時，掌子面應(yīng)力逐漸增大，在距離螺機(jī)一定距離(約D/3位置)，應(yīng)力開始保持均勻，這說明實踐中將刀盤推力除以刀盤面積得到掌子面平均應(yīng)力，并把此平均應(yīng)力當(dāng)作掌子面應(yīng)力的方法是值得考量的.當(dāng)擠土效應(yīng)明顯時，此方法可行，但在排土情況下，用此方法得到的掌子面應(yīng)力存在較大誤差.

圖8 掌子面上水平應(yīng)力分布曲線 Fig.8 Distribution curve of horizontal stress at the tunnel face

3 結(jié)論

(1)在不排土工況下，刀盤對盾構(gòu)上方、前方和下方均有明顯的擠密效應(yīng)，其中以前方擠密最為嚴(yán)重.此時豎向和水平位移在刀盤附近達(dá)到最大，向地表和刀盤前方逐漸擴(kuò)散變?。辉谂磐凉r下，刀盤周圍土體無明顯擠密，水平位移很小，豎向位移在刀盤處較小，向地表延伸逐漸變大，呈現(xiàn)出明顯的沉降疊加效應(yīng).

(2)在不排土工況下，刀盤前方因擠土產(chǎn)生的豎向位移呈橢圓形，水平位移呈圓形向距刀盤較遠(yuǎn)處擴(kuò)散變??；在排土工況下，整個土層水平位移很小，豎向位移呈不規(guī)則漏斗狀向地表延伸變大.

(3)盾構(gòu)土倉的排土狀態(tài)對掌子面前方土體的應(yīng)力影響較大.在不排土工況下，掌子面前方應(yīng)力增大明顯，在排土工況下，掌子面前方土體應(yīng)力基本與初始地層一致，這說明地層應(yīng)力受盾構(gòu)掘進(jìn)影響較小.

(4)在不排土與排土工況下，掌子面平均應(yīng)力隨盾構(gòu)掘進(jìn)都經(jīng)歷了一個先降低而后升高至穩(wěn)定值的過程.在不排土工況下，土體水平應(yīng)力在掌子面的分布基本一致；在排土工況下，由于螺機(jī)的存在，土體水平應(yīng)力分布較為不均，螺機(jī)附近土壓小，盾頂附近土壓大.對于螺機(jī)排土情況，實踐上以掌子面平均應(yīng)力來代替整個掌子面應(yīng)力的方法有待考量.

[1] 魏綱. 盾構(gòu)法隧道施工引起的土體變形預(yù)測[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報,2009,28(2):418-424.

[2] 梁榮柱,夏唐代,林存剛,等. 盾構(gòu)推進(jìn)引起地表變形及深層土體水平位移分析[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報,2015,34(3):583-593.

[3] LI P, DU S J, MA X F, et al. Centrifuge investigation into the effect of new shield tunneling on an existing underlying large-diameter tunnel [J].Tunn Undergr Sp Tech，2014,32:59-66.

[4] 徐前衛(wèi),朱合華,廖少明. 砂土地層盾構(gòu)法施工的模型試驗設(shè)計研究[J].地下空間與工程學(xué)報, 2006, 2(3):361-368.

[5] 蔣洪勝,侯學(xué)淵.盾構(gòu)掘進(jìn)對隧道周圍土層擾動的理論與實測分析[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報,2003,22(9):1514-1520.

[6] 姜忻良,崔奕,李圓.天津地鐵盾構(gòu)施工地層變形實測及動態(tài)模擬[J].巖土力學(xué),2005,26(10):1612-1616.

[7] MAYNAR M, RODRIGUEZ M. Discrete numerical model for analysis of earth pressure balance tunnel excavation[J]. Geotech Geo Eng，2005，131(10):1234-1242.

[8] CHEN R P, TANG L J,LING D S, et al. Face stability analysis of shallow shield tunnels in dry sandy ground using the discrete element method [J].Comput geotech,2011,38(2):187-195.

[9] JIANG M J, YIN Z Y. Influence of soil conditioning on ground deformation during longitudinal tunneling[J].Comptes rendus mecanique， 2014,342:189-197.

[10]JIANG M J, YIN Z Y. Analysis of stress redistribution in soil and earth pressure on tunnel lining by discrete element method[J].Tunn Undergr Sp Tech,2012,32:251-259.

[11]蔣明鏡,王富周,朱合華. 考慮尾隙的盾構(gòu)隧道土壓力離散元數(shù)值分析[J].地下空間與工程學(xué)報,2010,6(1)：29-32.

[12]王俊,何川,封坤,等. 砂卵石地層中大斷面泥水盾構(gòu)泥膜形態(tài)研究[J].現(xiàn)代隧道技術(shù),2014,51(6)：108-115.

[13]江英超,方勇,何川,等.砂卵石地層盾構(gòu)施工滯后沉降形成的細(xì)觀研究[J].地下空間與工程學(xué)報,2015,11(1)：171-177.

[14]王明年,魏龍海. 卵石地層中地下鐵道施工力學(xué)的顆粒離散元法模擬技術(shù)及應(yīng)用[M].成都:西南交通大學(xué)出版社,2010：33-34.

Characteristic Analysis of Response of Dry Sand Stratum Due to Soil Extracting in EPB Shield Chamber

QU Tongming，WANG Shuying，LIU Pengfei

(School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, China)

In order to clarify the disturbance mechanism of the soil around the earth pressure balance(EPB) shield affected by the squeezed and exhausted soil situation of tunneling, discrete element method (DEM) was adopted to establish two groups of two-dimensional numerical models of EPB shield tunneling. The comparisons were carried out to analyze the mesomechanical characteristics of soil at the tunnel face and its surrounding strata during the shield tunneling. This research shows that the shield squeezed the surrounding strata obviously when the soil in the chamber was not exhausted. The vertical displacement developed ovally, while the horizontal displacement developed circularly, all of which decreased with an increase in distance along the horizontal direction. When the soil in the chamber was exhausted, the soil ahead of the cutterhead was not densified obviously, the horizontal displacement was low, and the vertical displacement developed to be irregularly funnel-shaped and higher. When the soil in chamber was not exhausted, the influence of shield tunneling on soil stress ahead of the tunnel face was significant, and the distribution of the average horizontal stress at the tunnel face was uniform. However, with the soil being exhausted, the stress of soil ahead of tunnel face was similar to the initial soil condition, and the distribution of the average horizontal stress at the tunnel face varied greatly due to the soil exhausting.

dry sand; earth pressure balance shield; soil exhausting; ground response; discrete element method

1671-6833(2017)01-0016-06

2015-09-21；

2015-11-24

國家自然科學(xué)基金青年資助項目(51208516)；中南大學(xué)研究生創(chuàng)新項目(2016zzts414)

王樹英(1982— )，男，安徽黃山人，中南大學(xué)副教授，博士(后)，主要從事隧道與巖土工程的研究，E-mail: sywang@csu.edu.cn.

U455.4

A

10.13705/j.issn.1671-6833.2016.04.028