賀少輝， 李承輝， 馬 騰， 劉夏冰， 汪大海， 劉仰鵬

(北京交通大學(xué)， 北京 100044)

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盾構(gòu)刀盤形式對(duì)砂卵石地層擾動(dòng)狀態(tài)的影響

賀少輝， 李承輝， 馬 騰， 劉夏冰， 汪大海， 劉仰鵬

(北京交通大學(xué)， 北京 100044)

盾構(gòu)刀盤形式的選擇是砂卵石地層盾構(gòu)掘進(jìn)面臨的關(guān)鍵問(wèn)題。為解決這一問(wèn)題，以蘭州地鐵1號(hào)線一期工程為背景，綜合運(yùn)用現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查、實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)、三維離散元數(shù)值模擬、現(xiàn)場(chǎng)原位監(jiān)測(cè)等方法，對(duì)砂卵石地層土壓平衡盾構(gòu)施工顆粒流動(dòng)和地表沉降的機(jī)制進(jìn)行了研究。1)通過(guò)室內(nèi)大直徑(300 mm)試樣三軸壓縮試驗(yàn)獲得了砂卵石地層的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，基于試驗(yàn)結(jié)果和EDEM離散元三軸數(shù)值試驗(yàn)，標(biāo)定了離散元數(shù)值模擬需要的參數(shù)。2)基于Solidworks軟件建立了面板式刀盤盾構(gòu)和輻條式刀盤盾構(gòu)三維機(jī)械模型。3) 將盾構(gòu)三維機(jī)械模型導(dǎo)入離散元軟件EDEM中，建立了砂卵石地層盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程的三維離散元模型； 將模擬結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)比，揭示了面板式刀盤和輻條式刀盤土壓平衡盾構(gòu)掘進(jìn)對(duì)砂卵石地層擾動(dòng)狀態(tài)和地表沉降的影響機(jī)制。面板式刀盤土壓平衡盾構(gòu)掘進(jìn)，刀盤前方、上方的“強(qiáng)烈擾動(dòng)區(qū)”范圍為(0.3～0.5)D(D為刀盤直徑)； 輻條式刀盤土壓平衡盾構(gòu)掘進(jìn)的“強(qiáng)烈擾動(dòng)區(qū)”范圍不足面板式刀盤的1/3，且擾動(dòng)程度輕。

蘭州地鐵； 砂卵石地層； 土壓平衡盾構(gòu)； 面板式刀盤； 輻條式刀盤； 地層擾動(dòng)； 三軸壓縮試驗(yàn)； 三維離散元模擬； 現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)

0 引言

土壓平衡盾構(gòu)刀盤形式有面板式和輻條式2種。在砂卵石地層中，選擇面板式刀盤的優(yōu)點(diǎn)是可以布置可破碎大粒徑卵石的滾刀(實(shí)施施工中卻難以起到這種作用)，缺點(diǎn)是一方面需要裝備比輻條式刀盤更高的刀盤額定扭矩，使盾構(gòu)的造價(jià)明顯偏高，另一方面，在施工中往往因刀盤扭矩大，使得其推進(jìn)困難，難以保持土壓平衡；選擇輻條式刀盤，可明顯降低盾構(gòu)的刀盤額定裝備扭矩，盡管不能布置滾刀，但其施工推進(jìn)往往較為順利。在我國(guó)地鐵盾構(gòu)隧道施工中遇到砂卵石地層，首先是在北京地鐵，接著在成都地鐵，再接著在目前施工的蘭州地鐵1號(hào)線一期工程。目前，關(guān)于砂卵石地層中盾構(gòu)刀盤選型的觀點(diǎn)不一，意見(jiàn)分歧較大。在北京地鐵，針對(duì)砂卵石地層盾構(gòu)施工，既有選用面板式刀盤，也有選用輻條式刀盤[1]； 在其10號(hào)線二期工程施工中，曾出現(xiàn)過(guò)因面板式刀盤盾構(gòu)推進(jìn)困難而被迫將盾構(gòu)法改變?yōu)榈V山法的情況。成都地鐵[2]和蘭州地鐵的土壓平衡盾構(gòu)均采用面板式刀盤。在蘭州地鐵1號(hào)線一期工程施工中，經(jīng)常遇到盾構(gòu)難以推進(jìn)、不能保持土壓平衡、易引發(fā)開挖面坍塌等工程難題，這主要是不清楚面板式刀盤盾構(gòu)掘進(jìn)對(duì)砂卵石地層的擾動(dòng)機(jī)制所致。

近年來(lái)，盾構(gòu)掘進(jìn)對(duì)地層的擾動(dòng)狀態(tài)引起了研究者的關(guān)注。CHEN等[3]在1個(gè)4 m(軸向)×5 m(橫向)×6 m(垂向)模型箱內(nèi)設(shè)計(jì)了1個(gè)直徑1 m的圓筒裝置用來(lái)模擬盾構(gòu)掘進(jìn)，通過(guò)模型試驗(yàn)和基于FLAC3D的有限差分?jǐn)?shù)值模擬，研究了砂層中盾構(gòu)掘進(jìn)的拱效應(yīng)和地層沉降規(guī)律。此外，CHEN等[4]還基于顆粒間數(shù)值直剪試驗(yàn)所確定的摩擦因數(shù)，通過(guò)PFC3D離散元數(shù)值模擬，研究了干砂層中淺埋盾構(gòu)掘進(jìn)刀盤前方開挖面的穩(wěn)定性，但沒(méi)有涉及刀盤形式及出渣量控制對(duì)開挖面穩(wěn)定性的影響。文獻(xiàn)[5-7]基于PFC2D、PFC3D軟件，對(duì)成都地鐵、北京地鐵砂卵石層中盾構(gòu)掘進(jìn)地層擾動(dòng)狀態(tài)進(jìn)行了二維、三維離散元數(shù)值模擬； 其中，文獻(xiàn)[5-6]對(duì)成都地鐵隧道盾構(gòu)掘進(jìn)采用二維模擬不便考慮刀盤形式的影響，文獻(xiàn)[7]針對(duì)北京地鐵4號(hào)線角門西站相鄰區(qū)間隧道采用面板式刀盤盾構(gòu)掘進(jìn)對(duì)地層的擾動(dòng)進(jìn)行了三維模擬，但沒(méi)有說(shuō)明離散元模擬關(guān)鍵參數(shù)的取值依據(jù)。V.Fargnoli等[8]基于意大利米蘭新地鐵5號(hào)線砂卵石層盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程的系統(tǒng)監(jiān)測(cè)結(jié)果和Peck[9]、O’Reilly等[10]、Rankine[11]、Lake等[12]的經(jīng)驗(yàn)公式，分析了盾構(gòu)掘進(jìn)參數(shù)與地表沉降的相互影響規(guī)律。

如上所述，國(guó)內(nèi)外所開展的相關(guān)研究主要存在2方面的問(wèn)題： 一是所進(jìn)行的盾構(gòu)掘進(jìn)對(duì)砂卵石地層的擾動(dòng)、變形規(guī)律的離散元模擬研究，基本上是通過(guò)數(shù)值試驗(yàn)標(biāo)定關(guān)鍵參數(shù)，缺乏實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)數(shù)據(jù)支撐； 二是缺乏對(duì)面板式、輻條式2種刀盤盾構(gòu)掘進(jìn)對(duì)砂卵石地層擾動(dòng)狀態(tài)的對(duì)比研究。

本文以蘭州地鐵1號(hào)線一期工程砂卵石地層中土壓平衡盾構(gòu)掘進(jìn)為研究對(duì)象，針對(duì)大直徑砂卵石試樣(直徑300 mm)進(jìn)行三軸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系試驗(yàn)(國(guó)內(nèi)首次)，以其作為三維離散元數(shù)值模擬時(shí)采用三軸數(shù)值試驗(yàn)標(biāo)定離散元模擬關(guān)鍵參數(shù)(靜摩擦因數(shù)、滾動(dòng)摩擦因數(shù)、恢復(fù)系數(shù))的依據(jù)； 以現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)測(cè)試獲取的砂卵石地層開挖后的松散系數(shù)作為數(shù)值模擬時(shí)螺旋輸送機(jī)出渣量控制的依據(jù)； 通過(guò)建立砂卵石地層顆粒級(jí)配模型和面板式刀盤盾構(gòu)、輻條式刀盤盾構(gòu)的三維機(jī)械模型，對(duì)2種刀盤盾構(gòu)掘進(jìn)對(duì)砂卵石地層的擾動(dòng)狀態(tài)進(jìn)行數(shù)值模擬研究。綜合三維離散元數(shù)值模擬結(jié)果以及對(duì)蘭州地鐵盾構(gòu)隧道掘進(jìn)試驗(yàn)斷面采取深層監(jiān)測(cè)所獲得的變形監(jiān)測(cè)結(jié)果，揭示了面板式刀盤和輻條式刀盤盾構(gòu)掘進(jìn)對(duì)砂卵石地層的擾動(dòng)規(guī)律，可作為新線建設(shè)時(shí)盾構(gòu)刀盤選型的依據(jù)。

1 工程概況及砂卵石地層特征

1.1 工程概況

蘭州地鐵1號(hào)線一期工程(陳官營(yíng)—東崗段)長(zhǎng)約26.692 km，其區(qū)間隧道大部分采用土壓平衡盾構(gòu)掘進(jìn)。本研究選取了最具代表性的世紀(jì)大道站—中間風(fēng)井區(qū)段。該區(qū)段土壓盾構(gòu)掘進(jìn)穿越〈2-10〉和〈3-11〉砂卵石層，隧道結(jié)構(gòu)底部處于〈3-11〉砂卵石層。

1.2 砂卵石地層特征

根據(jù)地勘報(bào)告，〈2-10〉砂卵石層粒徑大于20 mm的卵石平均含量約為64.12%，偶遇漂石的最大粒徑可達(dá)500 mm； 該層砂卵石的含砂率(即粒徑小于2 mm的顆粒含量)平均約為19.27%，局部存在泥質(zhì)微膠結(jié)?！?-11〉砂卵石層粒徑大于20 mm的卵石平均含量約為60.39%，偶遇漂石的最大粒徑可達(dá)500 mm以上； 該層砂卵石的含砂率平均約為21.47%，局部存在泥、鈣質(zhì)弱膠結(jié)。因此，〈2-10〉和〈3-11〉地層均為含砂率偏低的砂卵石層?！?-11〉砂卵石層如圖1所示。

圖1 〈3-11〉砂卵石地層

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)測(cè)定，砂卵石地層開挖后的松散系數(shù)最大約為1.23。

2 砂卵石地層的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)儀器及試樣制備

本次試驗(yàn)在中國(guó)水利水電科學(xué)研究院流域水循環(huán)模擬與調(diào)控國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室的SJ70大型高壓三軸剪力儀上進(jìn)行，如圖2所示。試樣直徑為 300 mm，高度為700 mm。

圖2 砂卵石三軸應(yīng)力-應(yīng)變?cè)囼?yàn)

Fig. 2 Tri-axial stress-strain test of sandy gravel stratum in laboratory

在車站基坑開挖過(guò)程中，按照試驗(yàn)要求分別采集了〈2-10〉和〈3-11〉樣品； 根據(jù)篩分結(jié)果，粒徑大于60 mm的卵石顆粒約占5%，如圖3所示。按照SL 237—1999《土工試驗(yàn)規(guī)程》，對(duì)于粒徑大于60 mm的卵石，可采用40～60 mm的粒徑對(duì)其進(jìn)行替代，替代后的試驗(yàn)級(jí)配見(jiàn)表1。

圖3 砂卵石級(jí)配曲線

粒徑/mm試驗(yàn)級(jí)配/%<2-10><3-11>60 100 10040 82.23 81.5820 55.20 48.6810 40.08 31.955 31.57 24.44

2.2 試驗(yàn)方案

本次試驗(yàn)采用固結(jié)排水剪切試驗(yàn)(CD)，分別進(jìn)行〈2-10〉和〈3-11〉砂卵石2組試驗(yàn)，每組4個(gè)試樣，每個(gè)試樣在飽和后分別進(jìn)行圍壓σ3為0.4、0.8、1.2、1.6 MPa的剪切試驗(yàn)，飽和方法采用抽氣飽和法。

2.3 試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)得到的〈2-10〉和〈3-11〉砂卵石的應(yīng)力-應(yīng)變曲線基本一致，不同圍壓下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線試驗(yàn)結(jié)果如圖4所示。據(jù)圖4所示的室內(nèi)試驗(yàn)曲線，砂卵石的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系為非線性彈性關(guān)系。

圖4 三軸實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)和數(shù)值試驗(yàn)標(biāo)定的應(yīng)力-應(yīng)變曲線

Fig. 4 Stress-strain curves obtained by tri-axial laboratory tests and numerical simulation

3 盾構(gòu)刀盤形式及盾構(gòu)主要技術(shù)參數(shù)

3.1 刀盤構(gòu)造及刀具布置

蘭州市地鐵1號(hào)線一期工程盾構(gòu)隧道采用由鐵建重工制造的ZTE6410面板式刀盤土壓平衡盾構(gòu)施工，盾構(gòu)刀盤采用復(fù)合式設(shè)計(jì)，支撐方式為中心支撐。刀盤開挖直徑為6 456 mm，開口率約33%。圖5示出即將下井組裝的盾構(gòu)刀盤。

圖5 盾構(gòu)刀盤

3.2 盾構(gòu)主要技術(shù)參數(shù)

盾構(gòu)的主要技術(shù)參數(shù)見(jiàn)表2。

表2 盾構(gòu)主要技術(shù)參數(shù)

4 三維離散元模擬數(shù)值建模及參數(shù)標(biāo)定

4.1 計(jì)算參數(shù)的試驗(yàn)標(biāo)定

三維離散元模擬是研究盾構(gòu)掘進(jìn)對(duì)砂卵石地層顆粒擾動(dòng)較為適合的數(shù)值方法[5-7]。本文采用EDEM(Engineering+Discrete Element Method)軟件進(jìn)行三維離散元數(shù)值模擬。

離散元模擬的關(guān)鍵是相關(guān)計(jì)算參數(shù)的標(biāo)定。本文基于圖4中砂卵石的實(shí)驗(yàn)室三軸應(yīng)力-應(yīng)變?cè)囼?yàn)結(jié)果，采用數(shù)值三軸試驗(yàn)對(duì)EDEM離散元模型的參數(shù)進(jìn)行標(biāo)定。

如前所述，表1所示的顆粒級(jí)配，為實(shí)際地層中數(shù)量占5%左右、粒徑大于60 mm的卵石顆粒采用粒徑為40～60 mm的顆粒對(duì)其等量替代而得到的結(jié)果。實(shí)際上，粒徑大于60 mm的卵石顆粒，其中有一些粒徑為十幾cm、二十幾cm的卵石顆粒，甚至有個(gè)別更粗粒徑的漂石。為使數(shù)值模擬的顆粒級(jí)配更接近地層實(shí)際，在數(shù)值三軸試驗(yàn)時(shí)，以表1的顆粒級(jí)配為基礎(chǔ)，對(duì)實(shí)際地層中數(shù)量占5%左右、粒徑大于60 mm的卵石顆粒，采用250 mm和150 mm 2種粒徑的卵石作為代表，數(shù)量均為2.5%。根據(jù)砂卵石地層基本無(wú)黏結(jié)力的特點(diǎn)，顆粒接觸模型選用不考慮黏結(jié)力的Hertz-Mindlin(no-slip)模型。

數(shù)值三軸試驗(yàn)如圖6所示，其試驗(yàn)步驟嚴(yán)格按照室內(nèi)三軸試驗(yàn)進(jìn)行。通過(guò)不斷調(diào)整顆粒細(xì)觀參數(shù)，得到數(shù)值三軸試驗(yàn)結(jié)果如圖4所示。由圖可知，數(shù)值三軸試驗(yàn)結(jié)果與室內(nèi)三軸試驗(yàn)結(jié)果在低圍壓下較為吻合，高圍壓下數(shù)值試驗(yàn)的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系波動(dòng)明顯，這是由于數(shù)值試驗(yàn)中未考慮顆粒破碎，應(yīng)變達(dá)到一定程度后顆粒間產(chǎn)生滑動(dòng)，而室內(nèi)試驗(yàn)中顆粒在高圍壓下將產(chǎn)生破碎，在一定程度上抵消了應(yīng)變變化?？紤]到地鐵盾構(gòu)隧道工程中的圍壓一般較小，因此，該標(biāo)定結(jié)果可以認(rèn)為是較為精確的，說(shuō)明離散元細(xì)觀參數(shù)取值合理，能夠準(zhǔn)確反應(yīng)砂卵石地層的宏觀力學(xué)性質(zhì)。數(shù)值三軸試驗(yàn)確定的靜摩擦因數(shù)、滾動(dòng)摩擦因數(shù)和恢復(fù)系數(shù)如表3所示。

(a) 三軸試驗(yàn)?zāi)Ｐ褪疽鈭D

(b) 三軸試驗(yàn)試樣破壞

圖6 數(shù)值三軸試驗(yàn)

Fig. 6 Tri-axial test by numerical simulation

表3 數(shù)值三軸試驗(yàn)確定參數(shù)值

Table 3 EDEM parameters obtained by tri-axial laboratory tests and numerical simulation

接觸部位靜摩擦因數(shù)滾動(dòng)摩擦因數(shù)恢復(fù)系數(shù)顆粒-加載盤5.030.020.31顆粒-邊界5.030.020.31顆粒-顆粒5.030.020.31

4.2 離散元模型

4.2.1 盾構(gòu)模型

基于Solidworks軟件，建立面板式刀盤盾構(gòu)三維機(jī)械模型，如圖7所示； 同時(shí)，為給蘭州地鐵1號(hào)線剩余區(qū)段和后續(xù)建設(shè)線路隧道掘進(jìn)的盾構(gòu)選型提供依據(jù)，建立輻條式刀盤盾構(gòu)三維機(jī)械模型進(jìn)行對(duì)比研究，如圖8所示。面板式刀盤盾構(gòu)包括刀盤及刀具(包括滾刀、刮刀、齒刀等，嚴(yán)格按第3.1節(jié)和3.2節(jié)描述的刀具布置和技術(shù)參數(shù)進(jìn)行建模)、土艙、螺旋輸送機(jī)、盾尾等，輻條式刀盤盾構(gòu)包括刀盤及刀具(包括刮刀、齒刀)、土艙、螺旋輸送機(jī)、盾尾等。刀盤開挖直徑為6 456 mm，盾體長(zhǎng)度為7 978 mm，盾體直徑為6 410 mm。螺旋輸送機(jī)殼體內(nèi)徑為920 mm，節(jié)距為630 mm。

4.2.2 盾構(gòu)掘進(jìn)離散元模型

將盾構(gòu)三維機(jī)械模型導(dǎo)入離散元軟件EDEM中，建立盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程的離散元三維模型如圖9所示。

(a) 盾構(gòu)正面

(b) 刀盤、螺旋輸送機(jī)剖面

(c) 刀具布置詳圖

(d) 滾刀正面

圖7 面板式刀盤盾構(gòu)三維機(jī)械模型

Fig. 7 3D models of EPB shields with plate cutterhead

(a) 盾構(gòu)正面

(b) 刀具布置詳圖

圖8 輻條式刀盤盾構(gòu)三維機(jī)械模型

Fig. 8 3D models of EPB shields with spoke cutterhead

(a) 面板式刀盤盾構(gòu)

(b) 輻條式刀盤盾構(gòu)

模型尺寸為： 隧道覆土厚度為10.6 m(約為1.5D，D為盾構(gòu)刀盤直徑)，刀盤前方縱向長(zhǎng)度為8 m(1倍盾構(gòu)主機(jī)長(zhǎng)度)，刀盤左、右至邊界寬度為6.8 m(略大于1倍盾構(gòu)刀盤直徑)，刀盤底至下邊界為5 m。通過(guò)在EDEM模型中設(shè)定盾構(gòu)的運(yùn)動(dòng)形式，實(shí)現(xiàn)盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程中盾構(gòu)前進(jìn)以及刀盤、滾刀、螺旋輸送機(jī)旋轉(zhuǎn)姿態(tài)的控制。離散元模擬的相關(guān)參數(shù)見(jiàn)表4—8。

表4 盾構(gòu)幾何及施工參數(shù)

表5 模型材料參數(shù)

表6 離散元模型參數(shù)

表7 仿真參數(shù)

注：R為最大顆粒半徑，mm。

表8 接觸參數(shù)

對(duì)于砂卵石地層，當(dāng)掘進(jìn)界面處的壓力pt控制在式(1)所表達(dá)的荷載域時(shí)，即表明盾構(gòu)掘進(jìn)處于土壓平衡狀態(tài)。

pt∈(Ea，E0)。

(1)

式中：Ea為主動(dòng)土壓力；E0為靜止土壓力。

由于掘進(jìn)界面處的壓力pt無(wú)法直接觀測(cè)，只能通過(guò)布置于土艙隔板上的壓力傳感器進(jìn)行監(jiān)測(cè)而間接控制。文獻(xiàn)[13]建立了掘進(jìn)界面處的壓力pt和盾構(gòu)土艙壓力pc的相互關(guān)系：

pc=αpt。

(2)

式中α為與地層條件、盾構(gòu)刀盤開口率、螺旋輸送機(jī)轉(zhuǎn)動(dòng)速度等因素有關(guān)的壓力傳遞系數(shù)。

α=0.018 4β-0.000 1β2。

(3)

式中β為盾構(gòu)刀盤開口率。

表4中的螺旋輸送機(jī)轉(zhuǎn)動(dòng)速度通過(guò)數(shù)值模擬試驗(yàn)標(biāo)定。標(biāo)定的步驟為： 1)根據(jù)刀盤開口率β，由式(3)確定壓力傳遞系數(shù)α； 2)根據(jù)式(1)和式(2)確定盾構(gòu)土艙壓力pc； 3)按照速度由低到高，轉(zhuǎn)動(dòng)螺旋輸送機(jī)進(jìn)行盾構(gòu)掘進(jìn)模擬，當(dāng)監(jiān)測(cè)到模擬過(guò)程中的土艙壓力滿足式(1)時(shí)，即得到滿足盾構(gòu)土壓平衡掘進(jìn)的螺旋輸送機(jī)轉(zhuǎn)動(dòng)速度； 4)由第1.2節(jié)中通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)測(cè)定的地層開挖后的松散系數(shù)所控制的最大出渣量(出渣控制如圖10所示)，核算滿足土壓平衡的螺旋輸送機(jī)轉(zhuǎn)動(dòng)速度是否符合最大出渣量控制要求，如符合，即為合理的轉(zhuǎn)動(dòng)速度。由此，相應(yīng)地實(shí)現(xiàn)盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程中螺旋輸送機(jī)轉(zhuǎn)動(dòng)、出渣量控制和土壓平衡保持的聯(lián)動(dòng)調(diào)節(jié)。

圖10 螺旋輸送機(jī)出渣量控制

5 面板式刀盤和輻條式刀盤盾構(gòu)掘進(jìn)的顆粒流動(dòng)和地表沉降

5.1 離散元數(shù)值模擬結(jié)果及分析

選取如圖11所示的A斷面進(jìn)行分析。A斷面為垂直隧道軸線方向，位于模型的中部。

圖11 監(jiān)測(cè)斷面

圖12(a)和圖12(b)分別示出面板式刀盤和輻條式刀盤盾構(gòu)掘進(jìn)時(shí)，刀盤在穿過(guò)斷面A后12m(10環(huán)管片長(zhǎng)度)位置時(shí)距地表不同深度處的地層擾動(dòng)和沉降曲線。由圖可知，地表、地表以下1m深度、地表以下4m深度的沉降曲線類似Peck曲線形狀； 地表以下7m深度(距離隧道洞頂3.6m，約為0.5倍的盾構(gòu)刀盤直徑)的沉降曲線在隧道中線及其兩側(cè)一定范圍呈鋸齒狀波動(dòng)，尤其是面板式刀盤盾構(gòu)掘進(jìn)呈現(xiàn)強(qiáng)烈鋸齒狀波動(dòng)，這是由刀盤面板對(duì)卵石顆粒的擠壓、碾磨造成的顆粒滾動(dòng)與跳動(dòng)引起的。

(a) 面板式刀盤

(b) 輻條式刀盤

Fig. 12CurvesofgrounddisturbanceandsettlementinducedbyEPBshieldtunneling

圖13為盾構(gòu)掘進(jìn)時(shí)土艙內(nèi)和刀盤前方卵石顆粒運(yùn)動(dòng)速度矢量圖。圖中線框區(qū)域內(nèi)的顆粒運(yùn)動(dòng)速度矢量表明，盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程中，刀盤前方和上方的地層顆粒受到強(qiáng)烈擾動(dòng)，為“強(qiáng)烈擾動(dòng)區(qū)”； 此區(qū)域以上至地表的范圍為“沉降變形區(qū)”。

(a) 面板式刀盤

(b) 輻條式刀盤

圖13 土艙內(nèi)和刀盤前方卵石顆粒運(yùn)動(dòng)速度矢量圖

Fig. 13 Velocity vectors of grain movements ahead of cutterhead and in spoil chamber

因面板的擠壓、碾磨作用，面板式刀盤盾構(gòu)掘進(jìn)的擾動(dòng)程度較輻條式刀盤明顯偏大。面板式刀盤盾構(gòu)掘進(jìn)的“強(qiáng)烈擾動(dòng)區(qū)”的范圍為(0.3～0.5)D(D為盾構(gòu)刀盤直徑)； 同時(shí)，面板式刀盤盾構(gòu)掘進(jìn)的“強(qiáng)烈擾動(dòng)區(qū)”內(nèi)的顆粒運(yùn)動(dòng)最大速度為1.87 m/s，約為輻條式刀盤的1.25倍?！皬?qiáng)烈擾動(dòng)區(qū)”上方的顆粒運(yùn)動(dòng)速度急劇衰減為0，表明“沉降變形區(qū)”的地層存在明顯的拱效應(yīng)。

輻條式刀盤土壓平衡盾構(gòu)掘進(jìn)對(duì)砂卵石地層的擾動(dòng)明顯小于面板式刀盤盾構(gòu)，其“強(qiáng)烈擾動(dòng)區(qū)”范圍不足面板式刀盤的1/3，且擾動(dòng)程度輕。

5.2 數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果對(duì)比

為確定面板式刀盤土壓平衡盾構(gòu)施工對(duì)隧頂上方地層的擾動(dòng)狀態(tài)和范圍，在奧體中心站—中間風(fēng)井區(qū)段隧道(覆土厚度為10.6 m)中線正上方的不同深度布設(shè)4個(gè)測(cè)點(diǎn)，分別為地表(測(cè)點(diǎn)編號(hào)Y0)、地表以下1 m(測(cè)點(diǎn)編號(hào)Y1)、地表以下4 m(測(cè)點(diǎn)編號(hào)Y4)和地表以下7 m(測(cè)點(diǎn)編號(hào)Y7，該測(cè)點(diǎn)距盾構(gòu)刀盤頂約為0.5D)。測(cè)點(diǎn)構(gòu)造如圖14所示。

地層沉降監(jiān)測(cè)結(jié)果如圖15所示。由圖可知： 距刀盤頂為0.5D的測(cè)點(diǎn)(Y7)的最終沉降較大，大于65 mm，與圖12(a)所示的離散元數(shù)值模擬結(jié)果基本吻合； 地表測(cè)點(diǎn)(Y0)和較淺深度的測(cè)點(diǎn)(Y1和Y4)的沉降很小，僅為5～6 mm。這一方面驗(yàn)證了離散元數(shù)值模擬結(jié)果——刀盤前方、上方(0.3～0.5)D的范圍為“強(qiáng)烈擾動(dòng)區(qū)”的合理性，另一方面也進(jìn)一步說(shuō)明，當(dāng)隧道覆土厚度達(dá)到1.5D及以上時(shí)，如離散元模擬結(jié)果分析，“強(qiáng)烈擾動(dòng)區(qū)”上部的砂卵石地層具有很好的成拱效應(yīng)。

圖14 地表以下深部地層沉降測(cè)點(diǎn)構(gòu)造

圖15 隧道中線正上方不同深度處的地層沉降曲線

Fig. 15 Curves of ground settlement above tunnel central line at different depths

6 結(jié)論與建議

目前國(guó)內(nèi)外所開展的一些盾構(gòu)掘進(jìn)對(duì)砂卵石地層的擾動(dòng)、變形規(guī)律的三維離散元模擬研究，基本上是通過(guò)數(shù)值試驗(yàn)標(biāo)定關(guān)鍵參數(shù)，缺乏實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)依據(jù)的支撐。本研究基于實(shí)驗(yàn)室大直徑試樣的三軸試驗(yàn)獲得的砂卵石地層應(yīng)力-應(yīng)變曲線，進(jìn)行數(shù)值三軸試驗(yàn)來(lái)標(biāo)定離散元數(shù)值模擬的靜摩擦因數(shù)、滾動(dòng)摩擦因數(shù)和恢復(fù)系數(shù)等關(guān)鍵參數(shù)，結(jié)論可靠，為蘭州地鐵后續(xù)線路建設(shè)時(shí)開展土壓平衡盾構(gòu)掘進(jìn)對(duì)地層擾動(dòng)和周邊環(huán)境影響的模擬及預(yù)測(cè)提供了依據(jù)，也可為其他城市類似地層條件下地鐵盾構(gòu)隧道施工進(jìn)行模擬和預(yù)測(cè)時(shí)相關(guān)參數(shù)的取值提供借鑒。

采用面板式刀盤土壓平衡盾構(gòu)掘進(jìn)時(shí)，刀盤前方、上方的“強(qiáng)烈擾動(dòng)區(qū)”范圍為(0.3～0.5D)(D為刀盤直徑)。當(dāng)隧道的覆土厚度達(dá)到1.5D及以上時(shí)，“強(qiáng)烈擾動(dòng)區(qū)”上方的“變形區(qū)”存在明顯的“拱效應(yīng)”。若在盾構(gòu)掘進(jìn)時(shí)，同步注漿和二次補(bǔ)注漿未將“強(qiáng)烈擾動(dòng)區(qū)”填實(shí)，盾構(gòu)在不利的隧道覆土厚度((1.0～1.5)D)區(qū)段掘進(jìn)時(shí)，易引發(fā)后續(xù)的突發(fā)性超量地表沉降； 當(dāng)隧道處于最不利覆土厚度(1.0D)時(shí)，如不按照試驗(yàn)確定的地層開挖后的松散系數(shù)計(jì)算的出渣量嚴(yán)格控制出渣，后續(xù)可能存在發(fā)生突發(fā)性地表塌陷的風(fēng)險(xiǎn)； 因此，在鄰近、下穿主要道路、重要建(構(gòu))筑物等環(huán)境風(fēng)險(xiǎn)源時(shí)，建議自地表布設(shè)深達(dá)可監(jiān)測(cè)到“強(qiáng)烈擾動(dòng)區(qū)”狀態(tài)的深層測(cè)點(diǎn)，以改變目前施工方監(jiān)測(cè)和第三方監(jiān)測(cè)通常采用的以地表沉降測(cè)點(diǎn)代替地表下深層沉降測(cè)點(diǎn)的做法。

輻條式刀盤土壓平衡盾構(gòu)掘進(jìn)對(duì)砂卵石地層的擾動(dòng)明顯小于面板式刀盤盾構(gòu)，其“強(qiáng)烈擾動(dòng)區(qū)”范圍不足面板式刀盤的1/3，且擾動(dòng)程度輕。蘭州地鐵1號(hào)線一期工程盾構(gòu)隧道施工全部選用面板式刀盤土壓平衡盾構(gòu)，一方面，施工造成對(duì)砂卵石地層的擾動(dòng)大，另一方面，需裝備更大的刀盤機(jī)械扭矩，影響經(jīng)濟(jì)性。因此，在蘭州地鐵后續(xù)線路建設(shè)的盾構(gòu)選型時(shí)，建議進(jìn)行2種刀盤形式的綜合比選。

[1] 樂(lè)貴平，賀少輝，羅富榮，等. 北京地鐵盾構(gòu)隧道技術(shù)[M]. 北京： 人民交通出版社， 2012. LE Guiping, HE Shaohui, LUO Furong, et al. Beijing subway shield tunneling technology[M]. Beijing: China Communications Press, 2012.

[2] 王國(guó)義. 成都富水砂卵石地層盾構(gòu)設(shè)備配置探討[J]. 現(xiàn)代隧道技術(shù), 2013, 50(1): 34-39. WANG Guoyi. Discussion of the modification plan of the EPB TBM applied in a water-rich cobblestone stratum in Chengdu[J]. Modern Tunnelling Technology, 2013, 50(1): 34-39.

[3]CHEN Renpeng, LI Jun, KONG Linggang, et al. Experimental study of face instability of shield tunneling in sand[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2013, 33: 12-21.

[4] 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]. Computers and Geotechnics, 2011, 38(2): 187-195.

[5] FANG Yong, WANG Jun, JIANG Yinchao, et al. Study of ground settlement induced by shield tunnel construction in sandy gravel stratum[C]// Better Pipeline Infrastructure for a Better Life: Proceedings of the International Conference on Pipelines and Trenchless Technology 2012. [S.l.]: [s.n.], 2013: 1567-1573.

[6] 胡敏. 砂卵石土物理力學(xué)特性及盾構(gòu)施工響應(yīng)的數(shù)值模擬研究[D]. 廣州： 華南理工大學(xué), 2014. HU Min. Numerical method to study the physical and mechanical characteristics of sandy pebble soil and the response caused by shield tunneling[D]. Guangzhou: South China University of Technology, 2014.

[7] WU Li, GUAN Tianmin, LEI Lei. Discrete element model for performance analysis of cutterhead excavation system of EPB machine[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2013, 37: 37-44.

[8] Fargnoli V, Boldini D, Amorosi A. TBM tunnelling-induced settlements in coarse-grained soils: The case of the new Milan Underground Line 5[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2013, 38: 336-347.

[9] Peck R B. Deep excavations and tunnelling in soft ground[C]// Proceedings of 7th International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering. Mexico City: [s.n.], 1969: 225-290.

[10] O’Reilly M P, New B M. Settlements above tunnels in United Kingdom: Their magnitude and prediction[C]//Proceedings of Tunnelling’82. [S.l.]: Institution of Mining and Metallurgy, 1982: 173-181.

[11]Rankine W J. Ground movements resulting from urban tunnelling: Prediction and effects[C]//Proceedings of the 23rd Annual Conference on the Engineering Group of the Geological Society. Nottingham: Nottingham University, 1988: 79-92.

[12] Lake L M, Rankine W J, Hawley J. Prediction and effects of ground movements caused by tunnelling in soft ground beneath urban areas[R]. London: Construction Industry Research and Information Association, 1992.

[13] 武力. 基于離散元仿真的盾構(gòu)密封艙壓力平衡機(jī)理研究[D]. 大連： 大連理工大學(xué)， 2009. WU Li. Study of balance mechanism of chamber soil pressure of shield machine by discrete element method[D]. Dalian: Dalian University of Technology, 2009.

Study of Influence of Types of Cutterhead of Shield on Sandy Gravel Stratum

HE Shaohui, LI Chenghui, MA Teng, LIU Xiabing, WANG Dahai, LIU Yangpeng

(BeijingJiaotongUniversity，Beijing100044,China)

The selection of cutterhead type is a key issue of EPB shield tunneling in sandy gravel stratum. The mechanism of ground disturbance induced by Lanzhou Metro Line No. 1 bored by EPB(earth pressure balance) shield with two types of cutterhead in sandy gravel stratum is systematically studied by field investigation, laboratory tests, 3D discrete element method (DEM) modeling and field monitoring. The major works of the study are as follows: 1) Firstly, tri-axial tests (sample diameter of 30 cm) are carried out to obtain the stress-strain curve of sandy gravel stratum in lab. Then the parameters of DEM simulation are obtained by comparison between numerical experiments and laboratory tests. 2) 3D mechanical models of shields with plate cutterhead and spoke cutterhead are built by software Solidworks. 3) A 3D DEM model is established to simulate the ground disturbance induced by EPB shield tunneling. And the results of 3D DEM modeling and field monitoring reveal the effects of tunneling induced ground disturbance by EPB shield with two types of cutterhead in sandy gravel stratum. The range of the heavily disturbed zone of plate cutterhead shield tunneling is about 0.3D-0.5D(Drefers to diameter of the cutterhead), while that of the disturbed zone of spoke cutterhead shield tunneling is less than 1/3 of that of the plate shield.

Lanzhou Metro; sandy gravel stratum; EPB shield; plate cutterhead; spoke cutterhead; ground disturbance; tri-axial compressive tests; 3D DEM simulation; field monitoring

2016-11-08;

2017-04-26

蘭州市軌道交通科技計(jì)劃項(xiàng)目(2014-02)

賀少輝(1966—)，男，江西永新人，1995年畢業(yè)于北京科技大學(xué)，工程力學(xué)專業(yè)，博士，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事隧道與地下工程專業(yè)領(lǐng)域的教學(xué)與研究工作。E-mail: heshaohui1114@163.com。

10.3973/j.issn.1672-741X.2017.05.002

U 455.43

A

1672-741X(2017)05-0529-08