張亞峰, 王進(jìn)尚, 劉應(yīng)然, 龔劍, 劉玉衛(wèi)

(1.鄭州工程技術(shù)學(xué)院 土木工程學(xué)院,河南 鄭州 450044; 2.中原綠色發(fā)展研究院,河南 鄭州 450044)

隨著隧道掘進(jìn)技術(shù)的不斷發(fā)展,泥水盾構(gòu)隧道的建設(shè)日益增多。其中,在以上海崇明島隧道[1]和南京長江隧道[2]為代表的大跨徑、砂土地層掘進(jìn)過程中,泥水盾構(gòu)的優(yōu)勢最為顯著。在泥水盾構(gòu)掘進(jìn)過程中,泥漿會滲透到隧道開挖面前方的地層,在隧道開挖面形成一層不透水或微透水的泥膜。泥膜不僅能將泥漿壓力轉(zhuǎn)化為支護(hù)壓力,而且還能防止地下水的滲透。因此,可以通過控制泥漿的物理性質(zhì)和泥漿壓力來維持隧道開挖面的穩(wěn)定性[3]。

國內(nèi)外許多學(xué)者致力于盾構(gòu)隧道開挖面的穩(wěn)定性研究,主要研究手段包括理論分析法、模型試驗(yàn)法和數(shù)值分析法。極限平衡法[4-7]和極限分析上限法[8-10]等理論計(jì)算模型已經(jīng)被廣泛應(yīng)用于隧道開挖面穩(wěn)定性的研究中。室內(nèi)物理模型試驗(yàn)多采用應(yīng)力控制法或位移控制法來實(shí)現(xiàn)隧道開挖面的破壞過程模擬。其中:應(yīng)力控制法通過氣壓或水壓來代替開挖面支護(hù)壓力,通過壓力變化來實(shí)現(xiàn)開挖面主動或被動破壞[11-13];位移控制法則多采用剛性開挖面后移來實(shí)現(xiàn)開挖面主動和被動失穩(wěn)破壞[14-17]。雖然通過位移控制法可以得到開挖面破壞形態(tài)和極限支護(hù)力,但其無法實(shí)現(xiàn)開挖面主動破壞過程,而應(yīng)力控制法對應(yīng)開挖面是柔性的,這更符合現(xiàn)場條件。

目前,對隧道開挖面穩(wěn)定性研究的數(shù)值方法主要為有限元法[18]和有限差分法[19]。砂土是一種顆粒材料,基于非連續(xù)介質(zhì)力學(xué)的離散單元法非常適合于揭示砂的力學(xué)行為。近年來,一些學(xué)者開始將離散單元法應(yīng)用于隧道開挖面穩(wěn)定性分析。CHEN R P等[20]使用離散元方法研究了干砂地層中淺埋隧道的掌子面穩(wěn)定性,探討了極限支護(hù)力和失穩(wěn)區(qū)分布與埋深之間的關(guān)系。胡欣雨和張子新[21]對不同地層條件下泥水盾構(gòu)開挖面失穩(wěn)破壞機(jī)制進(jìn)行了顆粒流模擬和研究。繆林昌等[22]采用顆粒流模擬了KIRSCH A[14]室內(nèi)模型試驗(yàn),從細(xì)觀角度揭示了砂土中盾構(gòu)隧道開挖面失穩(wěn)機(jī)理。王俊等[23]建立了較為精細(xì)的土壓盾構(gòu)模型并引入了盾構(gòu)動態(tài)施工過程,從細(xì)觀角度解釋了砂土地層土壓盾構(gòu)隧道掌子面失穩(wěn)機(jī)理。

到目前為止,泥水盾構(gòu)開挖面穩(wěn)定性的研究主要集中在極限泥漿壓力和地面沉降預(yù)測上,與破壞模式和破壞過程相關(guān)的模型試驗(yàn)卻鮮有報(bào)道。此外,前人多采用有限元法來研究開挖面穩(wěn)定性,很少涉及開挖面的細(xì)觀破壞機(jī)理。因此,需要進(jìn)一步通過模型試驗(yàn)和離散單元法進(jìn)行泥水盾構(gòu)開挖面穩(wěn)定性研究,從而將其更好地應(yīng)用于理論研究和工程實(shí)踐。本文通過物理模型試驗(yàn)、二維顆粒離散元法(Two-dimensional Particle Discrete Element Method,PEM2D)等手段,采用應(yīng)力控制方法實(shí)現(xiàn)了不同埋深和密實(shí)度條件下，砂土地層泥水盾構(gòu)隧道開挖面的主動失穩(wěn)過程,揭示了隧道開挖面土體的變形特征、破壞模式和土拱效應(yīng)變化等規(guī)律。

1 泥水盾構(gòu)開挖面穩(wěn)定性模型試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)裝置

在本試驗(yàn)中,采用柔性乳膠膜模擬隧道開挖面上的泥漿膜,并通過水壓進(jìn)行泥漿支護(hù)壓力的模擬。模型和原型的比為1∶100,即模型隧道直徑為150 mm,對應(yīng)于原型的15 m。模型裝置由模型箱、柔性壓力室、水箱和PIV測量系統(tǒng)組成，如圖1所示。模型箱尺寸為600 mm×600 mm×650 mm,壁厚為20 mm?？紤]圓形隧道的對稱性,設(shè)計(jì)了半隧道盾殼模型,直徑D=15 cm,長度L=20 cm,厚度為4 mm。盾殼前方粘貼著厚度為0.3 mm、長度為3 cm的半圓柱形柔性乳膠膜,乳膠膜的剛度可以忽略不計(jì)。盾殼與乳膠膜共同組成柔性壓力室,并通過進(jìn)水管與模型箱外的水箱連接。通過調(diào)節(jié)蓄水箱內(nèi)的水頭高度來控制柔性壓力室內(nèi)支護(hù)壓力的變化,并以此來模擬開挖面的主動破壞過程。

圖1 模型試驗(yàn)裝置

在試驗(yàn)過程中,用水壓計(jì)監(jiān)測水壓并采用DIC技術(shù)對隧道開挖面周圍的土體變形進(jìn)行監(jiān)測。在本試驗(yàn)中利用GeoPIV軟件計(jì)算獲取兩幅圖像之間的相對位移,它的測量精度受圖像散斑、成像設(shè)備、圖像處理算法和圖像拍攝環(huán)境等諸多因素的影響。試驗(yàn)開始前進(jìn)行像素和位移的標(biāo)定,可知分辨率0.1像素對應(yīng)0.01～0.02 mm的土體變形。

1.2 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)地層采用廈門ISO標(biāo)準(zhǔn)砂,其物理力學(xué)特性見表1。制備松散地層時,將砂土緩慢地倒入模型箱中,不采取任何壓實(shí)作用。中密和密實(shí)地層采用人工擊實(shí)的方法制備,如圖2所示。對于中密砂地層,以5 cm為一層進(jìn)行人工擊實(shí),每層土的擊實(shí)能量和擊實(shí)次數(shù)大致相同,最終使其達(dá)到目標(biāo)相對密實(shí)度。密實(shí)試樣以3 cm為一層進(jìn)行擊實(shí)并使其達(dá)到目標(biāo)相對密實(shí)度。不同砂土地層的相對密實(shí)度指標(biāo)見表1。鋪設(shè)地層后,使地層在自重作用下穩(wěn)定24 h。

表1 標(biāo)準(zhǔn)砂物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)

圖2 分層壓實(shí)法制備地層

常重力模型試驗(yàn)應(yīng)仔細(xì)考慮比例尺和尺寸效應(yīng),以確保結(jié)果合理。為了降低尺寸效應(yīng)的影響,應(yīng)該滿足D/d50> 175[14](其中D是盾構(gòu)直徑,d50是砂土顆粒的平均粒徑)。試驗(yàn)中,d50=0.78 mm,D/d50≈192>175,即可以忽略尺寸效應(yīng)的影響。

在進(jìn)行模型試驗(yàn)過程中,降低模型邊界的摩擦有助于消除邊界效應(yīng),例如在兩層聚乙烯板之間添加硅油等[24]。TOGNON A R等[25]探討了降低側(cè)壁摩擦角的不同技術(shù),并指出在室內(nèi)模型試驗(yàn)中,尤其在小尺寸試驗(yàn)中,有必要進(jìn)行降低摩擦的處理。本試驗(yàn)采用潤滑油來減少有機(jī)玻璃與砂土之間的摩擦。

1.3 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)圍繞3種密實(shí)度地層開展試驗(yàn),每種密實(shí)度的地層采用3種埋深工況,埋深比C/D分別取0.5、1.0、2.0。在盾構(gòu)掘進(jìn)過程中,由于隧道開挖面發(fā)生冒頂破壞的可能性較小,因此僅對其主動破壞機(jī)理進(jìn)行探討,表2列舉了開挖面失穩(wěn)模擬的具體試驗(yàn)參數(shù)。

表2 開挖面失穩(wěn)模型試驗(yàn)參數(shù)

試驗(yàn)過程中對開挖面進(jìn)行拍照,記錄地層顆粒的運(yùn)動過程,并對壓力室內(nèi)的水壓進(jìn)行實(shí)時監(jiān)測。隨后,對這些圖像進(jìn)行數(shù)字圖像相關(guān)分析,得到相應(yīng)的變形場和應(yīng)變場。具體試驗(yàn)步驟為:

1)將標(biāo)準(zhǔn)砂鋪設(shè)于模型箱內(nèi),按圖2所示分層壓實(shí),同時在蓄水箱內(nèi)注水至相應(yīng)高度,設(shè)定柔性壓力室內(nèi)的壓力與開挖面的水土壓力相等,模擬泥水平衡狀態(tài)。

2)調(diào)整LED泛光燈光源位置及CCD相機(jī)位置、焦距等以達(dá)到要求的拍照條件。其中CCD攝像機(jī)放置在垂直于容器前窗的光軸上,LED聚光燈放置在適當(dāng)?shù)奈恢?。固定相機(jī)后,對拍照區(qū)域進(jìn)行標(biāo)定,使其拍照精度達(dá)到要求。

3)打開排水閥以排出水,并實(shí)時監(jiān)測和記錄柔性室中的水壓。在數(shù)據(jù)采集驅(qū)動器中,攝像機(jī)的拍照頻率設(shè)置為每幀30 s。

4)試驗(yàn)終止。在支護(hù)力不發(fā)生改變的條件下,乳膠膜產(chǎn)生較大變形,開挖面發(fā)生整體失穩(wěn)坍塌, 在地表上觀察到明顯的沉降槽。此時關(guān)閉泄水閥,停止拍照,并結(jié)束監(jiān)測數(shù)據(jù)的采集。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 開挖面失穩(wěn)階段

圖3為不同密實(shí)度下支護(hù)壓力與開挖面水平位移的關(guān)系曲線。橫軸為開挖面中心點(diǎn)的歸一化水平位移δx/D,縱軸為歸一化的支護(hù)壓力p/(γD)。其中:δx是開挖面中心的位移;p為支護(hù)壓力;γ為干砂容重。從圖3可以看出,隨著支護(hù)力的降低,開挖面變形可分為3個階段,可將這3個階段定義為:

圖3 開挖面位移隨支護(hù)力的變化曲線

1)彈性變形階段(O—A):在此階段,觀察到可忽略的變形(小于盾構(gòu)直徑的0.1%)。隨著支護(hù)壓力的降低,位移與歸一化支護(hù)壓力幾乎成線性關(guān)系。

2)局部小變形(A—B):該階段開挖面局部出現(xiàn)較小的失穩(wěn)變形。隨著支護(hù)壓力的降低,開挖面位移的增加速率逐漸增大,B點(diǎn)為開挖面的臨界破壞點(diǎn)。

3)整體失穩(wěn)階段(B—F):該階段開挖面發(fā)生整體失穩(wěn)破壞,在支護(hù)壓力幾乎不變的情況下,開挖面變形繼續(xù)加速增大。

由圖3還可以看出:隨著埋深的增加,B點(diǎn)對應(yīng)的支護(hù)壓力逐漸減小,位移逐漸增大;中密砂層與密實(shí)砂層曲線發(fā)展規(guī)律相似,但在相同埋深比(C/D)下,其對應(yīng)的支護(hù)壓力和水平位移大于密實(shí)砂層的。松散砂層的支護(hù)力-位移曲線與其他兩種密實(shí)度地層的區(qū)別較大,表現(xiàn)為較短的彈性階段和較長的局部小變形階段。

2.2 極限支護(hù)力

掌握B點(diǎn)的動態(tài)，即隧道開挖面何時發(fā)生破壞，對保證開挖面穩(wěn)定,控制和限制隧道施工引起的地表變形具有重要意義。將試驗(yàn)獲取的極限支護(hù)力pf與其他研究結(jié)果進(jìn)行對比,如圖4所示,其中ND=pf/(γD)為開挖面的歸一化極限支護(hù)力。由圖4可以看出,盾構(gòu)埋深和地層密實(shí)度對極限支護(hù)力影響較大，隨著埋深增加,極限支護(hù)力逐漸增大;隨著密實(shí)度增大,極限支護(hù)力逐漸減小。模型試驗(yàn)中密實(shí)和中密砂對應(yīng)的極限支護(hù)力與LV X L等[17]試驗(yàn)結(jié)果較為接近。而CHAMBON P等[11]的試驗(yàn)結(jié)果則遠(yuǎn)小于本文模型試驗(yàn)結(jié)果,這是由于在實(shí)現(xiàn)開挖面破壞過程中,本文采用的是應(yīng)力控制方法。此外,CHAMBON P等[11]的試驗(yàn)所用砂土具有一定的黏聚力。

圖4 模型試驗(yàn)極限支護(hù)力對比結(jié)果

為了驗(yàn)證已有理論計(jì)算模型的準(zhǔn)確性,將模型試驗(yàn)獲取的極限支護(hù)力與極限平衡法和極限分析法理論模型的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對比,如圖5所示。

圖5 模型試驗(yàn)與理論模型極限支護(hù)力對比

由圖5可知：極限平衡理論模型選取HORN M[4]提出的筒倉模型,極限分析法參考文獻(xiàn)LECA E和DORMIEUX L[9]及呂璽琳等[26]提出的開挖面破壞機(jī)制,其理論模型中所取的參數(shù)與模型試驗(yàn)相同。

從計(jì)算結(jié)果可以看出,極限平衡法對應(yīng)的極限支護(hù)力與地層內(nèi)摩擦角呈負(fù)相關(guān),與埋深(C/D)呈正相關(guān),但變化幅度隨著埋深的增大逐漸減小。極限分析法對應(yīng)的極限支護(hù)力與地層內(nèi)摩擦角呈負(fù)相關(guān),并且當(dāng)C/D>0.3時其不隨埋深而改變。對比模型試驗(yàn)結(jié)果可以看出:極限平衡法在不同地層參數(shù)和埋深條件下的極限支護(hù)力變化規(guī)律與模型試驗(yàn)得出的相一致,但計(jì)算結(jié)果高估了極限支護(hù)力,因此在工程設(shè)計(jì)中具有一定的安全儲備;極限分析法對極限支護(hù)力的預(yù)測較為準(zhǔn)確。

2.3 變形特征及破壞模式

不同埋深密實(shí)砂土地層開挖面的位移增量場如圖6所示。由圖6(a)可知：達(dá)到B點(diǎn)時,變形出現(xiàn)在隧道開挖面前方約0.5D和拱頂上方約0.5D范圍內(nèi);不同埋深條件下的開挖面變形場形狀相似。由圖6(b)可知,當(dāng)達(dá)到F點(diǎn)時,即開挖面變形達(dá)到隧道直徑的5%時,開挖面變形均延伸到地表。密實(shí)砂地層開挖面破壞模式及破壞過程受到土拱效應(yīng)的影響較大,在臨界破壞點(diǎn)時,隧道拱頂上方約0.5D以上出現(xiàn)土拱。隨著泥水壓力的降低,松動破壞區(qū)域不斷往上方擴(kuò)展,直到穿透地表,土拱消失,地表隨即發(fā)生較大沉降。對于較小的埋深條件(如C/D=0.5),在失穩(wěn)過程中的土拱效應(yīng)并不明顯,土拱很快消失;對于埋深較大的情況(如C/D=2.0),臨界狀態(tài)下的土拱效應(yīng)更加明顯,地表不會發(fā)生太大的沉降,失穩(wěn)過程中松動破壞區(qū)和土拱區(qū)的變化規(guī)律更加明顯。

圖6 不同埋深下密實(shí)砂土開挖面土體位移場

地層密實(shí)度對土體變形影響很大,如圖7所示。由圖7可知:①與密實(shí)砂地層相比,中密砂地層條件下,B點(diǎn)對應(yīng)的開挖面前方剪切弧的傾角與水平面的夾角更小;F點(diǎn)對應(yīng)的上方失穩(wěn)區(qū)范圍更大,并且距離地表越近,失穩(wěn)區(qū)影響范圍越大。②松散砂地層開挖面破壞帶較為分散,呈沿開挖面方向向地表延伸的“喇叭”形。松散砂地層開挖面的被壞模式與密、中密砂地層的破壞模式存在較大的差別。這是由于松散試樣的內(nèi)摩擦角相對較小,砂粒之間的接觸不夠緊密,開挖面上方砂粒上的應(yīng)力大于自身的抗剪強(qiáng)度,在重力作用下產(chǎn)生整體剪切位移和較大的破壞區(qū)。

圖7 不同密實(shí)度下開挖面位移場演化過程(C/D=1.0)

3 顆粒流模擬

3.1 材料細(xì)觀參數(shù)

基于CUNDALL P A和STRACK O D A[27]描述的離散元方法,采用二維顆粒流程序(PEM2D)進(jìn)行盾構(gòu)開挖面失穩(wěn)模擬。PEM2D的基本原理來源于分子動力學(xué),是從微觀結(jié)構(gòu)角度研究介質(zhì)力學(xué)特征和行為的工具,它的基本構(gòu)成為圓盤和圓球顆粒(ball),并利用邊界墻(wall)約束。PEM2D中不能直接賦予地層模型宏觀力學(xué)參數(shù),而只能指定顆粒之間的接觸與黏結(jié)細(xì)觀參數(shù)。

采用線性接觸模型模擬砂土材料并采用雙軸試驗(yàn)標(biāo)定砂土細(xì)觀參數(shù)?？紤]到砂土剛度對開挖面破壞模式影響較小,顆粒細(xì)觀剛度選取與文獻(xiàn)[22]相同,并僅對顆粒及接觸的摩擦系數(shù)進(jìn)行標(biāo)定。根據(jù)隧道的埋深,將圍壓設(shè)置為50、100、200、300 kPa,得到了試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線和偏壓與圍壓的線性擬合關(guān)系。通過試算,最終得到了與標(biāo)準(zhǔn)砂宏觀參數(shù)相對應(yīng)的細(xì)觀參數(shù)。PEM2D模型采用的細(xì)觀參數(shù)見表3。

表3 PEM2D模型細(xì)觀參數(shù)

在顆粒流模擬過程中,由于邊界墻和盾殼是剛性材料,因此采用“wall”命令對模型箱中的邊界墻和盾殼進(jìn)行了模擬。將墻體的法向剛度和切向剛度設(shè)置為2×108N/m,為模擬模型箱內(nèi)墻體的表面粗糙度,在計(jì)算過程中將墻體摩擦系數(shù)設(shè)置為0.2。為了與模型試驗(yàn)進(jìn)行比較,數(shù)值模型設(shè)置為與物理模型相同的尺寸。

3.2 二維顆粒流模型

顆粒流模型的建立分為3步,如圖8所示。首先,根據(jù)試驗(yàn)中標(biāo)準(zhǔn)砂的粒徑分布曲線生成顆粒,控制地層孔隙率生成地層并在自重作用下固結(jié)平衡。然后,將計(jì)算模型速度場、位移場清零,刪除開挖區(qū)域土體,并建立盾構(gòu)和襯砌模型。最后,刪除開挖面墻體,同時在開挖面上施加與原始地層側(cè)向靜止土壓力值相等的支護(hù)作用力并建立泥膜,迭代使開挖面達(dá)到靜力平衡狀態(tài)。

圖8 顆粒流模型(C/D=2.0,單位:mm)

泥膜由具有黏結(jié)特性的土顆粒構(gòu)成,開挖面泥膜顆粒間黏結(jié)模型的選取主要包括線性黏結(jié)模型和平行黏結(jié)模型[28-29]。本文選擇能夠同時傳遞力和力矩的平行黏結(jié)模型來模擬泥膜,法向黏結(jié)剛度和切向黏結(jié)剛度均取5 MPa,泥膜厚度為50 mm。

采用應(yīng)力控制方法模擬開挖面失穩(wěn)過程。在顆粒流模擬過程中,將破壞準(zhǔn)則定義為:在不降低支護(hù)壓力的情況下,首次出現(xiàn)較大的不平衡力(不等于0)以及較大變形時,開挖面開始發(fā)生失穩(wěn)破壞。

為了獲得開挖面破壞機(jī)理,在模擬過程中對開挖面的土體變形、土壓力和孔隙率進(jìn)行了監(jiān)測。通過監(jiān)測顆粒(ball)的位移獲取開挖面的變形,通過監(jiān)測測量圓獲得土壓力和孔隙率。顆粒變形監(jiān)測點(diǎn)和測量圓的布置如圖9所示,其中1—24為測量圓編號,點(diǎn)E為開挖面中心水平位移監(jiān)測點(diǎn)。

圖9 測量圓和監(jiān)測點(diǎn)布置

3.3 開挖面失穩(wěn)過程

C/D=1.0時,不同密實(shí)度地層開挖面位移與支護(hù)力的關(guān)系如圖10所示。

圖10 開挖面支護(hù)力-位移曲線

從圖10可以看出,PEM2D模擬得到的歸一化支護(hù)力-位移曲線與模型試驗(yàn)的吻合度較高。

不同密實(shí)度砂土地層開挖面的位移場的發(fā)展情況如圖11所示。由圖11可知:隨著支護(hù)壓力的降低,開挖面上方土中的破壞帶呈拱形延伸至洞頂,形成初始破壞邊界,這與模型試驗(yàn)觀測結(jié)果一致;中密砂層的變形過程與密實(shí)砂層相似,而松散砂層的破壞模式為開挖面向地表延伸的“喇叭”形破壞帶,與模型試驗(yàn)觀測結(jié)果一致。

3.4 極限支護(hù)力

將不同埋深條件下的極限支護(hù)力理論計(jì)算結(jié)果與模型試驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算得到的極限支護(hù)力進(jìn)行對比,結(jié)果見表4。從表4可以看出:模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬得到的極限支護(hù)力均隨埋深的增大而增大,且數(shù)值較為接近,說明采用顆粒流離散元法模擬泥水盾構(gòu)開挖面失穩(wěn)是可行的;對于砂土地層,由于地層內(nèi)摩擦角較大,理論計(jì)算結(jié)果與埋深無關(guān);極限上限法的分析結(jié)果與模型試驗(yàn)和顆粒流模擬結(jié)果較為接近。

表4 極限支護(hù)力對比

3.5 土拱效應(yīng)

土拱效應(yīng)能顯著提高隧道穩(wěn)定性,為了進(jìn)一步研究其對開挖面穩(wěn)定性的影響,以C/D=2.0為例,對土體顆粒接觸力鏈發(fā)展過程以及開挖面前方土壓力進(jìn)行研究。

開挖面土體接觸力鏈能夠從整體上直觀反映土拱效應(yīng),如圖12所示,深灰線代表力鏈,力鏈的粗細(xì)代表顆粒接觸力的大小。

圖12 接觸力鏈演化規(guī)律(C/D=2.0)

從圖12中可以看出,開挖面失穩(wěn)破壞后,開挖面正前方1.0D范圍內(nèi)主要為弱力鏈,開挖面前方上部的土體區(qū)域形成近似拱形的強(qiáng)力鏈。造成這種現(xiàn)象的原因是：隨著開挖面支護(hù)力的降低,其前方上部一定區(qū)域內(nèi)的土體顆粒發(fā)生錯動,導(dǎo)致顆粒原先的豎向大主應(yīng)力軸發(fā)生偏轉(zhuǎn),形成了有助于傳遞土體自重應(yīng)力的土拱,這使得位于土拱區(qū)下方且靠近開挖面的部分土體處于較小的應(yīng)力狀態(tài)。隨著支護(hù)力的持續(xù)降低,開挖面前方弱力鏈范圍和松動破壞區(qū)逐漸向地表延伸,土拱逐漸向地表發(fā)展。

圖13為密實(shí)砂地層距離開挖面水平距離為0.3D的測量圓土壓力分布情況。

圖13 密實(shí)砂地層開挖面土壓力分布規(guī)律

由圖13(a)可知:初始狀態(tài)下豎向土壓力幾乎隨著埋深增大呈線性增大；從初始狀態(tài)到臨界破壞點(diǎn)(B點(diǎn)),拱底至拱頂上方約0.5D范圍內(nèi)的豎向土壓力急劇減小,而拱頂上方0.5D以上范圍內(nèi)的豎向土壓力變化較小。由圖13(b)可知:水平土壓力在拱底至拱頂上方約0.5D范圍內(nèi)急劇減小,但在拱頂上方0.5D至1.0D范圍內(nèi)略有增加。參考接觸力鏈分布圖可以判斷,拱頂上方0.5D至1.0D范圍內(nèi)的大主應(yīng)力的主應(yīng)力軸方向發(fā)生偏轉(zhuǎn),土拱在拱頂上方0.5D至1.0D范圍形成。

4 結(jié)論

基于模型試驗(yàn)和顆粒流分析,研究了砂土地層泥水盾構(gòu)隧道開挖面失穩(wěn)機(jī)理,揭示了不同密實(shí)度和埋深下開挖面土體的變形規(guī)律、破壞模式和土拱效應(yīng)等。主要結(jié)論如下:

1)隨著支護(hù)壓力的降低,開挖面變形可分為3個階段:彈性變形階段、局部破壞階段和整體失穩(wěn)階段。

2)密實(shí)砂土和中密砂土地層在臨界破壞狀態(tài)下的開挖面破壞模式由下部弧狀楔形體和上部拱形體組成,最終破壞形態(tài)為滑弧楔形體與棱柱狀煙囪形體的組合。松散砂層的破壞形態(tài)為開挖面前方延伸到地表的“喇叭”狀。

3)模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬得到的極限支護(hù)力均隨埋深而增大。極限平衡法計(jì)算結(jié)果高估了極限支護(hù)力,因此在工程設(shè)計(jì)中具有一定的安全儲備。極限分析法在埋深較小的條件下對極限支護(hù)力的預(yù)測較為準(zhǔn)確。

4)隨著支護(hù)力的降低,開挖面前方形成松動破壞區(qū)并在其上方形成土拱,土拱從隧道拱頂向地表發(fā)展。相較于密實(shí)砂地層,松散砂地層開挖面失穩(wěn)過程中的土拱效應(yīng)并不明顯。