基于極限分析的復(fù)合地層淺埋隧道掌子面上限支護(hù)壓力研究

陳登開， 鐘久強(qiáng)， 余志勇， 蔣亞龍, *， 朱碧堂

(1. 南昌軌道交通集團(tuán)有限公司, 江西 南昌 330038； 2. 華東交通大學(xué) 江西省巖土工程基礎(chǔ)設(shè)施安全與控制重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 江西 南昌 330013； 3. 江西省地下空間技術(shù)開發(fā)工程研究中心, 江西 南昌 330013)

0 引言

自我國(guó)交通強(qiáng)國(guó)戰(zhàn)略實(shí)施以來(lái)，以地鐵為代表的城市軌道交通建設(shè)穩(wěn)步推進(jìn)。截至2020年底，我國(guó)城市軌道交通營(yíng)運(yùn)里程已近8 000 km，其中地鐵里程超7 100 km[1]。地鐵隧道建設(shè)過程中，經(jīng)常遇到掌子面存在多種土質(zhì)、軟硬不均的復(fù)合地層。不同地層中掌子面支護(hù)壓力大小差異懸殊，例如： 黏聚力很強(qiáng)的泥巖中可采用敞開式掘進(jìn)，土艙無(wú)需加壓，而在松散的砂土中掘進(jìn)時(shí)往往需要滿艙推進(jìn)[2]。不同復(fù)合程度的土體使得掌子面所需支護(hù)壓力更加難以確定，且地鐵沿線通常為城市核心地段，周邊環(huán)境復(fù)雜，其對(duì)臨近地層的允許變形要求也更為嚴(yán)格。支護(hù)壓力過大易導(dǎo)致地表隆起破壞，過小易引發(fā)掌子面主動(dòng)失穩(wěn)，均易誘發(fā)土體沉降和鄰近地埋管線或建(構(gòu))筑物的開裂破壞，造成工程事故。因此，明確不同地層復(fù)合程度下，盾構(gòu)施工時(shí)合理的掌子面支護(hù)壓力與失穩(wěn)規(guī)律，對(duì)指導(dǎo)盾構(gòu)隧道安全施工具有重要意義。

針對(duì)均質(zhì)地層盾構(gòu)隧道掌子面極限支護(hù)壓力及其失穩(wěn)模式，國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者已展開了大量原位和模型試驗(yàn)研究。文獻(xiàn)[3]利用氣囊模擬無(wú)襯砌隧道，探究了砂土地層中不同埋深下隧道極限支護(hù)壓力，指出密實(shí)砂土中掌子面穩(wěn)定性與埋深無(wú)關(guān)。Chambon等[4]基于離心試驗(yàn)，開展了均質(zhì)砂土中不同隧道埋深、土體重度及隧道直徑下掌子面極限支護(hù)壓力及破壞模式研究，結(jié)果表明支護(hù)力及失穩(wěn)模式主要受隧道直徑控制。Kamata等[5]通過小型模型箱試驗(yàn)，研究了砂土地層加固對(duì)掌子面穩(wěn)定性的影響，得到延伸至地表的倉(cāng)筒狀失穩(wěn)面。湯旅軍[6]通過室內(nèi)模型試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)干砂地層中深埋隧道極限支護(hù)力趨于穩(wěn)定，飽和砂土中失穩(wěn)面為楔形與棱柱組合體。

原位測(cè)試和室內(nèi)模型試驗(yàn)大多探究均質(zhì)砂土地層中掌子面極限支護(hù)力下限解，不能考慮復(fù)雜土層和邊界條件。隨著有限元、離散元軟件和計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展，數(shù)值模擬分析成了分析隧道掌子面穩(wěn)定的重要工具。Vermeer等[7]通過大量有限元分析擬合得到了不排水條件下掌子面極限支護(hù)壓力下限解簡(jiǎn)化計(jì)算公式。王林等[8]利用有限元和理論分析提出了一種考慮局部失穩(wěn)的盾構(gòu)隧道掌子面被動(dòng)破壞機(jī)制。王俊[2]利用PFC3D顆粒流程序揭示了上軟下硬地層中不同硬巖占比條件下的深埋隧道砂土超挖機(jī)制。

總的來(lái)看，現(xiàn)有研究主要針對(duì)均質(zhì)土層中掌子面支護(hù)壓力不足導(dǎo)致的主動(dòng)失穩(wěn)破壞，未考慮復(fù)合地層中由于不同巖土體復(fù)合程度導(dǎo)致的掌子面失穩(wěn)模式與其在均質(zhì)土層的區(qū)別，且對(duì)支護(hù)壓力過大導(dǎo)致掌子面土體發(fā)生被動(dòng)破壞對(duì)應(yīng)的上限解及破壞模式也鮮有涉及[9-10]。鑒于此，本文針對(duì)南昌地區(qū)典型上覆砂-下臥泥巖復(fù)合地層盾構(gòu)隧道開挖斷面，采用三維有限單元極限分析軟件Optum G3，探究不同泥巖占比下掌子面極限支護(hù)力上限解與失穩(wěn)模式，并進(jìn)一步分析埋深比C/D、內(nèi)摩擦角φ及黏聚力c對(duì)上限支護(hù)力的影響。

1 南昌地區(qū)典型地質(zhì)條件

王凌等[11]根據(jù)南昌地鐵1—4號(hào)線地質(zhì)條件的統(tǒng)計(jì)分析指出，南昌地區(qū)為典型上軟下硬二元結(jié)構(gòu)地層，復(fù)合地層斷面為上覆砂、下伏泥質(zhì)粉砂巖。上覆砂層為強(qiáng)滲透性地層，最大滲透系數(shù)可達(dá)4.65×10-2cm/s，且黏聚力小，結(jié)構(gòu)松散，土體強(qiáng)度較低，易受刀盤擾動(dòng)發(fā)生塑性流砂現(xiàn)象，一般采用滿艙推進(jìn)；下伏泥巖黏聚力較高，土體強(qiáng)度較大，自穩(wěn)性較好，可采用無(wú)支撐敞開式推進(jìn)，且隨著埋深的變化，泥巖復(fù)合比例也不盡相同。因此，當(dāng)盾構(gòu)在復(fù)合地層中掘進(jìn)時(shí)，上下地層間較大的物理力學(xué)性質(zhì)差異極易引發(fā)掌子面處土體失穩(wěn)，誘發(fā)地表沉降，對(duì)周圍建(構(gòu))筑物安全產(chǎn)生隱患。南昌地區(qū)盾構(gòu)隧道典型地層剖面如圖1所示。

上覆砂層由于顆粒級(jí)配不同，其內(nèi)摩擦角存在顯著差異，內(nèi)摩擦角隨著粒徑的增大而增大。需要指出的是，除細(xì)砂外，其余類型砂土黏聚力基本為0，原因是南昌地區(qū)細(xì)砂上部往往為高黏聚力的粉質(zhì)黏土層，與細(xì)砂存在不同程度的復(fù)合，導(dǎo)致細(xì)砂層黏聚力存在較大范圍波動(dòng)。南昌地鐵盾構(gòu)區(qū)間土層常規(guī)參數(shù)如表1所示。

本文以南昌地區(qū)典型上軟下硬復(fù)合地層斷面為例，探討淺埋隧道中不同泥巖復(fù)合比例下掌子面極限支護(hù)力上限解變化規(guī)律及破壞模式以及不同埋深、巖土體參數(shù)對(duì)支護(hù)力上限解的影響。

表1 南昌地鐵盾構(gòu)區(qū)間土層常規(guī)參數(shù)統(tǒng)計(jì)

2 極限分析模型

2.1 極限分析理論

極限分析理論源自塑性力學(xué)中的剛塑性問題分析。該方法可避開傳統(tǒng)有限元彈塑性迭代求解過程，直接解得極限狀態(tài)下極限荷載分布與速度場(chǎng)，極大地減小求解難度，縮短求解時(shí)間。極限分析分為上限解與下限解，2類解的不同之處在于上限解為滿足位移邊界條件下的求解值，而下限解為滿足應(yīng)力邊界條件下的求解值。其中，上限定理認(rèn)為根據(jù)巖土體破壞的充分條件，可求解極限荷載的上限值，得到無(wú)窮多組上限解，但實(shí)際上結(jié)構(gòu)在極限狀態(tài)下已經(jīng)破壞，因此選取最小上限解作為極限荷載，該值為最接近實(shí)際的極限荷載[12]。

圖2示出由表面基礎(chǔ)試驗(yàn)測(cè)得的塑性破壞現(xiàn)象及極限荷載位移曲線。如圖所示，荷載位移曲線包括彈性、彈塑性、塑性及土體強(qiáng)化或幾何變形導(dǎo)致的土體工作強(qiáng)化階段，其中荷載再次增加段(稱之為強(qiáng)化階段)是由于土體工作強(qiáng)化，或者是由于幾何改變所引起的基礎(chǔ)承載的強(qiáng)化段，應(yīng)力可超出初始屈服面。假定土體為理想塑性介質(zhì)并忽略幾何變形，隨著位移趨于無(wú)窮大，荷載仍為常數(shù)不變，由此解得的荷載即為塑性極限荷載，對(duì)于大變形或物理塑性破壞荷載適用性表現(xiàn)良好[13]。

2.2 模型的建立與參數(shù)取值

本文采用三維有限單元巖土極限分析軟件Optum G3對(duì)淺埋隧道中不同泥巖復(fù)合比例下掌子面極限支護(hù)力上限解進(jìn)行分析。該軟件內(nèi)置的極限分析模塊可通過上、下限混合極限分析法快速得到極限狀態(tài)下掌子面臨界支護(hù)壓力上限值，計(jì)算效率高于傳統(tǒng)有限元軟件，且可避免有限元或有限差分方法中通過尋找支護(hù)壓力-開挖面位移曲線的拐點(diǎn)來(lái)確定臨界支護(hù)壓力的不確定性。

圖2 典型塑性破壞現(xiàn)象及極限荷載定義[13]

如圖3所示，建立Optum G3三維極限分析模型。由于盾構(gòu)隧道開挖模型在隧道軸線方向上具有對(duì)稱性，為提升計(jì)算效率，只取隧道半邊進(jìn)行研究。隧道直徑D=6 m，一次性開挖土體至9 m位置，對(duì)隧道四周側(cè)壁施加徑向約束，限制其徑向位移。綜合已有研究對(duì)模型尺寸的定義[14-17]，為消除邊界條件影響，模型長(zhǎng)邊方向?yàn)?D，短邊方向?yàn)?D，隧道拱底與模型下表面距離為0.5D。模型上表面設(shè)置為自由，下表面限制水平及豎向位移，側(cè)面限制水平位移，采用自適應(yīng)4節(jié)點(diǎn)四面體單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，單元數(shù)量取10 000個(gè)，迭代次數(shù)為3次，選用混合求解器進(jìn)行迭代求解。土體破壞服從Mohr-Coulomb屈服準(zhǔn)則，上覆礫砂，下伏泥質(zhì)粉砂巖，參數(shù)選取如表2所示，數(shù)據(jù)來(lái)源于南昌地鐵4號(hào)線地勘報(bào)告。

圖3 Optum G3三維極限分析模型

表2 土體物理力學(xué)參數(shù)

2.3 模型驗(yàn)證

已有學(xué)者[16-18]利用理論模型和數(shù)值模型，計(jì)算了復(fù)合地層中掌子面支護(hù)壓力下限解，本文通過Optum G3建立復(fù)合地層中同工況下的三維極限分析模型，驗(yàn)證模型的有效性。一次性開挖隧道至9 m處，凍結(jié)內(nèi)部土體單元，對(duì)側(cè)壁施加法向約束以模擬襯砌對(duì)土體支撐作用，掌子面施加荷載乘子模擬均布支護(hù)壓力，隧道直徑D=6 m。

圖4(a)示出上、下土層分布關(guān)系，隧道中心線位于兩土層交界處，保持下層土體參數(shù)不變，通過改變上層土內(nèi)摩擦角來(lái)反映掌子面極限支護(hù)力變化情況。圖4(b)示出不同內(nèi)摩擦角下極限支護(hù)壓力下限值變化曲線。當(dāng)下層土參數(shù)一定時(shí)，隨著上層土內(nèi)摩擦角的增加，極限支護(hù)壓力下限值不斷減小，模擬結(jié)果的曲線走勢(shì)與前人研究結(jié)論基本一致，吻合較好，表明所建模型準(zhǔn)確可靠。

(a) 驗(yàn)證模型土層相對(duì)位置關(guān)系

(b) 上層土不同內(nèi)摩擦角下極限支護(hù)力下限值變化

3 參數(shù)分析

3.1 不同復(fù)合程度影響分析

盾構(gòu)在復(fù)合地層中掘進(jìn)時(shí)，由于掌子面不同類型巖土體的物理力學(xué)性質(zhì)差異極大，伴隨著不同類巖土體復(fù)合比的變化，將顯著影響開挖斷面壓力分布。本節(jié)分別探討了復(fù)合地層中全斷面礫砂，巖砂比為0.25、0.5、0.75，全斷面泥巖這5類情況下掌子面極限支護(hù)力上限解的變化規(guī)律。

3.1.1 對(duì)支護(hù)力的影響

隨著掌子面泥巖占比逐漸提高，支護(hù)力上限值不斷增大，如圖5所示。當(dāng)泥巖占比小于0.5時(shí)，變化較為平緩；當(dāng)大于這一值后，支護(hù)力上限值迅速增大。表明在泥巖比例未超過一半時(shí)，同一埋深下，掌子面支護(hù)壓力主要受礫砂控制，礫砂黏聚力接近于0，掌子面處土體強(qiáng)度變化微弱，因此支護(hù)力上限值幾乎不隨泥巖比例的增多而變化；但當(dāng)泥巖比例超過0.5后，由于泥巖黏聚力較大，隨著泥巖比例的升高，土體強(qiáng)度增幅較大，導(dǎo)致支護(hù)力上限值迅速上升。此外，全斷面泥巖對(duì)應(yīng)支護(hù)力上限解為p1=5 057 kPa，全斷面礫砂對(duì)應(yīng)支護(hù)力上限解為p0=2 397 kPa，兩者差異巨大，p1是p0的2倍多，表明當(dāng)盾構(gòu)從全斷面礫砂進(jìn)入全斷面泥巖后，巖土體自穩(wěn)性明顯變好，安全性明顯提高，實(shí)際施工中可適當(dāng)減小土艙壓力以提高掘進(jìn)速度。

圖5 不同泥巖占比對(duì)上限支護(hù)力的影響

3.1.2 對(duì)失穩(wěn)面的影響

剪切耗散是反映塑性變形強(qiáng)度的指標(biāo)，圖6(a)—(f)展示了復(fù)合地層中泥巖占比0到1再到泥巖超拱頂3 m變化過程中，掌子面剪切耗散云圖的變化特征。由圖可知： 1)當(dāng)掌子面極限支護(hù)力達(dá)到上限值時(shí)發(fā)生被動(dòng)破壞，地表在貫通的失穩(wěn)面頂部產(chǎn)生向上隆起，隆起范圍與失穩(wěn)面縱向最大長(zhǎng)度保持一致，且掌子面含有礫砂時(shí)，發(fā)生失穩(wěn)地層均只在礫砂層，形成局部破壞模式； 2)當(dāng)?shù)貙訔l件為全斷面砂層時(shí)，掌子面破壞點(diǎn)首先出現(xiàn)在拱底部位，自下而上形成漏斗狀破壞面延伸至地表，導(dǎo)致地面發(fā)生隆起； 3)隨著地層中泥巖比例的逐漸增大，砂層比例逐漸減小，復(fù)合地層的總體黏聚力不斷上升，掌子面破壞位置也從拱底向上移動(dòng)。

(a) 泥巖占0%

(b) 泥巖占25%

(c) 泥巖占50%

(d) 泥巖占75%

(e) 泥巖占100%

(f) 地層交界面位于拱頂3 m處

當(dāng)泥巖占比小于0.5時(shí)，掌子面失穩(wěn)破壞點(diǎn)基本發(fā)生在砂層與泥巖交界線處； 而當(dāng)泥巖占比大于0.5后，掌子面失穩(wěn)破壞點(diǎn)向拱底位置移動(dòng)； 當(dāng)?shù)貙咏唤缇€位于拱頂3 m處時(shí)，發(fā)生整體失穩(wěn)?？傮w來(lái)看，當(dāng)泥巖占比小于0.5時(shí)，掌子面最易失穩(wěn)點(diǎn)位于砂層底部，此時(shí)破壞點(diǎn)位置主要受砂層控制； 當(dāng)泥巖占比大于0.5時(shí)，掌子面易失穩(wěn)破壞點(diǎn)出現(xiàn)在隧道中軸線以下，受泥巖控制。

3.2 不同參數(shù)影響分析

隧道埋深比、土體黏聚力、內(nèi)摩擦角的改變將顯著影響掌子面極限支護(hù)力[2-3]。為探究這些參數(shù)變化對(duì)不同泥巖比例下上限支護(hù)力的影響，設(shè)計(jì)了3組參數(shù)分析模型，如圖7所示。第1組控制覆土c、φ值相同，探究埋深比C/D=0.25、0.5、0.75、1時(shí)不同泥巖比例下支護(hù)力上限解變化；第2組控制覆土埋深C、φ值相同，探究覆土黏聚力c=1、10、20、30 kPa對(duì)不同泥巖比例下支護(hù)力上限解的影響；第3組控制埋深C和覆土黏聚力c相同，探究?jī)?nèi)摩擦角φ=25°、30°、35°、40°時(shí)，對(duì)不同泥巖比例下支護(hù)力上限解的影響。

(a) (b) (c)

3.2.1 埋深比影響分析

盾構(gòu)掘進(jìn)過程中，泥巖比例的改變往往伴隨著埋深的變化，本節(jié)探究不同埋深比下，泥巖比例的變化對(duì)上限支護(hù)力影響，其余參數(shù)均保持不變。如圖8所示，極限支護(hù)壓力隨著埋深比的增加不斷升高，且埋深越大，增長(zhǎng)的幅度越大。當(dāng)C/D=0.25時(shí)，隨著泥巖占比不斷提高至0.75之前，極限支護(hù)力基本保持穩(wěn)定，但當(dāng)超過0.75后，極限支護(hù)力迅速上升；隨著埋深的增加，泥巖占比對(duì)極限支護(hù)力的敏感性顯著上升 ，當(dāng)C/D=1時(shí)，極限支護(hù)力只在泥巖占比小于0.25時(shí)基本保持穩(wěn)定，但超過0.25后便快速增長(zhǎng)，且隨著泥巖占比的上升，極限支護(hù)力增長(zhǎng)的速度不斷加快，斜率顯著增大。

圖8 不同埋深比下泥巖比例對(duì)極限支護(hù)力的影響

利用MATLAB三維曲線擬合工具CFTOOL對(duì)不同埋深下，泥巖比例對(duì)上限支護(hù)力影響進(jìn)行分析。自變量x、y分別為泥巖占比、埋深比C/D，應(yīng)變量z為極限支護(hù)力，選擇Polynomial函數(shù)。為方便工程計(jì)算應(yīng)用，同時(shí)保證計(jì)算精度，多項(xiàng)式自變量最高次項(xiàng)擬定為3次，擬合結(jié)果曲面如圖9所示，殘差R2為0.99，數(shù)據(jù)點(diǎn)均布于曲面附近，得到簡(jiǎn)化計(jì)算方法如式(1)所示。

f(x,y)=66.9+946.3x+1 472y-7 815x2+

1 157xy+493.7y2+8 910x3-915.9x2y+

553.8xy2+305.5y3。

(1)

圖9 埋深比影響擬合曲面

為驗(yàn)證計(jì)算公式的正確性，取上覆土c=1 kPa，φ=25°時(shí)，C/D=0.6、0.9的情況下極限支護(hù)壓力上限解與模擬結(jié)果作對(duì)比，結(jié)果如圖10所示。由圖可知，曲線走勢(shì)基本一致，擬合結(jié)果良好。

圖10 埋深比影響下極限支護(hù)力計(jì)算方法驗(yàn)證

3.2.2 內(nèi)摩擦角影響分析

復(fù)合地層掘進(jìn)過程中，伴隨著泥巖比例的改變，還會(huì)出現(xiàn)多種砂層變化交匯的情況，土體的內(nèi)摩擦角也會(huì)發(fā)生顯著改變。針對(duì)這類復(fù)雜的地質(zhì)條件，有必要研究不同土體物理力學(xué)參數(shù)對(duì)極限支護(hù)力上限解的變化。

不同砂土的內(nèi)摩擦角會(huì)隨著粒徑發(fā)生變化，粒徑越大，摩擦角也越大，因此本節(jié)探究不同內(nèi)摩擦角下，泥巖比例的變化對(duì)上限支護(hù)力的影響。如圖11所示，不論在何種泥巖占比情況下，極限支護(hù)力均隨著內(nèi)摩擦角的增大而增大，且當(dāng)泥巖比例超過75%后，內(nèi)摩擦角對(duì)極限支護(hù)力的影響變得微弱，主要原因是隨著泥巖比例的升高，砂土含量不斷降低，此時(shí)極限支護(hù)力主要取決于占掌子面比例較高的泥巖?？傮w來(lái)看，極限支護(hù)力仍然隨著泥巖占比的提高而不斷提升，直至進(jìn)入全斷面泥巖地層后，極限支護(hù)力值趨于一致。

圖11 不同內(nèi)摩擦角下泥巖比例對(duì)極限支護(hù)力的影響

利用MATLAB三維曲線擬合工具CFTOOL分析不同內(nèi)摩擦角下，泥巖比例對(duì)上限支護(hù)力的影響。x、y分別為泥巖占比、內(nèi)摩擦角φ，z為極限支護(hù)力，其余同上節(jié)。擬合結(jié)果如圖12所示，殘差R2為0.99，得到簡(jiǎn)化計(jì)算方法如式(2)所示。

f(x,y)=2 361-444.3x+58.4y+357.1x2+

21.8xy-y2+2 710x3-31.5x2y+0.1xy2+0.015y3。

(2)

圖12 內(nèi)摩擦角影響擬合曲面

計(jì)算公式驗(yàn)證過程同上，取埋深比C/D=1，上覆土c=1 kPa時(shí)，φ=28°、38°情況下極限支護(hù)壓力上限解與模擬結(jié)果作對(duì)比，結(jié)果如圖13所示。由圖可知，曲線擬合良好，驗(yàn)證了計(jì)算公式的正確性。

圖13 內(nèi)摩擦角影響下極限支護(hù)力計(jì)算方法驗(yàn)證

3.2.3 黏聚力影響分析

盾構(gòu)在砂層-泥質(zhì)粉砂巖復(fù)合地層掘進(jìn)過程中，上覆于砂土之上的黏土層往往會(huì)與砂層交匯，而黏土的黏聚力較大，當(dāng)砂層中混有不同程度的黏土?xí)r，往往會(huì)導(dǎo)致砂層的黏聚力發(fā)生改變。本節(jié)針對(duì)南昌地區(qū)黏土與砂土交匯復(fù)合地層，探究不同黏聚力情況下，泥巖比例對(duì)上限支護(hù)壓力的影響。

如圖14所示，總的來(lái)看，隨著泥巖占比的不斷增大，同一黏聚力下掌子面極限支護(hù)力穩(wěn)步上升； 隨著黏聚力的不斷增大，極限支護(hù)力基本符合線性上升規(guī)律，不同泥巖比例下高黏聚力與低黏聚力值對(duì)應(yīng)的極限支護(hù)力差值基本保持恒定，特別是當(dāng)泥巖比例小于75%且其他條件不變時(shí)，極限支護(hù)力大小基本取決于上覆土的黏聚力大小。

圖14 不同黏聚力下泥巖比例對(duì)極限支護(hù)力的影響

同3.2.2節(jié)利用CFTOOL工具繪制不同黏聚力下，泥巖比例對(duì)上限支護(hù)力影響圖，自變量x、y分別為泥巖占比、黏聚力c，應(yīng)變量z為極限支護(hù)力，擬合結(jié)果如圖15所示。殘差R2為0.99，得到簡(jiǎn)化計(jì)算方法如式(3)所示：

f(x,y)=23 880-10 710x-2 206y+1 622x2+

570.4xy+68.06y2+7 424x3-233.1x2y-

6xy2-0.65y3。

(3)

圖15 黏聚力影響擬合曲面

計(jì)算公式驗(yàn)證同上，取上覆土C/D=1、φ=35°時(shí)，c=5、15 kPa情況下極限支護(hù)壓力上限解與模擬結(jié)果作對(duì)比，結(jié)果如圖16所示。由圖可知，曲線擬合良好，計(jì)算方法準(zhǔn)確可靠。

圖16 黏聚力影響下極限支護(hù)力計(jì)算方法驗(yàn)證

4 結(jié)論與討論

本研究以南昌地區(qū)盾構(gòu)開挖常見斷面“上覆砂層-下臥泥質(zhì)粉砂巖”復(fù)合地層為例，通過Optum G3極限分析模型，探究了淺埋隧道中，不同泥巖比例下掌子面極限支護(hù)力上限解與破壞模式的變化情況。同時(shí)，分析隧道埋深比、內(nèi)摩擦角及黏聚力的變化對(duì)極限支護(hù)力的影響，并擬合得到對(duì)應(yīng)的計(jì)算公式，主要結(jié)論如下：

1)復(fù)合地層盾構(gòu)隧道開挖過程中，隨著泥巖占比的不斷提高，掌子面極限支護(hù)力上限解不斷增大。當(dāng)泥巖比例低于50%時(shí)，增長(zhǎng)平緩，極限支護(hù)力取決于上覆砂土性質(zhì)； 大于這一值后，支護(hù)壓力迅速上升，極限支護(hù)力取決于下部泥巖性質(zhì)。

2)復(fù)合地層掌子面破壞模式顯著區(qū)別于均質(zhì)土層，泥巖比例小于50%時(shí)，掌子面最易失穩(wěn)點(diǎn)出現(xiàn)在砂層底部，即與泥巖交界面處。該點(diǎn)位置隨泥巖比例的增加而上升，當(dāng)泥巖比例大于50%后，易失穩(wěn)點(diǎn)出現(xiàn)在隧道中心位置，此時(shí)失穩(wěn)點(diǎn)位置不再隨泥巖比例的上升而變化。

3)復(fù)合地層掌子面極限支護(hù)壓力隨著隧道埋深比、上覆砂土內(nèi)摩擦角及黏聚力的增大不斷升高，且埋深越大，增長(zhǎng)的幅度越大，當(dāng)泥巖比例大于75%后，不同黏聚力下的極限支護(hù)力趨于接近。

目前，對(duì)于上下性質(zhì)差異較大的復(fù)合地層中，掌子面破壞模式發(fā)展過程及最終可能發(fā)生的局部破壞效應(yīng)研究較少，后續(xù)可針對(duì)失穩(wěn)模式進(jìn)一步開展機(jī)制性研究，另本文暫未考慮地下水影響，可對(duì)地下水滲流影響下復(fù)合地層掌子面極限支護(hù)壓力進(jìn)行研究。