張子新 ，張 帆

（1.同濟(jì)大學(xué) 地下建筑與工程系，上海，200092；2.中國礦業(yè)大學(xué) 深部巖土力學(xué)與地下工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 徐州 221116）

1 引 言

TBM（tunnel boring machine）作為一種專門用于開挖地下通道工程的大型高科技施工裝備，以其高效、安全、環(huán)保等優(yōu)點(diǎn)，自20 世紀(jì)70年代以來，已越來越廣泛地應(yīng)用于國內(nèi)外的地鐵、城市給排水、鐵路、公路等重大工程建設(shè)中。

TBM 按照掘進(jìn)地層可分為巖石隧道掘進(jìn)機(jī)和軟土隧道掘進(jìn)機(jī)（盾構(gòu)機(jī)）。對(duì)于軟土隧道掘進(jìn)來說，開挖面支護(hù)壓力的大小直接影響著開挖面的穩(wěn)定和地表變形，對(duì)于保證施工安全及控制對(duì)周邊環(huán)境的影響十分重要。因此，確定合適的開挖面支護(hù)壓力，歷來都是軟土TBM 隧道施工中的一個(gè)重要問題。

目前，國內(nèi)外學(xué)者從微觀、宏觀角度對(duì)開挖面失穩(wěn)機(jī)制進(jìn)行了分析，提出了許多開挖面失穩(wěn)模型及支護(hù)壓力計(jì)算方法。

微觀失穩(wěn)理論以土體顆粒單元為對(duì)象進(jìn)行失穩(wěn)機(jī)制研究。其中較為著名的有Davis 等[1]提出的評(píng)價(jià)開挖面局部穩(wěn)定的模型及李昀[2]在該模型基礎(chǔ)上考慮開挖面支護(hù)壓力梯度的改進(jìn)模型。

宏觀失穩(wěn)理論基于極限分析理論對(duì)開挖面破壞機(jī)制進(jìn)行研究。其中最為經(jīng)典的是Horn 提出的三維楔形體模型[3]，后續(xù)學(xué)者提出的錐體失穩(wěn)模型[4]、M-M 模型[5]、圓臺(tái)-轉(zhuǎn)角模型[6-7]諸多改進(jìn)模型大多基與此。

然而，盡管目前已有諸多相關(guān)計(jì)算模型，但大多數(shù)方法對(duì)應(yīng)的計(jì)算過程都極為繁瑣，且局限于特定的地層環(huán)境條件，缺乏普遍適用性，難以廣泛地應(yīng)用到實(shí)際工程中。因此，探究一種高效、便捷的方法，通過已有的計(jì)算模型及理論實(shí)現(xiàn)對(duì)實(shí)際工程中開挖面支護(hù)壓力的計(jì)算，以更好地對(duì)比各計(jì)算方法的優(yōu)缺點(diǎn)及改進(jìn)其適用性，對(duì)于更好地理解開挖面物理力學(xué)特性及指導(dǎo)實(shí)際施工都具有十分重要的意義。

基于此，本文針對(duì)軟土地層TBM 開挖面支護(hù)壓力精確計(jì)算的難題，充分考慮復(fù)合地層特點(diǎn)及TBM 開挖面的失穩(wěn)破壞特征，采用改進(jìn)的三維楔形體模型、M-M 模型以及圓臺(tái)-轉(zhuǎn)角模型進(jìn)行了復(fù)合地層TBM 開挖面支護(hù)壓力的可視化計(jì)算，實(shí)現(xiàn)了工程參數(shù)的便捷輸入及開挖面支護(hù)壓力的高效計(jì)算。并結(jié)合實(shí)際工程實(shí)例，分析了不同計(jì)算方法在不同地層條件下的適用性，討論了土體自穩(wěn)性對(duì)開挖面穩(wěn)定支護(hù)壓力的影響。

2 軟土地層開挖面支護(hù)壓力計(jì)算方法

根據(jù)開挖面失穩(wěn)破壞機(jī)制的不同，開挖面支護(hù)壓力的計(jì)算模型主要分為微細(xì)觀分析模型和宏觀力學(xué)分析模型，本文重點(diǎn)分析工程尺度的宏觀模型。其中，宏觀力學(xué)分析模型中最為著名的是1961年由Horn 提出的三維楔形體模型[3]（見圖1），該模型力學(xué)概念明確，簡單實(shí)用。但只適用于砂性土地層的開挖面支護(hù)壓力計(jì)算，對(duì)于黏性土地層的計(jì)算誤差較大。

圖1 Horn 三維楔形體模型Fig.1 Horn's three-dimensional sliding wedge model

2.1 三維楔形體模型的改進(jìn)

在Horn 的三維楔形體模型的基礎(chǔ)上，許多后續(xù)學(xué)者對(duì)其進(jìn)行了改進(jìn)。例如，Jancsecz 等[8]在Horn模型的基礎(chǔ)上進(jìn)行了修正，考慮了楔形體上部土柱土壓力拱的影響，并采用該模型來分析盾構(gòu)隧道開挖面的極限支護(hù)壓力；Anagnostou 等[9]假定泥膜不透水，研究了地層抗剪強(qiáng)度、地層滲透系數(shù)、泥水黏度、泥水重度、泥水壓力、隧道幾何尺寸及開挖面穩(wěn)定安全系數(shù)的相互關(guān)系；同時(shí)，又基于Horn的楔形體模型，提出了在均質(zhì)各向同性地層中，分別適用于土壓平衡式盾構(gòu)及泥水式盾構(gòu)的三維開挖面穩(wěn)定支護(hù)壓力的計(jì)算方法[10-11]。

Broere[12]總結(jié)相關(guān)學(xué)者的模型，提出將上述計(jì)算模型拓展于成層地基條件下，分析泥水平衡盾構(gòu)及土壓平衡式盾構(gòu)施工極限支護(hù)壓力，并考慮了泥水滲入地層的時(shí)間效應(yīng)及地下水滲流產(chǎn)生的滲透力作用對(duì)開挖面穩(wěn)定安全系數(shù)的影響。但對(duì)于復(fù)合地層，尤其是上覆土體的擾動(dòng)土壓力影響尚缺乏深入的分析。

2.2 土體分層的考慮

上述模型大多都假定地層為單一、均質(zhì)的土體，或通過按土層厚度加權(quán)的方法將復(fù)合地層轉(zhuǎn)化為單一地層，缺乏對(duì)土體分層所帶來影響的考慮。

胡欣雨等[5]基于已有學(xué)者的一系列離心機(jī)試驗(yàn)成果、數(shù)值模擬結(jié)果及工程實(shí)測數(shù)據(jù)，將土層分層情況及上部覆土層松動(dòng)土壓力的影響考慮在內(nèi)，提出了分層楔形體模型（M-M 模型），并推導(dǎo)出其解析解。

Hu 等[6-7]基于國內(nèi)外已有文獻(xiàn)的試驗(yàn)、數(shù)值模擬及現(xiàn)場觀測結(jié)果，針對(duì)黏性土開挖面支護(hù)壓力計(jì)算問題，將Horn 三維楔形體模型修正為圓臺(tái)-轉(zhuǎn)角模型，并綜合考慮塌落失穩(wěn)及冒頂失穩(wěn)兩種破壞模式，給出了開挖面穩(wěn)定支護(hù)壓力的上、下限解。

2.3 開挖面支護(hù)壓力計(jì)算公式

本文針對(duì)軟土復(fù)合地層的特點(diǎn)，提出了改進(jìn)三維楔形體模型、M-M 模型和圓臺(tái)-轉(zhuǎn)角模型（見圖2～圖4），并進(jìn)行了比較分析。具體的模型和計(jì)算公式推導(dǎo)如下：

2.3.1 改進(jìn)的三維楔形體模型

圖2 改進(jìn)的三維楔形體模型Fig.2 Modified three-dimensional sliding wedge model

該模型假定開挖面失穩(wěn)的破壞機(jī)制為三維楔形體（見圖2）。圖中，H為覆土厚度，D為隧道開挖直徑，Hw為地下水位標(biāo)高，通過對(duì)極限狀態(tài)下的滑動(dòng)楔塊進(jìn)行受力分析，得出穩(wěn)定開挖面的最小支護(hù)壓力，計(jì)算公式為

式中：G為滑動(dòng)楔塊自重；V為棱柱體對(duì)滑動(dòng)楔塊的豎向作用力；T為斜滑動(dòng)面ABFE 上的剪力；Ts為豎直滑動(dòng)面ADE、BCF 上的剪力；ω為楔塊滑移面與豎向平面的夾角；c為黏聚力。

通過變換ω 得到的P的極大值即為開挖面的臨界支護(hù)壓力下限解Pcr。

考慮到深埋隧道土拱效應(yīng)的影響，豎向壓力可按Janseen[13]提出的倉筒理論，并結(jié)合Terzaghi 豎向應(yīng)力折減公式進(jìn)行計(jì)算，即

對(duì)于復(fù)合地層，作用于滑動(dòng)楔塊上的豎向應(yīng)力可通過逐層迭代進(jìn)行求解。

如圖3 所示，按覆土中土體類型將上部土柱劃分成多段，對(duì)于每一層，都可以通過式（3）算得作用于下一層上部的豎向應(yīng)力。

式中：i=1,2,…,n，其中n為覆土的層數(shù)；γi、ci、φi分別為第i 層土體的重度、黏聚力、內(nèi)摩擦角；Zi1-、 Zi分別為第i 層土體上、下邊界所對(duì)應(yīng)的深度。

圖3 豎向應(yīng)力的迭代求解Fig.3 Iterative computation of vertical stress

該方法可以考慮覆土的分層，但對(duì)于楔塊體部分仍按照均一化后的單一均質(zhì)地層進(jìn)行計(jì)算，因此，該模型較適用于均質(zhì)地層。

2.3.2 M-M 模型

M-M 模型（modified wedge stability model and modified Terzaghi model），該模型考慮了開挖面失穩(wěn)時(shí)塌落土體的滑移角，將三維楔形體模型中上部棱柱體改為棱臺(tái)體，如圖4 所示。

圖4 M-M 模型Fig.4 M-M model

該模型考慮了滑動(dòng)楔塊的分層影響，獲得的計(jì)算表達(dá)式為

其中，η(i)=sinθi-cosθitanφ(i),η(′i)=cosθi+sinθi,tanφ(i)式中各量含義如圖5 所示。

圖5 滑動(dòng)楔塊第i 層單元受力的二維表示Fig.5 Two-dimensional representation of loading applied to ith layer of N-layer sliding wedge

同樣地，根據(jù)地層土體類型將上部棱臺(tái)體進(jìn)行劃分，再通過考慮滑動(dòng)傾角的修正Terzaghi 公式進(jìn)行每一段棱臺(tái)體的豎向應(yīng)力計(jì)算，即可迭代求得最終作用于開挖面楔塊體上的豎向應(yīng)力，如圖6 所示。

圖6 豎向壓力求解示意Fig.6 Solution of vertical stress

該模型通過試驗(yàn)和數(shù)值分析，滑移角可取α=π/4+φ/2以確定開挖面最小的支護(hù)壓力Pcr。此外，M-M 模型上部滑落土體為棱柱體，比較適合于均質(zhì)和非均質(zhì)的黏性土層。

2.3.3 圓臺(tái)-轉(zhuǎn)角模型

圓臺(tái)-轉(zhuǎn)角模型假定開挖面破壞體由M-I和M-II 兩個(gè)模塊組成（見圖7）。在空間上坍塌區(qū)域整體近似為上方削平的圓錐形M-I 模塊，下方區(qū)域類似轉(zhuǎn)角，即M-II 模塊與上方M-I 模塊光滑連接。開挖面破壞由靠近隧道底部開始誘發(fā)，并逐漸延伸至地表，最終形成漏斗形坍塌。

圖7 圓臺(tái)-轉(zhuǎn)角失穩(wěn)模型Fig.7 Round-elbow instability model

基于該模型得到的開挖面支護(hù)壓力表達(dá)式為

式中：ψ為考慮黏聚力后等效內(nèi)摩擦角[14]；δ 取為N 與水平方向夾角；2B為松動(dòng)區(qū)寬度，按2B=D/tan(π/8+φ/4)進(jìn)行取值；σv為M-I 對(duì)M-II的豎向作用應(yīng)力。

圖8 圓臺(tái)-轉(zhuǎn)角模型極限受力分析Fig.8 Limit equilibrium analysis for round-elbow model

此外，該模型對(duì)于豎向應(yīng)力σv的求解同樣采用分層迭代的方法，如圖8 所示。對(duì)于第i 層土體，單元體內(nèi)的豎向應(yīng)力可表示為

式中：C0,i由該單元體受力邊界條件確定；αi、ci、φi、 γi、k0,i分別為第i 層土體的滑移角、黏聚力、內(nèi)摩擦角、重度及水平側(cè)壓力系數(shù)；η為滑移面上土體的側(cè)摩擦力利用程度系數(shù)，取1 表示下滑破壞，取-1 表示冒頂破壞。

3 軟土地層開挖面支護(hù)壓力可視化計(jì)算與分析

針對(duì)軟土復(fù)合地層的特點(diǎn)，基于上述所建立的理論模型，為便于計(jì)算和分析，本文將TBM 開挖面臨界支護(hù)壓力的計(jì)算進(jìn)行了可視化分析，并偏安全地采用了水土分算的方式進(jìn)行計(jì)算。

3.1 可視化軟件功能介紹

通過計(jì)算機(jī)編程，實(shí)現(xiàn)了基于C#.NET 的可視化計(jì)算程序(TBM Studio)。程序的主要功能包括：

（1）土體計(jì)算參數(shù)及施工參數(shù)的窗口交互；

（2）地層分布信息的交互及可視化表現(xiàn)；

（3）開挖面極限支護(hù)壓力的多方法快捷計(jì)算；

（4）地層信息、施工參數(shù)、計(jì)算結(jié)果等文件的計(jì)算機(jī)本地存儲(chǔ)和讀寫。

3.2 計(jì)算參數(shù)輸入

需要輸入的參數(shù)主要包括施工區(qū)段各地層的計(jì)算參數(shù)及分布信息。

（1）地層的計(jì)算參數(shù)

地層計(jì)算參數(shù)包括地層標(biāo)識(shí)ID、土體總重度γ、有效黏聚力c′、有效內(nèi)摩擦角φ′、靜止土壓力系數(shù)K0及可視化表現(xiàn)顏色Color 組成。所有地層計(jì)算可在圖9 所示窗口中實(shí)現(xiàn)數(shù)據(jù)的快速編輯。

圖9 地層計(jì)算參數(shù)展示窗口Fig.9 Display window of soil parameters

（2）地層分布信息

地層的分布信息可根據(jù)施工圖紙中獲得。具體計(jì)算時(shí)可將施工區(qū)間按照地勘鉆孔位置分為多個(gè)斷面，并逐一獲得各界面的掘進(jìn)里程坐標(biāo)、地表標(biāo)高、盾構(gòu)埋深及各地層埋深等相關(guān)信息。

復(fù)合地層各斷面的信息可由圖10 所示窗口實(shí)現(xiàn)便捷編輯。

圖10 地層信息編輯窗口Fig.10 Strata edit window

（3）施工及模型相關(guān)計(jì)算參數(shù)

盾構(gòu)直徑、地表超載、水位線標(biāo)高、圓臺(tái)-轉(zhuǎn)角計(jì)算模型中土體摩擦利用程度參數(shù)η 以及M-M 計(jì)算模型中的楔底寬度Dr等在內(nèi)的相關(guān)模型參數(shù)可在圖11 所示的計(jì)算窗口輸入。

3.3 可視化計(jì)算

可視化計(jì)算窗口的斷面列表中列出了相關(guān)施工區(qū)段的所有斷面。通過點(diǎn)擊操作，可對(duì)所選斷面的地層信息進(jìn)行可視化表現(xiàn)，如圖11 所示。

開挖面臨界支護(hù)壓力的計(jì)算以各斷面為單元個(gè)體進(jìn)行，相關(guān)計(jì)算參數(shù)也可根據(jù)需求作臨時(shí)調(diào)整，最終結(jié)果為隊(duì)列中所有已選斷面計(jì)算結(jié)果的匯總。

圖11 可視化計(jì)算窗口Fig.11 Visual calculation window

3.4 結(jié)果輸出

計(jì)算結(jié)果以斷面標(biāo)識(shí)、掘進(jìn)里程坐標(biāo)、各計(jì)算模型對(duì)應(yīng)結(jié)果的形式輸出到文本文件中。此外，記錄文件可與Excel 實(shí)現(xiàn)交互，便捷地實(shí)現(xiàn)圖表的制作。

4 工程實(shí)例分析

為了驗(yàn)證本文所建立模型的可靠性和進(jìn)行對(duì)比分析，這里給出了作者參與的兩個(gè)工程實(shí)例的計(jì)算結(jié)果。

4.1 實(shí)例1：Alaskan Way 隧道

（1）工程概況

Alaskan Way Viaduct Replacement Tunnel 是美國在建的一條連接西雅圖南區(qū)（SoDo）和南湖聯(lián)合區(qū)（South Lake Union）的17.3 m 大直徑隧道，上下層雙車道布局，采用日本生產(chǎn)的EPB 盾構(gòu)，是目前世界上最大的土壓平衡盾構(gòu)隧道。隧道全長3.2 km（2 英里），工程投資42.5 億美元，用于替換20 世紀(jì)50年代修建的高架路，由于經(jīng)過多次地震后該高架路已不再適合繼續(xù)使用。同時(shí)該隧道的建成能承擔(dān)附近安全性能不再滿足要求的Battery Street Tunnel 的交通流量，因此，對(duì)改善交通具有十分重要的意義。該工程于2013年下半年動(dòng)工，預(yù)計(jì)2016年上半年竣工，隧道整體布局如圖12 所示。

圖12 Alaskan Way Tunnel 平面布局及縱向埋深分布Fig.12 Plan layout and vertical distribution for Alaskan Way Tunnel

該隧道為超大斷面開挖面，要穿越典型的復(fù)合地層，主要特點(diǎn)為：

①隧道直徑大達(dá)17.3 m，為目前世界上最大的土壓平衡盾構(gòu)隧道。由此開挖面拱頂和底部存在巨大壓力差值，同時(shí)開挖面同時(shí)穿越多層性質(zhì)差異較明顯的地層，開挖面穩(wěn)定性較中小隧道復(fù)雜。隧道全長3.2 km（2 英里），掘進(jìn)距離長，加上其經(jīng)受多次冰川作用的影響，縱向地層變異性比較明顯，在掘進(jìn)過程中需考慮由此產(chǎn)生的影響。

② 根據(jù)工程地勘報(bào)告，西雅圖地區(qū)至少受到多達(dá)6 次嚴(yán)重的冰川作用，而隧道所在軸線處穿越地層主要為冰川作用后的冰磧土，目前沒有關(guān)于這方面的盾構(gòu)經(jīng)驗(yàn)，具有非常大的工程挑戰(zhàn)性，Alaskan Way Tunnel 工程的掘進(jìn)將填補(bǔ)此類工程的空缺。

③影響隧道開挖面穩(wěn)定的另一主要因素為該隧道靠近艾略特灣（Elliott bay），地下水水頭高，超出地表達(dá)1 m 左右。工程中在確定盾構(gòu)土艙壓力參數(shù)時(shí)，由于隧道橫斷面地層差異明顯，滲透系數(shù)差異較大，而水、土分算和水、土合算確定的設(shè)計(jì)值差異巨大，因此，成為影響工程抉擇的一項(xiàng)難題。

④ 隧道覆土厚度較淺，為22.3 m，僅為隧道直徑的1.3 倍左右，因此，對(duì)周邊環(huán)境影響控制成為工程中關(guān)注的另一個(gè)重要焦點(diǎn)。而且由于該隧道在原有高架路下面施工，地表車流密度較大，更給工程帶來嚴(yán)峻挑戰(zhàn)。

（2）開挖面支護(hù)壓力計(jì)算

根據(jù)項(xiàng)目地勘資料，各地層的計(jì)算參數(shù)選取如表1 所示。

表1 阿拉斯加隧道穿越地層土體參數(shù)Table 1 Geotechnical parameters for Alaskan way tunnel

通過可視化計(jì)算程序得到的該隧道在3 種方法下的臨界支護(hù)壓力值如圖13 所示。

（3）結(jié)果分析

①下限解對(duì)比分析

3 種模型對(duì)應(yīng)的下限解較為接近。其中，用圓臺(tái)-轉(zhuǎn)角模型計(jì)算得到的支護(hù)壓力下限解最大，三維楔形體模型次之，而M-M 模型得到的下限解最小。

圖13 不同方法計(jì)算結(jié)果比較Fig.13 Comparison among calculated results by different methods

本實(shí)例穿越的地層中，編號(hào)為4、7 的兩層土的黏聚力及內(nèi)摩擦角都較大，而隧道開挖面前近一半的土體都屬于這兩個(gè)地層，其本身的自穩(wěn)性較好。

M-M 模型考慮了隧道掘進(jìn)前方滑動(dòng)楔塊的分層效應(yīng)，較為充分地考慮了4、7 地層的自穩(wěn)性，因此，得到了較小的臨界支護(hù)壓力下限值；其他兩種算法則通過按地層厚度加權(quán)將開挖面前土體均一化處理，在一定程度上折減了土體的力學(xué)強(qiáng)度，沒有充分考慮地層的自穩(wěn)性，得到了較大的臨界支護(hù)壓力下限值。

② 圓臺(tái)-轉(zhuǎn)角模型上、下限解分析

按照?qǐng)A臺(tái)-轉(zhuǎn)角模型得到的支護(hù)壓力上、下限解之比約為2，反映了較大的安全支護(hù)壓力跨度范圍。

根據(jù)該模型的假定，在上、下限解的求解中，滑動(dòng)面?zhèn)饶ψ枇Ψ謩e發(fā)揮增加、減小上部覆土重量的作用。造成上、下限解跨度較大的原因也可以歸結(jié)為穿越的地層具有較好的自穩(wěn)性。

4.2 實(shí)例2：錢江隧道

（1）工程背景

錢江隧道位于著名的觀潮勝地海寧鹽官鎮(zhèn)上游約2.5 km 處，北岸位于嘉興海寧市鹽官鎮(zhèn)，南岸位于杭州市蕭山區(qū)，隧道與錢塘江河道呈垂直相交，隧道外徑為15.43 m，全長4.45 km。

錢江隧道場地位于浙北平原區(qū)，為錢塘江河口沖海（湖）積平原地貌，根據(jù)沉積環(huán)境、軟土與粉土分布、土層層序特征，錢塘江過江隧道沿線可細(xì)劃為江北岸海積平原區(qū)、錢塘江河床區(qū)及江南岸沖海積平原區(qū)3個(gè)沉積地貌單元。整個(gè)隧道穿越的地層分布如圖14 所示。

錢江隧道工程地下水主要體現(xiàn)為潛水和承壓水，其中潛水主要賦存于沿線淺部人工填土及江中、江南淺部的粉、砂性土層內(nèi)，地下水分布連續(xù)，其富水性和透水性具有各向異性，特別是錢塘江兩岸的地表填土層，透水性良好，下部粉性土層透水性弱。

圖14 錢江隧道三維地層圖Fig.14 Three dimensional profile of strata around Qianjiang tunnel

（2）開挖面支護(hù)壓力計(jì)算

錢江隧道穿越各地層物理力學(xué)參數(shù)指標(biāo)如表2所示。

刀盤主要穿越的地層為4-1、4-2、5-2、5-3 及5-4 粉質(zhì)黏性土，自穩(wěn)性較差。

根據(jù)施工圖紙將施工區(qū)段各斷面地層信息綜合分析，地表超載取為20 kPa，可得全區(qū)段極限支護(hù)壓力下限值（塌落）結(jié)果如圖15 所示。

表2 錢江隧道穿越地層物理力學(xué)參數(shù)Table 2 Physical and mechanical parameters of strata crossed by Qianjiang tunnel

圖15 不同方法計(jì)算結(jié)果Fig.15 Results of different methods

（3）結(jié)果分析

①根據(jù)工程實(shí)測地表沉降數(shù)據(jù)，在江岸施工段上，大部分測點(diǎn)均為隆起狀態(tài)，即工程實(shí)設(shè)支護(hù)壓力偏保守。本實(shí)例中，三維楔形體模型的計(jì)算結(jié)果與工程實(shí)設(shè)值以及區(qū)段上的靜水壓力都較接近。反映出土體有效應(yīng)力低，對(duì)滑動(dòng)楔塊上豎向作用力的貢獻(xiàn)較小。

② 采用M-M 模型得到的支護(hù)壓力下限解高于工程實(shí)設(shè)值，較為安全。造成這種結(jié)果的主要是因?yàn)槎軜?gòu)除在江南岸區(qū)段有3-2 粉砂土層穿越外，刀盤面主要穿越地層為4-1、4-2、5-2、5-3 及5-4 粉質(zhì)黏性土，地層土體的自穩(wěn)性相對(duì)較差?；瑒?dòng)楔塊的分層偏保守地考慮了這一不利因素，致使支護(hù)壓力的下限解值明顯高于其他兩種方法。

③采用圓臺(tái)-轉(zhuǎn)角模型得到的上、下限解均低于工程實(shí)設(shè)值。說明模型的假定或參數(shù)的選取仍需根據(jù)工程復(fù)合地層情況進(jìn)行調(diào)整。

5 結(jié) 論

（1）改進(jìn)的三維楔形體模型的支護(hù)壓力下限解受地層自穩(wěn)性影響較小，結(jié)果相對(duì)穩(wěn)定、保守。

（2）M-M 模型受地層自穩(wěn)性的影響較大。在土體力學(xué)參數(shù)較好的地層中，該方法能充分地發(fā)揮土體的自穩(wěn)性，使得到的結(jié)果偏小；在自穩(wěn)性較差的地層中，則偏保守地考慮了過多的上部覆土，造成相對(duì)安全的結(jié)果。進(jìn)一步可以考慮按地層特性及覆土深度對(duì)上部棱臺(tái)體尺寸進(jìn)行適當(dāng)修正，以使M-M模型能夠更為廣泛地應(yīng)用到開挖面支護(hù)壓力計(jì)算中。

（3）圓臺(tái)-轉(zhuǎn)角模型受地層自穩(wěn)性影響也比較明顯，充分考慮了復(fù)合地層的成層及不同土體特性。但在土體力學(xué)參數(shù)較好的地層中尚缺乏對(duì)地層自穩(wěn)性的充分利用，且在力學(xué)參數(shù)較差的地層中還需有效地分析上部覆土的豎向作用力影響。此外，還可考慮對(duì)上部圓臺(tái)體的受力特性進(jìn)行改進(jìn)，以提高該模型在不同地層條件下的適用性。

本文所建立的3 種模型各有優(yōu)缺點(diǎn)，相信隨著計(jì)算模型及方法的不斷改進(jìn)，可視化程序?qū)?huì)能更加有效地確定出適合實(shí)際工程的開挖面支護(hù)壓力計(jì)算模型，并為工程實(shí)踐提供更加實(shí)用、有價(jià)值的指導(dǎo)。

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