王國富，孫捷城，路林海，王渭明，王　丹

(1.山東科技大學(xué) 土木工程與建筑學(xué)院，山東 青島　266590；2.濟(jì)南軌道交通集團(tuán)有限公司，山東 濟(jì)南　250101)

隨著城鎮(zhèn)區(qū)域化進(jìn)程和城市軌道交通的快速發(fā)展，越來越多的地鐵盾構(gòu)隧道不可避免地穿越巖—土—水復(fù)雜地質(zhì)環(huán)境。該環(huán)境中巖—土介質(zhì)不均勻土壓力、多相介質(zhì)界面效應(yīng)、地下水滲流作用等特點(diǎn)成為了困擾施工安全的關(guān)鍵難題。尤其在巖—土—水突變地質(zhì)界面中，圍巖由巖質(zhì)突變?yōu)楦凰涴ね粱蛏巴粒瑒偠蕊@著減小，同時(shí)孔隙水壓力劇增，若不及時(shí)調(diào)整盾構(gòu)隧道開挖面支護(hù)壓力，極易造成刀盤前方土壓失衡，誘發(fā)開挖面涌水突泥、盾構(gòu)姿態(tài)偏移、地層大變形等工程災(zāi)害[1-5]。因此，研究突變地質(zhì)界面下盾構(gòu)隧道開挖面支護(hù)壓力的變化特征和圍巖失穩(wěn)模式，對開挖面穩(wěn)定性控制與災(zāi)害預(yù)防設(shè)計(jì)具有重要的理論與實(shí)踐意義。

目前，關(guān)于開挖面支護(hù)壓力的研究主要集中在單一地質(zhì)體[6-10]或水平成層地質(zhì)條件[11-13]，而對豎向突變地質(zhì)界面的盾構(gòu)開挖面穩(wěn)定性研究還鮮見報(bào)道。因此，本文基于筒倉理論，建立適用于突變地質(zhì)界面的梯形棱柱體極限平衡模型，推導(dǎo)開挖面支護(hù)壓力計(jì)算公式；以濟(jì)南軌道交通R1線隧道下穿臘山河為工程背景，進(jìn)行實(shí)例計(jì)算分析，并結(jié)合數(shù)值模擬，研究開挖面距突變地質(zhì)界面不同距離(簡稱界面距離)時(shí)的開挖面破壞模式和圍巖變形分布特征，揭示極限支護(hù)應(yīng)力與界面距離的演化規(guī)律，并探討地質(zhì)界面前后的黏聚力、內(nèi)摩擦角和界面傾角等因素對開挖面穩(wěn)定性的影響。

1　開挖面極限支護(hù)壓力分析

1.1　建立梯形棱柱體極限平衡模型

在盾構(gòu)隧道開挖面穩(wěn)定性分析模型中，目前應(yīng)用最廣泛的是基于筒倉理論的楔形棱柱體模型[7]。然而，在突變地質(zhì)界面附近，受強(qiáng)弱地質(zhì)體力學(xué)性質(zhì)差異的影響，將產(chǎn)生沿界面滑移的破壞，隧道開挖面穩(wěn)定性分析模型由楔形體模型轉(zhuǎn)化為梯形體模型，為此提出梯形棱柱體極限平衡模型，其模型簡圖及極限受力情況如圖1所示。

圖1(a)中：AOFE-BCF′E′為梯形滑動(dòng)體；OABC為隧道的等效開挖面；EE′M′M為地質(zhì)界面；IJJ′I′為地下水位；MKK′M′為地表面；β為梯形體的滑動(dòng)破裂角。

圖1(b)中：P為盾構(gòu)刀盤作用于開挖面的總支護(hù)壓力；F為棱柱體作用于梯形體上的力；G為梯形體自重；T1，T2，T3分別為對應(yīng)面上的總剪力；N1，N3分別為作用于對應(yīng)面上的總壓力；L為棱柱體邊長；D為隧道直徑。

圖1　梯形棱柱體極限平衡模型

在建立梯形棱柱體極限平衡模型及分析過程中，進(jìn)行如下假設(shè)。

(1) 土體在地質(zhì)界面前、后是均質(zhì)，且各向同性、剛塑性材料，服從Mohr-Coulomb破壞準(zhǔn)則，滑裂面的抗剪強(qiáng)度τ的計(jì)算公式為

τ=c+σtanφ

(1)

式中：c為土體黏聚力；σ為剪切面上的正應(yīng)力；φ為土體內(nèi)摩擦角。

(2) 在穿越地質(zhì)界面過程中，開挖面破壞范圍由梯形體和棱柱體組成，模型后側(cè)邊界總是為沿強(qiáng)弱地質(zhì)界面的滑移面，即棱柱體邊長隨盾構(gòu)掘進(jìn)而逐步減小，其邊長L為變量。

(3) 梯形體與開挖面的接觸面為正方形，其邊長等于隧道直徑D。

(4) 梯形體傾斜面及豎直面上的豎向應(yīng)力隨深度呈線性遞增分布。

1.2　開挖面極限支護(hù)壓力計(jì)算公式推導(dǎo)

根據(jù)圖1(b)所示的梯形體平面受力圖，當(dāng)開挖面前方土體處于極限平衡狀態(tài)時(shí)，建立梯形體水平與豎直方向的受力平衡方程為

P+T1sinβ+2T2sinβ=N1cosβ+N3

(2)

F+G=T1cosβ+2T2cosβ+N1sinβ+T3

(3)

由式(3)得

(4)

將式(4)代入式(2)并整理得

(5)

式中各參數(shù)計(jì)算過程如下。

1) 梯形體自重G

(6)

式中：γ為土體飽和重度；SAOFE為AOFE平面的面積。

2) 棱柱體作用于梯形體上的力F

F=σvSOCF′F=σvDL

(7)

式中：σv為棱柱體作用于梯形體的豎向應(yīng)力；SOCF′F為OCF′F平面的面積。

根據(jù)太沙基松動(dòng)土壓力理論[14]，并將其擴(kuò)展到含有地質(zhì)界面的三維條件下。假設(shè)形成的柱體松動(dòng)區(qū)的長度為L，寬度為D，在埋深為z處土體微元的受力模型如圖2所示。圖2中：q為地面超載；w為土體微元自重；σh和τ′分別為土體微元側(cè)面的正應(yīng)力與剪應(yīng)力。

圖2　松動(dòng)土壓力計(jì)算模型

由圖2可知，松動(dòng)土體微元的豎向受力平衡方程為

σvS+γSdz=(σv+dσv)S+Dτdz+2Lτdz+Dτ′dz

(8)

式中：S為微元體的上表面積，S=DL。

又因?yàn)?/p>

τ=c+σhtanφ=c+λlσvtanφ

τ′=c′+σhtanφ′=c′+λlσvtanφ′

式中：c′和φ′分別為界面后土體的黏聚力和內(nèi)摩擦角，λl為棱柱體的側(cè)壓力系數(shù)。

則式(8)可改寫為

(9)

解式(9)一階非齊次常系數(shù)微分方程得

(10)

其中，

式中：A0為待定常數(shù)。

(11)

將式(11)代入式(10)得

(12)

當(dāng)存在地下水且不考慮滲流作用時(shí)，開挖面僅受到靜水壓力的作用，則式(12)應(yīng)改寫為

qe-P0H

(13)

其中，

3) 梯形體傾斜面ABE′E上的剪力T1

根據(jù)文獻(xiàn)[7]和假設(shè)(4)，梯形體傾斜面ABE′E上的總剪力為

菌核病是油菜生長過程中最為常見的一種病蟲害，菌核病主要是在油菜生長初期發(fā)病，一般高發(fā)于油菜開花期，秋播油菜由于受到氣溫等自然因素的影響，菌核病的發(fā)病期一般會(huì)有不同程度的延長。油菜感染菌核病的主要表現(xiàn)為植物葉片的邊緣明顯發(fā)黃，中間會(huì)生長出不規(guī)則的黃褐色圓斑，受菌核病感染越重，圓斑顏色越深，會(huì)逐漸變成灰褐色斑點(diǎn)，還會(huì)導(dǎo)致油菜莖表皮破裂，如不加以防治，會(huì)導(dǎo)致油菜發(fā)黃枯死。

(14)

將式(4)代入式(14)解得

(15)

4) 梯形體豎直面AOFE與BCF′E′上的剪力T2

根據(jù)假設(shè)(4)豎向應(yīng)力隨深度的增加呈線性遞增，則剪力T2的計(jì)算簡圖如圖3所示。

由圖3可知，滑動(dòng)面AOFE(BCF′E′)上某一深度的豎向應(yīng)力為

(16)

圖3　剪力T2計(jì)算簡圖

則作用于AOFE微元面上的剪力為

dT2=[c+λσv(z)tanφ]ds

(17)

對式(17)進(jìn)行積分得總剪力為

(18)

將式(16)代入式(18)進(jìn)行積分計(jì)算并整理得

(19)

5) 梯形體豎直面EE′F′F上的剪力T3、壓力N3

豎直面EE′F′F上的應(yīng)力分布及其計(jì)算過程與剪力T2類似，則可推導(dǎo)得

(20)

對于壓力N3，由于界面后主要為細(xì)砂土等非黏性土，采用水土分算可得

(21)

將式(6)、式(7)、式(13)、式(15)、式(19)—式(21)代入式(5)，可得突變地質(zhì)界面下盾構(gòu)隧道開挖面極限支護(hù)壓力P的計(jì)算式為

(22)

該梯形棱柱體模型適用于開挖面接近地質(zhì)界面時(shí)，即0≤L≤Dtanβ，當(dāng)盾構(gòu)隧道開挖面距地質(zhì)界面較遠(yuǎn)或已經(jīng)穿越地質(zhì)界面時(shí)，可以采用常規(guī)的楔形體模型計(jì)算。

對于某一特定工程，盾構(gòu)尺寸及土體參數(shù)均為不變量，則由式(22)可知，極限支護(hù)壓力P僅與破裂角β和梯形體長度L這2個(gè)變量有關(guān)，可表示為

(23)

2　工程實(shí)例計(jì)算分析

為驗(yàn)證本文提出的穿越突變地質(zhì)界面時(shí)盾構(gòu)隧道開挖面極限支護(hù)壓力計(jì)算方法的可靠性，以濟(jì)南軌道交通R1線盾構(gòu)隧道下穿臘山河段巖—土—水多相介質(zhì)環(huán)境為工程背景進(jìn)行計(jì)算分析。

2.1　工程概況

濟(jì)南軌道交通R1線王府莊站—大楊莊站區(qū)間隧道在K21+811.0至K21+892.0處下穿臘山河，臘山河寬60 m，水深約5 m，河底距隧道頂端約9.4 m。在距離河堤前約40 m處有1條明顯的巖石與土體交界的地質(zhì)界面，界面傾角為60°～85°，穿越段地質(zhì)界面如圖4所示，盾構(gòu)機(jī)由巖石介質(zhì)掘進(jìn)至土體介質(zhì)，Hw和H分別為隧道頂部到地下水位和地表的距離。界面前地質(zhì)主要為中風(fēng)化灰?guī)r巖質(zhì)，巖石強(qiáng)度較高，密度大，透水性弱；界面后地貌形態(tài)為厚沖積平原，地層主要為雜填土、黃土、粉質(zhì)黏土、細(xì)砂土、黏土、膠結(jié)砂和卵石等[15]。各地層分布及物理力學(xué)參數(shù)見表1。

表1　地層及支護(hù)體物理力學(xué)參數(shù)

隧道開挖采用土壓平衡盾構(gòu)機(jī)，總長l=9.4 m，開挖直徑為6.67 m，管片為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，環(huán)寬1.2 m，外徑D0=6.4m，內(nèi)徑D1=5.8 m。

圖4　盾構(gòu)穿越地質(zhì)界面簡化模型

2.2　計(jì)算結(jié)果分析

盾構(gòu)隧道開挖面極限支護(hù)應(yīng)力為

(24)

依據(jù)該工程地質(zhì)體的力學(xué)參數(shù)，編制計(jì)算機(jī)程序計(jì)算不同破裂角β和梯形體長度L下的開挖面極限支護(hù)應(yīng)力。

1) 滑塊破裂角β的影響

破裂角β與梯形體長度L具有一定相關(guān)關(guān)系，為了便于分析不同L下β的變化情況，定義梯形體長度比k為

(25)

分別繪制梯形體長度比k=0.2，0.4，0.6，0.8，1.0下σp-β的關(guān)系曲線如圖5所示。由圖5可以看出：極限支護(hù)應(yīng)力隨k值的減小而不斷增大，且變化趨勢更加平緩，當(dāng)k=1時(shí)，即L=Dtanβ，極限分析模型為常規(guī)的楔形棱柱體，其變化趨勢與文獻(xiàn)[16—18]模型試驗(yàn)所得結(jié)果較吻合，從側(cè)面驗(yàn)證了本文推導(dǎo)的梯形體模型的可靠性；不同k值下極限支護(hù)應(yīng)力與破裂角關(guān)系具有相似的變化規(guī)律，隨著破裂角的增大，開挖面極限支護(hù)應(yīng)力先增大后減小，約在β=34°時(shí)支護(hù)應(yīng)力達(dá)到峰值，即為極限支護(hù)應(yīng)力σp所對應(yīng)的破裂角，該角度與秦建設(shè)[9]對滑塊傾角的假設(shè)β=45°-φ/2相一致。

圖5不同梯形體長度比時(shí)極限支護(hù)應(yīng)力與破裂角的關(guān)系曲線

(2) 梯形體長度L的影響

圖6為β=34°時(shí)L與σp的關(guān)系曲線。由圖6可以看出：開挖面極限支護(hù)應(yīng)力隨著梯形體長度L的減小而逐漸增大，說明盾構(gòu)由巖質(zhì)進(jìn)入土體過程中，開挖面越接近地質(zhì)界面，維持開挖面穩(wěn)定的極限支護(hù)應(yīng)力越大，通過數(shù)據(jù)擬合得到其表達(dá)式為

σp=3.9L2-60.86L+226.73

0≤L≤Dtanβ

(26)

圖6　極限支護(hù)應(yīng)力與梯形體長度的關(guān)系曲線

3) 地質(zhì)界面前后的極限支護(hù)應(yīng)力分布

為了便于描述開挖面極限支護(hù)應(yīng)力與界面距離的關(guān)系，進(jìn)行無量綱歸一化處理，引入界面距離比和支護(hù)應(yīng)力比[8]的概念，計(jì)算公式分別為

(27)

(28)

式中：ε為界面距離比；δ為支護(hù)應(yīng)力比；x為盾構(gòu)掘進(jìn)至某一位置時(shí)開挖面與地質(zhì)界面的距離，σ0為隧道中心處的靜止土壓力。

結(jié)合本工程參數(shù)，計(jì)算得到界面附近不同界面距離比時(shí)的極限支護(hù)應(yīng)力比，如圖7所示，圖中ε<0表示盾構(gòu)開挖面尚未到達(dá)地質(zhì)界面，ε>0表示盾構(gòu)開挖面已經(jīng)穿越地質(zhì)界面。

圖7　地質(zhì)界面前后的極限支護(hù)應(yīng)力比分布

由圖7可得如下結(jié)論。

(1)當(dāng)界面距離比ε<-1時(shí)，盾構(gòu)完全處于巖石介質(zhì)中，其開挖面穩(wěn)定尚未受到地質(zhì)界面的影響，按照適用于均質(zhì)地層的楔形棱柱體模型[7]進(jìn)行計(jì)算，得到在巖質(zhì)中的開挖面極限支護(hù)應(yīng)力比為0.12。

(2)當(dāng)-1≤ε≤0時(shí)，開挖面破壞模式由楔形體轉(zhuǎn)化為梯形體，極限支護(hù)應(yīng)力比開始逐步增大，其擬合公式為

δ=0.25ε2+0.92ε+0.79-1≤ε≤0

(29)

特別在ε=0(開挖面到達(dá)地質(zhì)界面)時(shí)，極限支護(hù)應(yīng)力達(dá)到峰值，其支護(hù)應(yīng)力比為0.79，因此在該階段應(yīng)嚴(yán)格控制開挖面支護(hù)壓力，避免發(fā)生涌水突泥事故。

(3)當(dāng)ε>0(開挖面穿過地質(zhì)界面)后，開挖面極限支護(hù)應(yīng)力回到穩(wěn)定狀態(tài)，其開挖面破壞模式轉(zhuǎn)化為常規(guī)的楔形棱柱體模型，計(jì)算得到在砂土中的極限支護(hù)應(yīng)力比為0.22。

3　穿越突變地質(zhì)界面時(shí)盾構(gòu)隧道開挖面穩(wěn)定性的數(shù)值分析

3.1　計(jì)算模型建立

采用FLAC進(jìn)行數(shù)值模擬。模型的長×寬×高為60 m×60 m×50 m，上邊界為自由面，四周受水平約束，底面為豎向約束。隧道圍巖采用Mohr-Coulomb準(zhǔn)則，管片襯砌采用實(shí)體彈性模型，盾尾注漿通過提高其加固區(qū)圍巖參數(shù)來模擬。計(jì)算模型如圖8所示，地層及支護(hù)體的物理力學(xué)參數(shù)見表1所示。

圖8　計(jì)算模型

3.2　計(jì)算結(jié)果分析

結(jié)合圖7的界面距離比影響范圍，分別對開挖面距離地質(zhì)界面的距離為6.4(x=D)，4.3(x=Dtanβ)，2，1，0 m和穿越界面后2 m共6種工況進(jìn)行分析。

1) 開挖面破壞模式分析

當(dāng)支護(hù)應(yīng)力為40 kPa時(shí)開挖面圍巖的變形等值線圖如圖9所示。由圖9可知：隨著開挖面距離地質(zhì)界面越來越近，開挖面前方的圍巖變形逐漸增大；當(dāng)距離地質(zhì)界面6.4 m時(shí)，基本不受界面效應(yīng)的影響，圍巖最大變形量為10.1 mm；當(dāng)距離地質(zhì)界面4.3 m時(shí)，受巖—土界面效應(yīng)的影響使圍巖變形增大，最大變形達(dá)14.7 mm，增幅為45.5%；當(dāng)距離地質(zhì)界面2 m時(shí)，圍巖發(fā)生劇烈變形，開挖面破壞模式受界面作用轉(zhuǎn)化為梯形體，變形范圍主要集中于前方梯形區(qū)域；當(dāng)開挖至地質(zhì)界面時(shí)，破壞模式轉(zhuǎn)變?yōu)榈湫偷男ㄐ误w，最大變形已超過750 mm，開挖面已發(fā)生失穩(wěn)破壞，說明在接近地質(zhì)界面時(shí)，支護(hù)應(yīng)力40 kPa遠(yuǎn)不能確保開挖面穩(wěn)定。

圖9　不同界面距離下的開挖面破壞模式

2) 圍巖位移分布特征

為進(jìn)一步分析地質(zhì)界面附近圍巖變形情況，布置測點(diǎn)如圖10所示，計(jì)算得到各測點(diǎn)的圍巖位移分布如圖11所示。

圖10　地質(zhì)界面周圍測點(diǎn)布置

由圖11可知：A和B測點(diǎn)的變形均隨開挖面距離地質(zhì)界面的減小而逐漸增大，當(dāng)與地質(zhì)界面的距離小于2 m時(shí)，變形量急劇增大，在接近地質(zhì)界面時(shí)，變形量超過100 mm，開挖面發(fā)生失穩(wěn)破壞；C和D測點(diǎn)的沉降值隨界面距離的減小而增大，穿越地質(zhì)界面后，沉降基本保持平穩(wěn)，說明開挖面失穩(wěn)破壞影響區(qū)域主要為前方范圍，對拱頂上方影響相對較小。

圖11　各測點(diǎn)處圍巖變形分布

3) 開挖面極限支護(hù)應(yīng)力的變化

圖12為開挖面支護(hù)應(yīng)力比與A點(diǎn)水平位移的關(guān)系曲線。由圖12可以看出：不同界面距離時(shí)A點(diǎn)水平位移均隨支護(hù)應(yīng)力比的減小而增大，且各曲線初始段(0.5≤δ≤1)的斜率隨距界面距離的減小而逐漸增大，說明越靠近地質(zhì)界面，受界面效應(yīng)的影響越顯著，隧道圍巖的擾動(dòng)敏感性越強(qiáng)，開挖面穩(wěn)定性越不易控制。

4) 解析解與數(shù)值解對比分析

取圖12中曲線斜率突然增大位置所對應(yīng)的支護(hù)應(yīng)力比為極限支護(hù)應(yīng)力比，繪制不同界面距離下的極限支護(hù)應(yīng)力比曲線，并與本文方法得到的解析解進(jìn)行對比，如圖13所示。由圖13可以看出：解析解與數(shù)值解曲線的變化趨勢基本吻合，驗(yàn)證了本文計(jì)算模型的可靠性；在接近地質(zhì)界面時(shí)，數(shù)值解略小于解析解，這是由于本文采用梯形棱柱體模型計(jì)算時(shí)，僅將界面后土體簡化為砂土進(jìn)行參數(shù)加權(quán)平均處理，而數(shù)值模擬中地質(zhì)界面后土體為多層土組成，等效黏聚力和內(nèi)摩擦角有一定偏差；隨開挖面與地質(zhì)界面距離的減小，極限支護(hù)壓力的解析解與數(shù)值解均呈現(xiàn)顯著增大的趨勢，兩曲線擬合公式具有相同的形式，極限支護(hù)應(yīng)力比是關(guān)于界面距離比的二次函數(shù)。

圖12　開挖面支護(hù)應(yīng)力比與A測點(diǎn)水平位移的關(guān)系

圖13　極限支護(hù)應(yīng)力比與界面距離的關(guān)系

綜上所述，突變地質(zhì)界面對開挖面穩(wěn)定性具有顯著影響，在靠近地質(zhì)界面時(shí)，極限支護(hù)應(yīng)力顯著增大，在實(shí)際施工中，應(yīng)充分重視開挖面前方地質(zhì)勘查，及時(shí)調(diào)整盾構(gòu)支護(hù)壓力，以確保開挖面安全、穩(wěn)定。

4　突變地質(zhì)界面影響因素分析

地質(zhì)界面兩側(cè)介質(zhì)的黏聚力、內(nèi)摩擦角及界面傾角等因素對開挖面的力學(xué)行為具有重要影響，采用本文的計(jì)算方法對上述因素進(jìn)行敏感性分析。

4.1　黏聚力與內(nèi)摩擦角的影響

為分析地質(zhì)界面兩側(cè)土體參數(shù)的影響，定義地質(zhì)界面前后的黏聚力比與內(nèi)摩擦角比分別為c和f，設(shè)定巖質(zhì)參數(shù)不變，逐步改變土質(zhì)參數(shù)，得到不同c和f值下的開挖面極限支護(hù)應(yīng)力曲線，如圖14和圖15所示。

圖14　兩介質(zhì)黏聚力比對極限支護(hù)應(yīng)力比的影響曲線

由圖14可知：隨著地質(zhì)界面前后黏聚力比的增大，開挖面的極限支護(hù)壓力也逐漸增大，但增長幅度不明顯；本文的理論計(jì)算結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果基本一致，驗(yàn)證了梯形棱柱體模型的可靠性，臨近地質(zhì)界面時(shí)模擬值略小于理論值，這是由于理論計(jì)算時(shí)將地質(zhì)界面后土層進(jìn)行了平均化處理，致使開挖面變形略小。

由圖15可知：開挖面極限支護(hù)壓力隨地質(zhì)界面前后內(nèi)摩擦角比的增大而增大，當(dāng)f<1時(shí)，極限支護(hù)應(yīng)力比的變化幅度相對較大，且隨著開挖面與界面距離的減小，極限支護(hù)壓力逐漸趨于平穩(wěn)；當(dāng)f≥1時(shí)，內(nèi)摩擦角因素對開挖面穩(wěn)定性的影響相對較小，且極限支護(hù)應(yīng)力比的增長幅度隨f值的增大越來越小。

圖15　兩介質(zhì)內(nèi)摩擦角比對極限支護(hù)應(yīng)力比的影響曲線

4.2　界面傾角的影響

繪制巖—土界面傾角θ為0°，±15°，±30°(0°為界面豎直，逆時(shí)針為正，順時(shí)針為負(fù))5種工況下開挖面極限支護(hù)壓力與界面傾角的關(guān)系曲線，如圖16所示。

圖16　界面傾角對極限支護(hù)應(yīng)力比的影響曲線

由圖16可知：無論界面傾角正向增大(界面傾向于巖質(zhì))還是負(fù)向增大(界面傾向于土質(zhì))，開挖面極限支護(hù)壓力均逐漸增大，說明界面傾斜時(shí)對圍巖穩(wěn)定性的影響比界面垂直時(shí)更加顯著；同一界面距離下，開挖面極限支護(hù)壓力的大小順序?yàn)?0°>-30°>15°>-15°>0°，說明同一界面傾角下，傾向于巖質(zhì)時(shí)所需的開挖面支護(hù)壓力要大于傾向于土質(zhì)時(shí)，即界面傾向于強(qiáng)體介質(zhì)時(shí)開挖面更容易發(fā)生失穩(wěn)破壞。

綜上所述，巖—土界面對開挖面穩(wěn)定性的影響隨著界面前后地質(zhì)體黏聚力、內(nèi)摩擦角差異的增大和界面傾角的增大而顯著增大。

5　結(jié)　論

(1) 在突變地質(zhì)界面附近盾構(gòu)隧道開挖面的穩(wěn)定性與單一介質(zhì)中顯著不同，受地質(zhì)體之間黏聚力、內(nèi)摩擦角、抗剪強(qiáng)度等力學(xué)性質(zhì)差異的影響，將產(chǎn)生沿弱體界面的滑移失穩(wěn)，研究其開挖面破壞模式及圍巖變形特性對施工安全與災(zāi)害預(yù)防具有重要意義。

(2) 基于筒倉理論，采用極限平衡分析法建立了突變地質(zhì)界面下的梯形棱柱體計(jì)算模型，推導(dǎo)了開挖面極限支護(hù)應(yīng)力計(jì)算公式，并進(jìn)行了實(shí)例分析和模擬驗(yàn)證，對比結(jié)果表明本文提出的計(jì)算模型是合理的、可靠的。

(3) 計(jì)算結(jié)果表明，不同梯形體長度比下的極限破裂角大小相同，近似為45°-φ/2；開挖面極限支護(hù)壓力隨界面距離的減小而逐漸增大，當(dāng)界面距離比ε為-1≤ε≤0時(shí)，開挖面的破壞模式由楔形體轉(zhuǎn)化為梯形體，極限支護(hù)應(yīng)力比是關(guān)于界面距離比的二次函數(shù)。

(4) 開挖面極限支護(hù)壓力隨著界面前后地質(zhì)體黏聚力、內(nèi)摩擦角差異的增大而增大，其中黏聚力比c以及內(nèi)摩擦角比f≥1時(shí)對極限支護(hù)應(yīng)力比δ的影響相對較小，當(dāng)內(nèi)摩擦角比f<1時(shí)對δ的影響相對較大。地質(zhì)界面傾斜時(shí)對圍巖穩(wěn)定性的影響比其垂直時(shí)更加顯著，且同一界面傾角下，界面傾向于強(qiáng)體介質(zhì)時(shí)開挖面更容易發(fā)生失穩(wěn)破壞。

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