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(北京工業(yè)大學(xué) 建筑工程學(xué)院，北京　100124)

1　研究背景

隨著我國城市化進程的加快，地下空間開發(fā)成為了工程建設(shè)的重點方向，城市地鐵以及地下管廊工程迎來了大規(guī)模建設(shè)高潮。盾構(gòu)施工以其機械化程度高、施工快速等技術(shù)優(yōu)勢廣泛應(yīng)用于軟土地層的隧道建設(shè)[1]。

在盾構(gòu)機掘進施工過程中，前部壓力艙的支護壓力需要平衡地層處的水土壓力，以維持隧道開挖面穩(wěn)定。支護壓力過小則不能保持穩(wěn)定，容易產(chǎn)生臨空面坍塌；支護壓力過大則前部土體受擠壓易引起地表隆起，影響周圍構(gòu)建筑物安全，同時加劇刀盤磨損，不符合綠色施工要求，因此合理的開挖面支護壓力是隧道安全施工的基本保證[2-3]。

國內(nèi)外學(xué)者主要采用理論分析、試驗研究和數(shù)值模擬等方法開展隧道開挖面穩(wěn)定性分析。理論分析主要以極限平衡為依據(jù)，通過構(gòu)建不同形式的開挖面破壞模型分析極限支護壓力，如三維筒倉模型[4]、楔形體破壞模型[5-6]、平動破壞模型[7]和三維對數(shù)螺旋模型[8]等；試驗研究則主要以模型試驗[9-11]和離心機試驗[12-14]為主，探究開挖面漸進破壞模式和極限支護壓力；在數(shù)值模擬方面，秦建設(shè)等[15]、陳孟喬等[16]、黃正榮等[17-18]、潘建立[2]做了大量研究，模擬采用一次性開挖至研究斷面的方式，且以分析開挖面主動破壞模式為主，而相關(guān)黏性土隧道開挖面被動破壞狀態(tài)的研究還較少。

本文通過數(shù)值建模對軟黏土盾構(gòu)隧道開挖面的被動破壞模式、塑性區(qū)發(fā)展、土層位移進行探究，在此基礎(chǔ)上分析了埋深、直徑和土質(zhì)參數(shù)等對被動極限支護壓力的影響規(guī)律，綜合對比離心模型試驗結(jié)果，確定開挖面支護壓力合理控制范圍。

2　數(shù)值模型的建立及模擬開挖方法

2.1　數(shù)值模型及參數(shù)

基礎(chǔ)數(shù)值模型尺寸為40 m×30 m×30 m(長×寬×高)，隧道直徑4 m，覆土埋深12 m，開挖進尺15 m；邊界除地表面為自由面外，其余均采用位移約束。數(shù)值模型網(wǎng)格劃分如圖1所示。

軟黏土采用Mohr-Coulomb材料，8節(jié)點六面體線性縮減積分C3D8R單元模擬；襯砌厚25 cm，視為鋼筋混凝土彈性材料；土體和襯砌具體參數(shù)取值見表1。

圖1　數(shù)值模型網(wǎng)格劃分

材料密度/(kg·m-3)彈性模量/MPa泊松比黏聚力/kPa內(nèi)摩擦角/(°)軟黏土1 800100.31820襯砌2 5003 4500.2——

2.2　模擬開挖過程

模擬定義被動支護比λ[15]為開挖面中心支護壓力與靜止土壓力比值，以此描述開挖面支護壓力變化。研究黏土盾構(gòu)隧道開挖面被動破壞狀態(tài)的建議模擬方法如下：

(1)由自重應(yīng)力平衡生成基礎(chǔ)數(shù)值模型的初始應(yīng)力場。

(2)以開挖進尺5 m內(nèi)土體彈性模量折減40%模擬施工擾動[19]，計算至穩(wěn)定狀態(tài)；移除模量已折減的土體并激活襯砌支護，同時在開挖面上施加與隧道中心點處靜止土壓力等值的矩形支護壓力，完成一個開挖過程。

(3)經(jīng)過3個開挖過程至分析斷面，在開挖面前部5 m內(nèi)土體模量折減過程中，設(shè)置開挖面支護壓力逐步增大至被動土壓力值，觀測土體變形以及應(yīng)力變化。

3　開挖面被動破壞分析

3.1　開挖面破壞與變形

黏土地層條件下盾構(gòu)隧道施工時，開挖面被動失穩(wěn)破壞會引起隧道周圍土體較為明顯的擾動位移，因此開挖面前部的深層土體位移比地表位移能更為真實地反映開挖面破壞情況?，F(xiàn)以開挖面前部土體為主要研究對象，在隧道拱頂處沿掘進方向布置深層縱向土體位移監(jiān)測點，在開挖面前1 m處取截斷面布置深層橫向土體位移監(jiān)測點，在開挖面上布置中豎線位移監(jiān)測點，結(jié)合數(shù)值模型網(wǎng)格劃分，監(jiān)測點分布如圖2所示。

圖2　模型監(jiān)測點分布

設(shè)置開挖面支護壓力逐步增大至被動土壓力，開挖面前部土體沿掘進方向受擠壓產(chǎn)生變形，不同被動支護比下掌子面中豎線土體監(jiān)測點變形曲線如圖3所示。

圖3　不同被動支護比下開挖面破壞變形曲線

由圖3可知，當(dāng)支護壓力由靜止土壓力不斷增大時，開挖面受擠壓近似以平面形式向前推進，沿掘進方向位移逐漸增大，位移破壞模式呈現(xiàn)“鏟形”狀態(tài)，但并未發(fā)展到地表，開挖面局部位移矢量圖如圖4所示。

圖4　開挖面局部位移矢量圖

不同被動支護比下開挖面最大位移如圖5所示，開挖面前部土體受支護壓力影響向前凹陷變形明顯，前期(λ=1.0～3.0)土體位移變形隨支護壓力增大而近似線性增加；后期(λ=3.0～6.0)相同支護壓力變化引起的土體位移差異則逐步增大，不再呈線性變化，根據(jù)Lee等[20]的雙切線方式確定被動極限支護壓力約為394.3 kPa(被動極限支護壓力比近似為3.65)。

本發(fā)明公開了一種從含鎳鈷溶液中富集鎳鈷的方法。該方法包括以下步驟：S1，向含鎳鈷溶液中加入硫化鈣進行硫化沉淀；以及S2，沉淀生成后，采用水力分級的方式富集得到粗制硫化鎳鈷。應(yīng)用本發(fā)明的技術(shù)方案，先采用硫化劑對含鎳鈷溶液中的鎳鈷進行沉淀，沉淀后采用水力分級的方式富集得到粗制硫化鎳鈷，本方法操作簡單且安全，成本低廉，不外引入金屬離子，環(huán)境友好。公開/公告號：CN108374089A 申請/專利權(quán)人：中國恩菲工程技術(shù)有限公司

圖5　不同被動支護比下開挖面最大位移

3.2　塑性區(qū)形成分析

隨著施加在開挖面上的支護壓力增加，前部土體受擠壓沖切效應(yīng)，在開挖面四周逐步形成環(huán)狀塑性區(qū)，并沿掘進方向向縱深發(fā)展。被動極限支護壓力下開挖面前部土體塑性區(qū)分布如圖6所示。

圖6　被動極限支護壓力下開挖面塑性區(qū)分布

圖7　不同被動支護比下開挖面塑性應(yīng)變曲線

不同被動支護比下開挖面中豎線監(jiān)測點的塑性應(yīng)變曲線如圖7所示。開挖面在四周形成寬度0.5 m左右的環(huán)狀塑性區(qū)，其中周邊塑性應(yīng)變最大，由外向內(nèi)逐漸減?。婚_挖面中部范圍內(nèi)土體受支護力擠壓沿掘進方向發(fā)生凹進位移，但產(chǎn)生的相應(yīng)塑性應(yīng)變很小，且支護壓力變化對受擠壓部分土體塑性應(yīng)變幾乎無影響。

3.3　地層位移分析

不同被動支護比下開挖面前隧道拱頂處的深層縱向土體監(jiān)測點位移曲線及開挖面前1 m處斷面的深層橫向土體監(jiān)測點位移曲線如圖8所示。

圖8　不同被動支護比下深層縱向和橫向監(jiān)測點 位移曲線

由圖8(a)可見，臨空面前土體開挖卸荷，在開挖面上方表現(xiàn)為部分沉降，但同時受支護力擠壓效應(yīng)影響，前方一定范圍內(nèi)土體隨支護壓力增大而逐步產(chǎn)生隆起，其中開挖面前1 m左右處為隆起最大值；距離開挖面越遠，土體受支護力影響越小，當(dāng)距離開挖面>4 m后，土體位移監(jiān)測值幾乎不再變化，即開挖面前部深層縱向土體監(jiān)測位移隨著到開挖面距離的增加總體呈現(xiàn)先增大后減小至穩(wěn)定的趨勢。

由圖8(b)可見，支護壓力增大前期，土體受開挖卸荷影響為主，位移為負值，即變形表現(xiàn)為略微沉降；隨著支護壓力進一步增大，開挖面前部開始出現(xiàn)隆起并不斷增加，隧道中線處隆起值最大，向兩邊逐漸遞減，近似符合正態(tài)分布曲線形式。

4　開挖面被動破壞影響因素分析

4.1　埋深影響分析

研究不同埋深對開挖面被動破壞極限支護壓力的影響，保持土體參數(shù)不變，埋深分別設(shè)置為6 ,9，12，15 m進行計算。不同埋深情況下被動支護比與開挖面最大位移關(guān)系曲線如圖9所示。

圖9　不同埋深下被動支護比與開挖面 最大位移關(guān)系曲線

黏土地層條件下隧道埋深對開挖面位移存在較為明顯的影響，在相同支護壓力比下，埋深越小，開挖面受擠壓產(chǎn)生的位移越小。不同埋深下的被動極限支護壓力見表2，隨隧道埋深的增加，破壞開挖面穩(wěn)定所需的極限支護壓力不斷增大，即淺埋隧道更容易發(fā)生開挖面被動破壞，施工中應(yīng)嚴格控制支護壓力。

表2　不同埋深下的被動極限支護壓力

圖10　不同直徑下被動支護比與開挖面 最大位移關(guān)系曲線

4.2　直徑影響分析

保持初始數(shù)值模型埋深12 m，將隧道直徑分別設(shè)置為3.0，3.5，4.0，4.5 m進行計算。不同隧道直徑下被動支護比與開挖面最大位移關(guān)系曲線如圖10所示，不同隧道直徑下的被動極限支護壓力見表3。

表3　不同隧道直徑下的被動極限支護壓力

支護壓力增大前期(λ=1.0～2.0)，開挖面變形受隧道直徑影響較小，隨著支護力繼續(xù)增大，不同隧道直徑下開挖面變形差異增加。在黏土地層條件下破壞掌子面穩(wěn)定的被動極限支護壓力隨隧道直徑增加而增大，但整體增長幅度較小。

4.3　土體性質(zhì)影響分析

黏土性質(zhì)是影響開挖面被動破壞的重要因素，以Mohr-Coulomb模型為基礎(chǔ)，分別對彈性模量、內(nèi)摩擦角和黏聚力等主要參數(shù)進行模擬分析。

4.3.1彈性模量影響

在初始數(shù)值模型中將土體彈性模量分別設(shè)置為2，4，6，8，10 MPa，考慮掘進開挖過程中土體擾動影響，將彈性模量統(tǒng)一折減40%模擬擾動計算。圖11為不同土體彈性模量下被動支護比與開挖面最大位移關(guān)系曲線，不同彈性模量所對應(yīng)的極限支護壓力見表4。

圖11　不同彈性模量下被動支護比與開挖面 最大位移關(guān)系曲線

由圖11可知，土體彈性模量分別為10，8，6 MPa時，開挖面位移曲線在支護壓力增大前期差異很小，后期隨著支護壓力增加差異逐漸顯現(xiàn)；彈性模量4 MPa的土體變形較彈性模量6～10 MPa的土體差異明顯擴大，曲線整體位于彈性模量為6 MPa土體位移曲線之上，彈性模量為2 MPa土體位移為計算最大值，遠大于其他記錄位移。土體彈性模量越小，表現(xiàn)為地層性質(zhì)越軟，引起被動失穩(wěn)的支護壓力較小，開挖面支護壓力控制不當(dāng)時易產(chǎn)生被動破壞。

4.3.2內(nèi)摩擦角影響

在初始模型中將土體內(nèi)摩擦角分別設(shè)置為20°，24°，28°，32°，36°，計算過程中模擬掘進開挖引起的土體擾動相應(yīng)改為內(nèi)摩擦角折減40%計算。不同土體內(nèi)摩擦角下被動支護比與開挖面最大位移關(guān)系曲線如圖12所示，支護壓力增大前期(λ=1.0～3.0)內(nèi)摩擦角為24°，28°，32°，36°的土體位移曲線差異很小，幾近重合；內(nèi)摩擦角20°的位移變形曲線明顯高于前者；隨著后期支護壓力增加，各曲線差異均勻顯現(xiàn)。不同內(nèi)摩擦角下土體的被動極限支護壓力見表5，土體內(nèi)摩擦角越大，顆粒表面的摩擦力以及土粒間嵌入聯(lián)鎖作用的咬合力越大，有利于增強開挖面穩(wěn)定性，因此被動極限支護壓力隨土體內(nèi)摩擦角增大而增大。

圖12　不同內(nèi)摩擦角下被動支護比與開挖面 最大位移關(guān)系曲線

內(nèi)摩擦角/(°)被動極限支護比λ被動極限支護壓力/kPa203.65394.31243.81411.31283.93424.98324.09441.72364.19452.95

4.3.3黏聚力影響

土體黏聚力分別設(shè)置為12，15，18，21，24 kPa，開挖引起的土體擾動相應(yīng)改為黏聚力折減40%計算。不同土體黏聚力下被動支護比與開挖面最大位移關(guān)系曲線如圖13所示，各曲線幾乎呈現(xiàn)重合狀態(tài)，僅在支護壓力增大后期表現(xiàn)出略微差異。不同土體黏聚力下的被動極限支護壓力見表6，土體黏聚力對開挖面被動破壞極限支護壓力影響很小。

圖13　不同黏聚力下被動支護比與開挖面最大 位移關(guān)系曲線

黏聚力/kPa被動極限支護比λ被動極限支護壓力/kPa123.72401.98153.80410.72183.86417.20213.92423.47243.97429.08

圖14　不同泊松比下被動支護比與開挖面 最大位移關(guān)系曲線

4.3.4泊松比影響

土體泊松比分別設(shè)置為0.30，0.35，0.40，0.45，開挖引起的土體擾動相應(yīng)改為泊松比折減40%計算。不同土體泊松比下被動支護比與開挖面最大位移關(guān)系曲線如圖14所示，同一支護壓力比下，土體泊松比越大，開挖面位移越小。不同土體泊松比下的被動極限支護壓力見表7，隨著土體泊松比增大，開挖面被動破壞極限支護壓力逐步減小。

表7　不同泊松比下的被動極限支護壓力

5　離心模型試驗分析

試驗采用同濟大學(xué)TLJ-150復(fù)合型巖土離心試驗機開展，模型比率為50，即離心機運轉(zhuǎn)穩(wěn)定加速度為50g。鋼板外殼的土箱尺寸為520 mm×320 mm×660 mm(長×寬×高)，盾構(gòu)隧道采用半筒鋁合金制作，埋深24 cm，內(nèi)徑6 cm，外部采用乳膠膜和壓條密封防水，由前部端面布置有2個土壓傳感器的內(nèi)置半圓金屬塊模擬盾構(gòu)機，液壓電機通過金屬桿控制盾構(gòu)機金屬塊逐步向前推進2 cm，記錄土壓傳感器監(jiān)測值隨推進位移的變化，模擬開挖面被動破壞；離心模型試驗如圖15所示，試驗軟黏土經(jīng)離心場排水固結(jié)后參數(shù)見表8。

圖15　離心模型試驗

材料飽和重度/(kN·m-3)彈性模量/MPa泊松比黏聚力/kPa內(nèi)摩擦角/(°)黏土1830.33018

根據(jù)模型比率和相似比原則[21]還原構(gòu)建相應(yīng)數(shù)值模型分析，數(shù)值模擬和離心模型試驗的開挖面支護壓力與位移關(guān)系如圖16所示，其中離心模型試驗開挖面支護壓力取2個土壓傳感器監(jiān)測值的平均值，推進位移等效還原確定。

圖16　被動支護壓力比與隧道開挖面位移曲線圖

由圖16可知，隨著被動支護壓力不斷增大，開挖面向土體方向的位移逐漸增大。數(shù)值模擬曲線前期近似線性增長，后期增長速率逐步變大，由雙切線方式確定極限支護壓力比近似為3.5；當(dāng)λ從1.0逐步增大至1.9時，離心模型試驗曲線與數(shù)值模擬曲線結(jié)果相近，趨勢吻合良好；隨著盾構(gòu)機金屬塊向前推進，λ由1.9增大到2.1時，離心模型試驗曲線出現(xiàn)突變；λ>2.1后，曲線形式變緩趨于穩(wěn)定，根據(jù)離心模型試驗確定極限支護壓力比為1.9。被動破壞極限支護壓力是控制開挖面穩(wěn)定的上限壓力值，為確保盾構(gòu)隧道開挖面施工安全，綜合分析離心模型試驗和數(shù)值模擬結(jié)果，建議黏土地層盾構(gòu)隧道開挖面支護壓力比宜控制在1.0～1.9之間。

6　結(jié)　論

本文對黏土地層中盾構(gòu)隧道開挖面被動破壞進行分析，通過建立數(shù)值模型，在分步開挖的基礎(chǔ)上考慮施工中的土體擾動效應(yīng)，并綜合對比離心模型試驗結(jié)果，得到初步結(jié)論如下：

(1)當(dāng)開挖面上施加的支護壓力由靜止土壓力逐步增大至被動土壓力時，開挖面前部土體受擠壓，表現(xiàn)為鏟形破壞，并在開挖面四周逐步形成環(huán)狀塑性區(qū)，其周邊塑性應(yīng)變最大，由外向內(nèi)逐漸減??；掌子面中部范圍內(nèi)土體受擠壓產(chǎn)生塑性應(yīng)變很小，且對支護壓力變化不敏感。

(2)開挖面前部深層縱向土體監(jiān)測位移隨著到開挖面距離的增加總體呈現(xiàn)先隆起增大后減小直至穩(wěn)定的趨勢；開挖面前1 m處橫斷面的深層橫向土體監(jiān)測位移曲線近似符合正態(tài)分布形式，隧道中線處隆起最大，兩邊的位移逐漸減小。

(3)開挖面位移隨著支護壓力增大而逐漸增大，結(jié)合離心模型試驗和數(shù)值模擬確定黏土地層條件下隧道開挖面支護壓力比可控制在1.0～1.9之間。

(4)隧道埋深和管徑增大會不同程度地引起開挖面被動極限支護壓力增加；地層性質(zhì)是影響極限支護壓力的重要因素，敏感程度依次為彈性模量、內(nèi)摩擦角、泊松比和黏聚力，因此盾構(gòu)隧道施工中應(yīng)對不同開挖土質(zhì)的影響進行充分考慮。