王 俊， 聶 亮， 向 龍， 何 川

(1. 四川省交通運(yùn)輸廳公路規(guī)劃勘察設(shè)計(jì)研究院，四川 成都 610041；2. 西南交通大學(xué) 交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610031)

散粒體介質(zhì)如砂土、砂卵石、碎石土等是我國(guó)城市地鐵隧道建設(shè)中遇到的典型地質(zhì)條件，具有離散性強(qiáng)、膠結(jié)差及點(diǎn)對(duì)點(diǎn)傳力等工程特點(diǎn)，對(duì)外界擾動(dòng)反應(yīng)靈敏。土壓盾構(gòu)在該類(lèi)地層中施工時(shí)，若土倉(cāng)壓力控制不當(dāng)可能誘發(fā)掌子面坍塌，給施工人員、施工機(jī)械以及周?chē)h(huán)境帶來(lái)嚴(yán)重威脅。因此，開(kāi)展散粒體地層土壓盾構(gòu)掘進(jìn)掌子面穩(wěn)定性研究對(duì)我國(guó)城市地鐵建設(shè)和地下空間的深度開(kāi)發(fā)利用具有顯著的工程意義。

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者采用多種手段研究盾構(gòu)隧道掌子面穩(wěn)定性。文獻(xiàn)[1-4]采用極限理論進(jìn)行了隧道掌子面穩(wěn)定性研究，分析時(shí)假設(shè)了應(yīng)力場(chǎng)分布(下限理論)或速度場(chǎng)分布(上限理論)。極限平衡理論在隧道掌子面穩(wěn)定性研究中也得到廣泛的運(yùn)用，該方法需要假定失穩(wěn)區(qū)大小與形狀，如對(duì)數(shù)螺旋曲線(xiàn)[5]、三維楔形體[6-8]以及半球、半圓以及1/4圓[9]等。

文獻(xiàn)[10-13]開(kāi)展模型試驗(yàn)研究了干砂地層中隧道極限支護(hù)壓力與失穩(wěn)區(qū)分布，探討了隧道埋深、土體重度等因素對(duì)掌子面穩(wěn)定性的影響規(guī)律。文獻(xiàn)[14]通過(guò)調(diào)整螺旋出土器轉(zhuǎn)速探討了考慮施工擾動(dòng)條件下砂卵石地層掌子面失穩(wěn)現(xiàn)象。

數(shù)值模擬在隧道掌子面穩(wěn)定性研究中得到了廣泛運(yùn)用。有限元方面，文獻(xiàn)[15]采用PlAXIS研究排水條件下土體內(nèi)摩擦角對(duì)淺埋隧道穩(wěn)定性的影響，結(jié)果表明極限支護(hù)壓力隨內(nèi)摩擦角的增大而減小。文獻(xiàn)[16-17]采用FLAC3D研究考慮滲透力作用條件下盾構(gòu)隧道掌子面穩(wěn)定性。離散元[18]方面，文獻(xiàn)[19]以馬德里地鐵隧道為依托工程，使用PFC3D研究黏土地層土壓盾構(gòu)掘進(jìn)與停機(jī)狀態(tài)下掌子面穩(wěn)定性等。文獻(xiàn)[20-21]采用PFC3D研究了砂土地層土壓盾構(gòu)隧道掘進(jìn)掌子面失穩(wěn)現(xiàn)象。

綜上所述，采用理論分析、模型試驗(yàn)以及數(shù)值模擬等方法研究了盾構(gòu)隧道掌子面穩(wěn)定性，研究?jī)?nèi)容主要集中在極限支護(hù)壓力以及失穩(wěn)區(qū)分布等方面。由于盾構(gòu)開(kāi)挖是十分復(fù)雜的刀盤(pán)-土體相互作用與力學(xué)大變形行為，已有研究基本沒(méi)有引入盾構(gòu)動(dòng)態(tài)掘進(jìn)過(guò)程，忽略了影響掌子面穩(wěn)定性的兩個(gè)重要因素：盾構(gòu)刀盤(pán)切削土體對(duì)地層的擾動(dòng)效應(yīng)、刀盤(pán)面板對(duì)前方土體的支撐作用。前者是誘發(fā)地層失穩(wěn)的重要因素，后者則可以抵擋土體移動(dòng)，增強(qiáng)掌子面穩(wěn)定性。文獻(xiàn)[14]的模型試驗(yàn)考慮了施工擾動(dòng)對(duì)土壓盾構(gòu)掌子面穩(wěn)定性的影響，但限于觀測(cè)手段難以從細(xì)觀角度解釋失穩(wěn)過(guò)程與相應(yīng)機(jī)理，且模型試驗(yàn)需耗費(fèi)較大的人力物力不易開(kāi)展參數(shù)研究。

鑒于此，采用PFC3D[22]開(kāi)展了考慮掘進(jìn)過(guò)程的散粒體地層土壓盾構(gòu)掘進(jìn)掌子面穩(wěn)定性研究。研究分兩步進(jìn)行：(1)以文獻(xiàn)[14]開(kāi)展的室內(nèi)試驗(yàn)為基礎(chǔ)，建立與之匹配的三維離散元模型，通過(guò)對(duì)比兩者間結(jié)果，驗(yàn)證數(shù)值方法的合理性；(2)采用驗(yàn)證的數(shù)值方法建立原型盾構(gòu)機(jī)模型(D=6.0 m)并在典型散粒體地層中開(kāi)挖掘進(jìn)，研究隧道埋深、地層特性以及施工擾動(dòng)等因素對(duì)土壓盾構(gòu)隧道掌子面穩(wěn)定性的影響規(guī)律，并從顆粒運(yùn)動(dòng)層面解釋隧道失穩(wěn)機(jī)理。

1 土倉(cāng)壓力構(gòu)建與盾構(gòu)機(jī)建模

1.1 范祚文模型試驗(yàn)簡(jiǎn)介[14]

范祚文[14]試驗(yàn)中盾構(gòu)外徑D=164 mm，開(kāi)口率η為50%～70%，刀盤(pán)轉(zhuǎn)速Vrot=4 r/min，開(kāi)挖過(guò)程中盾構(gòu)不向前掘進(jìn)。模型盾構(gòu)機(jī)土倉(cāng)后壁安裝土壓力盒以量測(cè)土倉(cāng)壓力，并設(shè)置出土口便于人工出土。模型土主要采用中砂、小粒徑卵石、重晶石粉和水配制，主要力學(xué)參數(shù)為黏聚力c=1.97 kPa、內(nèi)摩擦角φ=43.1°，壓縮模量Es=12 MPa，試驗(yàn)相似比為38.75。模型試驗(yàn)中刀盤(pán)轉(zhuǎn)動(dòng)切削開(kāi)挖面土體并使其進(jìn)入土倉(cāng)，通過(guò)人工出土降低土倉(cāng)壓力模擬支護(hù)壓力不足時(shí)開(kāi)挖面失穩(wěn)過(guò)程。

1.2 土倉(cāng)壓力構(gòu)建

土壓盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程中千斤頂推力通過(guò)承壓隔板傳遞給土倉(cāng)內(nèi)的渣土，渣土壓力作用在掌子面上以抵抗前方水土壓力，當(dāng)兩者平衡時(shí)開(kāi)挖面穩(wěn)定。文獻(xiàn)[23]認(rèn)為土倉(cāng)隔板處的土壓力小于開(kāi)挖面處實(shí)際土壓力，兩者之間存在傳遞系數(shù)，該系數(shù)受開(kāi)口率等因素影響變化規(guī)律復(fù)雜。簡(jiǎn)便起見(jiàn)，實(shí)際運(yùn)用時(shí)該參數(shù)一般按經(jīng)驗(yàn)取值，如文獻(xiàn)[14]在處理試驗(yàn)數(shù)據(jù)時(shí)該系數(shù)取為1.1。故研究隧道穩(wěn)定性時(shí)，若能直接得到掌子面處極限支護(hù)壓力以避免選取傳遞系數(shù)更加合理。土壓盾構(gòu)施工時(shí)需要向渣土中注入添加劑提高渣土的流塑性。改良后的渣土具有良好的流塑性不能受剪，故其對(duì)隧道的支撐效應(yīng)可視為作用在掌子面上的法向力，可將渣土-掌子面土體相互作用簡(jiǎn)化為三維應(yīng)力邊界問(wèn)題。

采用PFC3D內(nèi)置的Fish語(yǔ)言進(jìn)行編程[22]，將土倉(cāng)壓力對(duì)掌子面的支護(hù)效應(yīng)抽象成作用在掌子面顆粒上的指定壓力，構(gòu)建上述應(yīng)力邊界。假設(shè)盾構(gòu)機(jī)體正后方存在一束射向掌子面的平行光，所有能接收到光照的顆粒即為掌子面顆粒，顆粒所受的支護(hù)力與光照面積成正比，見(jiàn)圖1。程序具體實(shí)現(xiàn)時(shí)，假設(shè)在盾構(gòu)機(jī)正后方存在一個(gè)邊長(zhǎng)與盾構(gòu)直徑相等的平面，并對(duì)其進(jìn)行離散化處理，得到一系列晶格，所有的顆粒均沿隧道軸線(xiàn)向離散晶格投影，得到該方向上距對(duì)應(yīng)晶格最近的所有顆粒(即掌子面顆粒)，再根據(jù)顆粒在對(duì)應(yīng)晶格上的投影面積Ap給掌子面顆粒施加指定的支護(hù)力f=pAp(p為倉(cāng)內(nèi)支護(hù)壓力，kPa)。引入該三維動(dòng)態(tài)柔性應(yīng)力邊界可極大地簡(jiǎn)化研究過(guò)程，數(shù)值模型只需考慮盾構(gòu)的掘削系統(tǒng)而不需要考慮渣土改良、螺旋出土器等其他系統(tǒng)，且能給掌子面顆粒施加任意指定的土倉(cāng)壓力，精確研究土壓力對(duì)掌子面穩(wěn)定性的影響。

1.3 土壓盾構(gòu)建模

為了比較數(shù)值模擬與模型試驗(yàn)結(jié)果，建立與室內(nèi)試驗(yàn)相匹配的盾構(gòu)機(jī)數(shù)值模型。由于盾構(gòu)機(jī)體剛度大，采用wall單元對(duì)其進(jìn)行模擬。若采用逐個(gè)輸入wall單元頂點(diǎn)的方法生成目標(biāo)盾構(gòu)機(jī)模型耗費(fèi)大量時(shí)間且易出錯(cuò)。為提高建模效率采用以下步驟生成盾構(gòu)機(jī)模型：

Step1在CAD軟件中(如Rhino、Solidworks、Pro/E等均可)建立目標(biāo)盾構(gòu)模型；

Step2將建好的模型另存為.stl格式文件；

Step3在PFC3D中調(diào)用CAD_support.fis文件生成盾構(gòu)機(jī)，并施加指定的施工參數(shù)模擬土壓盾構(gòu)開(kāi)挖。該方法充分利用了CAD技術(shù)建模效率高的優(yōu)點(diǎn)，能快速精確得到目標(biāo)模型。

2 數(shù)值模型合理性驗(yàn)證

2.1 細(xì)觀參數(shù)標(biāo)定

采用三軸試驗(yàn)對(duì)模型試驗(yàn)土進(jìn)行標(biāo)定，試樣應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)見(jiàn)圖2(a)。標(biāo)定時(shí)同樣采用三維柔性應(yīng)力邊界有效模擬室內(nèi)試驗(yàn)中橡皮膜對(duì)試樣的柔性約束，消除了傳統(tǒng)數(shù)值三軸試驗(yàn)中剛性wall單元對(duì)土體側(cè)向不均勻變形的限制，最終剪切破壞的試樣見(jiàn)2(b)，標(biāo)定好的細(xì)觀參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 模型土地層細(xì)觀力學(xué)參數(shù)

2.2 PFC3D數(shù)值模型

數(shù)值模型尺寸為長(zhǎng)×寬=1.5 m×1.2 m，高度由隧道埋深確定，與室內(nèi)模型試驗(yàn)相同考慮了C/D為0.5、1.0兩種埋深工況，隧道直徑D=0.16 m。

數(shù)值模擬分以下幾個(gè)步驟進(jìn)行：

Step1根據(jù)標(biāo)定的細(xì)觀參數(shù)，采用“落雨法”分層生成地層模型，在重力作用下完成固結(jié)后刪除地層頂部少量浮皮顆粒。

Step2在指定范圍內(nèi)刪除地層顆粒并采用前述方法生成盾構(gòu)模型，見(jiàn)圖3。盾構(gòu)刀盤(pán)與模型試驗(yàn)基本一致，開(kāi)口率為60%。開(kāi)挖過(guò)程中刀盤(pán)轉(zhuǎn)速為4.0 r/min與試驗(yàn)相同且不向前掘進(jìn)。

Step3采用前述方法識(shí)別掌子面顆粒，并施加與隧道軸線(xiàn)處?kù)o止土壓力相等的初始支護(hù)壓力，此后分步等量減少該支護(hù)壓力直至0 kPa，同時(shí)密切監(jiān)控掌子面前方土體位移變化，當(dāng)?shù)刂袦y(cè)點(diǎn)位移突然增大時(shí)，可認(rèn)為此時(shí)的支護(hù)壓力為掌子面極限支護(hù)壓力[10, 15]。

2.3 數(shù)值模型合理性驗(yàn)證

通過(guò)將數(shù)值模擬得到掌子面極限支護(hù)壓力與失穩(wěn)區(qū)分布并與室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,驗(yàn)證其合理性。C/D為1.0、2.0時(shí)典型測(cè)點(diǎn)沉降與土倉(cāng)壓力關(guān)系曲線(xiàn)見(jiàn)圖4，典型測(cè)點(diǎn)位于隧道拱頂正前方0.02 m(1/8D)，由文獻(xiàn)[10-15]知該點(diǎn)位于隧道失穩(wěn)區(qū)核心部位，能及時(shí)反映地層失穩(wěn)情況。

由圖4可見(jiàn)，C/D為1.0、2.0時(shí)極限支護(hù)壓力pf分別為0.25、0.32 kPa，相應(yīng)的室內(nèi)模型試驗(yàn)[14]結(jié)果為0.259 8、0.322 1 kPa，可見(jiàn)兩者之間非常接近，可以驗(yàn)證數(shù)值模型的合理性。

為得到失穩(wěn)區(qū)分布，研究了地層變形情況。典型橫斷面方向地層變形情況見(jiàn)圖5，根據(jù)文獻(xiàn)[21]研究可知，散粒體地層中可以通過(guò)地層沉降位移梯度判定失穩(wěn)區(qū)分布，連接所有位移突增點(diǎn)即可得到失穩(wěn)區(qū)。

采用上述方法得到C/D為1.0、2.0時(shí)失穩(wěn)區(qū)分布情況，見(jiàn)圖6。數(shù)值模型得到的失穩(wěn)區(qū)分布范圍與模型試驗(yàn)吻合良好，前者略大于后者且向掌子面后方發(fā)展一段范圍，但均未發(fā)展至地表。綜上所述，數(shù)值模擬得到的掌子面極限支護(hù)壓力和失穩(wěn)區(qū)分布均與室內(nèi)模型試驗(yàn)吻合較好，可以驗(yàn)證其合理性。

3 散粒體地層盾構(gòu)掘進(jìn)穩(wěn)定性

土壓盾構(gòu)在工程性質(zhì)迥異的散粒體地層中掘進(jìn)時(shí)引起的地層擾動(dòng)不盡相同，需要區(qū)別對(duì)待[15]。鑒于此，采用前述驗(yàn)證過(guò)的數(shù)值方法建立原型盾構(gòu)(D=6.0 m)并在典型散粒體地層中開(kāi)挖掘進(jìn)，探討了土體特性、隧道埋深、施工擾動(dòng)等因素對(duì)土壓盾構(gòu)掘進(jìn)穩(wěn)定性的影響規(guī)律，并從顆粒運(yùn)動(dòng)層面解釋隧道失穩(wěn)機(jī)理。選取3種典型散粒體地層，其物理力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表2。

表2 典型散粒體地層力學(xué)參數(shù)

采用前述的三軸試驗(yàn)對(duì)以上3種散粒體地層均進(jìn)行了標(biāo)定，最終采用的細(xì)觀參數(shù)見(jiàn)表3。

表3 散粒體地層細(xì)觀力學(xué)參數(shù)

數(shù)值模型建立過(guò)程與2.2節(jié)基本相同，每種地層均考慮了C/D為0.5、1.0、2.0、4.0 四種埋深。盾構(gòu)刀盤(pán)采用散粒體地層中土壓盾構(gòu)開(kāi)挖常用的面板輻條形結(jié)構(gòu)，由于工程中盾構(gòu)面板開(kāi)口率不盡相同，為減少分析變量，數(shù)值模型中土壓盾構(gòu)面板開(kāi)口率統(tǒng)一取為40%，面板最小開(kāi)口尺寸dop=1.20 m，dop/dmax≈4.5(dmax為砂土顆粒的最大直徑)，由文獻(xiàn)[19]知dop/davg≥3(davg為砂土顆粒的平均直徑)即可確保砂土顆粒順利進(jìn)入土倉(cāng)。刀盤(pán)共布置72把刮刀，并在面板中心布置一把魚(yú)尾刀，面板開(kāi)口與刀具布置詳細(xì)情況見(jiàn)圖7。開(kāi)挖過(guò)程中掘進(jìn)速度Vtrs=3.5 cm/min，刀盤(pán)轉(zhuǎn)速Vrot=1.5 r/min，整個(gè)模擬過(guò)程中施工參數(shù)維持不變。

為監(jiān)控地層位移，地中與地表測(cè)點(diǎn)的布設(shè)見(jiàn)圖8。

3.1 極限支護(hù)壓力

采用2.3節(jié)方法得到所有研究工況的極限支護(hù)壓力，見(jiàn)圖9?？傮w來(lái)講，砂卵石地層(2#地層)中極限支護(hù)壓力大于砂土地層(1#地層)但小于密實(shí)砂卵石地層(3#地層)，呈現(xiàn)出內(nèi)摩擦角越大隧道掌子面極限支護(hù)壓力越小的趨勢(shì)，與Vermeer等[15]研究結(jié)論一致。此外，對(duì)砂土與砂卵石地層，極限支護(hù)壓力隨隧道埋深增加呈線(xiàn)性增長(zhǎng)，而密實(shí)卵石土地層中C/D≤2.0時(shí)極限支護(hù)壓力隨埋深小幅度增加，此后基本不再變化。

定義支護(hù)壓力比η=p/p0，其中，p為支護(hù)壓力，p0為初始支護(hù)壓力。所有工況的極限支護(hù)壓力比ηf見(jiàn)表4。由表4可見(jiàn)，極限支護(hù)壓力比隨隧道埋深與土體內(nèi)摩擦角增加而減小。

表4 掌子面極限支護(hù)壓力比 %

3.1.1 與已有研究比較

以2#地層為例，引入無(wú)量綱參數(shù)pf/γD將離散元計(jì)算結(jié)果與理論研究和模型試驗(yàn)進(jìn)行了對(duì)比，見(jiàn)圖10。由圖10可見(jiàn)，離散元模型得到的掌子面極限支護(hù)壓力大于其他研究結(jié)果，出現(xiàn)該結(jié)果的可能原因是離散元分析中考慮了盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程，刀盤(pán)不斷切削土體，迫使土顆粒隨刀盤(pán)轉(zhuǎn)動(dòng)破壞地層原有結(jié)構(gòu)誘發(fā)掌子面坍塌，而既有理論分析[1-9]或應(yīng)力、應(yīng)變控制的模型試驗(yàn)[10-13]均沒(méi)有考慮外界施工擾動(dòng)對(duì)穩(wěn)定性的影響，此時(shí)開(kāi)挖面失穩(wěn)實(shí)質(zhì)是土體抗剪能力不足引起地層滑移的力學(xué)行為。

此外，離散元計(jì)算結(jié)果也大于文獻(xiàn)[13]的模型試驗(yàn)，主要原因有3點(diǎn)：(1)2#地層的內(nèi)摩擦角小于模型試驗(yàn)，由文獻(xiàn)[15]研究可知，極限支護(hù)壓力隨土體內(nèi)摩擦角增大而減??；(2)2#地層沒(méi)有黏聚力，理論研究認(rèn)為[2-3]，黏聚力的存在可以加強(qiáng)土體自穩(wěn)能力，有效減低極限支護(hù)壓力；(3)與室內(nèi)模型試驗(yàn)不同，離散元模型中刀盤(pán)配備了刮刀與魚(yú)尾刀更加接近實(shí)際工程，刀盤(pán)旋轉(zhuǎn)時(shí)刀具切削土體對(duì)地層的擾動(dòng)作用更大。

3.1.2 掘進(jìn)過(guò)程對(duì)極限支護(hù)壓力的影響

以2#地層為例，定量研究刀盤(pán)切削土體與面板支撐對(duì)穩(wěn)定性的影響，研究過(guò)程見(jiàn)圖11。

每種埋深均考慮4種工況：不考慮面板支撐也不考慮刀盤(pán)切削土體(工況00)，該工況可對(duì)應(yīng)Chambon模型試驗(yàn)[10]；考慮刀盤(pán)支撐但不考慮刀盤(pán)切削土體(工況01)，該工況可研究安裝管片和刀具維護(hù)等停機(jī)狀態(tài)時(shí)掌子面穩(wěn)定性；考慮刀盤(pán)切削土體但不考慮刀盤(pán)支撐(工況10)，刀盤(pán)只配備刀具沒(méi)有面板，開(kāi)口率接近100%；既考慮刀盤(pán)切削土體也考慮刀盤(pán)支撐(工況11)。4種工況下的計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表5。由表5可見(jiàn)，施工擾動(dòng)削弱地層的穩(wěn)定性，掌子面極限支護(hù)壓力增大，擋板支撐則會(huì)增強(qiáng)地層自穩(wěn)性，減小極限支護(hù)壓力。

表5 不同工況下極限支護(hù)壓力 kPa

定量分析了面板支撐與刀盤(pán)旋轉(zhuǎn)切削土體對(duì)極限支護(hù)壓力的影響規(guī)律，見(jiàn)圖12(a)?？紤]施工擾動(dòng)時(shí)極限支護(hù)壓力變化率λ=(pf11-pf10)/pf10，不考慮施工擾動(dòng)時(shí)λ=(pf01-pf00)/pf00，pfij為對(duì)應(yīng)工況極限支護(hù)壓力，其中i，j=0，1。不同施工參數(shù)下面板支撐對(duì)λ的影響規(guī)律基本相同，但盾構(gòu)掘進(jìn)時(shí)λ變化幅度大于停機(jī)狀態(tài)。C/D=0.5時(shí)面板支撐對(duì)pf影響最大，隨著埋深增大λ減小并最終趨于穩(wěn)定。研究盾構(gòu)掘進(jìn)施工對(duì)極限支護(hù)壓力的影響規(guī)律見(jiàn)圖12(b)。面板開(kāi)口率為40%時(shí)極限支護(hù)壓力變化率λ=(pf11-pf01)/pf01，開(kāi)口率為100%時(shí)極限支護(hù)壓力變化率λ=(pf10-pf00)/pf00。不同開(kāi)口率時(shí)盾構(gòu)掘進(jìn)對(duì)λ的影響規(guī)律不同，開(kāi)口率為100%時(shí)，隨埋深增加λ不斷增加，C/D=0.5～1.0變化幅度最大，此后增長(zhǎng)趨緩；開(kāi)口率為40%時(shí)，C/D=0.5～1.0過(guò)程中，λ迅速降低，此后基本不再變化。

3.2 失穩(wěn)區(qū)分布

支護(hù)壓力p=0 kPa時(shí)C/D為0.5、2.0的失穩(wěn)區(qū)分布分別見(jiàn)圖13。由圖13可見(jiàn)，隧道失穩(wěn)區(qū)從拱腳與拱頂發(fā)展，具體形態(tài)受埋深與土體內(nèi)摩擦角影響。C/D=0.5時(shí)，由于覆土過(guò)淺，拱頂上方?jīng)]有形成塌落拱，隧道失穩(wěn)區(qū)均發(fā)展到地表，掌子面前方延伸范圍隨內(nèi)摩擦角增大而減小， 1#、2#、3#地層分別為0.94D、0.83D、0.76D，此外失穩(wěn)區(qū)還向隧道掌子面后方發(fā)展一定距離，延伸范圍也與地層內(nèi)摩擦角相關(guān)。拱腳處失穩(wěn)區(qū)輪廓與水平方向夾角α分別為58°、63°、70°，約等于(45°+φ/2)，φ為土體內(nèi)摩擦角。C/D=2.0時(shí)，失穩(wěn)區(qū)沒(méi)有發(fā)展至地表。內(nèi)摩擦角越大，失穩(wěn)區(qū)范圍越小，3種地層失穩(wěn)區(qū)向拱頂上方分別發(fā)展了0.45D、0.55D、0.80D，α分別為56°、62°、68°，與C/D=0.5工況基本相等。由于數(shù)值模型中的刀盤(pán)開(kāi)口率為40%小于室內(nèi)模型試驗(yàn)(50%～70%)，失穩(wěn)區(qū)范圍也相應(yīng)小于模型試驗(yàn)。

3.5 隧道失穩(wěn)細(xì)觀機(jī)理研究

掌子面前方典型位置處(2，0，2)隧道失穩(wěn)過(guò)程中顆粒三維運(yùn)行軌跡見(jiàn)圖14。由圖14(a)可見(jiàn)，考慮施工擾動(dòng)時(shí)土顆粒隨刀盤(pán)運(yùn)動(dòng)，發(fā)生繞隧道軸線(xiàn)旋轉(zhuǎn)的圓周運(yùn)動(dòng)，隨支護(hù)壓力的減小，有沿z方向流向隧道內(nèi)部的趨勢(shì)，當(dāng)支護(hù)壓力降至pf時(shí)，顆粒突然涌進(jìn)土倉(cāng)，隧道隨之失穩(wěn)。隧道失穩(wěn)前該土顆粒在xz平面內(nèi)發(fā)生了較大的被動(dòng)位移，位置變化劇烈，x方向位移為3.8 m，z方向先隨刀盤(pán)向上運(yùn)動(dòng)，再向下運(yùn)動(dòng)。刀盤(pán)切削土體破壞了掌子面附近土體原有結(jié)構(gòu)，地層變的松散，由于散粒體地層本身無(wú)黏聚力，隧道自穩(wěn)性主要由土顆粒間的摩擦力提供，故隧道穩(wěn)定性被大幅度削弱。不考慮施工擾動(dòng)影響時(shí)(工況00)同一土顆粒的運(yùn)行軌跡見(jiàn)圖14(b)，由圖14(b)可知，此時(shí)顆粒運(yùn)行軌跡比較簡(jiǎn)單與考慮施工時(shí)差異明顯，顆粒主要發(fā)生向隧道軸線(xiàn)的收斂位移，當(dāng)支護(hù)壓力降為pf時(shí)，土顆粒涌進(jìn)土倉(cāng)，隧道失穩(wěn)。

4 結(jié)論

采用三維離散元開(kāi)展了散粒體地層土壓盾構(gòu)掘進(jìn)掌子面穩(wěn)定性研究。在已有研究基礎(chǔ)上，本文考慮了盾構(gòu)施工過(guò)程對(duì)掌子面穩(wěn)定性的影響，更加接近實(shí)際工程。研究主要取得了以下結(jié)論：

(1) 考慮施工擾動(dòng)后掌子面極限支護(hù)壓力顯著增大。刀盤(pán)切削土體對(duì)掌子面穩(wěn)定性的削弱程度與隧道埋深與面板開(kāi)口率有關(guān)，面板支撐對(duì)掌子面穩(wěn)定性的增強(qiáng)效果受掘進(jìn)狀態(tài)和隧道埋深影響。

(2) 散粒體地層隧道掌子面極限支護(hù)壓力pf隨土體內(nèi)摩擦角增大減小。砂土和砂卵石中pf隨埋深增加線(xiàn)性增長(zhǎng)；密實(shí)砂卵石中C/D≥2.0時(shí)，pf基本不隨埋深變化。極限支護(hù)壓力比隨內(nèi)摩擦角與埋深增加而減小。

(3) 隧道埋深較淺時(shí)，失穩(wěn)區(qū)發(fā)展至地表，且向掌子面后方發(fā)展一段距離。覆土深度較大時(shí)拱頂上方形成塌落拱失穩(wěn)區(qū)沒(méi)有發(fā)展至地表，失穩(wěn)區(qū)分布范圍隨內(nèi)摩擦角的增大而減小。拱腳處失穩(wěn)區(qū)與水平方向夾角約為(45°+φ/2)。

(4) 考慮施工擾動(dòng)時(shí)，隧道失穩(wěn)過(guò)程中土顆粒發(fā)生繞洞軸旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，顆粒位置變化劇烈，地層結(jié)構(gòu)破壞嚴(yán)重。不考慮施工時(shí)，土顆粒主要發(fā)生朝向隧道中心處的收斂位移，運(yùn)動(dòng)軌跡簡(jiǎn)單。