3鑒定技術三：砂卵石地層EPB土壓平衡控制技術

鑒定技術文件之三砂卵石地層EPB土壓平衡控制技術鑒定技術文件之三砂卵石地層EPB土壓平衡控制技術砂卵石地層EPB土壓平衡控制技術1土壓平衡盾構技術概述泥水盾構工法要求必須設置泥水和土砂分離處理系統(tǒng)。該系統(tǒng)的設備復雜、購價高、使用時占地面積大，對都市施工的狹窄場地而言，不僅成本高而且往往占地問題很難得以滿足。為了簡化施工設備，降低成本，人們推出了用掘削土體穩(wěn)定掘削面的所謂的土壓平衡盾構工法(以下簡稱土壓盾構工法)。1.1工法基本原理該類盾構屬封閉式盾構，盾構機如圖1.1所示。盾構推進時，其前端刀盤旋轉掘削地層土體，切削下來的土體進入土艙。當土體充滿土艙時，其被動土壓與掘削面上的土、水壓基本相同，故掘削面實現(xiàn)平衡(即穩(wěn)定)，如圖1.2所示。圖1.1土壓平衡盾構機剖面圖圖1.2土壓平衡盾構的土壓平衡原理這類盾構靠螺旋輸送機將渣土(即掘削棄土)排送至土箱，運至地表。由裝在螺旋輸送機排土口處的滑動閘門或旋轉漏斗控制出土量，確保掘削面穩(wěn)定。1.2穩(wěn)定掘削面的機理土壓盾構穩(wěn)定掘削面的機理，因工程地質條件的不同而不同。通?？煞譃檎承酝梁蜕百|土兩類，這里分別進行敘述。粘性土層掘削面的穩(wěn)定機理因刀盤掘削下來的土體的粘結性受到破壞，故變得松散易于流動。即使粘聚力大的土層，渣土的塑流性也會增大，故可通過調節(jié)螺旋輸送機轉速和出土口處的滑動閘門對排土量進行控制。對塑流性大的松軟土體也可采用專用土砂泵、管道排土。砂質土層掘削面的穩(wěn)定機理就砂、砂礫的砂質土地層而言，因土顆粒間的摩擦角大故摩擦阻力大；滲透系數大。當地下水位較高、水壓較大時，靠掘削土壓和排土機構的調節(jié)作用很難平衡掘削面上的土壓和水壓。再加上掘削土體自身的流動性差，所以在無其它措施的情況下，掘削面穩(wěn)定極其困難。為此人們開發(fā)了向掘削面壓注水、空氣、膨潤土、粘土、泥水或泥漿等添加材，不斷攪拌，改變掘削土的成分比例，以此確保掘削土的流動性、止水性，使掘削面穩(wěn)定。土壓盾構的種類按穩(wěn)定掘削面機理劃分的土壓平衡盾構大致有如下幾種，見表1.1。表1.1土壓盾構的種類盾構名稱穩(wěn)定掘削面的措施適用土質削土加壓式盾構①面板一次擋土。②充滿土艙內的掘削土的被動土壓穩(wěn)定掘削面。③螺旋輸送機排土滑動閘門的控制作用沖積粘土：粉土、粘土、砂質粉土、砂質粘土、夾砂粉質粘土加水式土壓盾構①面板一次擋土。②向排土槽內加水，與掘削面水壓平衡，增加土體的流動性。③滯留于土艙內掘削土通過螺旋傳送機滑動閘門作用擋土。含水砂礫層亞粘土層高濃度泥水加壓式土壓盾構①面板一次擋土。②高濃度泥水加壓平衡，并確保土體流動。③轉斗排土器的泥水壓的保持調節(jié)作用。松軟滲透系數大的含水砂層，砂礫層，易坍層加泥土壓盾構①向土艙內注入泥土、泥漿或高濃度泥漿，經攪拌后塑流性提高，且不滲水，穩(wěn)定掘削面。②檢測土艙內壓控制推進量，確保掘削面穩(wěn)定。軟弱粘土層，易坍的含水砂層及混有卵石的砂礫層。1.3加泥式土壓盾構1.3.1工作原理加泥式土壓平衡盾構，是靠向掘削面注入泥土、泥漿和高濃度泥水等潤滑材料，借助攪拌翼在密封土艙內將其與切削土混合，使之成為塑流性較好和不透水泥狀土，以利于排土和使掘削面穩(wěn)定的一類盾構機。掘進施工中可隨時調整施工參數，使掘削土量與排土量基本平衡。盾構機仍由螺旋輸送機排土，渣土由出土車運輸。加泥式土壓平衡盾構(以下簡稱加泥土壓盾構)的構造，如圖1.3所示。這類盾構主要用于在軟弱粘土層、易坍塌的含水砂層及混有卵石的砂礫層等地層中隧道的掘進施工。①為刀盤，②為工作倉，③為壓力隔板，④為螺旋出土器，⑤為推力油缸，⑥為盾尾密封，⑦為管片，⑧為盾尾同步漿液圖1.3加泥式土壓平衡盾構結構示意圖1.3.2構造特點與削土加壓式盾構相比較，加泥式盾構是密封土艙內設有泥土注入裝置和泥土攪拌裝置、排土裝置等與前者相同，這類盾構特點如下：可改善切削土的性能。在砂土或砂礫地層中，土體的塑流性差，開挖面有地下水滲入時還會引起崩塌。盾構機有向切削土加注泥土等潤滑材料并進行攪拌的功能，可使其成為塑流性好和不透水的泥狀土。以泥土壓穩(wěn)定開挖面。泥狀土充滿密封艙和螺旋輸送機后，在盾構推進力的作用下可使切削土對開挖面形成被動土壓力，與開挖面上的水、土壓力相平衡，以使開挖面保持穩(wěn)定。泥土壓的監(jiān)測和控制系統(tǒng)。在密封艙內裝有土壓計，可隨時監(jiān)測切削土的壓力，并自動調控排土量，使之與掘削土量保持平衡。1.3.3添加材料添加材料一般采用由粘土、膨潤土CMC、高吸水性樹脂及發(fā)泡劑等材料制成的泥漿液。切削土體為軟弱粘性土時，可不注入泥漿，但在砂土和砂礫等地層中則必須注入泥漿。泥土加壓式盾構機添加材注入示意如圖1.4所示。在掘進施工中，加泥量應根據刀盤扭矩、螺旋輸送機轉速、推進速度和排土量等隨時進行調整。同步注漿盾尾密封同步注漿盾尾密封圖1.4泥土加壓式盾構機添加材注入示意圖2成都地層施工特點及難點2.1成都地層的特點成都地處岷江沖洪積扇狀平原的南東邊緣，區(qū)內地形平坦，地勢受扇狀平原控制，總體西高東低、北高南低，海拔490～520ｍ。成都地鐵盾構隧道所處地層為典型的砂卵石地層，該地層巖體松散，無膠結，自穩(wěn)能力差，單個石塊強度高，卵石塊在地層中起骨架作用。砂卵石地層是一種典型的力學不穩(wěn)定地層，顆粒之間的空隙大，沒有粘聚力，砂卵石地層在無水狀態(tài)下，顆粒之間點對點傳力，地層反應靈敏，刀盤旋轉切削時，地層很易破壞原來的相對穩(wěn)定或平衡狀態(tài)而產生坍塌，引起較大的地層損失和圍巖擾動。盾構隧道主要穿越砂卵石地層，粒徑30～100mm的顆粒的卵石含量約65～75%。，粒徑100～130mm的大約占10%。成都的地層富水，成都地下水枯水期埋深一般在3-5m之間,豐水期一般在1-3m之間,最小埋深為0.2m。據成都前期基坑施工經驗，在開挖之前進行降水之后的開挖，基坑壁自立性較好，而且由于卵石的骨架作用，降水引起的變形相對較小。但在地下水的情況下，盾構在掘進過程中，局部水壓會很大，會對盾構造成一定的影響，特別是開挖面的穩(wěn)定。砂卵石地層，圍巖體整體強度較低，但單個巖塊塊體強度非常高，因此，在盾構推進過程中，不免要對盾構刀具產生大的磨損與破壞，影響盾構施工的效率與成本。2.2成都地層的施工難點由于富水砂卵石地層具有含水量大、透水性強、砂卵石起骨架作用、結構松散的特點。因此，在此種地層種對盾構施工來說，存在卡機、高磨耗機具、開挖面穩(wěn)定難以保證和排渣困難等難題，具體表現(xiàn)為如下幾個方面：（1）單塊卵石強度高。根據單塊卵石的抗壓強度試驗結果，石塊的單軸抗壓強度可達150MPa，最大可達到180MPa。（2）對刀具摩擦系數大。根據文獻及試驗結果，該地層和鋼鐵之間的摩擦系數一般都在0.4之上，最高可達0.7。（3）成都地層塑流性差，會導致大顆粒卵石滯留土倉內或向盾構機四周移動，使得盾構機位置和姿態(tài)控制變得困難，嚴重時則無法推進。對不同顆粒的土壓平衡盾構來說，土體改良的一般情況如圖2.1所示。對于成都的土體來說，基本上不適合于進行土壓平衡盾構施工，因此，需要對開挖土體進行改良，使之適合于土壓平衡盾構。I區(qū)III區(qū)I區(qū)III區(qū)IV區(qū)V區(qū)粒徑d/mm通過百分比/%圖2.1土壓平衡盾構的土體改良的一般情況（4）粘聚力小，或幾乎沒有粘聚力，結構松散，不連續(xù)。因此導致了結構傳力特征存在差異，地層內靠點對點傳力，穩(wěn)定性差。2.3類似工程的對比西班牙Aviles工程，該工程地層的級配曲線如圖2.2所示。采用土壓平衡盾構，添加泡沫材料解決了砂礫地層的施工問題。從級配曲線可以看出，該地層的土體顆粒主要以小于0.3mm的顆粒為主，占到了總體的80%，和成都這種大于20mm的占到70～80%的大不一樣。圖2.2西班牙Aviles（3.5m直徑,0.3mpa水壓）（2）法國里昂（1997）EPB,采用的?=10.98m的土壓平衡盾構，水壓為0.1-0.3MPa，其級配曲線如圖2.3所示，該工程采用“泡沫+聚合物”的方法改良土體。（4）臺北捷運（臺北地鐵）隧道處在砂卵石地層，也是采用的EPB掘進。主要幾個工程的統(tǒng)計如表2.1所述。表2.1臺灣卵礫石層潛盾隧道案例臺北捷運南港線CN259C標臺北捷運新店線CH222標、H223標、CH224標臺北捷運土城線CD269標基本數據隧道長560m，隧道內徑5.4m，環(huán)片厚度各標隧道單向長度約800~1300m，隧道內徑5.4m，環(huán)片厚度0.25或上下行隧道總長約2,530m，內徑地層特征包含卵礫石層、軟弱黏土層及風化砂巖的混合地盤。包括土壤、卵礫石及巖盤，現(xiàn)地試坑開挖結果發(fā)現(xiàn)卵礫石最大粒徑為50cm潛盾隧道部分開挖面會遭遇卵礫石層、砂巖及土、巖接口等混合地盤。卵礫石粒徑一般為10~30cm，附近車站深開挖工程中亦有少數粒徑可達100刀盤形式輪輻式面板式輪輻＋面板式刀具形式切削刀盤型滾刀＋切刀強化滾刀＋強化切刀其他情況為避免混合地層是的方向控制困難，采用地層注漿加固的輔助工法刀具破碎大粒徑卵石對混合地層進行注漿加固，以利于方向控制和減小沉降螺旋輸送機最大排出卵石直徑60cm，施工過程遇到最大36cm。隧道最大偏移5.6cm。2.4本項目依托工程背景本課題研究，依托成都地鐵1號線2標段工程。本標段區(qū)間段地鐵線路處于人民北路和人民中路上由北向南，沿人民北路南部和人民中路敷設，共三個區(qū)間：人民北路站～文武路站區(qū)間、文武路站～騾馬市站區(qū)間、騾馬市站～天府廣場站區(qū)間。盾構區(qū)間隧道線路間距為11m～15m，隧道埋深15～20m，左線長2390.316m，右線長2407.774m。左右線區(qū)間隧道各采用一臺直徑6.28m海瑞克土壓泥水盾構機掘進，盾構隧道采用管片拼裝式襯砌，管片環(huán)寬1.5m，錯縫拼裝。隧道穿越該工程沿線初勘鉆孔所揭穿的地層單位自上而下依次為第四系全新統(tǒng)（Q4）、上更新統(tǒng)（Q3）和白堊系上統(tǒng)（K2g）。Q4上段為雜填土，主要為建筑垃圾混粘性土，分布連續(xù)，厚度1.1～6.8m。下段上部為黃灰色粉質粘土，呈可塑～硬塑狀態(tài)，濕；分布不連續(xù)，埋深1.7～3.5m，厚度1.2～3.6m。下段底部為灰黃色卵石土，卵石呈圓～次圓狀。漂石組、卵石組、礫石組和土粒組在卵石土中所占的重量百分比分別為15.4%、69.2%、7.1%和8.3%。根據密實程度，卵石土可以劃分出稍密卵石、中密卵石和密實卵石3個亞層。卵石層埋藏深1.6～5.3m，厚度5.2～工程范圍內地下水系為第四系孔隙潛水和基巖裂隙水兩種類型。主要以孔隙潛水為主，孔隙潛水主要埋藏于砂卵石地層中，地下水位埋藏較淺，水量豐富，滲透系數K=15～40m/d，補給來源為大氣降水和地表河流、溝渠?；鶐r裂隙水主要賦存于泥巖風化裂隙帶中，含水層厚20m左右，K=0.3～1.2m/d，裂隙水不發(fā)育，逕流條件差，主要為孔隙潛水補給。圖2.4工作井開挖出的卵石圖2.5盾構刀盤前掌子面地層情況3EPB土壓平衡相關參數的提出對土壓平衡式盾構來說，關鍵的就是工作面的土壓力的控制。理想狀態(tài)的工作面的土壓力是均勻的梯形荷載，和地層原有的應力平衡。但實際的EPB施工達不到理想的加載形式。因此，在此定義土壓平衡參數，以便更好地對砂卵石地層中的EPB掘進機理進行研究。3.1土倉豎向壓力規(guī)則系數3.1.1系數的定義在理想狀態(tài)下，土倉內的土壓力是均勻的，呈梯形分布的。但在盾構掘進的實際中土倉壓力受多方面因素的影響，往往是不均勻的，如圖3.1所示。（a）理想狀態(tài)的分布（b）實際可能情況圖3.1理想狀態(tài)下的土壓力和實際中的土壓力分布情況定義一個參數來表達土倉土壓力的均勻性，土壓力規(guī)則系數（regularmodulusofearthpressure：RMEP）。定義為沿土倉高度方向各高度和相應位置上土壓力值的相關系數R2。（3.1）式中：（3.2）（3.3）:—該點的實際土壓力；:—線性回歸模型回歸的數據3.2.2幾種地層中RMEP的統(tǒng)計（1）南京粉砂地層南京地鐵元通站—中勝站區(qū)間采用土壓平衡盾構掘進，主要為粉砂地層，土倉壓力分布特征，如圖3.2所示。第54環(huán)土壓力分布特征（R2＝0.85）(b)第78環(huán)土壓力分布特征（R2＝0.64）（c）125環(huán)土壓力分布特征（R2＝0.96）(d)第264環(huán)土壓力分布特征（R2＝0.9）圖3.2南京地鐵EPB隔板土應力分布根據以上數據可知，第125環(huán)和第264環(huán)的土倉內土壓力豎向規(guī)則系數R2分別為0.96和0.9，說明這兩環(huán)的土壓力較為均勻，此時土倉渣土狀況流塑性較好，同時施加向開挖面的壓力也較為均勻。但第54環(huán)和第78的土倉內土壓力豎向規(guī)則系數R2分別為0.85和0.64，說明這兩環(huán)的渣土流塑性狀態(tài)較差，土倉內土壓力狀態(tài)相當不均勻，此時，作用于開挖面的土壓力也相對的不規(guī)則。（2）廣州復合地層根據獲得的廣州地鐵的盾構隧道掘進數據，取其中四環(huán)數據，分別為侖頭－大學城區(qū)間的104環(huán)、121環(huán)和官洲島－侖頭區(qū)間的269和635環(huán)，如圖3.3所示。侖－大第104環(huán)土壓力分布特征（R2＝0.92）侖－大第121環(huán)土壓力分布特征（R2＝0.85）(c)侖－官第269環(huán)土壓力分布特征（R2＝0.9）(d)侖－官第635環(huán)土壓力分布特征（R2＝0.74）圖3.3廣州地鐵EPB土壓力分布從廣州地層土壓平衡盾構掘進時的土壓力分布的特征可以看出，在粘性土為主的地層土壓力規(guī)則系數相對較大，說明在該種情況土倉內渣土狀況較好，土壓力較為均勻，作用于工作面的支撐壓力也較為均勻。但對于風化巖微風化巖的復合地層，土壓力就相對不均勻，比如侖－官第635環(huán)土壓力規(guī)則系數R2僅為0.74。根據以上幾種地層的實例可以看出，土倉內實際的土壓力狀態(tài)不是我們經典理論所認為的規(guī)則的梯形分布，而是處于一種不均勻狀態(tài)。在淤泥質粘土及粉性粘土地層中，土壓力分布相對較為均勻，在粉砂及復合地層中，土壓力相對較為不規(guī)則。3.2土倉前后應力比由于土壓平衡盾構的壓力傳感器一般都安裝在土倉后部的壓力隔板上，盾構掘進時根據隧道地層、線路條件設置傳感器應力的大小。但實際上壓力隔板壓力大小距離開挖面仍有1～2m的距離，因此，將開挖面的應力設置為壓力隔板的應力在實際中必定存在一定的偏差，壓力隔板土倉示意圖如圖3.4所示。因此，為了研究盾構掘進中工作面應力和土倉后壓力隔板應力差異狀況，定義土倉前后應力比：（3.4）k值的大小反映了土倉前后應力的差異，若k的值為1，說明土倉前后應力均一，k值大于1說明土倉前方應力大于壓力隔板應力，k值小于1說明土倉前方應力小于壓力隔板應力。根據前后土應力比的大小可以給盾構的控制提供參考，糾正長期以來一直以壓力隔板控制工作面的應力的方法。圖3.4壓力隔板土倉示意圖3.3土壓支撐率土壓平衡盾構的掘進系統(tǒng)是由盾體、鑲嵌刀具的刀盤、土壓力倉、壓力隔板、螺旋出土器和推力油缸組成，如圖3.5所示。掘進時，通過推力油缸向壓力隔板施加推力，通過土倉內的渣土，壓力隔板向開挖面提供支護壓力，來平衡開挖面的水土壓力。掘進時EPB通過調節(jié)推力油缸的推力和調節(jié)螺旋出土器的中軸轉速實現(xiàn)對工作面壓力的調節(jié)以適應不同支護壓力大小的需要。推力油缸螺旋出土器壓力隔板水壓土壓管片土倉土倉內土壓推力油缸螺旋出土器壓力隔板水壓土壓管片土倉土倉內土壓工作面工作面圖3.5土壓平衡盾構掘進系統(tǒng)示意圖傳統(tǒng)土壓平衡理論認為：（1）土壓平衡盾構向開挖面施加的支護壓力為一梯形壓力，該梯形壓力完全由土倉內渣土提供，用于平衡地層中的水土壓力；（2）盾構向開挖面施加的支護壓力與土倉后部壓力隔板上的壓力相等。由于大部分盾構的壓力傳感器都是埋置在土倉后部的壓力隔板上，實際掘進靠隔板土壓力來控制工作面土壓力的。事實上，由于刀盤面板的存在，盾構向開挖面提供的支護壓力由兩部分構成：一是土倉內的渣土提供，另一部分是盾構的刀盤面板本身。因此，定義土壓力支撐率的概念：土壓力占開挖面支護總壓力的比率（earthpressuresupportingratio，EPSR）。（3.5）4砂卵石地層盾構掘進的DEM模擬為了研究該地層EPB掘進時的土壓平衡特性，對該地層的土壓平衡盾構的掘進過程采用離散單元法（DEM）進行模擬。4.1砂卵石地層離散元模擬的適用性砂卵石地層特點是：地層膠結較差、結構松散、主要是點對點傳力、單個石塊強度高（100-200MPa）、內摩擦角大、流動性差，如圖4.1為成都地鐵從地下挖出來的砂卵石的情況。由于砂卵石地層非連續(xù)的結構特點，其中的許多機理性問題采用連續(xù)介質對其模擬計算存在較大的差異及困難。（a）（b）圖4.1工作井開挖時開挖出的卵石松散介質中的顆粒位移是相互獨立的，它們之間通過接觸點相互作用。這種介質的離散特點決定了它們在加、卸載過程中表現(xiàn)出來的復雜特性，因此至今尚未建立起滿意的本構模型。建立或驗證本構關系需要大量的物理試驗。然而，由于松散介質內部的應力很難直接測量，只能根據邊界條件估算，給試驗結果的揭示帶來很多困難。新的試驗手段(如X射線照相技術)雖然已能測量應變，但尚不能測量諸如砂體中的應力等。由于顆粒介質內部應力的這種不確定性，人們只能建立松散介質的簡化模型，以便能夠計算或測定其內部應力和位移。其中最常用的模型是把顆粒視為圓盤或球，用來解析、試驗或數值模擬。PFC2D(ParticleFlowCodein2Dimensions)即二維顆粒流程序，即是在該思路上發(fā)展起來的一種離散單元法程序，它通過模擬圓形顆粒介質的運動及其相互作用來研究顆粒介質的特性.在這種顆粒單元研究的基礎上，通過一種非連續(xù)的數值方法來解決含有復雜變形模式的實際問題。在巖土工程尤其是散粒體介質上的應用，就是從散粒介質的細觀力學特征出發(fā)，把材料的力學響應問題從物理域映射到數學領域內進行數值求解的方法。與此相應，物理領域內真實的散粒介質顆粒被數學領域內抽象的顆粒單元所代表，并通過對試樣顆粒單元的幾何性狀的設計，彼此相互作用用接觸本構模型代替，以及數值模擬邊界條件的確定和試樣若干應力平衡狀態(tài)的迭代分析等，直至達到使數值模擬試樣的宏力學相應特性逼近真實材料的力學相應特性。因此，擬采用離散元方法的基本原理對盾構掘進進行模擬。采用美國ITRASCA公司的PFC2D軟件計算，PFC2D有功能強大的FISH語言編程擴展功能，可根據建模的情況對PFC2D的功能進行特定的擴展。4.2離散單元法在離散元模擬中，單元之間接觸的彈性和非彈性性質用彈簧和阻尼器來表示。彈簧代表單元的彈性，阻尼器代表單元的非彈性，用帶有摩擦系數的滑塊來表示單元之間的摩擦。假設兩個圓盤形土顆粒單元i和j之間存在法向彈性常數為kn、切向彈性常數為ks的一個彈簧，法向阻尼系數為ηn、切向阻尼系數為ηs的一個阻尼器，摩擦系數為μ的一個滑塊以及代表一個土顆粒和其他土顆粒之間沒有拉力的非張力聯(lián)接，土顆粒單元之間的力學關系如圖4.2所示,具體模型闡述參考相關離散元文獻。圖4.2土顆粒接觸力學模型圖4.2.1力-位移定律力-位移定律將兩個實體的運動位移和它們之間的接觸關系以及接觸力的大小聯(lián)系起來。不管是ball-ball接觸還是ball-wall接觸，接觸只發(fā)生在極小的接觸點范圍內，并且顆粒間接觸力只是顆粒處于相互擠壓壓縮狀態(tài)下存在，顆粒間的拉應力或者是粘滯力需要通過定義顆粒間的接觸模型來表現(xiàn)。以單位厚度圓盤作為顆粒單元來分析土顆粒中力與位移之間的關系，兩個ball實體（ball-A和ball-B）接觸的情況，如圖4.3所示。圖4.3土顆粒單元接觸的符號表示如果實體關系是ball-ball，假設是ball-A和ball-B，其各自的中心坐標表示為和；平動速度矢量表示為和；旋轉速度表示為和，逆時針方向取正值。半徑表示為和；質量表示為和。兩實體接觸平面根據單位法向量來確定。接觸點C位于接觸平面上，接觸點的坐標表示為；重疊量表示為。D表示兩圓盤中心的距離。力—位移定律應用于單元之間的接觸處，通過接觸點C進行描述。由圖4.3可知，兩圓盤中心的距離D計算為：（4.1）單位法向量方向由一個ball實體圓心（或球心）指向另一個ball實體圓心（或球心），它確定了接觸平面，用下式表示：（4.2）為了使用時間中心差分法計算單元的運動，這里定義對應于時間的位置矢量。單位法向量通過逆時針旋轉90o可以獲得單位切向量，即（4.3）兩實體的重疊量表示法向方向的相對接觸位移，即（4.4）接觸點C的坐標為：（4.5）根據接觸平面，圓盤A作用在圓盤B上的接觸力矢量Fi能夠分解為法向分量和切向分量，即（4.6）式中，為法向分量矢量；為切向分量矢量法向接觸力的大小Fn根據下式進行計算：（4.7）式中，Kn為接觸處的法向剛度。切向接觸力以增量的形式進行計算。當接觸形成時，總的切向接觸力初始化為零，隨后的每個相對位移增量引起的彈性切向增量累加到當前值上，產生切向接觸力。在這個過程中，通過更新每個時間步長內的單位法向量和接觸點位置坐標來考慮接觸運動。接觸點處的相對運動，即圓盤B相對于圓盤A在接觸點處的切向接觸速度Vs根據下式進行計算：（4.8）在每一時間步長內，接觸位移增量的切向分量為：（4.9）切向彈性力增量用下式計算（4.10）式中，為接觸處的切向剛度。是一個切線模量，它使切向位移增量與切向彈性力增量發(fā)生聯(lián)系。新的時間步長內產生的切向接觸力，等于當前時間步長開始時已經存在的切向接觸力與切向彈性力增量之和。同時，切向接觸力的大小不能超過接觸摩擦力。即：（4.11）式中，為圓盤之間的摩擦系數。切向接觸力矢量表示為：（4.12）調整式（4.3）和式（4.8）確定的法向接觸力和切向接觸力的值，使其滿足接觸本構關系，并代入式（2.6）中計算最終接觸力。最終接觸力在相互接觸的兩個實體上各自的合力與合力矩的分配關系為：（4.13）式中，和分別為實體所受到的合力和合力矩，最終顆?？偟暮狭τ桑?.6）計算得到。4.2.2單元運動定律。根據牛頓第二定律，可得離散單元法的基本運動方程為：平移運動（4.14）旋轉運動（4.15）式中，為單元所受到的合力，即作用在單元上的所有力的矢量和；m為單元的質量；為單元的加速度；為體積力加速度矢量；為單元所受到的合力矩；為單元的轉動慣量；為單元的角加速度。對于半徑為R的圓盤形或球形單元，單元的質量均勻分布于整個單元，單元的質心與單元的幾何中心重疊，單元的主軸轉動慣量相同，即。所以單元的旋轉運動方程簡化為：（4.16）根據刻的速度，計算在t時刻單元的移動加速度和轉動加速度，表示為：（4.17）將式（4.18）代入式（4.15）和式（4.17）中，計算出時刻的速度為：（4.18）最后使用式(4.19)計算的速度來更新單元中心的位置坐標：（4.19）離散單元運動定律的計算循環(huán)被歸納如下：首先，給定、、、和的值，使用式（4.19）獲得和；然后使用式（4.20）計算。通過力一位移定律，使用、和的值來進行下循環(huán)的計算。4.2.3離散單元法的計算循環(huán)。圖4.4計算過程循環(huán)4.3計算方法4.3.1總體模型建立為了分析求解EPB盾構掘進時的掘進特征，綜合考慮PFC計算速度及模型需要，建立如下的簡化計算模型：（1）土體模型成樣后大小為7.5m×9.5m；（2）土體級配按實際顆粒尺寸；（3）假定為平面問題；（4）盾構按實際尺寸建立，盾構機外徑6m，土倉長度1m；建立計算模型，示意圖如4.5所示。圖4.5PFC2D的計算示意圖4.3.2地層特性的bond模擬地層中原始存在一定的膠結，一旦受力擾動該膠結就會永久性的破壞。在PFC2D中采用bond來模擬該條件。一個接觸可以被看作是作用在接觸點上的常剛度的法相和切向剛度的一對彈簧（或一個粘結點）。這兩個彈簧具有制定的抗剪和抗拉強度。接觸的存在排除了滑動的可能性，例如剪切力的大小不會超過允許的最大值（式4.20）。（4.20）剪切力的大小在bond的剪切強度之內，bond接觸模型允許在一個接觸上產生拉力。當情況下，這些力會隨施加而增大。在這種情況下，接觸bond起到將球體捆綁在一起的作用。但接觸正向拉力的大小受接觸bond法向接觸強度的限制。一個接觸的bond模型由以下下兩個參數定義：法向接觸力；和切向接觸強度。這兩個參數由prop命令中的n_bond和s_bond關鍵參數來定義。如果法向接觸拉力的大小等于或大于法向接觸強度，那么這個bond就會破壞，法向和切向接觸力都將歸0。如果施加在接觸上的剪力等于或超過切向力，bond也會破壞。但在切向力不超過摩擦極限并且法向力是壓力的情況下，接觸力不會隨之改變。有關bond組件球體的接觸力和相對位移法向的本構關系如圖所示。任何時候接觸bond模型和滑移slip模型都是激活的。圖中，是法向接觸力，表明是拉力；是相對法向位移，表示交疊。是總的切向力大小；是相對于接觸點總的切向位移的大小。點接觸的本構模型如圖4.6所示。（a）接觸力的法向組件（b）接觸力的切向組件圖4.6點接觸的本構模型4.3.3總體思路通過在計算區(qū)域埋設應力測試圓，測得土倉及前方區(qū)域的應力分布特征。來對土倉應力分布、土壓支撐、刀具作用等問題進行研究，如圖4.7所示。圖4.7掘進機理的研究思路4.3.4計算工況分析根據盾構推進的特點，盾構掘進主要是靠推進速度及螺旋出土器出土速度來控制土倉壓力。（4.21）（4.22）式中：Q1－土倉進渣量；D－掘進直徑；V1－盾構機推進速度；V2－螺旋出土器轉速；Q2—螺旋機排土量；D1—螺旋機直徑；D2—螺旋機軸直徑；P—螺旋翼片的間距。根據盾構操作的控制原理，從土倉進渣量Q1和出渣的量Q2的關系來說，EPB的掘進共有以下三種狀態(tài)：（1）進渣量和出渣量基本相等：Q1＝Q2；此時為控制的最理想狀態(tài)；（2）進渣量多于出渣量：Q1>Q2，為研究方便,定義此時的狀態(tài)為“盈壓狀態(tài)”；（3）進渣量小于出渣量：Q1<Q2，為研究方便,定義此時的狀態(tài)為“欠壓狀態(tài)”。因此，本計算思路即為：賦予盾構所有墻體的向前方速度模擬實際過程中的“盈壓狀態(tài)”；賦予盾構所有墻體的向后方速度模擬實際過程中的“欠壓狀態(tài)”。通過在土倉及前方埋設“測試圓”來測試區(qū)域的應力狀態(tài)，如圖4.8所示。土倉刀具測試圓區(qū)域土倉刀具測試圓區(qū)域圖4.8“測試圓”埋設區(qū)域示意圖4.3.5計算過程根據測試結果研究其特性，首先采用PFC的FISH編程語言編制PFC2D計算程序，針對不同的條件進行計算，然后對測試的區(qū)域的數據進行整理分析，研究思路如圖4.9。圖4.9研究思路主要流程如下：首先，建立盾構刀具、土倉及邊界的墻體wall模型。根據砂卵石的級配分組生成球體ball，建立和實際一致的ball樣。設置球體及墻體的屬性，進行成樣計算。正式計算之前現(xiàn)在土倉前后區(qū)域布置測試圓measurementcircles，同時采用歷史記錄命令hist，編寫loop循環(huán)語句，將每個測試圓內的x向應力s11根據設置不同時間步長寫入制定文件名字的歷史記錄文件.his。根據不同的條件情況分別進行計算。然后，利用origin數據處理軟件將his內每個測試圓的s11的計算數據導出。在origin等數據處理軟件中再將每個測試圓的坐標導入，并將其與s11的值相對應。最后統(tǒng)計出所計算數據結果，并在surfer圖形處理軟件的輔助下將計算結果可視化。4.4砂卵石土壓平衡特點研究采用上節(jié)所述的思路及方法建模計算，對計算結果進行討論，得到砂卵石地層土壓平衡的基本特點，分為三部分進行說明。4.4.1豎向土壓力規(guī)則系數將計算數據進行分析。計算分四種工況，分別如下。（1）理想平衡狀態(tài)靜止平衡條件下，此時為理想狀態(tài)，土倉進出土平衡。因此，此時土倉壓力上下均勻，前后一致。此時的土倉豎向土壓力規(guī)則系數R2大小為1。水平應力分布如圖4.10。圖4.10理想狀態(tài)下的水平應力分布（2）盈壓狀態(tài)盾構掘進過程中一般情況是使土倉處于一定的“盈壓狀態(tài)”，本計算重點對兩種“盈壓狀態(tài)”計算分析。第一種情況：盈壓率2.3%，第二種情況：盈壓率3%。計算結果的水平應力云圖分別如圖4.11和圖4.12所示。兩種盈壓率情況下沿土倉的豎向應力分布如圖4.13所示。根據計算，豎向不規(guī)則系數R2都在0.46左右，大大低于在軟土地層的0.8-0.9?？梢娋蜻M中，土倉內豎向呈現(xiàn)了不均勻的土應力分布，并且中部的應力偏大。圖4.11盈壓率2.3%時水平應力分布云圖圖4.12盈壓率3%時土倉水平應力云圖圖4.13土倉水平土壓力分布（3）欠壓狀態(tài)欠壓情況下的應力分布較為均勻，如圖4.14所示。雖然欠壓狀態(tài)的土應力分布較為均勻，但欠壓狀態(tài)下EPB掘進常會帶來工作面的不穩(wěn)定，過量的地層損失，從而導致刀盤被卡和地表沉降過大等問題。因此，在實際掘進中一般的情況是保持一定的“盈壓”狀態(tài)。圖4.14欠壓狀態(tài)下的土壓力分布（4）土倉結塊的情況同時對土倉內結塊的情況進行了計算。計算中采用clump來模擬土倉內的渣土塊，如圖4.15所示。clump定義為某范圍內的球體ball的聚合體，該聚合體范圍內的ball之間被賦予了很高的bond值，因此一般情況下clump不能被破壞，以此來模擬土倉內結塊的情況。Clump2Clump1Clump2Clump1Clump3圖4.15采用clump模擬土倉內渣土結塊計算得到的土倉水平應力分布，如圖4.16所示?？梢姶藭r不論土倉還是工作面，應力都分布極不均勻。此時沿土倉豎向的水平應力分布如圖4.17所示。圖4.16土倉結塊情況下土倉水平應力云圖圖4.17結塊情況下土倉水平應力從計算數據可以看出，土倉內渣土“結塊”也嚴重影響了土倉內壓力的均勻性。應力分布出現(xiàn)應力分布很不均勻，上下波動較大。4.4.2土倉前后土應力比（1）理想平衡狀態(tài)靜止平衡條件下，此時為理想狀態(tài)，土倉進出土平衡。因此，此時土倉壓力上下均勻，前后一致。此時的水平應力沿刀盤縱向的變化曲線如圖4.18所示。由曲線可以看出，在理想靜止平衡的狀態(tài)下，沿縱向水平應力變化不大，雖有小量波動。但土倉前后應力比基本為1，說明此時工作面的水平應力和土倉后壓力隔板上的應力相差不大。圖4.18水平應力沿刀盤縱向的變化曲線（2）盈壓狀態(tài)由于盾構掘進過程中一般情況是使土倉處于一定的“盈壓狀態(tài)”，本計算重點對兩種“盈壓狀態(tài)”進行了計算分析。第一種情況：盈壓率2.3%，第二種情況：盈壓率3%。計算結果的水平應力云圖分別如圖4.11和4.12所示。根據計算結果，可得到該種情況下土倉前后水平土應力比，結果如表4.1所示。表4.1土倉前后應力比盈壓率面板正前后方之比刀盤開口前后方比總平均比2.3%2.731.652.13%2.411.521.97為了直觀說明水平應力在土倉的分布，將盈壓率為2.3%時第8行開口部位的“測試圓”區(qū)域內的水平應力讀出，如圖4.19所示。從圖中可以明顯看出，水平應力在土倉內部基本上沒發(fā)生什么變化，但是經歷了刀盤開口后，應力有所增大，而在工作面及前方的水平土應力更大。圖4.19水平應力變化曲線（3）欠壓狀態(tài)欠壓情況下的應力分布較為均勻，如圖4.20所示，前后應力比也不是很大。雖然欠壓狀態(tài)的土應力分布較為均勻，但欠壓狀態(tài)下EPB掘進常會帶來工作面的不穩(wěn)定，過量的地層損失，從而導致刀盤被卡和地表沉降過大等問題。因此，在實際掘進中一般的情況是保持一定的“盈壓”狀態(tài)。圖4.20欠壓狀態(tài)下的土壓力分布（4）土倉結塊的情況同時對土倉內結塊的情況進行了計算。計算中采用clump來模擬土倉內的渣土塊，如圖4.21所示。clump定義為某范圍內的球體ball的聚合體，該聚合體范圍內的ball之間被賦予了很高的bond值，因此一般情況下clump不能被破壞，以此來模擬土倉內結塊的情況。計算得到的土倉水平應力分布，如圖4.22所示。圖4.21采用clump模擬土倉內渣土結塊圖4.22土倉結塊情況下土倉水平應力云圖從應力云圖可以看出，在土倉結塊的情況下，前后應力比出現(xiàn)均一，局部前后比較大，達到了3～5，局部前后比較小，在1～2之間。4.4.3土壓支撐率根據土壓支撐率的定義，給工作面提供的支護力中，土壓力占開挖面支護總壓力的比率。圖4.23為盈壓狀態(tài)下的工作面的水平應力曲線圖，計算結果表明，由于面板的存在，在面板的前方的應力明顯大于面板開口前方的應力。因此，在工作面支護壓力中，面板的壓力占了很大部分。圖4.23工作面支護壓力分布根據計算結果，可以大概計算工作面的土壓支撐率：（4.23）式中－工作面開口部位水平土應力；－開口部分面積；－工作面面板前方水平土應力；－面板部分面積。根據式4.1和計算的應力結果，可以算得三種情況下的土壓土壓支撐率，見表4.2。表4.2不同狀態(tài)下的土壓支撐率土壓狀態(tài)輻條式刀盤平衡狀態(tài)盈壓率2.3%盈壓率3%EPSR大于90%46.7%41.2%37.6%由計算結果可以看出，在砂卵石地層中，土壓支撐率只有40%左右，遠遠低于軟土地層中輪輻式刀盤的90%左右。同時也說明了，盈壓率越高，土壓支撐率越低。土壓支撐率低會導致如下問題：（1）對刀盤的磨損加重；（2）盾構機負荷增大；（3）掘進效率降低；（4）工作面支護土壓力不均。綜合以上分析，在條件允許的情況下，EPB的設計及施工應充分提高工作面的土壓支撐率。4.5小結總結以上分析，土倉的土壓力分布主要有以下幾個特點:（1）針對砂卵石地層的工程特性，離散單元法適用于該地層條件下土壓平衡盾構掘進過程的模擬；（2）提出砂卵石地層條件下數值計算的模型、工況及計算的過程；（3）一般掘進情況下，工作面的土應力明顯大于土倉后部土應力。而且隨盈壓率增大工作面應力隨之增大；（4）在盈壓狀態(tài)及“渣土結塊”的情況下，沿土倉豎向水平土應力明顯的不均勻，應力規(guī)則系數R2還不到0.5；（5）在盈壓狀態(tài)下，中部土應力出現(xiàn)“應力凸起”，中部應力明顯出現(xiàn)增大，而且沿豎向土倉的水平應力明顯不均勻。（6）土倉前后應力比的特點為，刀盤前方的水平應力明顯高于土倉后部，平均應力比為1.5～2，局部高達3～4。說明在該地層的EPB掘進時，依靠土倉壓力隔板上的土壓力計測得的壓力來控制工作面的壓力的方法不大適合。5土壓平衡參數反饋通過上述分析，豎向土壓力規(guī)則系數可以用來判斷工作面支護應力的土壓平衡特性，是否達到較好的平衡狀態(tài)，同時可表征土倉內渣土的狀態(tài)，判斷其是否均勻，有無結塊。通過對已掘進段的豎向土壓力規(guī)則系數進行匯總、分析，對該線路的土壓平衡特性進行反饋。參數反饋選取人民北路站至天府廣場站區(qū)間進行計算分析。5.1人民北路站至天府廣場站區(qū)間概況線路處于人民北路和人民中路上由北向南，沿人民北路南部和人民中路敷設。本區(qū)間段共三個子區(qū)間，即人民北路站～文武路站區(qū)間、文武路站～騾馬市站區(qū)間、騾馬市站～天府廣場站區(qū)間。盾構區(qū)間隧道線路間距為11m～15m，隧道埋深15～20m，左線長2390.316m，右線長2407.774m。其中人～文，區(qū)間里程范圍為Y(Z)CK5+664.400～Y(Z)CK6+796.600，隧道左線長約1137m，右線長約1132m；文～騾區(qū)間里程范圍為Y(Z)CK7+254.900～Y(Z)CK7+704.640，隧道左線長約442m，右線長約450m；騾～天區(qū)間區(qū)間隧道穿越土層主要為砂卵石地層。卵石成分主要為灰?guī)r、砂巖、石英巖，卵石的含量達67％，中間夾雜大漂石。砂卵石具有分選性差，強度高的特點。掘進過程以365盾構為例，盾構始發(fā)后推進至天府廣場站調頭，出天府廣場后以6‰坡度推進至騾馬市站，過站后以-3‰坡度、2‰坡度推進至文武路站，后以-23‰、22‰坡度推進至人民北路站。該區(qū)段的縱剖面圖如圖5.1所示。（1）（2）圖5.1人民北路站至天府廣場站縱剖面圖5.2土壓平衡參數分析通過對人民北路站至天府廣場站的施工參數進行整理，分析該區(qū)段中的豎向土壓力規(guī)則系數，以評判其土壓平衡特性。（1）斷面選取從三個子區(qū)間（人民北路站～文武路站區(qū)間、文武路站～騾馬市站區(qū)間、騾馬市站～天府廣場站區(qū)間）中各選取若干環(huán)作為計算斷面，具體如下表所示。計算斷面如圖5.2。表5.1計算斷面選取區(qū)間斷面騾馬市站～天府廣場站區(qū)間文武路站～騾馬市站區(qū)間人民北路站～文武路站區(qū)間1第50環(huán)第10環(huán)第50環(huán)2第100環(huán)第60環(huán)第100環(huán)3第150環(huán)第110環(huán)第150環(huán)4第200環(huán)第160環(huán)第200環(huán)5第250環(huán)第210環(huán)第250環(huán)6第300環(huán)第300環(huán)7第350環(huán)第350環(huán)8第400環(huán)第400環(huán)9第450環(huán)第450環(huán)10第500環(huán)第500環(huán)11第550環(huán)12第600環(huán)13第650環(huán)14第700環(huán)圖5.2計算斷面（2）參數計算根據豎向土壓力規(guī)則系數的定義：沿土倉高度方向上各高度和相應位置上土壓力值的相關系數R2。豎向土壓力規(guī)則系數的計算公式為：式中：；:—該點的實際土壓力；:—線性回歸模型回歸的數據盾構機隔板上共設有5個土倉壓力傳感器，用來探測土倉內的土壓力，其分布的位置如圖5.3所示。圖5.3土倉壓力傳感器位置示意圖根據盾構掘進施工參數記錄，整理掘進時這五個土倉壓力傳感器所測得的土壓力，對應其所在位置（即不同的高度），分別計算在三個區(qū)間內，盾構掘進時土倉內的豎向土壓力規(guī)則系數。計算結果如下：①騾馬市站～天府廣場站區(qū)間取騾馬市站～天府廣場站區(qū)間中的十個計算斷面，分別計算其豎向土壓力規(guī)則系數，計算結果如表5.2所示。表5.2騾～天區(qū)間豎向土壓力規(guī)則系數1（第50環(huán)）2（第100環(huán)）3（第150環(huán)）4（第200環(huán)）5（第250環(huán)）0.950.760.860.320.516（第300環(huán)）7（第350環(huán)）8（第400環(huán)）9（第450環(huán)）10（第500環(huán)）0.490.340.340.660.33圖5.4騾～天區(qū)間豎向土壓力規(guī)則系數由上面計算結果可知，盾構在騾馬市站～天府廣場站區(qū)間掘進時，其豎向土壓力規(guī)則系數在0.33至0.95之間，經計算平均為0.55。從計算結果的曲線圖來看，該區(qū)間前150環(huán)豎向土壓力規(guī)則系數較高，在0.8至0.9之間，土壓平衡控制較好；后400環(huán)的豎向土壓力規(guī)則系數在0.4左右，土壓平衡控制較差。②文武路站～騾馬市站區(qū)間取文武路站～騾馬市站區(qū)間中的五個計算斷面，分別計算其豎向土壓力規(guī)則系數，計算結果如表5.3所示。表5.3文～騾區(qū)間豎向土壓力規(guī)則系數1（第10環(huán)）2（第60環(huán)）3（第110環(huán)）4（第160環(huán)）5（第210環(huán)）0.380.630.460.400.27圖5.5文～騾區(qū)間豎向土壓力規(guī)則系數由上面計算結果可知，盾構在文武路站～騾馬市站區(qū)間掘進時，其豎向土壓力規(guī)則系數在0.27至0.63之間，經計算平均為0.43，該區(qū)間土壓平衡控制較差。③人民北路站～文武路站區(qū)間取人民北路站～文武路站區(qū)間中的十四個計算斷面，分別計算其豎向土壓力規(guī)則系數，計算結果如表5.4所示。表5.4人～文區(qū)間豎向土壓力規(guī)則系數1（第50環(huán)）2（第100環(huán)）3（第150環(huán)）4（第200環(huán)）5（第250環(huán)）0.980.600.390.460.536（第300環(huán)）7（第350環(huán)）8（第400環(huán)）9（第450環(huán)）10（第500環(huán)）0.640.740.510.520.5111（第550環(huán)）12（第600環(huán)）13（第650環(huán)）14（第700環(huán)）0.510.460.270.46表5.6人～文區(qū)間豎向土壓力規(guī)則系數由上面計算結果可知，盾構在人民北路站～文武路站區(qū)間掘進時，其豎向土壓力規(guī)則系數在0.27至0.98之間，經計算平均為0.54。該區(qū)間內土壓平衡控制較差，除個別點外，豎向土壓力規(guī)則系數波動較小。（3）參數分析通過對上述三個區(qū)間的盾構豎向土壓力規(guī)則系數的計算，發(fā)現(xiàn)在該地層條件下，豎向土壓力規(guī)則系數在0.5左右，說明土倉內的土壓力分布不均勻，其豎向土壓力規(guī)則系數大大低于軟土地層。從上述計算選取兩個典型斷面，分別得這兩個斷面土倉內土壓力分布，如圖5.7。圖5.7豎向土壓力分布。從上述分析來看，成都砂卵石地層中的盾構土壓平衡控制，應與軟土地層相區(qū)別。就豎向土壓力規(guī)則系數這一參數的反饋分析可看出，土壓力分布的均勻性要比軟土地層差很多，因此土壓力為平衡開挖面水土壓力所起到的作用尚不能明確。5.3小結通過對土壓平衡參數的反饋分析，可以得到如下結論：（1）成都砂卵石地層下，盾構土倉內豎向土壓力規(guī)則系數為0.5左右，土倉內土壓力分布不均勻，土壓平衡控制較差。（2）土倉中部出現(xiàn)應力偏大的現(xiàn)象，與數值計算中的中部“應力凸起”相一致。（3）成都砂卵石地層中的盾構土壓平衡應該與其他地層的土壓平衡相區(qū)別。相應的，在軟土地層中盾構土壓平衡控制理論不適應于成都地層。6土壓平衡控制方法根據該地層中的土壓特點來進行針對性的土壓平衡控制措施，管理方法如圖6.1。圖6.1土壓平衡管理思路提高渣土的特性包括以下幾個方面：（1）提高其流塑性；（2）減小對刀盤刀具的磨耗；（3）降低滲透系數，阻止噴涌發(fā)生；提高施工參數包括以下幾個方面：（1）提高土壓支撐率；（2）根據計算結果調整土倉土壓力；（3）提高土倉土壓規(guī)則系數；（4）根據土倉前后應力的計算結果，前后應力比在“盈壓狀態(tài)”下較大，因此，在掘進過程中，一方面要減小盈壓率，降低土倉前后應力比，另一方面，由于土倉前后存在應力比大于1的情況，應相應減少壓力隔板的控制土壓力。根據上述土壓平衡控制方法，對應于施工措施，具體如下：(1)渣土改良本工程選用盾構機的渣土改良系統(tǒng)，包括膨潤土注入系統(tǒng)和泡沫系統(tǒng)。渣土改良系統(tǒng)的工作示意圖如圖6.2所示。膨潤土注入膨潤土注入刀盤前方4個注入管路刀盤前方4個注入管路刀盤前方4個注入管路刀盤前方4個注入管路，8個點土倉內4個注入管路螺旋輸送機上注入點泡沫系統(tǒng)該渣土改良系統(tǒng)的特點主要有：①膨潤土粘土注入和泡沫注入系統(tǒng)共用管路；②管路直徑5.1cm；③配有獨立的聚合物注入系統(tǒng)；④五條管路：四條送往土倉、刀盤，一條送往螺旋輸送機。泡沫系統(tǒng)主要由泡沫泵、高壓水泵、電磁流量閥、泡沫發(fā)生器、壓力傳感器和管路組成，如圖6.3所示。圖6.3泡沫系統(tǒng)示意圖通過泡沫注入系統(tǒng)可將泡沫注入到刀盤前端、土倉里和螺旋機內。經泡沫改良的土壤有以下特點：改善流動性、降低滲水性、降低對盾構機的附著、減小對盾構機的磨損、降低刀盤的驅動功率。對于泡沫的性能，主要有如下四個方面進行表征：①泡沫密度(ρ)泡沫密度是泡沫體系重要的物理特征之一，泡沫密度取決于發(fā)泡液(即液體泡沫)的密度ρs、氣體密度ρr和實際含氣量ψ：(6.1)②泡沫表面粘度(μn)該參數很大程度上取決于它的結構(如氣泡大小和分布)，而泡沫的結構又受到泡沫產生方式的強烈影響。③泡沫的質量(M)我們經常提到的氣體的體積含量，稱為泡沫的質量。在實際工作中,得到的泡沫質量在50%～99%之間變化。④穩(wěn)定性影響泡沫穩(wěn)定性的因素主要有表面粘度和溶液粘度、表面張力及自修復作用、液膜表面電荷的影響、液膜的透氣性等。加泥式土壓平衡盾構機碴土改良系統(tǒng)主要通過一套膨潤土注入系統(tǒng)，實現(xiàn)碴土的改良。在確定不使用泡沫劑的情況下，關閉泡沫輸送管道，同時將膨潤土輸送管道打開，通過雙活塞泵將膨潤土壓入刀盤前端、土倉和螺旋輸送機內，達到改良碴土地目的。高密度澎潤土的使用能夠使開挖的高滲水性礫質碴土達到較好的粘結性，并能滲入礫質碴土的孔隙中，從而實現(xiàn)止水和固結掌子面的作用，對本標段強透水性的砂卵石土中使用澎潤土的意義更加重大。根據實際需要，可以把膨潤土箱內裝入泥漿注入土倉內。膨潤土注入系統(tǒng)管路示意圖如圖6.4所示。注入土倉注入土倉注入刀盤膨潤土粘土漿液注入泡沫注入閥門閥門閥門閥門圖6.4膨潤土管路示意圖(2)控制出土率根據前面的分析可知，在掘進過程中減小盈壓率可降低土倉前后應力比，有利于土倉壓力在土壓平衡中的作用。所謂的盈壓率，可從土倉進渣量Q1和出渣的量Q2的關系來說明，即EPB的掘進存在以下三種狀態(tài)：①進渣量和出渣量基本相等：Q1＝Q2；此時為控制的最理想狀態(tài)；②進渣量多于出渣量：Q1>Q2，為研究方便,定義此時的狀態(tài)為“盈壓狀態(tài)”；③進渣量小于出渣量：Q1<Q2，為研究方便,定義此時的狀態(tài)為“欠壓狀態(tài)”。由此可見，要控制盈壓率，就是控制盾構掘進時的出土率，即盾構刀盤切削的渣土和螺旋輸送機排出的渣土量之比。在盾構尺寸等一定的情況下，進渣量與盾構推進速度有關。(6.2)式中：Q進為進渣量；D為刀盤的外徑；v為掘進速度；t為掘進時間。盾構施工中通過螺旋輸送機的轉速來控制出土量。螺旋輸送機的出土量與轉速一般用下式計算：(6.3)式中：Q出為排土量；η為排土效率；N為螺旋輸送機轉速；P為螺旋翼片的間距；A為螺旋輸送機有效斷面積，按下式計算：(6.4)式中：A為螺旋輸送機有效斷面積；D1為螺旋輸送機內徑；D2為螺旋機軸桿直徑。實際上施工時，土體一般不能填充滿葉片間的空隙，螺旋輸送機一轉的實際出土量小于上述計算結果。取η=q實際/q，稱為螺旋輸送機出土效率。現(xiàn)有的研究表明，螺旋輸送機在正常出土情況下相同時間內出土總量與轉速有明顯的正比例關系。該關系的比例系數是表征螺旋輸送機特性的重要參數，與螺旋機的直徑、螺紋形式、螺距及統(tǒng)計的時間間隔等有關。已有相關的盾構模型試驗對該比例關系進行研究，具體如下：圖6.5某盾構模型出土量與螺旋輸送機轉速的關系圖參照上述出土量的計算公式，進一步可推導出在時間dT內出土量為：(6.5)式中，N為螺旋輸送機轉速；k為轉化為重量的系數，與螺旋機型式及土性有關；其它符號意義同前。

為了得到盾構施工中一段時間內掘削的土體量，把排土量換算為天然狀態(tài)土體體積。如果在盾構掘進時有添加材料時，還應考慮添加材料的重量，取ke=dG天然/(dG天然+dG添加)，稱為有效出土比。此時，按下式換算出dT內由螺旋機排出的相當于天然狀態(tài)土體體積：(6.6)式中：為土體的天然容重；排土為螺旋排出的相當于天然狀態(tài)土體體積。綜上所述，為控制出土率，減小盾構掘進時的盈壓率，需要調整盾構的推進速度及螺旋輸送機轉速，使兩者能夠相互匹配。以此來充分發(fā)揮土壓平衡的作用。7渣土改良試驗7.1土性不良導致的施工難題土壓平衡式盾構施工中開挖出來的士體充滿刀盤和隔板之間的壓力艙，一方面開挖土作為支撐開挖面穩(wěn)定的介質，其土性對開挖面的穩(wěn)定起著決定性的作用。另一方面，它又源源不斷地由螺旋排土器向外排出，它的土性好壞又直接影響著出土的順利與否。國內外諸多施工實例表明，土壓平衡式盾構施工成功的關鍵就是要將開挖面上切削下來的土體在壓力艙內調整成一種比較理想的狀態(tài)，使土體的性質滿足一定的基本條件后盾構開挖和排土才能夠順利地進行。當開挖土的狀態(tài)不能滿足這一要求時，就會給施工帶來困難。這種施工困難主要表現(xiàn)為以下幾種：（1）壓力倉的閉塞壓力艙閉塞是由于開挖土體在壓力艙成拱，使盾構機不能正常出土，進而土體壓實充滿壓力艙，而缺乏流塑性的土體又使攪拌翼的阻力上升，加大刀盤扭矩，引起施工困難的現(xiàn)象。壓力艙內土體成拱后，若盾構施工繼續(xù)推進，土體會進一步壓縮，導致拱作用更加劇烈。在廣州地鐵一期工程施工中，遇到的是粉砂地層，由于壓力艙的閉塞導致艙內的壓力失控，造成地面隆起和扭矩上升，嚴重地影響了施工進度。據報道上海黃浦江上游引水二期工程臨江過江隧道施工中也遇到過螺旋排土器周圍土體成拱的現(xiàn)象，影響了施工的正常開展。（2）刀具消耗嚴重地層條件差，刀具與刀盤與開挖面的磨損嚴重。這種情況國內在廣州、深圳、北京等城市出現(xiàn)，刀具消耗嚴重大大地增大了工程成本。（3）螺旋輸送機的噴涌盾構施工中壓力艙和螺旋排土器內的土體不能有效抵抗開挖面上的水壓力，在螺旋排土器出口處發(fā)生噴砂、噴泥和噴水的現(xiàn)象。盾構施工中發(fā)生噴涌，不僅造成隧道內渣土難以處理，工期延誤，嚴重時導致開挖面失穩(wěn)。飽和砂土圍巖一旦發(fā)生開挖面失穩(wěn)，常常會造成開挖面前部發(fā)生流砂最后發(fā)生地面塌陷。在國內盾構施工中，廣州地鐵三號線大~瀝區(qū)間段在使用土壓平衡式盾構進行隧道施工時數次發(fā)生噴涌，造成地面塌陷，工期延誤。南京地鐵盾構試驗段因遇流砂層亦發(fā)生噴涌現(xiàn)象，造成施工控制困難。（4）刀盤及壓力倉的結餅壓力艙結餅是由于缺乏流動性的開挖土，在盾構機推進壓力的作用下，在壓力艙內發(fā)生壓密、固結排水，形成堅硬“泥餅”的現(xiàn)象；壓力艙內發(fā)生“結餅”后，如果沒有其它補救措施，則這種“泥餅”將不斷擴散，進而使整個壓力艙發(fā)生堵塞，導致刀盤扭矩過大，開挖困難或無法進行，引發(fā)刀盤主軸承過高溫度，加速主軸承的損壞，甚至會出現(xiàn)主軸承“燒結”、“報死”的嚴重后果。2002年，深圳地鐵一期工程四號線采用土壓平衡式盾構掘進時，由于結餅而不得不停機開艙處理。然而由此引發(fā)了地面塌陷及鄰近建筑物的沉降等問題，對周圍環(huán)境產生了重大影響。（5）電流消耗過大由于刀具、刀盤與土體間的摩擦系數大，因此，扭矩及推力也相應的增大，造成電流消耗過大，及油壓增大，甚至發(fā)生機械故障。（6）發(fā)生卡機事件若開挖面不能保證平衡，開挖面前上方發(fā)生坍塌，或遇到卵石塊較多的情況，就會發(fā)生卡機事件，使得盾構機刀盤不能轉動。7.2土體改良的目的提高開挖土體的塑流性，保證了土料能不斷地流送到螺旋輸送機，防止渣土卡住刀盤、及大塊卵石沉入土倉底部，造成出渣困難，渣土阻塞；開挖室內土料具有的軟稠度和良好的塑性變形，使支撐壓力能規(guī)則地作用于開挖面，保證開挖面平衡穩(wěn)定，控制地表沉降；提高渣土的抗?jié)B性，在螺旋輸送機形成瓶塞效應，防止發(fā)生噴涌；減小刀盤及刀具的磨損與破壞，減少對螺旋輸送機的磨損；降低了刀盤和螺旋輸送機的驅動力矩，減少電力消耗。7.3土體的改良的機理根據上述土體改良的目的及作用，土體改良是使不滿足土壓平衡盾構施工的土體改良為適合與進行土壓平衡盾構施工的土體。適合于土壓平衡盾構施工的土體應具有一定的塑性流動性、和刀具之間的摩擦系數小及一定的抗?jié)B性。因此，要實現(xiàn)如上所述的土體狀況，應根據實際的開挖地層對開挖渣土添加特殊材料。材料包括：泡沫、聚合物、硅溶膠、礦物材料等。向開挖面土體添加泥漿后，泥漿包圍在顆粒周圍，形成了一層泥膜，增加了顆粒之間的粘聚力，使得顆粒之間的傳力得到擴散，改善了土體的受力狀況。泡沫的體積極小，混合后泡沫的泥漿擴散性得到增強，可以在刀盤的攪拌下迅速滲透到土層中，將土顆粒包裹起來，降低了土體的密實度，改善了土體的塑流性，如圖7.1-7.4所示。圖7.1水中泡沫的產生圖7.2泡沫的氣液兩相示意圖圖7.3氣泡摻入土體的示意圖圖7.4加泥漿、泡沫對開挖面土體的改善7.4砂卵石地層渣土改良試驗方案根據土壓平衡盾構施工的要求，需要對改良土體進行試驗研究。由于該種土體的特殊性：卵石顆粒直徑達到了100mm以上，因此，采用常規(guī)的試驗不能滿足該條件。根據特殊情況，設計了如下的試驗。7.4.1試驗測試項目測試項目見表7.1。表7.1試驗測試項目No.試驗項目目的試驗求取值試驗設備1塌落度試驗改良土的塑流性塌落度（cm）流動度（cm）標準塌落度桶2滲水試驗改良土的止水性滲透系數（cm/s）自制直徑為20cm的有機玻璃滲透系數儀3滑動試驗改良土和鋼之間的摩擦鐵塊與土體之間摩擦系數自制角鋼和土體接觸，采用拉力計測得拉力4電機攪拌試驗攪拌難易程度、內摩擦角、粘聚力電流消耗轉速為60rpm的攪拌機，數字電流計5觀察是否離析，流動性、包裹小卵石的情況7.4.2改良試驗材料本試驗添加材料類型見表7.2。表7.2試驗添加材料類型No.1234改良類型泡沫礦物材料復合式硅溶膠材料采用YT-2型泡沫劑粘土和膨潤土泡沫+礦物材料采用硅膠溶液和強電解質制成7.4.3試驗方法及原理（1）滲透性改良土體的滲透性由于開挖的渣土是砂卵石，石塊較大，常規(guī)的滲透系數儀不能滿足該種地層的滲透系數的測定。因此，采用自制的滲透系數儀，如圖7.5所示。圖7.5滲透系數試驗試驗原理與方法測得一定時間t內滲透過20cm厚的渣土的水流量。根據水頭高H，有機玻璃桶內斷面面積A，渣土厚度W，一定時間t的水流量Q，即可算得滲透系數k如式5.1所示。（7.1）根據試驗測得的滲透系數，然后調整添加改良劑的用量及類型，直到滲透系數小于1e-4m/s為止，如圖7.6所示。7.6土壓和泥水式盾構滲透性的適應范圍（2）攪拌功率的測定所用儀器試驗設備包括改造了攪拌設備的一個攪拌機和一個數字電流計，如圖7.7和7.8所示。根據試驗需求，將原有的攪拌設備進行改造，在中軸上均布、對稱安裝了角鋼作為攪拌翼。數字電流計接在攪拌機的電路上，可測得攪拌設備工作時的實時電流。圖7.7改造的攪拌機圖7.8攪拌機電流測試儀器試驗原理與方法攪拌翼在電動馬達的帶動下在渣斗中旋轉攪拌。不同的渣土狀態(tài)，攪拌所消耗功率不同，流動性愈差、摩擦越大攪拌越困難。而流動性越好，摩擦越小，攪拌越容易，從而消耗功率越小。根據攪拌時的難易程度，可以間接反映盾構掘進時的刀盤轉動難易。通過自己改造的攪拌設備對改良的土體進行攪拌，同時測出攪拌機攪拌時的功率消耗。攪拌時攪拌機消耗的功率越小，說明土體與攪拌設備之間的摩擦越小，土體的內摩擦角越小，流動性越好，土體改良效果就越好。試驗的步驟為將數字電流計接入攪拌機電路；將不同改良類型的渣土裝入渣土斗內；啟動電機，待電機轉動均勻；每隔一定時間間隔紀錄電流值大小。土體與鋼條之間的摩擦所用儀器由于改良土體直接與刀盤、土倉接觸，并且接觸為土體與鋼鐵之間的接觸。若通過改良，兩者的摩擦系數能大大減小，則能增大土體的流動性，減小扭矩。因此，設計如圖7.9實驗測定摩擦系數。鋼條拉力計改良土體鋼條拉力計改良土體圖7.9渣土與鋼鐵之間摩擦系數測試試驗原理與方法通過拉動鋼條來測試鋼條和渣土之間的摩擦系數大小。由于刀盤等設備直接和渣土接觸，因此，測得鋼條與渣土之間的摩擦可間接反映掘進時刀盤轉動和渣土的摩擦。拉力計測得的拉力為F，鋼條正面壓力大小為N，摩擦系數計算如下：(7.2)—為測得的渣土容重；h—為渣土容器的高度；A－為鋼條的面積；實驗時，將渣土倒入容器，倒入后用鐵棒敲打容器以保證渣土均勻。用拉力計勻速拉動鋼條，記錄拉力計讀數。試驗過程如下：裝入鋼條、拉力計；將不同類型渣土裝入土渣斗；敲打土渣斗使渣土均勻；勻速拉動鋼條，并讀出拉力計讀數；塌落度/流動度測試試驗所用儀器坍落筒，是用3mm厚的鐵皮制成，筒內壁光滑，筒的上下面互相平行，并垂直于軸線。上口直徑100mm，下口直徑200mm,高300mm。筒外壁上部焊有兩只手柄，下部焊有兩只踏腳板，如圖7.10所示。圖7.10塌落度試驗裝置試驗原理與方法塌落度試驗用來測試渣土的流動性。由于目前認為土體是一個c、φ體，塌落度的大小反映了渣土的c、φ大小，如圖7.11所示，但具體關系目前不是很明確。在某一范圍內的塌落度值可能對應了某一范圍內的c、φ值。圖7.11理想的渣土分布區(qū)間測試改良后土體的塑性流動狀態(tài)，對改良渣土進行了塌落度/流動度測試。塌落度的值L為塌落度桶原始高度H1減去塌落后的高度H2，單位為cm。L=H1-H2試驗按下述過程進行：將改良后的渣土放入塌落度桶，敲打均勻，以至于塌落度桶內的渣土均勻。將塌落度桶裝滿后；將塌落度桶慢慢提起；用標尺量測渣土堆的高度H2。7.5試驗及結果分析試驗分別對粗粒土，細粒土和一般情況下的土進行了針對性的試驗、研究及對比。7.5.1偏細顆粒土的試驗該組試驗主要對偏小顆粒的渣土進行了試驗，該組渣土照片如圖7.12所示。首先對該細粒土進行了顆分，測得該土的顆分曲線如圖7.13所示圖7.12該組試驗土體照片圖7.13細顆粒的級配曲線由該曲線可以看出，該試驗所用的細粒徑的土粒徑大于20mm的占了25%。小于1mm的接近50%，其中小于0.1mm的顆粒含量占到了10%。試驗中，往該樣渣土中加水，將其加到飽和狀態(tài)，當含水率17%時，塌落度為19cm，如圖7.14所示。根據觀察具有較好的塑性流動性和一定的保水性。但是通過拉動試驗和攪拌測功率的試驗，表明該土體的摩擦系數還偏大，因此，需要加入泡沫劑進行減磨。加入濃度為3%的泡沫劑200ml發(fā)泡后，摻入該土體。該土體具有了更好的流塑性，其細觀照片如圖7.15所示。并且內摩擦角大大地減小，減少了機器及刀盤刀具的消耗。圖7.14該偏細顆粒的塌落度試驗圖7.15該改良土的細觀照片7.5.2偏大顆粒土的改良試驗該組試驗主要由大粒徑的卵石組成，如圖7.16所示。級配曲線如圖7.17所示。圖7.16該組試驗粗顆粒的照片由級配曲線可以看出，該組試驗的大顆粒的渣土，顆粒粒徑大于20mm的占了83%，粒徑小于10mm的僅占10%左右，小于0.1mm的含量極少。試驗首先對該渣土進行了摻入泡沫的試驗，摻入泡沫后的照片如圖7.18所示。圖7.17大粒徑顆粒的級配曲線（a）（b）圖7.18粗顆粒只加泡沫劑攪拌后的情況試驗結果表明，對于該大粒徑的卵石渣土，僅對該渣土添加泡沫材料，可以得到以下幾個結論：(1)對其流動性基本沒有改善；(2)鋼條的拉動試驗表明，拉力在25N左右，而且拉動時波動較大，說明大塊易發(fā)生卡?。?3)滲透系數測試發(fā)現(xiàn)，該大粒徑渣土只加泡沫的情況，會直接發(fā)生涌水，滲透系數遠遠不能滿足使用要求。因此，需要對該種土體進行進一步改良，添加粘土類礦物材料，一方面，補充粗顆粒中的細顆粒量，另一方面，適當增加粘性，提高土體的保水性和抗水性。因此，在渣土中加入了濃度為55%的粘土漿2360ml，30.3%的膨潤土漿330ml，進行攪拌，礦物材料的摻入率為48%。試驗表明，加入粘土及膨潤土后的土體，有了一定的流動性和保水性，如圖7.19為加入礦物材料之后的照片。（a）（b）圖7.19加入礦物材料后的渣土狀況7.5.3中等顆粒分布土的改良試驗對該組渣土進行了較為詳細的試驗。該組渣土照片如圖7.20，級配曲線如圖7.21。圖7.20該組試驗采用的渣土的照片圖7.21該組的級配曲線對該組渣土，進行了幾組試驗：(1)只添加泡沫材料；(2)只添加礦物材料；(3)添加泡沫和礦物復合材料；(4)添加硅溶膠材料；取渣土16kg，含水率大概4～5%，做塌落度試驗，結果如圖7.22，塌落筒取出后，渣土為崩塌，不具有流動性。又在其中加入270g水時，此時含水率大概在6～7%左右，此時又做了塌落度試驗，如圖7.23所示，顯示塌落度為零，也不具流動性。圖7.22原含水率大概在4-5%時的塌落度試驗圖7.23原始土體的塌落度試驗（含水率6-7%）對該渣土進行拉動鋼條試驗，試驗表明，拉動鋼條的力很不均勻，拉動過程中的力的波動達到了10N。最大為45N。（1）添加泡沫材料試驗土體中添加的泡沫指標如表7.3所示。表7.3添加泡沫指標項目泡沫摻入比發(fā)泡倍率每延米泡沫成本（元）指標35%25600加入加入泡沫后攪拌的渣土情況，如圖7.24所示。加泡沫后的細觀圖，如圖7.25所示。對加入泡沫后的渣土進行塌落度試驗，結果如圖7.26所示。加入泡沫后的塌落度為15.5cm。試驗表明：改良后的渣土具有較好的流動性和一定的保水性。拉動試驗表明拉動鋼條的力為13N，可見泡沫材料對于改善鋼條和渣土之間的摩擦有很大作用。（a）（b）圖7.24加入泡沫后攪拌的渣土情況圖7.25加泡沫后的細觀照片圖7.26加入泡沫后的塌落度試驗對改良后的攪拌電流進行了測試,結果如圖7.27所示。結果表明，電流消耗仍有一定的波動不穩(wěn)定性。圖7.27改良后的電流情況對于該組試驗改良后的渣土進行了滲透系數試驗。試驗中，當水頭加到30cm左右時，渣土突然出現(xiàn)了涌水，如圖7.28所示，渣土上部的水壓貫通了渣土。不得已，試驗人員把渣土取出，挑揀出其中的大塊，保留了其中的偏小的顆粒，重新進行了滲透系數的試驗，測得滲透系數1.4x10-4cm因此，該組試驗表明：在渣土中添加泡沫進行土體改良，僅添加泡沫劑的渣土，抗?jié)B系數滿足不了土壓平衡盾構的使用要求。特別是對于存在大顆粒的情況下，“噴涌”的危險性很大。水流涌出水流涌出圖7.28添加泡沫后渣土的滲透系數試驗（出現(xiàn)涌水）（2）添加礦物材料試驗該組試驗對渣土僅添加了礦物材料進行了試驗。添加粘土粉800g和膨潤土320g進行了試驗。（1）流動度的試驗塌落度試驗的照片如圖7.29，由于添加細粒的礦物材料為細顆粒（粒徑基本都小于0.05mm），添加了礦物材料后，使得渣土的細顆粒（小于0.3mm）的含量占到了20%。因此，在該種條件下，大顆粒的卵石已經被細顆粒所包括，試驗表明，該改良渣土具有較好的保水性和塑性流動性。測得該改良土的塌落度為10cm，因此，該改良渣土的流動性不是很理想。（2）滲透系數試驗對該組的滲透系數試驗表明，該組的滲透系數減少到了9x10-7cm/s。完全滿足了土壓平衡盾構1x10-5圖7.29只加礦物材料后的塌落度試驗（3）鋼條拉動試驗拉動鋼條的平均力為29N，鋼條勻速運動的力為19N。（4）攪拌及電流得到攪拌的電流比較均勻，但大小并未有明顯的減小。原因是加入粘顆粒，增大了渣土的粘聚力，如圖7.30和7.31所示。圖7.30攪拌時的照片圖7.31攪拌的電流（3）復合材料試驗首先對渣土中加入520ml水，此時含水率大概在9~10%，接近飽和，做了塌落度試驗，結果塌落度幾乎為零。然后加入濃度為55.6%的粘土漿液1440g，和濃度為45.7%的膨潤土漿液