复合地层下穿高铁超大矩形盾构隧道开挖面的极限支护力_宁茂权.pdf

DOI:10.11858/gywlxb.20220621复合地层下穿高铁超大矩形盾构隧道开挖面的极限支护力宁茂权1,2，唐再兴2，刘顺水2，麻建飞3，崔光耀4（1.中铁第四勘察设计院集团有限公司，湖北武汉430064；2.海峡（福建）交通工程设计有限公司，福建福州350004；3.北京交通大学土木建筑工程学院，北京100044；4.北方工业大学土木工程学院，北京100144）摘要：为了保证超大矩形盾构隧道开挖面的稳定性，依托某超大矩形盾构隧道工程，采用理论分析、数值模拟和现场监测方法对复合地层下穿高铁超大矩形盾构隧道开挖面的极限支护力进行了研究，提出了复合地层下穿高铁超大矩形盾构隧道开挖面临界破坏模式，并基于极限平衡理论推导了极限支护力计算方法。数值模拟和现场监测结果表明：提出的极限支护力计算方法与数值模拟和现场监测的误差分别在 10.40%18.30%和 11.19%16.85%区间，说明极限支护力公式安全可靠，可应用至实际工程中。研究结果可为类似工程开挖面稳定性控制提供参考。关键词：矩形盾构隧道；复合地层；极限支护力；极限平衡法；近接施工中图分类号：O342;U25文献标识码：A随着我国城市地下空间的不断开发，地下工程面临的工程条件更加苛刻，城市隧道也朝着大断面、长距离、异型化方向发展1。机械法施工隧道开挖面的稳定极大地影响着自身及其周边环境的稳定，如何在复杂地质条件下保证开挖面稳定是目前亟待解决的问题之一23。目前，人们针对隧道开挖面极限支护力开展了大量研究，例如：安永林等4借助有限元和强度折减法对上软下硬地层开挖面的稳定性和塌方形态进行了研究；王林等5研究了考虑局部失稳条件时盾构掌子面挤出破坏的极限支护力；傅鹤林等6借助极限平衡法和筒仓理论推导了砂土条件下下穿既有隧道盾构推力计算公式；杨子汉等7将 Hoek-Beown 引入开挖面多块体滑移模式，并借助极限分析原理提出了考虑饱和度的掌子面破坏范围估算方法；Wong 等8借助离心机试验和数值仿真对砂土中盾构隧道开挖面的被动破坏进行了研究；陈峥等9建立了考虑超前支护的开挖面破坏模型，并借助极限分析上限法推导了隧道稳定的目标函数；邱龑等10研究了圆形盾构穿越分层地层时的开挖面失稳破坏三维模型，推导了分层地层中的极限支护力计算方法；刘克奇等11基于滑移线理论建立了盾构掌子面三维破裂模型，并依据大主应力理论计算了掌子面极限支护力；崔蓬勃等12提出了考虑土拱发挥过程的非饱和砂土圆形盾构隧道极限支护力计算方法；代仲海等13推导了复合地层中圆形盾构隧道开挖面极限支护力计算方法；石欣等14、Zhang 等15提出了非线性裂隙岩体中圆形隧道开挖面多锥体计算公式。然而，以上研究中极限支护力理论推导大多采用极限平衡法和极限支护力得出，且研究对象大多基于常规尺寸下的圆形隧道，对大断面、异形盾构的开挖面支护力却鲜有报道。矩形盾构为平底断面土舱，*收稿日期：2022-06-30；修回日期：2022-07-18 基金项目：国家自然科学基金（52178378）；中铁第四勘察设计院集团有限公司科技研究开发项目（2020K143）作者简介：宁茂权（1972），男，硕士，正高级工程师，主要从事隧道与地下工程的勘察设计与研究.E-mail： 通信作者：崔光耀（1983），男，博士，教授，主要从事隧道与地下工程研究.E-mail：第37卷第1期高压物理学报Vol.37,No.12023年2月CHINESEJOURNALOFHIGHPRESSUREPHYSICSFeb.,2023015302-1渣土易淤积，掘进中开挖面应力分布尚不明确，土舱压力设定困难。若超大矩形盾构掘进中下穿既有运营高速铁路，则盾构施工中开挖面的稳定将严重影响上覆高铁的安全运营。本研究以某超大矩形盾构隧道工程为背景，提出复合地层下穿高铁超大矩形盾构隧道开挖面临界破坏模式，基于极限平衡法推导极限支护力公式。采用数值模拟与现场监测方法对提出的极限支护力理论公式进行验证，以期为类似大断面隧道开挖面稳定研究提供参考。1 工程概况某超大矩形盾构隧道轮廓如图 1 所示，其中洞宽（B）为 12.78m，洞高（H）为 7.67m，R1、R2和R3分别为 21.53、2.30 和 2.30m，B1和 H1分别为8.00 和 2.63m。盾构机采用复合式（辐条+面板）刀盘，“前三后四”两组平行轴式布置，如图 2(a)所示。刀盘开口率为 30%，相邻刀盘切削区域相互交叉，理论开挖覆盖率可达 95%。出渣系统采用3 组筒径为 706mm 的螺旋输送机，如图 2(b)所示，最大可排出粒径为 585mm。盾构标准管节长1.80m，厚 0.80m，采用 C50 钢筋混凝土，如图 2(c)所示。该矩形盾构隧道下穿运营 250km/h 的高速铁路（见图 2(d)），管节顶板与高铁基础最小间距2.40m，矩形盾构隧道与高铁的位置关系如图 3 所示。盾构掘进中掌子面遭遇由素填土、粉质黏土、全风化花岗岩和中风化花岗岩组成的复合地层，严重影响施工进度。BHR2R3R1H1B1图1隧道轮廓Fig.1Tunnelprofile(a)Shield machine cutter head(b)Screw conveyor(c)Lining(d)Existing high-speed railway图2工程现场Fig.2Projectsite第37卷宁茂权等：复合地层下穿高铁超大矩形盾构隧道开挖面的极限支护力第1期015302-2 2 极限支护力计算方法 2.1 基本假设h本研究提出的复合地层下穿高铁的超大矩形盾构隧道开挖面临界破坏模式如图 4 所示。其中，L1和 L2分别为隧道的长度和宽度，L0为楔形体的长度，为掌子面硬岩层的高度，Z 为上覆棱柱体的高度，1和 2分别为硬、软岩的破裂角。土体服从 Mohr-Coulomb 破坏准则，不考虑地下水的影响。2.2 理论推导对楔形体 BML-ANK 进行受力分析，如图 5 所示，则水平方向p1+2T1cos1+T3cos1=N1sin1(1)竖直方向Q1+G1=2T1sin1+T3sin1+N1cos1(2)式中：p1为作用于面 ABLK 的支护压力，T1和 T3分别为作用于面 BLM（AKN）和面 ABMN 的总剪力，Existing high-speedrailway trackPipe jacking shieldtunnel(a)Plane graph(b)Cross section(taking a certain track as an example)High-speed railway stationHigh-speed railwayPipe jackingshield 7.65 m12.60 m0.80 m3.80 mPlain fillSilty clayCompletelyweathered granite Stronglyweathered granite High-speed railway图3矩形地下通道与高铁的位置关系Fig.3Locationrelationshipbetweenrectangularunderpassandhigh-speedrailwayD1A1C1B1BAKLDCFEMGIJHNhZ21BAKLDCFEMNh21(a)Overall model(b)Gliding bodyL1L2L2hL2h图4临界破坏模式Fig.4Criticalfailuremode第37卷宁茂权等：复合地层下穿高铁超大矩形盾构隧道开挖面的极限支护力第1期015302-3G1为楔形体自重，Q1为梯形体作用于楔形体的力，N1为作用于面 ABMN 的总压力。对上部梯形体 DFNK-CEML 进行受力分析，如图 6 所示，则水平方向p2+2T2cos2+T4cos2=N2sin2(3)竖直方向F1+G2=Q1+2T2sin2+T4sin2+N2cos2(4)式中：p2为作用于面 LKDC 的支护压力，T2和 T4为面 LMEC（KNFD）和面 MNFE 的总剪力，G2为梯形体自重，F1为上覆结构作用于梯形体的力，N2为作用于面 MNFE 的总压力。联立式(1)式(4)，得p1=tan 1(Q1+G12T1sin 1T3sin 1)2T1cos 1T3cos 1(5)p2=tan 2(F1+G2Q12T1sin 2T4sin 2)2T2cos 2T4cos 2(6)楔形体 BML-ANK 的自重为G1=L1SBLM1=L11h22tan 1(7)SBLMBLM1式中：为的面积，为楔形体重度。上部梯形体 DFNK-CEML 的自重为G2=L1SLMEC2=L12(L2h)(htan 1+L2h2tan 2)(8)SLMEC2式中：为梯形 LMEC 的面积，为梯形体的重度。取棱柱体 CDFE-HGIJ 的一个微元体，设其底部面积为 S2，对其进行受力分析，有vS2+2dz=(v+dv)S2+2L1dz+2L0dz(9)v式中：为棱柱体作用于下滑体的竖向应力。=c2+htan 2=c2+Lvtan 2(10)c22hLv|z=0=q式中：为滑裂面的抗剪强度，为梯形体的黏聚力，为梯形体的内摩擦角，为土体微元侧面的正应力，为微元体的侧压力系数。由边界条件，解得v=C0eP0z+eP0zQ0P0eP0z(11)C0Q0P0式中：、和为待定系数，其中C0=qQ0P0(12)KLNMABQ1T1G1T1T31N1p1图5楔形体受力分析Fig.5StressanalysisofthewedgeDF1FECMLK2Q1N2G2T2T2T4Np2图6梯形体受力分析Fig.6Stressanalysisoftrapezoidalbody第37卷宁茂权等：复合地层下穿高铁超大矩形盾构隧道开挖面的极限支护力第1期015302-4F1=vL1L0则上部棱柱体 CDFE-HGIJ 对于下滑体的作用力为面 BMECL 剪力微元体如图 7 所示，则任意深度 z 的竖向应力为v(z)1=v+2(L2h)+1z10 z h(13)v(z)2=v+2z20 z L2h(14)作用于面 BLM 和面 CEML 的剪应力为T1=12h2cot 1c1+K1tan 1v+131h+2(L2h)(15)T2=12(L2h)hcot 12c2+K2tan 22v+2(L2h)+12(L2h)2cot 2c2+K2tan 2v+132(L2h)(16)c11K1K2式中：为楔形体的黏聚力，为楔形体的内摩擦角，、分别为楔形体和梯形体土体的侧压力系数。作用于滑动面 ABMN 和滑动面 NMEF 的剪力为T3=c1L1hsin 1+N1tan 1(17)T4=c2L1(L2h)sin 2+N2tan 2(18)假设上覆高铁对棱柱体的作用为Q=q(19)假设支护力 p 为均匀分布，则p1=hL2p,p2=L2hL2p(20)综上，解得超大矩形盾构隧道下穿高速铁路极限支护力为p=L21h+2(L2h)1(1cos 1+sin 1)2(2cos 2+sin 2)2(21)12312式中：、和、均为待定系数。1=L1v(hcot 1+L2cot 2hcot 2)+h121h+2(L2h)cot 2+122(L2h)2cot 2(22)2=h2cot 1c1+K1tan 1v+(131L1+2L2)+c1L1hsin 1(23)3=(L2h)hcot 12c2+K2tan 2(2v)+K2tan 22(L2h)+(L2h)2cot 2c2+K2tan 2v+132(L2h)+c2L1L2sin 2(24)1=tan 1sin 1+cos 1sin 1tan 1cos 1(25)2=tan 2sin 2+cos 2sin 2tan 2cos 2(26)CLM12BEdz2dz1图7剪力微元体Fig.7Microelementforshearcalculation第37卷宁茂权等：复合地层下穿高铁超大矩形盾构隧道开挖面的极限支护力第1期015302-5 3 数值模拟验证 3.1 计算模型