3鉴定技术三：砂卵石地层EPB土压平衡控制技术

鉴定技术文件之三砂卵石地层EPB土压平衡控制技术鉴定技术文件之三砂卵石地层EPB土压平衡控制技术砂卵石地层EPB土压平衡控制技术1土压平衡盾构技术概述泥水盾构工法要求必须设置泥水和土砂分离处理系统。该系统的设备复杂、购价高、使用时占地面积大，对都市施工的狭窄场地而言，不仅成本高而且往往占地问题很难得以满足。为了简化施工设备，降低成本，人们推出了用掘削土体稳定掘削面的所谓的土压平衡盾构工法(以下简称土压盾构工法)。1.1工法基本原理该类盾构属封闭式盾构，盾构机如图1.1所示。盾构推进时，其前端刀盘旋转掘削地层土体，切削下来的土体进入土舱。当土体充满土舱时，其被动土压与掘削面上的土、水压基本相同，故掘削面实现平衡(即稳定)，如图1.2所示。图1.1土压平衡盾构机剖面图图1.2土压平衡盾构的土压平衡原理这类盾构靠螺旋输送机将渣土(即掘削弃土)排送至土箱，运至地表。由装在螺旋输送机排土口处的滑动闸门或旋转漏斗控制出土量，确保掘削面稳定。1.2稳定掘削面的机理土压盾构稳定掘削面的机理，因工程地质条件的不同而不同。通常可分为粘性土和砂质土两类，这里分别进行叙述。粘性土层掘削面的稳定机理因刀盘掘削下来的土体的粘结性受到破坏，故变得松散易于流动。即使粘聚力大的土层，渣土的塑流性也会增大，故可通过调节螺旋输送机转速和出土口处的滑动闸门对排土量进行控制。对塑流性大的松软土体也可采用专用土砂泵、管道排土。砂质土层掘削面的稳定机理就砂、砂砾的砂质土地层而言，因土颗粒间的摩擦角大故摩擦阻力大；渗透系数大。当地下水位较高、水压较大时，靠掘削土压和排土机构的调节作用很难平衡掘削面上的土压和水压。再加上掘削土体自身的流动性差，所以在无其它措施的情况下，掘削面稳定极其困难。为此人们开发了向掘削面压注水、空气、膨润土、粘土、泥水或泥浆等添加材，不断搅拌，改变掘削土的成分比例，以此确保掘削土的流动性、止水性，使掘削面稳定。土压盾构的种类按稳定掘削面机理划分的土压平衡盾构大致有如下几种，见表1.1。表1.1土压盾构的种类盾构名称稳定掘削面的措施适用土质削土加压式盾构①面板一次挡土。②充满土舱内的掘削土的被动土压稳定掘削面。③螺旋输送机排土滑动闸门的控制作用冲积粘土：粉土、粘土、砂质粉土、砂质粘土、夹砂粉质粘土加水式土压盾构①面板一次挡土。②向排土槽内加水，与掘削面水压平衡，增加土体的流动性。③滞留于土舱内掘削土通过螺旋传送机滑动闸门作用挡土。含水砂砾层亚粘土层高浓度泥水加压式土压盾构①面板一次挡土。②高浓度泥水加压平衡，并确保土体流动。③转斗排土器的泥水压的保持调节作用。松软渗透系数大的含水砂层，砂砾层，易坍层加泥土压盾构①向土舱内注入泥土、泥浆或高浓度泥浆，经搅拌后塑流性提高，且不渗水，稳定掘削面。②检测土舱内压控制推进量，确保掘削面稳定。软弱粘土层，易坍的含水砂层及混有卵石的砂砾层。1.3加泥式土压盾构1.3.1工作原理加泥式土压平衡盾构，是靠向掘削面注入泥土、泥浆和高浓度泥水等润滑材料，借助搅拌翼在密封土舱内将其与切削土混合，使之成为塑流性较好和不透水泥状土，以利于排土和使掘削面稳定的一类盾构机。掘进施工中可随时调整施工参数，使掘削土量与排土量基本平衡。盾构机仍由螺旋输送机排土，渣土由出土车运输。加泥式土压平衡盾构(以下简称加泥土压盾构)的构造，如图1.3所示。这类盾构主要用于在软弱粘土层、易坍塌的含水砂层及混有卵石的砂砾层等地层中隧道的掘进施工。①为刀盘，②为工作仓，③为压力隔板，④为螺旋出土器，⑤为推力油缸，⑥为盾尾密封，⑦为管片，⑧为盾尾同步浆液图1.3加泥式土压平衡盾构结构示意图1.3.2构造特点与削土加压式盾构相比较，加泥式盾构是密封土舱内设有泥土注入装置和泥土搅拌装置、排土装置等与前者相同，这类盾构特点如下：可改善切削土的性能。在砂土或砂砾地层中，土体的塑流性差，开挖面有地下水渗入时还会引起崩塌。盾构机有向切削土加注泥土等润滑材料并进行搅拌的功能，可使其成为塑流性好和不透水的泥状土。以泥土压稳定开挖面。泥状土充满密封舱和螺旋输送机后，在盾构推进力的作用下可使切削土对开挖面形成被动土压力，与开挖面上的水、土压力相平衡，以使开挖面保持稳定。泥土压的监测和控制系统。在密封舱内装有土压计，可随时监测切削土的压力，并自动调控排土量，使之与掘削土量保持平衡。1.3.3添加材料添加材料一般采用由粘土、膨润土CMC、高吸水性树脂及发泡剂等材料制成的泥浆液。切削土体为软弱粘性土时，可不注入泥浆，但在砂土和砂砾等地层中则必须注入泥浆。泥土加压式盾构机添加材注入示意如图1.4所示。在掘进施工中，加泥量应根据刀盘扭矩、螺旋输送机转速、推进速度和排土量等随时进行调整。同步注浆盾尾密封同步注浆盾尾密封图1.4泥土加压式盾构机添加材注入示意图2成都地层施工特点及难点2.1成都地层的特点成都地处岷江冲洪积扇状平原的南东边缘，区内地形平坦，地势受扇状平原控制，总体西高东低、北高南低，海拔490～520ｍ。成都地铁盾构隧道所处地层为典型的砂卵石地层，该地层岩体松散，无胶结，自稳能力差，单个石块强度高，卵石块在地层中起骨架作用。砂卵石地层是一种典型的力学不稳定地层，颗粒之间的空隙大，没有粘聚力，砂卵石地层在无水状态下，颗粒之间点对点传力，地层反应灵敏，刀盘旋转切削时，地层很易破坏原来的相对稳定或平衡状态而产生坍塌，引起较大的地层损失和围岩扰动。盾构隧道主要穿越砂卵石地层，粒径30～100mm的颗粒的卵石含量约65～75%。，粒径100～130mm的大约占10%。成都的地层富水，成都地下水枯水期埋深一般在3-5m之间,丰水期一般在1-3m之间,最小埋深为0.2m。据成都前期基坑施工经验，在开挖之前进行降水之后的开挖，基坑壁自立性较好，而且由于卵石的骨架作用，降水引起的变形相对较小。但在地下水的情况下，盾构在掘进过程中，局部水压会很大，会对盾构造成一定的影响，特别是开挖面的稳定。砂卵石地层，围岩体整体强度较低，但单个岩块块体强度非常高，因此，在盾构推进过程中，不免要对盾构刀具产生大的磨损与破坏，影响盾构施工的效率与成本。2.2成都地层的施工难点由于富水砂卵石地层具有含水量大、透水性强、砂卵石起骨架作用、结构松散的特点。因此，在此种地层种对盾构施工来说，存在卡机、高磨耗机具、开挖面稳定难以保证和排渣困难等难题，具体表现为如下几个方面：（1）单块卵石强度高。根据单块卵石的抗压强度试验结果，石块的单轴抗压强度可达150MPa，最大可达到180MPa。（2）对刀具摩擦系数大。根据文献及试验结果，该地层和钢铁之间的摩擦系数一般都在0.4之上，最高可达0.7。（3）成都地层塑流性差，会导致大颗粒卵石滞留土仓内或向盾构机四周移动，使得盾构机位置和姿态控制变得困难，严重时则无法推进。对不同颗粒的土压平衡盾构来说，土体改良的一般情况如图2.1所示。对于成都的土体来说，基本上不适合于进行土压平衡盾构施工，因此，需要对开挖土体进行改良，使之适合于土压平衡盾构。I区III区I区III区IV区V区粒径d/mm通过百分比/%图2.1土压平衡盾构的土体改良的一般情况（4）粘聚力小，或几乎没有粘聚力，结构松散，不连续。因此导致了结构传力特征存在差异，地层内靠点对点传力，稳定性差。2.3类似工程的对比西班牙Aviles工程，该工程地层的级配曲线如图2.2所示。采用土压平衡盾构，添加泡沫材料解决了砂砾地层的施工问题。从级配曲线可以看出，该地层的土体颗粒主要以小于0.3mm的颗粒为主，占到了总体的80%，和成都这种大于20mm的占到70～80%的大不一样。图2.2西班牙Aviles（3.5m直径,0.3mpa水压）（2）法国里昂（1997）EPB,采用的Ø=10.98m的土压平衡盾构，水压为0.1-0.3MPa，其级配曲线如图2.3所示，该工程采用“泡沫+聚合物”的方法改良土体。（4）台北捷运（台北地铁）隧道处在砂卵石地层，也是采用的EPB掘进。主要几个工程的统计如表2.1所述。表2.1台湾卵砾石层潜盾隧道案例台北捷运南港线CN259C标台北捷运新店线CH222标、H223标、CH224标台北捷运土城线CD269标基本数据隧道长560m，隧道内径5.4m，环片厚度各标隧道单向长度约800~1300m，隧道内径5.4m，环片厚度0.25或上下行隧道总长约2,530m，内径地层特征包含卵砾石层、软弱黏土层及风化砂岩的混合地盘。包括土壤、卵砾石及岩盘，现地试坑开挖结果发现卵砾石最大粒径为50cm潜盾隧道部分开挖面会遭遇卵砾石层、砂岩及土、岩接口等混合地盘。卵砾石粒径一般为10~30cm，附近车站深开挖工程中亦有少数粒径可达100刀盘形式轮辐式面板式轮辐＋面板式刀具形式切削刀盘型滚刀＋切刀强化滚刀＋强化切刀其他情况为避免混合地层是的方向控制困难，采用地层注浆加固的辅助工法刀具破碎大粒径卵石对混合地层进行注浆加固，以利于方向控制和减小沉降螺旋输送机最大排出卵石直径60cm，施工过程遇到最大36cm。隧道最大偏移5.6cm。2.4本项目依托工程背景本课题研究，依托成都地铁1号线2标段工程。本标段区间段地铁线路处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设，共三个区间：人民北路站～文武路站区间、文武路站～骡马市站区间、骡马市站～天府广场站区间。盾构区间隧道线路间距为11m～15m，隧道埋深15～20m，左线长2390.316m，右线长2407.774m。左右线区间隧道各采用一台直径6.28m海瑞克土压泥水盾构机掘进，盾构隧道采用管片拼装式衬砌，管片环宽1.5m，错缝拼装。隧道穿越该工程沿线初勘钻孔所揭穿的地层单位自上而下依次为第四系全新统（Q4）、上更新统（Q3）和白垩系上统（K2g）。Q4上段为杂填土，主要为建筑垃圾混粘性土，分布连续，厚度1.1～6.8m。下段上部为黄灰色粉质粘土，呈可塑～硬塑状态，湿；分布不连续，埋深1.7～3.5m，厚度1.2～3.6m。下段底部为灰黄色卵石土，卵石呈圆～次圆状。漂石组、卵石组、砾石组和土粒组在卵石土中所占的重量百分比分别为15.4%、69.2%、7.1%和8.3%。根据密实程度，卵石土可以划分出稍密卵石、中密卵石和密实卵石3个亚层。卵石层埋藏深1.6～5.3m，厚度5.2～工程范围内地下水系为第四系孔隙潜水和基岩裂隙水两种类型。主要以孔隙潜水为主，孔隙潜水主要埋藏于砂卵石地层中，地下水位埋藏较浅，水量丰富，渗透系数K=15～40m/d，补给来源为大气降水和地表河流、沟渠。基岩裂隙水主要赋存于泥岩风化裂隙带中，含水层厚20m左右，K=0.3～1.2m/d，裂隙水不发育，迳流条件差，主要为孔隙潜水补给。图2.4工作井开挖出的卵石图2.5盾构刀盘前掌子面地层情况3EPB土压平衡相关参数的提出对土压平衡式盾构来说，关键的就是工作面的土压力的控制。理想状态的工作面的土压力是均匀的梯形荷载，和地层原有的应力平衡。但实际的EPB施工达不到理想的加载形式。因此，在此定义土压平衡参数，以便更好地对砂卵石地层中的EPB掘进机理进行研究。3.1土仓竖向压力规则系数3.1.1系数的定义在理想状态下，土仓内的土压力是均匀的，呈梯形分布的。但在盾构掘进的实际中土仓压力受多方面因素的影响，往往是不均匀的，如图3.1所示。（a）理想状态的分布（b）实际可能情况图3.1理想状态下的土压力和实际中的土压力分布情况定义一个参数来表达土仓土压力的均匀性，土压力规则系数（regularmodulusofearthpressure：RMEP）。定义为沿土仓高度方向各高度和相应位置上土压力值的相关系数R2。（3.1）式中：（3.2）（3.3）:—该点的实际土压力；:—线性回归模型回归的数据3.2.2几种地层中RMEP的统计（1）南京粉砂地层南京地铁元通站—中胜站区间采用土压平衡盾构掘进，主要为粉砂地层，土仓压力分布特征，如图3.2所示。第54环土压力分布特征（R2＝0.85）(b)第78环土压力分布特征（R2＝0.64）（c）125环土压力分布特征（R2＝0.96）(d)第264环土压力分布特征（R2＝0.9）图3.2南京地铁EPB隔板土应力分布根据以上数据可知，第125环和第264环的土仓内土压力竖向规则系数R2分别为0.96和0.9，说明这两环的土压力较为均匀，此时土仓渣土状况流塑性较好，同时施加向开挖面的压力也较为均匀。但第54环和第78的土仓内土压力竖向规则系数R2分别为0.85和0.64，说明这两环的渣土流塑性状态较差，土仓内土压力状态相当不均匀，此时，作用于开挖面的土压力也相对的不规则。（2）广州复合地层根据获得的广州地铁的盾构隧道掘进数据，取其中四环数据，分别为仑头－大学城区间的104环、121环和官洲岛－仑头区间的269和635环，如图3.3所示。仑－大第104环土压力分布特征（R2＝0.92）仑－大第121环土压力分布特征（R2＝0.85）(c)仑－官第269环土压力分布特征（R2＝0.9）(d)仑－官第635环土压力分布特征（R2＝0.74）图3.3广州地铁EPB土压力分布从广州地层土压平衡盾构掘进时的土压力分布的特征可以看出，在粘性土为主的地层土压力规则系数相对较大，说明在该种情况土仓内渣土状况较好，土压力较为均匀，作用于工作面的支撑压力也较为均匀。但对于风化岩微风化岩的复合地层，土压力就相对不均匀，比如仑－官第635环土压力规则系数R2仅为0.74。根据以上几种地层的实例可以看出，土仓内实际的土压力状态不是我们经典理论所认为的规则的梯形分布，而是处于一种不均匀状态。在淤泥质粘土及粉性粘土地层中，土压力分布相对较为均匀，在粉砂及复合地层中，土压力相对较为不规则。3.2土仓前后应力比由于土压平衡盾构的压力传感器一般都安装在土仓后部的压力隔板上，盾构掘进时根据隧道地层、线路条件设置传感器应力的大小。但实际上压力隔板压力大小距离开挖面仍有1～2m的距离，因此，将开挖面的应力设置为压力隔板的应力在实际中必定存在一定的偏差，压力隔板土仓示意图如图3.4所示。因此，为了研究盾构掘进中工作面应力和土仓后压力隔板应力差异状况，定义土仓前后应力比：（3.4）k值的大小反映了土仓前后应力的差异，若k的值为1，说明土仓前后应力均一，k值大于1说明土仓前方应力大于压力隔板应力，k值小于1说明土仓前方应力小于压力隔板应力。根据前后土应力比的大小可以给盾构的控制提供参考，纠正长期以来一直以压力隔板控制工作面的应力的方法。图3.4压力隔板土仓示意图3.3土压支撑率土压平衡盾构的掘进系统是由盾体、镶嵌刀具的刀盘、土压力仓、压力隔板、螺旋出土器和推力油缸组成，如图3.5所示。掘进时，通过推力油缸向压力隔板施加推力，通过土仓内的渣土，压力隔板向开挖面提供支护压力，来平衡开挖面的水土压力。掘进时EPB通过调节推力油缸的推力和调节螺旋出土器的中轴转速实现对工作面压力的调节以适应不同支护压力大小的需要。推力油缸螺旋出土器压力隔板水压土压管片土仓土仓内土压推力油缸螺旋出土器压力隔板水压土压管片土仓土仓内土压工作面工作面图3.5土压平衡盾构掘进系统示意图传统土压平衡理论认为：（1）土压平衡盾构向开挖面施加的支护压力为一梯形压力，该梯形压力完全由土仓内渣土提供，用于平衡地层中的水土压力；（2）盾构向开挖面施加的支护压力与土仓后部压力隔板上的压力相等。由于大部分盾构的压力传感器都是埋置在土仓后部的压力隔板上，实际掘进靠隔板土压力来控制工作面土压力的。事实上，由于刀盘面板的存在，盾构向开挖面提供的支护压力由两部分构成：一是土仓内的渣土提供，另一部分是盾构的刀盘面板本身。因此，定义土压力支撑率的概念：土压力占开挖面支护总压力的比率（earthpressuresupportingratio，EPSR）。（3.5）4砂卵石地层盾构掘进的DEM模拟为了研究该地层EPB掘进时的土压平衡特性，对该地层的土压平衡盾构的掘进过程采用离散单元法（DEM）进行模拟。4.1砂卵石地层离散元模拟的适用性砂卵石地层特点是：地层胶结较差、结构松散、主要是点对点传力、单个石块强度高（100-200MPa）、内摩擦角大、流动性差，如图4.1为成都地铁从地下挖出来的砂卵石的情况。由于砂卵石地层非连续的结构特点，其中的许多机理性问题采用连续介质对其模拟计算存在较大的差异及困难。（a）（b）图4.1工作井开挖时开挖出的卵石松散介质中的颗粒位移是相互独立的，它们之间通过接触点相互作用。这种介质的离散特点决定了它们在加、卸载过程中表现出来的复杂特性，因此至今尚未建立起满意的本构模型。建立或验证本构关系需要大量的物理试验。然而，由于松散介质内部的应力很难直接测量，只能根据边界条件估算，给试验结果的揭示带来很多困难。新的试验手段(如X射线照相技术)虽然已能测量应变，但尚不能测量诸如砂体中的应力等。由于颗粒介质内部应力的这种不确定性，人们只能建立松散介质的简化模型，以便能够计算或测定其内部应力和位移。其中最常用的模型是把颗粒视为圆盘或球，用来解析、试验或数值模拟。PFC2D(ParticleFlowCodein2Dimensions)即二维颗粒流程序，即是在该思路上发展起来的一种离散单元法程序，它通过模拟圆形颗粒介质的运动及其相互作用来研究颗粒介质的特性.在这种颗粒单元研究的基础上，通过一种非连续的数值方法来解决含有复杂变形模式的实际问题。在岩土工程尤其是散粒体介质上的应用，就是从散粒介质的细观力学特征出发，把材料的力学响应问题从物理域映射到数学领域内进行数值求解的方法。与此相应，物理领域内真实的散粒介质颗粒被数学领域内抽象的颗粒单元所代表，并通过对试样颗粒单元的几何性状的设计，彼此相互作用用接触本构模型代替，以及数值模拟边界条件的确定和试样若干应力平衡状态的迭代分析等，直至达到使数值模拟试样的宏力学相应特性逼近真实材料的力学相应特性。因此，拟采用离散元方法的基本原理对盾构掘进进行模拟。采用美国ITRASCA公司的PFC2D软件计算，PFC2D有功能强大的FISH语言编程扩展功能，可根据建模的情况对PFC2D的功能进行特定的扩展。4.2离散单元法在离散元模拟中，单元之间接触的弹性和非弹性性质用弹簧和阻尼器来表示。弹簧代表单元的弹性，阻尼器代表单元的非弹性，用带有摩擦系数的滑块来表示单元之间的摩擦。假设两个圆盘形土颗粒单元i和j之间存在法向弹性常数为kn、切向弹性常数为ks的一个弹簧，法向阻尼系数为ηn、切向阻尼系数为ηs的一个阻尼器，摩擦系数为μ的一个滑块以及代表一个土颗粒和其他土颗粒之间没有拉力的非张力联接，土颗粒单元之间的力学关系如图4.2所示,具体模型阐述参考相关离散元文献。图4.2土颗粒接触力学模型图4.2.1力-位移定律力-位移定律将两个实体的运动位移和它们之间的接触关系以及接触力的大小联系起来。不管是ball-ball接触还是ball-wall接触，接触只发生在极小的接触点范围内，并且颗粒间接触力只是颗粒处于相互挤压压缩状态下存在，颗粒间的拉应力或者是粘滞力需要通过定义颗粒间的接触模型来表现。以单位厚度圆盘作为颗粒单元来分析土颗粒中力与位移之间的关系，两个ball实体（ball-A和ball-B）接触的情况，如图4.3所示。图4.3土颗粒单元接触的符号表示如果实体关系是ball-ball，假设是ball-A和ball-B，其各自的中心坐标表示为和；平动速度矢量表示为和；旋转速度表示为和，逆时针方向取正值。半径表示为和；质量表示为和。两实体接触平面根据单位法向量来确定。接触点C位于接触平面上，接触点的坐标表示为；重叠量表示为。D表示两圆盘中心的距离。力—位移定律应用于单元之间的接触处，通过接触点C进行描述。由图4.3可知，两圆盘中心的距离D计算为：（4.1）单位法向量方向由一个ball实体圆心（或球心）指向另一个ball实体圆心（或球心），它确定了接触平面，用下式表示：（4.2）为了使用时间中心差分法计算单元的运动，这里定义对应于时间的位置矢量。单位法向量通过逆时针旋转90o可以获得单位切向量，即（4.3）两实体的重叠量表示法向方向的相对接触位移，即（4.4）接触点C的坐标为：（4.5）根据接触平面，圆盘A作用在圆盘B上的接触力矢量Fi能够分解为法向分量和切向分量，即（4.6）式中，为法向分量矢量；为切向分量矢量法向接触力的大小Fn根据下式进行计算：（4.7）式中，Kn为接触处的法向刚度。切向接触力以增量的形式进行计算。当接触形成时，总的切向接触力初始化为零，随后的每个相对位移增量引起的弹性切向增量累加到当前值上，产生切向接触力。在这个过程中，通过更新每个时间步长内的单位法向量和接触点位置坐标来考虑接触运动。接触点处的相对运动，即圆盘B相对于圆盘A在接触点处的切向接触速度Vs根据下式进行计算：（4.8）在每一时间步长内，接触位移增量的切向分量为：（4.9）切向弹性力增量用下式计算（4.10）式中，为接触处的切向刚度。是一个切线模量，它使切向位移增量与切向弹性力增量发生联系。新的时间步长内产生的切向接触力，等于当前时间步长开始时已经存在的切向接触力与切向弹性力增量之和。同时，切向接触力的大小不能超过接触摩擦力。即：（4.11）式中，为圆盘之间的摩擦系数。切向接触力矢量表示为：（4.12）调整式（4.3）和式（4.8）确定的法向接触力和切向接触力的值，使其满足接触本构关系，并代入式（2.6）中计算最终接触力。最终接触力在相互接触的两个实体上各自的合力与合力矩的分配关系为：（4.13）式中，和分别为实体所受到的合力和合力矩，最终颗粒总的合力由（4.6）计算得到。4.2.2单元运动定律。根据牛顿第二定律，可得离散单元法的基本运动方程为：平移运动（4.14）旋转运动（4.15）式中，为单元所受到的合力，即作用在单元上的所有力的矢量和；m为单元的质量；为单元的加速度；为体积力加速度矢量；为单元所受到的合力矩；为单元的转动惯量；为单元的角加速度。对于半径为R的圆盘形或球形单元，单元的质量均匀分布于整个单元，单元的质心与单元的几何中心重叠，单元的主轴转动惯量相同，即。所以单元的旋转运动方程简化为：（4.16）根据刻的速度，计算在t时刻单元的移动加速度和转动加速度，表示为：（4.17）将式（4.18）代入式（4.15）和式（4.17）中，计算出时刻的速度为：（4.18）最后使用式(4.19)计算的速度来更新单元中心的位置坐标：（4.19）离散单元运动定律的计算循环被归纳如下：首先，给定、、、和的值，使用式（4.19）获得和；然后使用式（4.20）计算。通过力一位移定律，使用、和的值来进行下循环的计算。4.2.3离散单元法的计算循环。图4.4计算过程循环4.3计算方法4.3.1总体模型建立为了分析求解EPB盾构掘进时的掘进特征，综合考虑PFC计算速度及模型需要，建立如下的简化计算模型：（1）土体模型成样后大小为7.5m×9.5m；（2）土体级配按实际颗粒尺寸；（3）假定为平面问题；（4）盾构按实际尺寸建立，盾构机外径6m，土仓长度1m；建立计算模型，示意图如4.5所示。图4.5PFC2D的计算示意图4.3.2地层特性的bond模拟地层中原始存在一定的胶结，一旦受力扰动该胶结就会永久性的破坏。在PFC2D中采用bond来模拟该条件。一个接触可以被看作是作用在接触点上的常刚度的法相和切向刚度的一对弹簧（或一个粘结点）。这两个弹簧具有制定的抗剪和抗拉强度。接触的存在排除了滑动的可能性，例如剪切力的大小不会超过允许的最大值（式4.20）。（4.20）剪切力的大小在bond的剪切强度之内，bond接触模型允许在一个接触上产生拉力。当情况下，这些力会随施加而增大。在这种情况下，接触bond起到将球体捆绑在一起的作用。但接触正向拉力的大小受接触bond法向接触强度的限制。一个接触的bond模型由以下下两个参数定义：法向接触力；和切向接触强度。这两个参数由prop命令中的n_bond和s_bond关键参数来定义。如果法向接触拉力的大小等于或大于法向接触强度，那么这个bond就会破坏，法向和切向接触力都将归0。如果施加在接触上的剪力等于或超过切向力，bond也会破坏。但在切向力不超过摩擦极限并且法向力是压力的情况下，接触力不会随之改变。有关bond组件球体的接触力和相对位移法向的本构关系如图所示。任何时候接触bond模型和滑移slip模型都是激活的。图中，是法向接触力，表明是拉力；是相对法向位移，表示交叠。是总的切向力大小；是相对于接触点总的切向位移的大小。点接触的本构模型如图4.6所示。（a）接触力的法向组件（b）接触力的切向组件图4.6点接触的本构模型4.3.3总体思路通过在计算区域埋设应力测试圆，测得土仓及前方区域的应力分布特征。来对土仓应力分布、土压支撑、刀具作用等问题进行研究，如图4.7所示。图4.7掘进机理的研究思路4.3.4计算工况分析根据盾构推进的特点，盾构掘进主要是靠推进速度及螺旋出土器出土速度来控制土仓压力。（4.21）（4.22）式中：Q1－土仓进渣量；D－掘进直径；V1－盾构机推进速度；V2－螺旋出土器转速；Q2—螺旋机排土量；D1—螺旋机直径；D2—螺旋机轴直径；P—螺旋翼片的间距。根据盾构操作的控制原理，从土仓进渣量Q1和出渣的量Q2的关系来说，EPB的掘进共有以下三种状态：（1）进渣量和出渣量基本相等：Q1＝Q2；此时为控制的最理想状态；（2）进渣量多于出渣量：Q1>Q2，为研究方便,定义此时的状态为“盈压状态”；（3）进渣量小于出渣量：Q1<Q2，为研究方便,定义此时的状态为“欠压状态”。因此，本计算思路即为：赋予盾构所有墙体的向前方速度模拟实际过程中的“盈压状态”；赋予盾构所有墙体的向后方速度模拟实际过程中的“欠压状态”。通过在土仓及前方埋设“测试圆”来测试区域的应力状态，如图4.8所示。土仓刀具测试圆区域土仓刀具测试圆区域图4.8“测试圆”埋设区域示意图4.3.5计算过程根据测试结果研究其特性，首先采用PFC的FISH编程语言编制PFC2D计算程序，针对不同的条件进行计算，然后对测试的区域的数据进行整理分析，研究思路如图4.9。图4.9研究思路主要流程如下：首先，建立盾构刀具、土仓及边界的墙体wall模型。根据砂卵石的级配分组生成球体ball，建立和实际一致的ball样。设置球体及墙体的属性，进行成样计算。正式计算之前现在土仓前后区域布置测试圆measurementcircles，同时采用历史记录命令hist，编写loop循环语句，将每个测试圆内的x向应力s11根据设置不同时间步长写入制定文件名字的历史记录文件.his。根据不同的条件情况分别进行计算。然后，利用origin数据处理软件将his内每个测试圆的s11的计算数据导出。在origin等数据处理软件中再将每个测试圆的坐标导入，并将其与s11的值相对应。最后统计出所计算数据结果，并在surfer图形处理软件的辅助下将计算结果可视化。4.4砂卵石土压平衡特点研究采用上节所述的思路及方法建模计算，对计算结果进行讨论，得到砂卵石地层土压平衡的基本特点，分为三部分进行说明。4.4.1竖向土压力规则系数将计算数据进行分析。计算分四种工况，分别如下。（1）理想平衡状态静止平衡条件下，此时为理想状态，土仓进出土平衡。因此，此时土仓压力上下均匀，前后一致。此时的土仓竖向土压力规则系数R2大小为1。水平应力分布如图4.10。图4.10理想状态下的水平应力分布（2）盈压状态盾构掘进过程中一般情况是使土仓处于一定的“盈压状态”，本计算重点对两种“盈压状态”计算分析。第一种情况：盈压率2.3%，第二种情况：盈压率3%。计算结果的水平应力云图分别如图4.11和图4.12所示。两种盈压率情况下沿土仓的竖向应力分布如图4.13所示。根据计算，竖向不规则系数R2都在0.46左右，大大低于在软土地层的0.8-0.9。可见掘进中，土仓内竖向呈现了不均匀的土应力分布，并且中部的应力偏大。图4.11盈压率2.3%时水平应力分布云图图4.12盈压率3%时土仓水平应力云图图4.13土仓水平土压力分布（3）欠压状态欠压情况下的应力分布较为均匀，如图4.14所示。虽然欠压状态的土应力分布较为均匀，但欠压状态下EPB掘进常会带来工作面的不稳定，过量的地层损失，从而导致刀盘被卡和地表沉降过大等问题。因此，在实际掘进中一般的情况是保持一定的“盈压”状态。图4.14欠压状态下的土压力分布（4）土仓结块的情况同时对土仓内结块的情况进行了计算。计算中采用clump来模拟土仓内的渣土块，如图4.15所示。clump定义为某范围内的球体ball的聚合体，该聚合体范围内的ball之间被赋予了很高的bond值，因此一般情况下clump不能被破坏，以此来模拟土仓内结块的情况。Clump2Clump1Clump2Clump1Clump3图4.15采用clump模拟土仓内渣土结块计算得到的土仓水平应力分布，如图4.16所示。可见此时不论土仓还是工作面，应力都分布极不均匀。此时沿土仓竖向的水平应力分布如图4.17所示。图4.16土仓结块情况下土仓水平应力云图图4.17结块情况下土仓水平应力从计算数据可以看出，土仓内渣土“结块”也严重影响了土仓内压力的均匀性。应力分布出现应力分布很不均匀，上下波动较大。4.4.2土仓前后土应力比（1）理想平衡状态静止平衡条件下，此时为理想状态，土仓进出土平衡。因此，此时土仓压力上下均匀，前后一致。此时的水平应力沿刀盘纵向的变化曲线如图4.18所示。由曲线可以看出，在理想静止平衡的状态下，沿纵向水平应力变化不大，虽有小量波动。但土仓前后应力比基本为1，说明此时工作面的水平应力和土仓后压力隔板上的应力相差不大。图4.18水平应力沿刀盘纵向的变化曲线（2）盈压状态由于盾构掘进过程中一般情况是使土仓处于一定的“盈压状态”，本计算重点对两种“盈压状态”进行了计算分析。第一种情况：盈压率2.3%，第二种情况：盈压率3%。计算结果的水平应力云图分别如图4.11和4.12所示。根据计算结果，可得到该种情况下土仓前后水平土应力比，结果如表4.1所示。表4.1土仓前后应力比盈压率面板正前后方之比刀盘开口前后方比总平均比2.3%2.731.652.13%2.411.521.97为了直观说明水平应力在土仓的分布，将盈压率为2.3%时第8行开口部位的“测试圆”区域内的水平应力读出，如图4.19所示。从图中可以明显看出，水平应力在土仓内部基本上没发生什么变化，但是经历了刀盘开口后，应力有所增大，而在工作面及前方的水平土应力更大。图4.19水平应力变化曲线（3）欠压状态欠压情况下的应力分布较为均匀，如图4.20所示，前后应力比也不是很大。虽然欠压状态的土应力分布较为均匀，但欠压状态下EPB掘进常会带来工作面的不稳定，过量的地层损失，从而导致刀盘被卡和地表沉降过大等问题。因此，在实际掘进中一般的情况是保持一定的“盈压”状态。图4.20欠压状态下的土压力分布（4）土仓结块的情况同时对土仓内结块的情况进行了计算。计算中采用clump来模拟土仓内的渣土块，如图4.21所示。clump定义为某范围内的球体ball的聚合体，该聚合体范围内的ball之间被赋予了很高的bond值，因此一般情况下clump不能被破坏，以此来模拟土仓内结块的情况。计算得到的土仓水平应力分布，如图4.22所示。图4.21采用clump模拟土仓内渣土结块图4.22土仓结块情况下土仓水平应力云图从应力云图可以看出，在土仓结块的情况下，前后应力比出现均一，局部前后比较大，达到了3～5，局部前后比较小，在1～2之间。4.4.3土压支撑率根据土压支撑率的定义，给工作面提供的支护力中，土压力占开挖面支护总压力的比率。图4.23为盈压状态下的工作面的水平应力曲线图，计算结果表明，由于面板的存在，在面板的前方的应力明显大于面板开口前方的应力。因此，在工作面支护压力中，面板的压力占了很大部分。图4.23工作面支护压力分布根据计算结果，可以大概计算工作面的土压支撑率：（4.23）式中－工作面开口部位水平土应力；－开口部分面积；－工作面面板前方水平土应力；－面板部分面积。根据式4.1和计算的应力结果，可以算得三种情况下的土压土压支撑率，见表4.2。表4.2不同状态下的土压支撑率土压状态辐条式刀盘平衡状态盈压率2.3%盈压率3%EPSR大于90%46.7%41.2%37.6%由计算结果可以看出，在砂卵石地层中，土压支撑率只有40%左右，远远低于软土地层中轮辐式刀盘的90%左右。同时也说明了，盈压率越高，土压支撑率越低。土压支撑率低会导致如下问题：（1）对刀盘的磨损加重；（2）盾构机负荷增大；（3）掘进效率降低；（4）工作面支护土压力不均。综合以上分析，在条件允许的情况下，EPB的设计及施工应充分提高工作面的土压支撑率。4.5小结总结以上分析，土仓的土压力分布主要有以下几个特点:（1）针对砂卵石地层的工程特性，离散单元法适用于该地层条件下土压平衡盾构掘进过程的模拟；（2）提出砂卵石地层条件下数值计算的模型、工况及计算的过程；（3）一般掘进情况下，工作面的土应力明显大于土仓后部土应力。而且随盈压率增大工作面应力随之增大；（4）在盈压状态及“渣土结块”的情况下，沿土仓竖向水平土应力明显的不均匀，应力规则系数R2还不到0.5；（5）在盈压状态下，中部土应力出现“应力凸起”，中部应力明显出现增大，而且沿竖向土仓的水平应力明显不均匀。（6）土仓前后应力比的特点为，刀盘前方的水平应力明显高于土仓后部，平均应力比为1.5～2，局部高达3～4。说明在该地层的EPB掘进时，依靠土仓压力隔板上的土压力计测得的压力来控制工作面的压力的方法不大适合。5土压平衡参数反馈通过上述分析，竖向土压力规则系数可以用来判断工作面支护应力的土压平衡特性，是否达到较好的平衡状态，同时可表征土仓内渣土的状态，判断其是否均匀，有无结块。通过对已掘进段的竖向土压力规则系数进行汇总、分析，对该线路的土压平衡特性进行反馈。参数反馈选取人民北路站至天府广场站区间进行计算分析。5.1人民北路站至天府广场站区间概况线路处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设。本区间段共三个子区间，即人民北路站～文武路站区间、文武路站～骡马市站区间、骡马市站～天府广场站区间。盾构区间隧道线路间距为11m～15m，隧道埋深15～20m，左线长2390.316m，右线长2407.774m。其中人～文，区间里程范围为Y(Z)CK5+664.400～Y(Z)CK6+796.600，隧道左线长约1137m，右线长约1132m；文～骡区间里程范围为Y(Z)CK7+254.900～Y(Z)CK7+704.640，隧道左线长约442m，右线长约450m；骡～天区间区间隧道穿越土层主要为砂卵石地层。卵石成分主要为灰岩、砂岩、石英岩，卵石的含量达67％，中间夹杂大漂石。砂卵石具有分选性差，强度高的特点。掘进过程以365盾构为例，盾构始发后推进至天府广场站调头，出天府广场后以6‰坡度推进至骡马市站，过站后以-3‰坡度、2‰坡度推进至文武路站，后以-23‰、22‰坡度推进至人民北路站。该区段的纵剖面图如图5.1所示。（1）（2）图5.1人民北路站至天府广场站纵剖面图5.2土压平衡参数分析通过对人民北路站至天府广场站的施工参数进行整理，分析该区段中的竖向土压力规则系数，以评判其土压平衡特性。（1）断面选取从三个子区间（人民北路站～文武路站区间、文武路站～骡马市站区间、骡马市站～天府广场站区间）中各选取若干环作为计算断面，具体如下表所示。计算断面如图5.2。表5.1计算断面选取区间断面骡马市站～天府广场站区间文武路站～骡马市站区间人民北路站～文武路站区间1第50环第10环第50环2第100环第60环第100环3第150环第110环第150环4第200环第160环第200环5第250环第210环第250环6第300环第300环7第350环第350环8第400环第400环9第450环第450环10第500环第500环11第550环12第600环13第650环14第700环图5.2计算断面（2）参数计算根据竖向土压力规则系数的定义：沿土仓高度方向上各高度和相应位置上土压力值的相关系数R2。竖向土压力规则系数的计算公式为：式中：；:—该点的实际土压力；:—线性回归模型回归的数据盾构机隔板上共设有5个土仓压力传感器，用来探测土仓内的土压力，其分布的位置如图5.3所示。图5.3土仓压力传感器位置示意图根据盾构掘进施工参数记录，整理掘进时这五个土仓压力传感器所测得的土压力，对应其所在位置（即不同的高度），分别计算在三个区间内，盾构掘进时土仓内的竖向土压力规则系数。计算结果如下：①骡马市站～天府广场站区间取骡马市站～天府广场站区间中的十个计算断面，分别计算其竖向土压力规则系数，计算结果如表5.2所示。表5.2骡～天区间竖向土压力规则系数1（第50环）2（第100环）3（第150环）4（第200环）5（第250环）0.950.760.860.320.516（第300环）7（第350环）8（第400环）9（第450环）10（第500环）0.490.340.340.660.33图5.4骡～天区间竖向土压力规则系数由上面计算结果可知，盾构在骡马市站～天府广场站区间掘进时，其竖向土压力规则系数在0.33至0.95之间，经计算平均为0.55。从计算结果的曲线图来看，该区间前150环竖向土压力规则系数较高，在0.8至0.9之间，土压平衡控制较好；后400环的竖向土压力规则系数在0.4左右，土压平衡控制较差。②文武路站～骡马市站区间取文武路站～骡马市站区间中的五个计算断面，分别计算其竖向土压力规则系数，计算结果如表5.3所示。表5.3文～骡区间竖向土压力规则系数1（第10环）2（第60环）3（第110环）4（第160环）5（第210环）0.380.630.460.400.27图5.5文～骡区间竖向土压力规则系数由上面计算结果可知，盾构在文武路站～骡马市站区间掘进时，其竖向土压力规则系数在0.27至0.63之间，经计算平均为0.43，该区间土压平衡控制较差。③人民北路站～文武路站区间取人民北路站～文武路站区间中的十四个计算断面，分别计算其竖向土压力规则系数，计算结果如表5.4所示。表5.4人～文区间竖向土压力规则系数1（第50环）2（第100环）3（第150环）4（第200环）5（第250环）0.980.600.390.460.536（第300环）7（第350环）8（第400环）9（第450环）10（第500环）0.640.740.510.520.5111（第550环）12（第600环）13（第650环）14（第700环）0.510.460.270.46表5.6人～文区间竖向土压力规则系数由上面计算结果可知，盾构在人民北路站～文武路站区间掘进时，其竖向土压力规则系数在0.27至0.98之间，经计算平均为0.54。该区间内土压平衡控制较差，除个别点外，竖向土压力规则系数波动较小。（3）参数分析通过对上述三个区间的盾构竖向土压力规则系数的计算，发现在该地层条件下，竖向土压力规则系数在0.5左右，说明土仓内的土压力分布不均匀，其竖向土压力规则系数大大低于软土地层。从上述计算选取两个典型断面，分别得这两个断面土仓内土压力分布，如图5.7。图5.7竖向土压力分布。从上述分析来看，成都砂卵石地层中的盾构土压平衡控制，应与软土地层相区别。就竖向土压力规则系数这一参数的反馈分析可看出，土压力分布的均匀性要比软土地层差很多，因此土压力为平衡开挖面水土压力所起到的作用尚不能明确。5.3小结通过对土压平衡参数的反馈分析，可以得到如下结论：（1）成都砂卵石地层下，盾构土仓内竖向土压力规则系数为0.5左右，土仓内土压力分布不均匀，土压平衡控制较差。（2）土仓中部出现应力偏大的现象，与数值计算中的中部“应力凸起”相一致。（3）成都砂卵石地层中的盾构土压平衡应该与其他地层的土压平衡相区别。相应的，在软土地层中盾构土压平衡控制理论不适应于成都地层。6土压平衡控制方法根据该地层中的土压特点来进行针对性的土压平衡控制措施，管理方法如图6.1。图6.1土压平衡管理思路提高渣土的特性包括以下几个方面：（1）提高其流塑性；（2）减小对刀盘刀具的磨耗；（3）降低渗透系数，阻止喷涌发生；提高施工参数包括以下几个方面：（1）提高土压支撑率；（2）根据计算结果调整土仓土压力；（3）提高土仓土压规则系数；（4）根据土仓前后应力的计算结果，前后应力比在“盈压状态”下较大，因此，在掘进过程中，一方面要减小盈压率，降低土仓前后应力比，另一方面，由于土仓前后存在应力比大于1的情况，应相应减少压力隔板的控制土压力。根据上述土压平衡控制方法，对应于施工措施，具体如下：(1)渣土改良本工程选用盾构机的渣土改良系统，包括膨润土注入系统和泡沫系统。渣土改良系统的工作示意图如图6.2所示。膨润土注入膨润土注入刀盘前方4个注入管路刀盘前方4个注入管路刀盘前方4个注入管路刀盘前方4个注入管路，8个点土仓内4个注入管路螺旋输送机上注入点泡沫系统该渣土改良系统的特点主要有：①膨润土粘土注入和泡沫注入系统共用管路；②管路直径5.1cm；③配有独立的聚合物注入系统；④五条管路：四条送往土仓、刀盘，一条送往螺旋输送机。泡沫系统主要由泡沫泵、高压水泵、电磁流量阀、泡沫发生器、压力传感器和管路组成，如图6.3所示。图6.3泡沫系统示意图通过泡沫注入系统可将泡沫注入到刀盘前端、土仓里和螺旋机内。经泡沫改良的土壤有以下特点：改善流动性、降低渗水性、降低对盾构机的附着、减小对盾构机的磨损、降低刀盘的驱动功率。对于泡沫的性能，主要有如下四个方面进行表征：①泡沫密度(ρ)泡沫密度是泡沫体系重要的物理特征之一，泡沫密度取决于发泡液(即液体泡沫)的密度ρs、气体密度ρr和实际含气量ψ：(6.1)②泡沫表面粘度(μn)该参数很大程度上取决于它的结构(如气泡大小和分布)，而泡沫的结构又受到泡沫产生方式的强烈影响。③泡沫的质量(M)我们经常提到的气体的体积含量，称为泡沫的质量。在实际工作中,得到的泡沫质量在50%～99%之间变化。④稳定性影响泡沫稳定性的因素主要有表面粘度和溶液粘度、表面张力及自修复作用、液膜表面电荷的影响、液膜的透气性等。加泥式土压平衡盾构机碴土改良系统主要通过一套膨润土注入系统，实现碴土的改良。在确定不使用泡沫剂的情况下，关闭泡沫输送管道，同时将膨润土输送管道打开，通过双活塞泵将膨润土压入刀盘前端、土仓和螺旋输送机内，达到改良碴土地目的。高密度澎润土的使用能够使开挖的高渗水性砾质碴土达到较好的粘结性，并能渗入砾质碴土的孔隙中，从而实现止水和固结掌子面的作用，对本标段强透水性的砂卵石土中使用澎润土的意义更加重大。根据实际需要，可以把膨润土箱内装入泥浆注入土仓内。膨润土注入系统管路示意图如图6.4所示。注入土仓注入土仓注入刀盘膨润土粘土浆液注入泡沫注入阀门阀门阀门阀门图6.4膨润土管路示意图(2)控制出土率根据前面的分析可知，在掘进过程中减小盈压率可降低土仓前后应力比，有利于土仓压力在土压平衡中的作用。所谓的盈压率，可从土仓进渣量Q1和出渣的量Q2的关系来说明，即EPB的掘进存在以下三种状态：①进渣量和出渣量基本相等：Q1＝Q2；此时为控制的最理想状态；②进渣量多于出渣量：Q1>Q2，为研究方便,定义此时的状态为“盈压状态”；③进渣量小于出渣量：Q1<Q2，为研究方便,定义此时的状态为“欠压状态”。由此可见，要控制盈压率，就是控制盾构掘进时的出土率，即盾构刀盘切削的渣土和螺旋输送机排出的渣土量之比。在盾构尺寸等一定的情况下，进渣量与盾构推进速度有关。(6.2)式中：Q进为进渣量；D为刀盘的外径；v为掘进速度；t为掘进时间。盾构施工中通过螺旋输送机的转速来控制出土量。螺旋输送机的出土量与转速一般用下式计算：(6.3)式中：Q出为排土量；η为排土效率；N为螺旋输送机转速；P为螺旋翼片的间距；A为螺旋输送机有效断面积，按下式计算：(6.4)式中：A为螺旋输送机有效断面积；D1为螺旋输送机内径；D2为螺旋机轴杆直径。实际上施工时，土体一般不能填充满叶片间的空隙，螺旋输送机一转的实际出土量小于上述计算结果。取η=q实际/q，称为螺旋输送机出土效率。现有的研究表明，螺旋输送机在正常出土情况下相同时间内出土总量与转速有明显的正比例关系。该关系的比例系数是表征螺旋输送机特性的重要参数，与螺旋机的直径、螺纹形式、螺距及统计的时间间隔等有关。已有相关的盾构模型试验对该比例关系进行研究，具体如下：图6.5某盾构模型出土量与螺旋输送机转速的关系图参照上述出土量的计算公式，进一步可推导出在时间dT内出土量为：(6.5)式中，N为螺旋输送机转速；k为转化为重量的系数，与螺旋机型式及土性有关；其它符号意义同前。

为了得到盾构施工中一段时间内掘削的土体量，把排土量换算为天然状态土体体积。如果在盾构掘进时有添加材料时，还应考虑添加材料的重量，取ke=dG天然/(dG天然+dG添加)，称为有效出土比。此时，按下式换算出dT内由螺旋机排出的相当于天然状态土体体积：(6.6)式中：为土体的天然容重；排土为螺旋排出的相当于天然状态土体体积。综上所述，为控制出土率，减小盾构掘进时的盈压率，需要调整盾构的推进速度及螺旋输送机转速，使两者能够相互匹配。以此来充分发挥土压平衡的作用。7渣土改良试验7.1土性不良导致的施工难题土压平衡式盾构施工中开挖出来的士体充满刀盘和隔板之间的压力舱，一方面开挖土作为支撑开挖面稳定的介质，其土性对开挖面的稳定起着决定性的作用。另一方面，它又源源不断地由螺旋排土器向外排出，它的土性好坏又直接影响着出土的顺利与否。国内外诸多施工实例表明，土压平衡式盾构施工成功的关键就是要将开挖面上切削下来的土体在压力舱内调整成一种比较理想的状态，使土体的性质满足一定的基本条件后盾构开挖和排土才能够顺利地进行。当开挖土的状态不能满足这一要求时，就会给施工带来困难。这种施工困难主要表现为以下几种：（1）压力仓的闭塞压力舱闭塞是由于开挖土体在压力舱成拱，使盾构机不能正常出土，进而土体压实充满压力舱，而缺乏流塑性的土体又使搅拌翼的阻力上升，加大刀盘扭矩，引起施工困难的现象。压力舱内土体成拱后，若盾构施工继续推进，土体会进一步压缩，导致拱作用更加剧烈。在广州地铁一期工程施工中，遇到的是粉砂地层，由于压力舱的闭塞导致舱内的压力失控，造成地面隆起和扭矩上升，严重地影响了施工进度。据报道上海黄浦江上游引水二期工程临江过江隧道施工中也遇到过螺旋排土器周围土体成拱的现象，影响了施工的正常开展。（2）刀具消耗严重地层条件差，刀具与刀盘与开挖面的磨损严重。这种情况国内在广州、深圳、北京等城市出现，刀具消耗严重大大地增大了工程成本。（3）螺旋输送机的喷涌盾构施工中压力舱和螺旋排土器内的土体不能有效抵抗开挖面上的水压力，在螺旋排土器出口处发生喷砂、喷泥和喷水的现象。盾构施工中发生喷涌，不仅造成隧道内渣土难以处理，工期延误，严重时导致开挖面失稳。饱和砂土围岩一旦发生开挖面失稳，常常会造成开挖面前部发生流砂最后发生地面塌陷。在国内盾构施工中，广州地铁三号线大~沥区间段在使用土压平衡式盾构进行隧道施工时数次发生喷涌，造成地面塌陷，工期延误。南京地铁盾构试验段因遇流砂层亦发生喷涌现象，造成施工控制困难。（4）刀盘及压力仓的结饼压力舱结饼是由于缺乏流动性的开挖土，在盾构机推进压力的作用下，在压力舱内发生压密、固结排水，形成坚硬“泥饼”的现象；压力舱内发生“结饼”后，如果没有其它补救措施，则这种“泥饼”将不断扩散，进而使整个压力舱发生堵塞，导致刀盘扭矩过大，开挖困难或无法进行，引发刀盘主轴承过高温度，加速主轴承的损坏，甚至会出现主轴承“烧结”、“报死”的严重后果。2002年，深圳地铁一期工程四号线采用土压平衡式盾构掘进时，由于结饼而不得不停机开舱处理。然而由此引发了地面塌陷及邻近建筑物的沉降等问题，对周围环境产生了重大影响。（5）电流消耗过大由于刀具、刀盘与土体间的摩擦系数大，因此，扭矩及推力也相应的增大，造成电流消耗过大，及油压增大，甚至发生机械故障。（6）发生卡机事件若开挖面不能保证平衡，开挖面前上方发生坍塌，或遇到卵石块较多的情况，就会发生卡机事件，使得盾构机刀盘不能转动。7.2土体改良的目的提高开挖土体的塑流性，保证了土料能不断地流送到螺旋输送机，防止渣土卡住刀盘、及大块卵石沉入土仓底部，造成出渣困难，渣土阻塞；开挖室内土料具有的软稠度和良好的塑性变形，使支撑压力能规则地作用于开挖面，保证开挖面平衡稳定，控制地表沉降；提高渣土的抗渗性，在螺旋输送机形成瓶塞效应，防止发生喷涌；减小刀盘及刀具的磨损与破坏，减少对螺旋输送机的磨损；降低了刀盘和螺旋输送机的驱动力矩，减少电力消耗。7.3土体的改良的机理根据上述土体改良的目的及作用，土体改良是使不满足土压平衡盾构施工的土体改良为适合与进行土压平衡盾构施工的土体。适合于土压平衡盾构施工的土体应具有一定的塑性流动性、和刀具之间的摩擦系数小及一定的抗渗性。因此，要实现如上所述的土体状况，应根据实际的开挖地层对开挖渣土添加特殊材料。材料包括：泡沫、聚合物、硅溶胶、矿物材料等。向开挖面土体添加泥浆后，泥浆包围在颗粒周围，形成了一层泥膜，增加了颗粒之间的粘聚力，使得颗粒之间的传力得到扩散，改善了土体的受力状况。泡沫的体积极小，混合后泡沫的泥浆扩散性得到增强，可以在刀盘的搅拌下迅速渗透到土层中，将土颗粒包裹起来，降低了土体的密实度，改善了土体的塑流性，如图7.1-7.4所示。图7.1水中泡沫的产生图7.2泡沫的气液两相示意图图7.3气泡掺入土体的示意图图7.4加泥浆、泡沫对开挖面土体的改善7.4砂卵石地层渣土改良试验方案根据土压平衡盾构施工的要求，需要对改良土体进行试验研究。由于该种土体的特殊性：卵石颗粒直径达到了100mm以上，因此，采用常规的试验不能满足该条件。根据特殊情况，设计了如下的试验。7.4.1试验测试项目测试项目见表7.1。表7.1试验测试项目No.试验项目目的试验求取值试验设备1塌落度试验改良土的塑流性塌落度（cm）流动度（cm）标准塌落度桶2渗水试验改良土的止水性渗透系数（cm/s）自制直径为20cm的有机玻璃渗透系数仪3滑动试验改良土和钢之间的摩擦铁块与土体之间摩擦系数自制角钢和土体接触，采用拉力计测得拉力4电机搅拌试验搅拌难易程度、内摩擦角、粘聚力电流消耗转速为60rpm的搅拌机，数字电流计5观察是否离析，流动性、包裹小卵石的情况7.4.2改良试验材料本试验添加材料类型见表7.2。表7.2试验添加材料类型No.1234改良类型泡沫矿物材料复合式硅溶胶材料采用YT-2型泡沫剂粘土和膨润土泡沫+矿物材料采用硅胶溶液和强电解质制成7.4.3试验方法及原理（1）渗透性改良土体的渗透性由于开挖的渣土是砂卵石，石块较大，常规的渗透系数仪不能满足该种地层的渗透系数的测定。因此，采用自制的渗透系数仪，如图7.5所示。图7.5渗透系数试验试验原理与方法测得一定时间t内渗透过20cm厚的渣土的水流量。根据水头高H，有机玻璃桶内断面面积A，渣土厚度W，一定时间t的水流量Q，即可算得渗透系数k如式5.1所示。（7.1）根据试验测得的渗透系数，然后调整添加改良剂的用量及类型，直到渗透系数小于1e-4m/s为止，如图7.6所示。7.6土压和泥水式盾构渗透性的适应范围（2）搅拌功率的测定所用仪器试验设备包括改造了搅拌设备的一个搅拌机和一个数字电流计，如图7.7和7.8所示。根据试验需求，将原有的搅拌设备进行改造，在中轴上均布、对称安装了角钢作为搅拌翼。数字电流计接在搅拌机的电路上，可测得搅拌设备工作时的实时电流。图7.7改造的搅拌机图7.8搅拌机电流测试仪器试验原理与方法搅拌翼在电动马达的带动下在渣斗中旋转搅拌。不同的渣土状态，搅拌所消耗功率不同，流动性愈差、摩擦越大搅拌越困难。而流动性越好，摩擦越小，搅拌越容易，从而消耗功率越小。根据搅拌时的难易程度，可以间接反映盾构掘进时的刀盘转动难易。通过自己改造的搅拌设备对改良的土体进行搅拌，同时测出搅拌机搅拌时的功率消耗。搅拌时搅拌机消耗的功率越小，说明土体与搅拌设备之间的摩擦越小，土体的内摩擦角越小，流动性越好，土体改良效果就越好。试验的步骤为将数字电流计接入搅拌机电路；将不同改良类型的渣土装入渣土斗内；启动电机，待电机转动均匀；每隔一定时间间隔纪录电流值大小。土体与钢条之间的摩擦所用仪器由于改良土体直接与刀盘、土仓接触，并且接触为土体与钢铁之间的接触。若通过改良，两者的摩擦系数能大大减小，则能增大土体的流动性，减小扭矩。因此，设计如图7.9实验测定摩擦系数。钢条拉力计改良土体钢条拉力计改良土体图7.9渣土与钢铁之间摩擦系数测试试验原理与方法通过拉动钢条来测试钢条和渣土之间的摩擦系数大小。由于刀盘等设备直接和渣土接触，因此，测得钢条与渣土之间的摩擦可间接反映掘进时刀盘转动和渣土的摩擦。拉力计测得的拉力为F，钢条正面压力大小为N，摩擦系数计算如下：(7.2)—为测得的渣土容重；h—为渣土容器的高度；A－为钢条的面积；实验时，将渣土倒入容器，倒入后用铁棒敲打容器以保证渣土均匀。用拉力计匀速拉动钢条，记录拉力计读数。试验过程如下：装入钢条、拉力计；将不同类型渣土装入土渣斗；敲打土渣斗使渣土均匀；匀速拉动钢条，并读出拉力计读数；塌落度/流动度测试试验所用仪器坍落筒，是用3mm厚的铁皮制成，筒内壁光滑，筒的上下面互相平行，并垂直于轴线。上口直径100mm，下口直径200mm,高300mm。筒外壁上部焊有两只手柄，下部焊有两只踏脚板，如图7.10所示。图7.10塌落度试验装置试验原理与方法塌落度试验用来测试渣土的流动性。由于目前认为土体是一个c、φ体，塌落度的大小反映了渣土的c、φ大小，如图7.11所示，但具体关系目前不是很明确。在某一范围内的塌落度值可能对应了某一范围内的c、φ值。图7.11理想的渣土分布区间测试改良后土体的塑性流动状态，对改良渣土进行了塌落度/流动度测试。塌落度的值L为塌落度桶原始高度H1减去塌落后的高度H2，单位为cm。L=H1-H2试验按下述过程进行：将改良后的渣土放入塌落度桶，敲打均匀，以至于塌落度桶内的渣土均匀。将塌落度桶装满后；将塌落度桶慢慢提起；用标尺量测渣土堆的高度H2。7.5试验及结果分析试验分别对粗粒土，细粒土和一般情况下的土进行了针对性的试验、研究及对比。7.5.1偏细颗粒土的试验该组试验主要对偏小颗粒的渣土进行了试验，该组渣土照片如图7.12所示。首先对该细粒土进行了颗分，测得该土的颗分曲线如图7.13所示图7.12该组试验土体照片图7.13细颗粒的级配曲线由该曲线可以看出，该试验所用的细粒径的土粒径大于20mm的占了25%。小于1mm的接近50%，其中小于0.1mm的颗粒含量占到了10%。试验中，往该样渣土中加水，将其加到饱和状态，当含水率17%时，塌落度为19cm，如图7.14所示。根据观察具有较好的塑性流动性和一定的保水性。但是通过拉动试验和搅拌测功率的试验，表明该土体的摩擦系数还偏大，因此，需要加入泡沫剂进行减磨。加入浓度为3%的泡沫剂200ml发泡后，掺入该土体。该土体具有了更好的流塑性，其细观照片如图7.15所示。并且内摩擦角大大地减小，减少了机器及刀盘刀具的消耗。图7.14该偏细颗粒的塌落度试验图7.15该改良土的细观照片7.5.2偏大颗粒土的改良试验该组试验主要由大粒径的卵石组成，如图7.16所示。级配曲线如图7.17所示。图7.16该组试验粗颗粒的照片由级配曲线可以看出，该组试验的大颗粒的渣土，颗粒粒径大于20mm的占了83%，粒径小于10mm的仅占10%左右，小于0.1mm的含量极少。试验首先对该渣土进行了掺入泡沫的试验，掺入泡沫后的照片如图7.18所示。图7.17大粒径颗粒的级配曲线（a）（b）图7.18粗颗粒只加泡沫剂搅拌后的情况试验结果表明，对于该大粒径的卵石渣土，仅对该渣土添加泡沫材料，可以得到以下几个结论：(1)对其流动性基本没有改善；(2)钢条的拉动试验表明，拉力在25N左右，而且拉动时波动较大，说明大块易发生卡住；(3)渗透系数测试发现，该大粒径渣土只加泡沫的情况，会直接发生涌水，渗透系数远远不能满足使用要求。因此，需要对该种土体进行进一步改良，添加粘土类矿物材料，一方面，补充粗颗粒中的细颗粒量，另一方面，适当增加粘性，提高土体的保水性和抗水性。因此，在渣土中加入了浓度为55%的粘土浆2360ml，30.3%的膨润土浆330ml，进行搅拌，矿物材料的掺入率为48%。试验表明，加入粘土及膨润土后的土体，有了一定的流动性和保水性，如图7.19为加入矿物材料之后的照片。（a）（b）图7.19加入矿物材料后的渣土状况7.5.3中等颗粒分布土的改良试验对该组渣土进行了较为详细的试验。该组渣土照片如图7.20，级配曲线如图7.21。图7.20该组试验采用的渣土的照片图7.21该组的级配曲线对该组渣土，进行了几组试验：(1)只添加泡沫材料；(2)只添加矿物材料；(3)添加泡沫和矿物复合材料；(4)添加硅溶胶材料；取渣土16kg，含水率大概4～5%，做塌落度试验，结果如图7.22，塌落筒取出后，渣土为崩塌，不具有流动性。又在其中加入270g水时，此时含水率大概在6～7%左右，此时又做了塌落度试验，如图7.23所示，显示塌落度为零，也不具流动性。图7.22原含水率大概在4-5%时的塌落度试验图7.23原始土体的塌落度试验（含水率6-7%）对该渣土进行拉动钢条试验，试验表明，拉动钢条的力很不均匀，拉动过程中的力的波动达到了10N。最大为45N。（1）添加泡沫材料试验土体中添加的泡沫指标如表7.3所示。表7.3添加泡沫指标项目泡沫掺入比发泡倍率每延米泡沫成本（元）指标35%25600加入加入泡沫后搅拌的渣土情况，如图7.24所示。加泡沫后的细观图，如图7.25所示。对加入泡沫后的渣土进行塌落度试验，结果如图7.26所示。加入泡沫后的塌落度为15.5cm。试验表明：改良后的渣土具有较好的流动性和一定的保水性。拉动试验表明拉动钢条的力为13N，可见泡沫材料对于改善钢条和渣土之间的摩擦有很大作用。（a）（b）图7.24加入泡沫后搅拌的渣土情况图7.25加泡沫后的细观照片图7.26加入泡沫后的塌落度试验对改良后的搅拌电流进行了测试,结果如图7.27所示。结果表明，电流消耗仍有一定的波动不稳定性。图7.27改良后的电流情况对于该组试验改良后的渣土进行了渗透系数试验。试验中，当水头加到30cm左右时，渣土突然出现了涌水，如图7.28所示，渣土上部的水压贯通了渣土。不得已，试验人员把渣土取出，挑拣出其中的大块，保留了其中的偏小的颗粒，重新进行了渗透系数的试验，测得渗透系数1.4x10-4cm因此，该组试验表明：在渣土中添加泡沫进行土体改良，仅添加泡沫剂的渣土，抗渗系数满足不了土压平衡盾构的使用要求。特别是对于存在大颗粒的情况下，“喷涌”的危险性很大。水流涌出水流涌出图7.28添加泡沫后渣土的渗透系数试验（出现涌水）（2）添加矿物材料试验该组试验对渣土仅添加了矿物材料进行了试验。添加粘土粉800g和膨润土320g进行了试验。（1）流动度的试验塌落度试验的照片如图7.29，由于添加细粒的矿物材料为细颗粒（粒径基本都小于0.05mm），添加了矿物材料后，使得渣土的细颗粒（小于0.3mm）的含量占到了20%。因此，在该种条件下，大颗粒的卵石已经被细颗粒所包括，试验表明，该改良渣土具有较好的保水性和塑性流动性。测得该改良土的塌落度为10cm，因此，该改良渣土的流动性不是很理想。（2）渗透系数试验对该组的渗透系数试验表明，该组的渗透系数减少到了9x10-7cm/s。完全满足了土压平衡盾构1x10-5图7.29只加矿物材料后的塌落度试验（3）钢条拉动试验拉动钢条的平均力为29N，钢条匀速运动的力为19N。（4）搅拌及电流得到搅拌的电流比较均匀，但大小并未有明显的减小。原因是加入粘颗粒，增大了渣土的粘聚力，如图7.30和7.31所示。图7.30搅拌时的照片图7.31搅拌的电流（3）复合材料试验首先对渣土中加入520ml水，此时含水率大概在9~10%，接近饱和，做了塌落度试验，结果塌落度几乎为零。然后加入浓度为55.6%的粘土浆液1440g，和浓度为45.7%的膨润土浆液