盾构土舱砂卵石颗粒空间运移规律及传力特征研究

徐前卫，贺 翔，龚振宇，马少坤，路林海，邢慧堂

(1.同济大学 上海市轨道交通结构耐久与系统安全重点实验室，上海 201804；2.中铁五局集团电务城通有限公司，湖南 长沙 710032；3.广西大学 土木建筑工程学院， 广西 南宁 530004；4.济南轨道交通集团有限公司， 山东 济南 250101)

以地铁隧道为代表的城市轨道交通快速发展，为盾构工法的应用提供了广阔空间。在众多地铁隧道修建过程中，有近70%的隧道是采用土压平衡盾构施工[1]。尽管土压平衡盾构法相对于其他工法具有对周围环境影响小的优点，但在近年来盾构隧道事故中,由于施工引起的地表变形超标甚至塌陷事故高达60%[2]。此类事故大多是由于开挖面支护压力不能有效平衡前方水、土压力，致使开挖面失稳破坏而产生。为此，国内外众多学者对盾构开挖面失稳机理、破坏模式及极限支护压力开展了大量的理论解析[3-7]、试验模拟[8-10]和数值分析工作[11-19]，但这些研究大多关注的是开挖面极限破坏时的稳定性问题。实际上，盾构在施工过程中掘进面及刀盘开口处的压力监测非常困难，故开挖面支护压力的设定往往是通过土舱隔板上的压力传感器来控制，即土舱压力的管理在很大程度上影响开挖面的稳定性。因此，精确预测及控制土舱压力是有效预防开挖面压力失衡的关键技术之一。

在工程实践中，对土舱压力的设定通常是依据经验而定，一般认为土舱隔板压力等于开挖面水土压力之和，而试验研究和现场实测均表明二者之间存在压力差[20-21]，并且理论解析也证实土舱内渣土压力存在沿程传递损失[22]。不仅如此，在盾构掘进过程中，掘削下来的渣土充满整个密封舱，但随着刀盘和主轴的旋转搅拌以及螺旋机的出土，在土舱内不同点处的土压力呈现不同的变化规律。因此，常用的土舱压力设定方法存在一定缺陷，降低了盾构施工的安全性及掘进效率，这种情况在以砂卵石为主或卵石夹砂地层中表现尤为突出。究其原因，是由于砂卵石地层结构松散，具有强烈的离散特性，与砂土、黏土等相对连续的介质的工程性质有本质区别。目前，国外在该类地层中修建隧道的案例比较罕见，相关研究较少，而国内多个城市(如北京、成都、长沙等)地铁隧道施工过程中均有相关案例报道。因此，如何保证盾构在砂卵石地层中安全经济地掘进是一个亟待解决的问题。本文依托北京地铁8号线三期天桥站—永定门外站区间隧道工程，借助室内试验和数值模拟对砂卵石颗粒在密闭空间中的运动规律和局部滞流特征进行描述，从本质上揭示复杂颗粒体系的动态行为和力学特性的细观机理，从而为土舱压力设定提供必要的理论依据和技术支撑。

1 工程概况

天桥站—永定门外站区间隧道设计起点里程为右K33+381.443，终点里程为右K35+006.963，全长1 625.52 m，采用2台土压平衡盾构机进行掘进。第一台盾构完成区间风井—天桥站左、右线掘进任务，以及区间风井—永定门外站左线掘进任务，最后在永定门外站吊出解体；第二台盾构完成区间风井—永定门外站右线掘进任务，在永定门外站解体吊出。

根据工程地质勘察报告以及土工试验结果，按地层成因类型、地质年代的不同，将本区间场地内土层划分为人工堆积层(杂填土①层、粉土填土①2层)和一般第四纪冲洪积层(自上而下为粉质黏土③层、粉土③2层、粉砂～细砂③3层、圆砾～卵石③6层、粉质黏土④层、粉土④2层、粉砂～细砂④3层、卵石⑤层、细砂～中砂⑤2层、粉质黏土⑤4层、粉质黏土⑥层、卵石⑦层、细砂～中砂⑦2层、粉质黏土⑦4层、卵石⑨层)，线路某区段地层的地质剖面见图1。

图1 区间隧道典型地质剖面(单位：m)

2 砂卵石土物理力学性状分析

以盾构穿越的全断面卵石层⑤为试验对象，该土样取自中间风井。为了解其粒组成分，对砂卵石土样进行筛分，相应的颗粒级配曲线见图2。由图2可以看出，级配曲线光滑连续，不均匀系数cu=27.5>5，表明土颗粒粒径差异大，分布不均；曲率系数cc=0.316<1，表明土的级配不良，即曲线局部存在过于平缓的区段；平均粒径d50在4 mm左右，粒径超出5 mm的颗粒占比47%，而粒径在0.5 mm之下的中细砂填充量仅25%左右，可见地层中细颗粒过少，孔隙较大，颗粒级配较差。该类地层结构松散，胶结程度不高，卵石和砾石颗粒间点对点接触和传力，成拱性能差，对外部扰动反应灵敏，属典型的力学不稳定地层，故盾构施工过程中掌子面稳定性差，刀盘、刀具磨损大，刀盘和螺旋输土器扭矩大，砂卵石颗粒在盾构土舱中流动性差等技术问题亟待解决。

图2 卵石层颗粒级配曲线

3 砂卵石土渣土改良试验

3.1 改良剂选取

改良剂的选取应综合考虑被改良土体的工程特性、经济效益、生态效益等因素。目前，常用的渣土改良剂主要有矿物类材料、界面活性材料和高分子聚合物三大类。通常情况下，若拟开挖地层中微细颗粒含量不足，则需向其中注入矿物类材料以改善流塑性；界面活性材料一般是指用发泡剂和压缩空气混合制作的气泡，可用于调节土壤的流动性、塑性和防水性等；高分子聚合物是一种有机化合物，既可以单独使用也可以与膨润土或泡沫混合使用，其作用在于吸收地下水或者连接混合土中的微小颗粒，在土粒之间形成胶凝状态，对防止高水压地基喷涌有很好的效果。

由上述试验结果可知，砂卵石土的级配极差，其内部含有的细颗粒数量过少，故可以考虑加入膨润土泥浆来对土体细颗粒数量进行补充，增加砂卵石颗粒之间的黏附性，使之有利于传递稳定的支护压力到开挖面。由于膨润土对降低砂卵石颗粒间摩擦作用和改善流动性的效果不明显，故考虑采用界面活性材料以加强润滑效果，从而降低卵石颗粒对刀盘刀具的磨损，减小刀盘扭矩，防止土体黏附结泥饼，便于渣土的流动和运输。

3.2 膨润土性能测试

相对于钙基膨润土与水拌和后很快离析、性能不稳定而言，纳基膨润土膨胀率高、性能优良，故选用其对砂卵石土进行改良。对于膨润土泥浆来说，评价其性能最主要指标是黏度。黏度过大，泵送困难，易堵塞添加剂注入管路；黏度过低，土体改良效果差。为了使浆液具有必要的黏度，一般是通过调节浆液的浓度和发酵时间来实现。

不同质量浓度下的浆液漏斗黏度随发酵时间的变化曲线见图3。由图3可以看出，漏斗黏度随浆液浓度的增大而增大，尤其是当浓度由12%变为16%时，漏斗黏度激增，但此浓度下浆液发酵一段时间会变成黏稠状态，不满足泵送要求，故浆液浓度宜小于16%。因此，浆液浓度可在12%附近选取，为便于现场称量，取水土质量比为8∶1，即实际浓度为12.5%。从图3进一步看出，当发酵时间超出20 h后，浆液黏度趋于稳定，且不至于黏稠，也不太稀，是相对比较理想的状态，故推荐浆液发酵时间宜大于24 h。

图3 不同浓度浆液漏斗黏度随发酵时间变化曲线

3.3 泡沫性能测试

利用自制的泡沫发生器生成泡沫，其基本原理是通过空压机输送的稳定气流与通过输液泵输送的发泡剂溶液在发生器内混合，然后通过发泡器前面的筛网形成大量均质细小气泡。该装置可通过调整发泡液和压缩空气流量及压力而产生多种性能泡沫。

泡沫性能通常用发泡倍率和稳定性两个指标来评价。发泡倍率是指单位体积泡沫剂溶液所产生的气泡体积，而稳定性一般用半衰期表示，即一定体积的泡沫，静置于空气中，体积消散一半所需的时间。根据北京地区土压平衡盾构的施工经验，泡沫剂的发泡倍率介于5～20倍，而半衰期大于6 min即可满足施工要求。经过一系列泡沫性能试验，发现通过改变发泡液浓度、气-液流量比两个试验条件可产生特定性能的泡沫。气压为0.35 MPa、气-液流量比为20条件下发泡液体积浓度对泡沫性能的影响见图4。由图4可见发泡倍率在发泡液浓度为3%时取得极值，且半衰期亦满足施工要求。

图4 发泡液浓度对泡沫性能的影响

3.4 砂卵石土改良试验

经过对膨润土、泡沫进行单因素渣土改良试验基础上，选定膨润土和泡沫共同作为改良添加剂，其中膨润土体积添加比暂定为7%，只改变泡沫注入量，即泡沫体积添加率从0提高到80%，坍落度随泡沫添加率的变化见图5。由图5可见，最优泡沫配比范围应为40%～60%。

图5 坍落度随泡沫添加率的变化

3.5 改性砂卵石土力学性能测试

改性砂卵石土的颗粒级配曲线见图6。与改性前相比，粒径在0.32～5 mm范围的颗粒占比增加明显，即改良后土体中的细颗粒含量得到有效改善。

图6 改良砂卵石土颗粒级配曲线

对改良后的砂卵石土进行不固结不排水大型三轴剪切试验研究，试样直径为300 mm，高度为700 mm，制样干密度为1.96 g/cm3。相应的莫尔圆及其包络线见图7，测得抗剪强度指标为Cu=26 kPa、φu=34.57°。

图7 莫尔圆及其包线

4 盾构土舱砂卵石运动仿真模拟

4.1 盾构掘削过程离散元法模拟原理

对盾构掘进的模拟，目前大多集中在开挖面稳定性及其对环境安全的影响等，且大多建立在经典连续介质力学方法和有限单元法的基础上。由于砂卵石土具有强烈的离散特性，与砂土、黏土等相对连续介质的工程性质有本质区别，故应用离散单元法模拟砂卵石颗粒在盾构土舱中的运动与传力更为合适。根据对上述砂卵石土的渣土改良说明可知，加入膨润土和泡沫后，砂卵石颗粒之间具有一定的黏结作用。因此，选用可描述颗粒间黏附力的Hertz-Mindlin JKR软球接触模型。软球模型通常用弹簧、阻尼器、摩擦元件、黏结元件和分离器等不同元件的组合表示不同的接触本构模型，以此模拟颗粒间的各种物理作用。其中，接触刚度模型用来描述刚性球颗粒间相互作用力与弹性变形的关系，可用于模拟土颗粒单元的弹性接触力；接触连接模型定义了颗粒单元间的法向刚度和切向刚度，即粒间接触力一旦超出设定强度值，则连接模型自动断开，这可用于模拟添加了膨润土泥浆和泡沫后的砂卵石颗粒间黏性作用力；滑动模型定义了颗粒间最大摩擦力，一旦切向接触力超出该值，颗粒发生相对滑动，可用于模拟土体材料的塑性屈服。从本质上来说，砂卵石土的宏观运动和变形是上述三种模型所表述的力学行为共同作用的结果，相应的模型细观力学参数可通过反演的方式获取。

4.2 颗粒细观参数获取

离散单元法实现准确模拟的关键在于模型参数的合理确定。计算模型中的待定模型参数分为材料本征参数、基本接触参数及黏结参数三大类。本征参数是材料自身的特性，与外界无关，包括剪切模量G、泊松比ν及密度ρ；细观接触参数包括恢复系数e、静摩擦系数μs及滚动摩擦系数μr；至于黏结参数，在选定的Hertz-Mindlin JKR接触模型中，则只有表面能密度k。根据文献[23]，选取砂卵石土的弹性模量E=5×104MPa、泊松比ν=0.15。通过溢水法测得砂卵石颗粒密度ρ=2 700 kg/m3，其他细观参数诸如恢复系数e、静摩擦系数μs、滚动摩擦系数μr以及表面能密度k则需要通过对前述大三轴试验结果进行模拟来标定。其中，静摩擦系数μs可根据三轴剪切试验测得的摩擦角近似取值，即μs≈tanφu=tan34.57°=0.689 1。

对前述大型三轴试验建立离散元仿真模拟模型。由于改良土的中小粒径颗粒含量较多，如果按实际情况建模势必造成颗粒数太多，故采用放大土体颗粒尺寸的方法进行建模。由于砂卵石土主要依靠的是大颗粒骨架传力，小颗粒只在其中起填充作用，为便于计算处理，故模型中将小粒径颗粒按质量守恒原则分别等效为较大粒径的颗粒。此外，考虑刀盘开口处以及螺旋机的输送通过能力，所保留的颗粒粒径不能太大，否则容易造成螺旋机卡机。在满足上述要求的前提下，为使得模型所含颗粒粒径尽可能接近实际情况，将粒径放大6倍，即采取40、25、20 mm的粒径组合，对应质量百分比为10.82%、9.02%、80.16%。

图8为围压为0.4 MPa时一组三轴剪切仿真试验所得应力-应变曲线，该组结果与室内试验所得结果最为接近。因此可知，当e=0.323 4、μr=0.035 9、k=4 523 J/m2时，建立的土体离散元模型的宏观力学特性及流动性与真实土体基本一致。表1为离散元模拟中所采用的砂卵石土物理力学参数。

图8 三轴压缩试验应力-应变曲线的离散元拟合

表1 砂卵石土离散元仿真模拟参数

4.3 土舱内砂卵石颗粒运动模拟

天桥—永定门外区间隧道将先后采用两台土压平衡盾构机掘进，其中，1号盾构机外径为6.15 m，土舱长为0.925 m，采用辐条式刀盘，直径为6.18 m，开口率为66%，螺旋输送机为带式无轴型。选择盾构掘进至第60环管片位置处进行模拟分析，对应的掘进速度为55 mm/min、刀盘转速为1.3 r/min、螺旋机转速为5.2 r/min。限于计算能力，只能选取部分地层进行建模，仿真模型的土体尺寸为8 m×24 m×2 m，刀盘左、右侧至土体外边界的距离1 m，刀盘底至土体下边界1.1 m，隧道拱顶埋深16.9 m，刀盘顶至上边界16.9 m[24]。

刀盘转动5 s后刀盘面板处颗粒速度分布以及盾构中心纵断面上的颗粒速度分布见图9。图9中速度值并未按相似比进行换算。

图9 土舱内颗粒速度分布(单位：m/s)

由图9可以看出，自刀盘面板向后至土舱隔板，土舱横断面上土颗粒流动性差的区域逐渐增大。其次，由于采用中心支撑式刀盘，故靠近中间支撑柱区域内土体颗粒流动相对较差，易发生堵塞和结泥饼，为此宜考虑在刀盘主轴上设置径向搅拌棒。此外，越靠近土舱隔板处，围绕舱壁一圈的范围内颗粒流动也较差，易造成砂卵石颗粒在舱底沉积，不利于排土，故应考虑对土舱出口处进行结构优化，可在刀盘背面靠近舱壁位置设置主动搅拌棒。

土压平衡盾构工作机理在于实现开挖面支护压力与刀盘前方水土压力平衡，但在实际施工过程中，由于刀盘前方水土压力无法量测，只能通过对土舱隔板压力控制近似实现开挖面压力平衡。由于渣土在土舱中运动时存在压力沿程传递损失，因此土舱隔板压力与开挖面实际压力之间存在差异。刀盘切削期间砂卵石土开挖面压力与土舱隔板压力随时间变化曲线见图10。由图10可以看出，尽管开挖面支护压力呈不规则波动状态，但基本都高于土舱隔板压力值。计算中刀盘开口率为66%，由此得到土舱隔板压力与开挖面压力之比在0.5～0.7范围附近波动。

图10 土舱隔板压力与开挖面压力随时间变化曲线

5 盾构土舱砂卵石荷载传递试验

5.1 试验装置设计

为进一步探究砂卵石颗粒在盾构土舱中的荷载传递机制，建立了土舱结构工作原理，见图11。该装置由密封土舱、刀盘、螺旋出土器和渣土顶进装置等部分组成。土舱长度为1.2 m，直径为0.5 m，螺旋机直径为0.1 m，在刀盘前方设置一可沿轴向运动的加载板，通过千斤顶施加作用于刀盘的迎面阻力，刀盘切削下来的渣土通过螺旋机排出。为分析土舱中渣土的传力特性，分别在土舱隔板和加载板之间各布置一个压力盒Y1和Y2。

图11 土舱结构工作原理

需要说明的是，该试验不是严格意义上的相似模型试验，试验过程中须通过调节和控制加载千斤顶推进速度、刀盘转速、螺旋机转速等参数来满足进出土量的平衡。此外，试验用土依然采用取自现场的卵石⑤层，为避免过大的卵石颗粒导致卡机，将粒径大于40 mm的颗粒剔除，然后按照与现场土样相同的密实度均匀填入模型舱中。为改善渣土的流塑性，通过设在土舱壁上注入孔添加膨润土和泡沫共同作为改良添加剂，其中，膨润土的体积添加比例为7%，泡沫添加比例为45%。

5.2 试验工况设计

固定刀盘转速，通过调节推进速度和螺旋机转速，试验共分4个工况，见表2。表2中，工况2—工况4分别模拟了欠压推进、常压推进、超压推进。

表2 模型试验工况

5.3 试验结果分析

由于图11中加载板上压力反映的并不是刀盘面板处实际压力值，故在分析开挖面土体压力时须将砂卵石土与土舱壁面之间的摩阻力去除，计算时取二者之间的摩擦系数为0.8。工况1试验所得土舱隔板压力与前方开挖面土压力随时间变化曲线见图12，千斤顶推进速度控制在24 mm/min附近。

图12 工况1下土舱隔板压力与开挖面压力随时间变化曲线

由图12可以看出，土舱隔板压力在95～115 kPa范围波动，开挖面处土体压力在250～300 kPa范围波动，二者之比在0.35～0.4，比前述计算值偏小，这与试验精度有关，也与此处采取欠压推进有关。

掘进过程中工况2—工况4三种情况下荷载传递比曲线见图13。由图13可以看出，欠压推进、常压推进、超压推进等3种模式下的荷载传递比分别在0.3～0.4、0.32～0.6、0.35～0.75；结合工况1可知，荷载传递比受刀盘转速影响相对较小，而螺旋机转速和推进速度影响相对较大。

图13 不同掘进模式下荷载传递比曲线

6 结论

本文结合北京地铁8号线天桥站—永定门外区间隧道工程，通过数值模拟和模型试验开展了砂卵石颗粒在土压平衡盾构土舱中运移规律和荷载传递性状的研究，得出以下结论。

(1)对于北京地区砂卵石土，为确保渣土在土舱中的流塑性，需联合使用膨润土和泡沫进行渣土改良，推荐采用体积比7%膨润土和45%泡沫的添加量。

(2)基于对北京地区砂卵石土的大型三轴试验及其对应的数值仿真，获得砂卵石土的宏观抗剪强度指标为Cu=26 kPa、φu=34.57°，颗粒细观参数：e=0.323 4，μs=0.689 1，μr=0.035 9，k=4 523 J/m2。

(3)数值仿真结果显示，砂卵石土在土舱内自刀盘面板向后至土舱隔板流动性逐渐降低，尤其是靠近中心支撑柱区域的渣土宜发生堵塞和结泥饼，故推荐在刀盘主轴上设置径向搅拌棒；紧邻土舱壁圆周范围内颗粒流动也较差，易造成砂卵石颗粒在舱底沉积，建议在刀盘背面靠近舱壁位置设置主动搅拌棒。

(4)数值仿真和模型试验均表明：砂卵石地层中刀盘切削面土体压力与土舱隔板之间存在压力差降，其荷载传递系数在0.4～0.7范围内波动。因此，实际施工中宜采用欠压推进，否则若按开挖面压力理论计算值来设置土舱压力，会因开挖面支护压力过高导致地表隆起破坏。