1、 软弱地层TBM隧道的工作面稳定性评估和地层变形分析S. Konstantis(1)(1)施工管理 , Marsh 有限公司 , 伦敦 , 英国 (原 : 英国奥雅纳工程顾问公司 , 伦敦 )摘要:在收敛约束(C-C)法应用的基础上,本文旨在讨论使用封闭断面隧道掘进机时,隧道的稳定性评估。掌子面失效机制建立在Anagnostou和Kovari法以及三维楔在推进核心的基础上,并受地面负载、抗性以及施加的压力的影响。根据Bouygues TP开发修正的收敛约束(C-C)法,作用于楔形冠的地面压力应包括由隧道掘进和工作面压力造成的松弛地应力。针对隧道几何特征的故障几何的灵敏度和地面设计参数的研究,使
2、用了蒙特卡罗模拟的风险分析软件RISK,通过均布随机变量的抽样技术进行概率分析。在任何情况下,液压平衡条件都没有影响作用于隧道表面渗流压力的稳定性。根据概率分析的结果,设计用列线图的开发是为了弹性条件下,同质软地面浅层城市隧道开挖的典型案例。现已提出建议方法的应用,并对结果进行了讨论,同时与工作实践进行了对比。1. 引言掌子面稳定性是隧道挖掘工作得以完成的关键因素,尤其是在困难条件下浅层城市隧道的开挖,其在许多情况下还会受到严格的环境限制。隧道掌子面的不稳定可能导致超前核心土过度松弛(Lunardi 2000),进一步引起地面变形并对第三方财产和基础设施造成影响。在极端条件下,该状况还有可能导
3、致部分或整个掌子面的失效,并对上覆结构和隧道运营造成恶劣影响、产生严重后果。在城市地下项目的施工期间,封闭式(泥水或土压力平衡(EPB))隧道掘进机(TBM)采用主动压力的方法,大大降低了隧道掘进的风险。支撑密封面所需的最低压力必须确保隧道的稳定,并满足可承受的地面变形标准。这是一个三维问题,详细解决方案的提出需要借助于基本的三维数值分析。然而,此类分析存在明显的缺陷,主要由于复杂的输入准备、输出演示、计算工作量的增加、多重仿真阶段以及精确度的提高和地面情况认识水平之间的不协调。(Kavvadas 2005)文献中有许多分析方法可用于评估工作面的稳定性条件,在 (Guglielmetti et
4、 al. 2007)中可找到方法总结。其中大部分的方法都是基于极限平衡模型或是上、下界可塑性定理,特别是以3D失效机制为基础时得出更满意的结果.(Russo 2003)然而,在出现超前核心土松弛及继发的地面变形状况时,现有的方法不能关联确保工作面稳定性所需的压力。在工程实践中,较常见的是利用分析法或2D数值分析法进行隧道设计分析和地面变形的评估。广泛接受的方法是利用收敛约束法和释放系数(C-C)法(AFTES 2001)来模拟隧道横截面的立体推进过程。传统的收敛约束法不能用于封闭工作面的TBM隧道,释放系数法不仅表示到掘进工作面的距离,同时也代表TBM施加的压力。在Bouygues TP (A
5、ristaghes et al. 1998 and 2003)修正过的约束收敛法中充分考虑到了这类相互作用。这一方法对工作面稳定性的评估极限平衡模型结合修正后的约束收敛法进行了介绍和讨论。2. 约束收敛法 隧道掘进会引起应力场周围地面的变化,包括地面变形并导致应力 o逐渐减少。这种应力松弛可用以下公式表示:其中 int 代表围岩自稳能力和支护内部支撑压力。 o 是隧道水平方向的原位地应力,是释放系数(AFTES, 2001)。以一个完全不适用该公式的隧道(Hoek隧道, 2007)为例,在隧道应力场附近超前钻孔,从0开始,随着掌子面距离的增大逐渐增加,最后归于一个稳定的数值。对于适用该公式的隧
6、道, 的最终值取决于围岩变形,开挖方法,掌子面支护的位置、种类和数量。在工程实践中,应力松弛是通过联系释放系数或隧道收敛u R、掘进掌子面X和隧道半径R的距离估算纵向变形分布的。纵向变形分布是通过掌子面开挖区域的三维(或轴对称)数值分析采集的。图1给出了最常用方法的比较(kavvadas,2005)。图1.不同纵向变形曲线的对比(Kavvadas, 2005)收敛约束法(C-C)适用于各向同性土中的深埋圆形隧道,两种假设,几乎从来没有在城市隧道中应用过。为了克服这些限制性的假设,不适用的隧道应进行三维数值分析以对f(x, )进行定义,其中 是所考虑点的角位置(Aristaghes 等人. 19
7、98)。收敛约束法是一种被广泛接受的常用方法,用于模拟隧道断面(2D)三维超前分析。然而,如前所述,经典的收敛约束法对掘进机掘进的软土隧道开挖面支撑是适用的,当释放系数是一个与到掌子面开挖距离有关,同时也与掘进机的施加压力有关的函数时,收敛约束法并不适用。为了适应这种经典的方法,布伊格TP设计院(Aristaghes等人. 1998及2003)Ms4 时的完全弹性反应Ms=0.20 时的曲线隧道在目前的设计方法的基础上通过现场试验及试验项目,提出了一种明确考虑TBM 施加压力的收敛约束方法。在这修改后的方法中,应力松弛的定义是: int= v=(1-) o+P其中P是开挖面的压力,是释放系数,
8、 o是隧道在水平方向上的原位地应力。对于大多数用软基掘进机开挖的城市浅埋隧道,掘进面的压力通常不够低导致核心土过度松弛,因此假定是地基弹性系数(Aristaghes 等人. 1998及2003)。3 掌子面失稳的原理掌子面失稳的原理是基于阿纳金斯特-科瓦里(沃克)法和三维楔隧道超前核心的侧摩阻力、地面荷载和抗力、TBM施加压力。如图2,AB是隧道直径D,P是 TBM应用面压力, W是失稳楔形结构的自重,R是楔冠上的地应力,T S是侧破坏面的剪切力,T 和N分别是另一破坏面的抗剪切应力和正常荷载。图2.面的破坏机制(Anagnostou 等19941996)在Anagnostou的研究中(199
9、41996 ),楔形顶部上的地基应力R是通过筒仓原理确定的,根据Kavvadas(2002)的研究,在隧道非机械开挖的情况下,通过方程1,地基应力R可以松弛。在这项研究和改进的C-C 法的基础上,楔形冠上的地应力R就是方程2中确定的松弛应力 v, o是隧道拱顶的水平应力,是掌子面前方距离2x=Dtan 内的经典释放系数。侧破坏面的剪力Ts结合相应的剪切应力计算(Anagnostou 等. 1994),可以定义为:Ts =D2tan c + K tan (3)其中D是隧道直径,是楔形倾角,K是楔形中的侧向应力系数, v是楔形冠上的水平松弛地应力(通过方程2得出),是土体单位自重,F是安全系数,c
10、和分别是土体的凝聚力和内摩擦角。K的性质主要取决于掌子面的水平约束和由此产生的掌子面前方核心土的应力松弛,在掌子面开挖前方,应力状态为静止的K o,由于超前核心土径向收敛的发展,应力状态可以假定为在主动土压力条件下的K a。然而在本文中,K o =1-sin认为是静止土压力条件。土体的抗剪强度参数c和作为欧洲设计规范 7的设计参数,安全系数F 也假定为一个常数(F =1)。在稳定条件下,均质地层的掌子面通过破坏面的极限平衡条件来评估其破坏楔形面。临界倾角 cr通过对压力P进行最大化进行换算出来的,换算过程定义如下:P(kPa)= (4)其中 C1,C2,,C3 和 C4 都是取决于隧道直径 D
11、 的系数,土体内摩擦角 和内倾角 定义如下:C1=D2tan(3cos-tan(3sin-2sin+2) (5)C2= D3tan(cos-sintan)-D3tantan(1-sin) (6)C3=3D2( +tan) (7)C4= D2(costan+sin) (8)如果开挖隧道在地下水位以下,有效的土体参数应该是从方程4中确定的有效的支护压力P。对于相邻隧道,要根据隧道之间的距离以及周围地层的影响,确定释放系数时应该考虑第一条隧道对第二条隧道的隧道间的相互影响。4 概率分析为了调查临界倾角 cr对隧道几何特性和土体设计参数的灵敏度,通过软件Risk ()采用Monte Carlo模拟采样
12、技术对均匀分布的随机变量进行概率分析。在所有的情况中,液压平衡条件下,隧道掌子面没有不稳定渗流力的作用。在有效的弹性地基条件下,释放系数可以通过一下公式(陈,2000)确定:=(1+exp(0.91 ) (9)其中x是到推进掌子面的距离,R是隧道半径。概率分析中随机变量值的范围是:隧道直径D=5m-12m覆盖层高度(从地面到拱顶)H=10m-40m地下水位高度(隧道拱顶以上)Hw=0-H凝结力c des=0 - 35 kPa摩擦角 des=20o - 40o静止土压力系数Ko=(1-sin)=0.36 - 0.66土体单位重量=16 - 23 k/m 3 表面负载q des=0 120 kPa
13、根据Mollon等人的研究(2009),抗剪强度参数间的负相关性假设为隧道掌子面的稳定性提供了更高的可靠性。然而在本文的研究中,c和 被认为是不相关的变量。基于龙卷风图和概率分析的相关系数,可以认为 cr是地面摩擦角 的一个功能体现。同时对于隧道干燥的条件和隧道位于地下水位以下的情况,利用散点图中的R2为0.96的系数的值, cr定义如下:cr=40-/2 (10)在实际应用中,系数C 1到C 4可以通过图3中给出的设计图进行定义。在设计参数的取值范围内,基于上述假设成立及弹性地基响应原理的基础上,这些值都是有效的。图3.弹性地基理论中系数C 1到C 4的设计图5 应用以上介绍的方法适用于两个
14、不同的隧道段(1 / 2)具有以下特点:隧道的直径 D = 8.7 M / D = 7 米覆盖层的高度(从地面到拱顶)H = 18.2 M / H = 20 m地面的水的高度(以上隧道拱顶)= 6.1 米/ HW = 11 m 的压力= 0 kPa / CDES = 15 kPa摩擦角 des= 30 /des = 2静止土压力系数(高= 1-sin)= 0.5 /高= 0.5地面单位重量 = 20 Km 3 /= 19 Km 3,地下水的单位重量 w= 10 K地面堆载 qdes = 0 kPa / qdes = 55 kPa例 1 指的是在葡萄牙波尔图城市轻轨地铁隧道断面,由土压平衡盾构构
15、造(俄,2003)。用于检查的情况下,弹性地基反应的假设和推荐比的比例以 9 方程定义5.1 例 1从图 3 中,系数 C1 到 C4 案例 1:C1 = 50 = 220,C2,C3 和 C4 = 170 = 360。在距离 2xDTANCr 弹性地面影响的隧道掌子面前方是 0.206 和有效压力在隧道拱顶水平 的压力为 303 kPa。有效的支护压力 P 在隧道拱顶(假定在掌子面均匀分布)是指从方程 4 为 p = 89 kPa。总支持压力 P 在隧道拱顶水平估计为:P = P + U = 89 kPa61 kPa,150 kPa。在这种情况下,主动土压力和水在隧道拱顶水平压力+水= 16
16、2 kPa,而所需的压力以保证在隧道开挖面稳定的条件下,根据沃克法(用于H = 0)是 PA 和 K = 87 kPa。5.2 例 2从图 3 中,系数 C1 到 C4 案例 2:C1 = 35 = 120,C2,C3 和 C4 = 105 = 235。在距离 2xDTANCr 弹性地面响应的隧道掌子面前方是 0.202 和有效地压在隧道拱顶水平 的压力为 325 kPa。有效的支护压力 P 在隧道拱顶(假定在掌子面均匀分布)是指从方程 4 为 p = 67.7 kPa。总支持压力 P 在隧道拱顶水平估计为:P = P + U = 67.7 kPa110 kPa,177.7 kPa。在这种情况
17、下,主动土压力加上在隧道拱顶水平水压力+水= 227 kPa 忽略凝聚力、有效水压力= 209 kPa 时考虑有效力的作用。根据沃克的有效压力法,面临的压力是不需要确保稳定的条件,但必须是面对压力确保液压平衡(H = 0)在开挖面。6 探讨隧道掘进面应力松弛级别的定义以在提高核心和相关掌子面上横向和径向预收敛的形式引起的地面变形状况为准(卢纳尔迪,2000)。图 4 显示了图面上的支承压力(等效压力)和由此产生的地面位移之间的关系。当现场的应力(静止土压力)相对于主动土压力逐渐减少,屈服点和塑性区的地面位移将逐渐增加。图 4 土压力与位移之间的关系(俄,2003)在两个研究案例(案例 1 和案
18、例 2)支撑压力 P 的估计值是非常接近主动土压力和水压力+水的总和。基于概率分析的结果,它被确定。弹性地基反应的假设定义 压力,总压力 P 根据提出的方法始终较低但非常接近、+水的价值。因此可以认为,两种检查塑性区(主动区) 弹性区 塑性区(被动区)被动土压力(KN/m2)地层静压(KN/m2)地层动压(KN/m2)朝外位移(松弛) 朝内位移(压缩)地层压力的情况下,有效的支护压力 P 不是保证表面的稳定性条件所需的最低有效压力,然而需要提醒的是其所需的最小有效支撑压力的弹性应力松弛范围在隧道超前核心。图 3中的设计图推导出考虑条件的静止土压力而不是在楔体破坏机制的横向应力的主动土压力系数
19、K。如果遇到的压力低于该弹性极限,地质情况将反映其活性区域且塑性变形将持续发展。在许多情况下城市浅埋隧道由于地面条件影响存在许多的挑战和困难的,只能在严格的环境约束下进行开挖,TBM 的限制配置文件要求必须同时保证掌子面稳定性和地面变形的允许范围内才能掘进。因此,为了确定“最佳”的约束文件,应在设计阶段进行试验调整,直到两个条件得到满足。在 TBM 盾构隧道的情况下,如图 5 所示,整体地面变形分布由四变形元件,即前面和上面(a),沿盾(B),在盾尾刷(C)和由于衬变形(D)(ita-aites,2006)。评估后的三个变形部件通过收敛约束法的改进的方法的验证(aristaghes 等人。19
20、98和 2003)。图 5.沿 TBM 盾构面的地面变形情况(ITA AITES,2006)7 结论本文研究了软土隧道中掘进机的使用对地表变形及结合面稳定情况并进行分析,有力的证明了压力评估分析的可行性。在项目的设计阶段,理论上 TBM 约束曲线可以与周围地面的反应直接相关,它能反映工程建设对地面变形的影响。在施工过程中,如果用适当的仪表来安装和和监测,可以验证设计的假设和不断更新和校准。这使得设计和施工过程之间可以相互印证和比较透明,有利于各个项目参与者之间的沟通。通过设置地面变形极限和触发值和指定的行动和应急措施,整个过程是完全按照现代项目风险管理的原则和方法来执行的。8 参考文献AFTE
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