复合成层地层盾构隧道施工引起土体变形计算研究

魏纲; 朱德涵; 王哲; 齐永洁; 姜海波; 项鹏飞

doi:10.11779/CJGE20230151

复合成层地层盾构隧道施工引起土体变形计算研究 English Version

魏纲^{1, 2,},
朱德涵³,
王哲³,
齐永洁⁴,
姜海波^{5, 6},
项鹏飞⁶

1.
浙大城市学院浙江省城市盾构隧道安全建造与智能养护重点实验室, 浙江杭州 310015
2.
浙大城市学院城市基础设施智能化浙江省工程研究中心, 浙江杭州 310015
3.
浙江工业大学岩土工程研究所, 浙江杭州 310014
4.
浙江大学滨海和城市岩土工程研究中心, 浙江杭州 310058
5.
新疆农业大学水利与土木工程学院, 新疆乌鲁木齐 830052
6.
石河子大学水利建筑工程学院, 新疆石河子 832003

基金项目:

国家自然科学基金项目 52178399

详细信息

作者简介:
魏纲(1977— )，男，浙江杭州人，博士，教授，主要从事城市地下隧道和岩土工程的方向的研究工作。E-mail: weig@hzcu.edu.cn

中图分类号: TU431
计量
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出版历程
- 收稿日期: 2023-02-21
- 网络出版日期: 2024-05-14
- 刊出日期: 2024-04-30

Calculation of soil deformation caused by construction of shield tunnels in composite layered strata

WEI Gang^{1, 2,},
ZHU Dehan³,
WANG Zhe³,
QI Yongjie⁴,
JIANG Haibo^{5, 6},
XIANG Pengfei⁶

1.
Key Laboratory of Safe Construction and Intelligent Maintenance for Urban Shield Tunnels of Zhejiang Province, Hangzhou City University, Hangzhou 310015, China
2.
Zhejiang Engineering Research Center of Intelligent Urban Infrastructure, Hangzhou City University, Hangzhou 310015, China
3.
Institute of Geotechnical Engineering, Zhejiang University of Technology, Hangzhou 310014, China
4.
Research Center of Coastal and Urban Geotechnical Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310058, China
5.
College of Hydraulic and Civil Engineering, Xinjiang Agriculture University, Urumqi 830052, China
6.
College of Water Conservancy & Architectural Engineering, Shihezi University, Shihezi 832003, China

摘要

摘要: 为解决盾构上部多层水平覆土且开挖面内上下水平分层的复合地层条件下盾构施工引起的土体变形问题，在统一土体解析解法的基础上对其中土质条件影响参数进行修正，使其可以进行复合地层条件下的土体变形计算，并对土体移动焦点范围进行了重新的划分。将修正后的统一土体解析解法与类随机介质理论相结合，得到可以解决盾构开挖面上存在多种土层情况的计算方法，并且可适用于任意开挖面形状的盾构施工。研究结果表明：经过多组工程案例验算，验证了方法的可行性；开挖面上某一土层厚度等量增加会使土体变形发生非线性变化；由于土体损失比变形传递路径对土体变形的影响更大，相同洞径比下的土体变形可能存在差异。
- 复合地层 /
- 盾构施工 /
- 土体变形 /
- 统一土体解析解法 /
- 类随机介质理论
Abstract: In order to solve the problem of soil deformation caused by shield construction under the condition of multi-layer horizontal soil covering on the upper part of the shield and the upper and lower horizontal layers in the excavation face, on the basis of the unified analytical method for soils, the influence parameters of soil conditions are modified so that the soil deformation can be calculated under composite strata, and the focus range of soil movement is re-divided. By combining the modified unified soil analytical method with the analogous stochastic medium theory method (ASMTM), a method can be obtained to solve the problem of multiple soil strata on the shield excavation surface, and can be applied to the shield construction with any shapes of excavation surface. The results show that the feasibility of the proposed method is verified through several engineering cases. The nonlinear change of soil deformation occurs when the thickness of a certain soil layer increases by the same amount. Since the soil loss has more influences on the soil deformation than the deformation transfer path, the soil deformation may be different under the same cavity diameter ratio.
- composite stratum /
- shield construction /
- soil deformation /
- unified soil analytical method /
- analogous stochastic medium theory method (ASMTM)

HTML全文

孙建生老师对敝人《稳定安全系数计算公式中荷载与抗力错位影响探讨》^[1]（以下简称原文）提出了宝贵的指导及讨论意见,非常感谢！

业界普遍认为边坡稳定安全系数目前主要有两种定义方法：①为抗滑力矩与下滑力矩之比（通常可简化为抗力荷载比）,相应的稳定安全系数计算方法一般采用单一安全系数法（原文即采用此法）,以瑞典条分法为代表；②定义为滑动面上的抗剪强度与实际产生的剪应力之比,相应的稳定安全系数计算方法一般采用强度（抗剪强度）折减法,以毕肖普法（Bishop）及简布法（Janbu）为代表。宋二祥等^[2]倾向于第二种定义。孙文中 $\sum R \div K = \sum S$ ,对所有抗滑力除以了同一安全系数K、即均进行了折减,从公式表达来看与单一安全系数法没什么不同,与强度折减法仅对岩土体的抗剪强度进行折减明显不同。

但文献[3]认为“抗滑稳定安全系数K是表达……实际……滑动力 $\sum S$ 与理论极限（虚拟概念）抗滑力 $\sum R$ 的极限平衡接近程度”,之后的论述绕此展开。“实际滑动力”、“理论极限抗滑力”及“极限平衡接近程度”等用语是理解文献[3]观点的关键。

第②种定义中的“抗剪强度”及“剪应力”也可表达为“抗力”及“荷载”或“抗滑力”及“滑动力”,从文献[3]角度来看,极限抗滑力是理论的,故是“虚拟概念”；实际滑动力即实际发生的荷载,与抗滑力相等时则土体处于极限平衡状态；在安全系数K计算过程中通过逐步折减而逼近极限平衡状态,表达了实际滑动力与抗滑力的接近程度,故文献[3]更适合从第②种定义及强度折减法的角度去理解。倘若如此,则：

（1）文献[3]认为原文极限平衡力学基本概念混淆、错误、缺失。笔者认为,原文没有明示但实质上依据的是第一种定义,文献[3]讨论的实质上属于第②种定义,两种定义中的概念不同是正常现象。

（2）文献[3]认为“分子与分母加减项的变化必然影响到安全系数计算结果,但这绝不是极限平衡概念的滑动力荷载与极限抗滑力概念错位问题的探讨依据”,笔者同意。“分子与分母加减项的变化必然影响到安全系数计算结果”正是原文目的,原文探讨的就是加减项中的那些不合理项导致的按第一种定义编写的安全系数计算公式有时并不完全符合第一种定义这种现象；“计算结果……不是概念错位问题的探讨依据”,因为定义形式不同,当然不能把根据第一种定义获得的计算结果当作探讨第二种定义概念的依据。

（3）文献[3]认为抗滑力是虚拟受力。笔者认为,抗滑力大于滑动力时可如此认为,小于时（处于极限平衡状态或滑坡时）则不是虚拟的、而是实际发生的。

（4）文献[3]认为“在 $K = \frac{\sum R}{\sum S}$ 公式中,分子抗滑力 $\sum R$ 包含所有极限虚拟概念状态的抗滑力因素,不论正负......分母滑动力 $\sum S$ 包含所有实际切向滑动力因素,不论正负”,笔者没有理解。①所有的抗滑力均应是同向、即“正”的,“负抗滑力”指的是什么呢?如果是负的,与抗滑力反向的,就应该是滑动力；但如果是滑动力,就应该如第②种定义及文献[3]前述,是实际发生的,那么就不是“虚拟概念”的,因为“虚拟概念”的是抗滑力；但如果是抗滑力,就应该与其它“正”抗滑力同向、不应为负,故“负抗滑力”到底是什么力,很难理解；②同理,所有的滑动力均应是同向、即“正”的,“负滑动力很难理解；③假定部分滑动力也可以“虚拟概念”、即作为“负抗滑力”计入分子 $\sum R$ ,部分抗滑动可以实际发生、即作为“负滑动力”计入分母 $\sum S$ ,那么,哪些滑动力可以计入分子、哪些抗滑力可以计入分母?

仍以瑞典条分法为例,当滑弧中心点O位于边坡上方时,如图1所示,土条1~（m-1）的重力产生滑动力 $\sum_{i = 1}^{m - 1} G ti$ ,土条m~n的重力产生抗滑力 $\sum_{i = m}^{n} G ti$ ,两者作用方向相反,围绕着两者关系如何处理产生4种稳定安全系数K计算公式,其中前2种工程应用广泛：

$K = \frac{\sum_{i = 1}^{n} (G_{n i} \tan φ_{i} + c_{i} l_{i})}{\sum_{i = 1}^{m - 1} G_{t i} - \sum_{i = m}^{n} G_{t i}}$ ,

(1)

$K = \frac{\sum_{i = 1}^{n} (G_{n i} \tan φ_{i} + c_{i} l_{i})}{\sum_{i = 1}^{m - 1} G_{t i} + \sum_{i = m}^{n} G_{t i}}$ ,

(2)

$K = \frac{\sum_{i = 1}^{n} (G_{n i} \tan φ_{i} + c_{i} l_{i}) - \sum_{i = m}^{n} G_{t i}}{\sum_{i = 1}^{m - 1} G_{t i}}$ ,

(3)

$K = \frac{\sum_{i = 1}^{n} (G ni \tan φ i + c i l i) + \sum_{i = m}^{n} G ti}{\sum_{i = 1}^{m - 1} G ti}$ 。

(4)

图 1 瑞典条分法边坡稳定分析简图

Figure 1. Sketch about slope stability analysis by Swedish Slicing Method

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式（1）～（4）从文献[3]角度来看：①式（1）将 $\sum_{i = m}^{n} G_{t i}$ 放在分母与滑动力 $\sum_{i = 1}^{m - 1} G_{t i}$ 相减,可认为是 $\sum S$ 中的“负滑动力”；②式（2）将之放在分母与滑动力相加,可认为是 $\sum S$ 中的“正滑动力”；③式（3）将之放在分子与抗滑力 $\sum_{i = 1}^{n} （ G_{n i} tan φ_{i} + c_{i} l_{i} ）$ 相减,可认为是 $\sum R$ 中的“负抗滑力”；④式（4）将之放在分子与抗滑力相加,可认为是 $\sum R$ 中的“正抗滑力”。那么, $\sum_{i = m}^{n} G_{t i}$ 到底是“负滑动力”、“正滑动力”、“负抗滑力”还是“正抗滑力”?这个问题文献[3]没有指明如何处理,却正是原文所讨论的核心内容,换句话说,在这个问题上原文所讨论的内容与孙文观点是互补的。

（4）其余意见详见笔者对文献[2]的回复意见,不再赘述。

总结：①业界对边坡稳定安全系数的主要定义形式有两种,原文依据的是第一种,孙文实质上依据的是第二种,故概念有所不同；②文献[3]提出了“负抗滑力”及“负滑动力”等观点但没有提出实现方法,没有解决原文讨论的安全系数计算公式中抗力与荷载错位（从文献[3]角度可理解为抗滑力与滑动力应用不当）的问题。

笔者对文献[3]理解不准确及本回复意见不妥之处,敬请孙老师及读者们谅解及继续批评指正。

图 1 统一解土体移动模型

Figure 1. Unified solution soil movement model

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图 2 土体移动焦点边界状态示意图

Figure 2. Schematic diagram of boundary state of soil movement focus

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图 3 土体移动焦点取值范围示意图

Figure 3. Schematic diagram of range of values for soil movement focus

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图 4 开挖面上土层分布情况示意图

Figure 4. Schematic diagram of distribution of soil strata on excavation surface

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图 5 复合地层条件下类随机介质理论方法模型

Figure 5. Model of analogous stochastic medium theory method considering composite strata

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图 6 监测断面工况示意图

Figure 6. Schematic diagram of working conditions of monitoring section

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图 7 断面1土体变形计算值与实测值对比图

Figure 7. Comparison of calculated and measured values of soil deformation in Section 1

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图 8 断面2土体变形计算值与实测值对比图

Figure 8. Comparison between calculated and measured values of soil deformation in Section 2

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图 9 断面3土体变形计算值与实测值对比图

Figure 9. Comparison between calculated and measured values of soil deformation in Section 3

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图 10 断面DBC468土体变形计算与实测对比图

Figure 10. Comparison between calculated and measured values of soil deformation of Section DBC468

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图 11 断面DBC528土体变形计算与实测对比图

Figure 11. Comparison between calculated and measured values of soil deformation of Section DBC528

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图 12 开挖面上地层分布示意图

Figure 12. Schematic diagram of distribution of soil strata on excavation surface

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图 13 上软下硬地层分布下的地表土体变形图

Figure 13. Deformations of surface soil under distribution of upper soft and lower hard strata

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图 14 上硬下软地层分布下的地表土体变形图

Figure 14. Deformations of surface soil under distribution of upper hard and lower soft strata

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表 1 DBC468、DBC528断面土质情况

Table 1 Soil situations of DBC468 and DBC528 sections

地层	土层厚度/m		内摩擦角/(°)
地层	DBC468	DBC528	内摩擦角/(°)
杂填土	2.50	2.70	10.0
粉质黏土①	—	1.00	12.1
粉土夹淤泥质土	2.50	0.85	25.1
淤泥质黏土	5.00	5.70	9.5
粉质黏土夹粉	12.00	7.15	11.5
粉质黏土②	—	6.70	13.8
粉质黏土③	5.00	—	15.7
含砂粉质黏土	1.00	1.30	15.3
黏土	2.50	2.80	12.9
全风化晶屑玻屑凝灰岩	0.40	—	17.3
强风化晶屑玻屑凝灰岩	1.80	2.20	20.3
中等风化晶屑玻屑凝灰岩	—	—	23.0

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施引文献(2)

期刊类型引用(2)

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