Structured quantitative characterization and elastoplastic constitutive model of clay
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摘要: 结构性可增强土骨架的稳定性，在相同的应力条件下，结构性土与重塑土相比可保持更大的孔隙比。从结构性土的形成过程出发，详细分析了结构性对土体变形特性的影响及变形过程中结构性的衰退规律，提出了土体结构的定量化表征参数——相对结构度，并给出了该变量在土体变形过程中的演化方程。随后基于该参数推导了结构性土的体变方程，该方程反映了结构性土在变形过程中土体结构对压缩特性的影响。最后，结合修正剑桥模型推导了三轴应力状态下结构性土的本构模型，该模型可较好地预测结构性土的力学与变形特性，通过3种天然结构性土的试验结果与模型预测对比验证了本模型的合理性。Abstract: Soil structure can improve the stability of soil skeleton. Hence, the void ratio of structured soils is usually higher than that of the reconstituted soils under the same effective stress. Based on the process of the formation of structured soils, the influences of the soil structure on the deformation characteristics are analyzed. Besides, the destruction law of the soil structure in the process of deformation is investigated. A quantitative parameter of the soil structure (relative structure degree) is proposed. The evolution equation for the new parameter during the deformation is obtained according to the experimental data. The volume change equation for the structured soil is derived by incorporating the new parameter. The volume change equation describes the change of the soil structure and compression index of structured soils during deformation. The constitutive model under triaxial stress state for the structured soils is derived by incorporating the modified cam-clay model. The mechanical and deformation behaviors of the structured soils are captured by the proposed model. The new constitutive model is able to predict the mechanical behaviors of the structured soils through the comparisons between the numerical results and the experimental data from three kinds of natural structured soils.
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Keywords:
- structured soil /
- constitutive model /
- volume change equation /
- compression index
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0. 引言
盾构接收是盾构法隧道施工中的重要风险点之一。接收井外侧一定范围内进行地层加固是控制盾构接收风险的主要措施,盾构机从正常掘进段进入加固段,破除地连墙上的预留洞门最后进入接收井,在这个过程中盾构机前方地层发生了“软—硬—无”的变化,正常掘进段所建立的动态平衡状态被打破,土仓压力、推力、扭矩等关键施工参数会发生剧烈波动。此外,在高承压水、松散软弱地层中,如果土体加固效果不良或者加固体与墙体之间出现渗流通道等,在洞门破除时极易出现土体失稳、突涌水等,进而引发地面大面积超限沉降、既有结构失效等灾害。
随着材料和装备技术水平的发展,诸多新型盾构接收辅助工法不断出现。利用玻璃纤维筋混凝土施作盾构接收井洞门,实现盾构直接切削穿越地连墙,无需人工凿除和切割主体结构及地连墙的钢筋混凝土[1]；采用“土中”或“水下”接收技术,在接收井内预先填充泥水,在尽量不打破原有平衡状态的前提下完成盾构接收[2-3]；采用钢套筒技术,在接收井内为盾构掘进建立“人造”平衡条件,防止力学不平衡或地下水渗流引起的风险[4-6]。钢套筒接收工法是目前最常用的敏感环境下盾构接收辅助工法之一,但存在配套设备体量大、吊运拆装困难、场地要求高、造价高等问题,且钢套筒打开后若出现洞门渗漏,封堵难度较大。
泡沫混凝土是一种新型的轻质多孔建筑材料,具有轻质多孔、节能环保、保温隔热、隔震抗震、高可泵性等优良特性[7],为敏感条件下盾构辅助接收提供了新的解决方法。在盾构接收井内或专门施作的钢筋混凝土接收箱体内注入满足流动性和强度等性能指标要求的泡沫混凝土,待泡沫混凝土达到设计龄期和强度后,为盾构机提供力学平衡条件,并防止洞口失稳或突涌水,形成泡沫混凝土盾构接收工法。这一方法在少数工程中进行了试验性应用,并取得了良好的效果。但是目前存在施工经验不足,实测数据匮乏等问题,特别是在泡沫混凝土性能指标的科学制定、泡沫混凝土内盾构机关键参数合理设定、盾构掘进扰动状态下泡沫混凝土力学响应及接收井既有结构安全评估等方面,仍存在诸多问题亟需解决。
本文介绍了泡沫混凝土在岩土工程尤其是隧道工程领域的应用,重点以上海地铁14号线云山路地铁站泡沫混凝土盾构接收为工程背景,采用自动化固定式测斜仪和压力传感器监测盾构在泡沫混凝土中掘进引起的变形及接收井墙体上的压力变化,并基于盾构机下位机PLC实测数据,分析了盾构机掘进参数与上述泡沫混凝土力学响应之间的内在联系,所得基本规律可为该工法后续的推广应用提供支撑。
1. 泡沫混凝土及在岩土工程的应用
泡沫混凝土是将泡沫剂水溶液制成的泡沫加入到含有硅质材料（粉煤灰、砂）、钙质材料（水泥、石灰）及外加剂等料浆中,经搅拌、浇筑、养护形成[8-9],呈现蜂窝状多孔结构。用于工程填充的泡沫混凝土一般为现场制备和浇筑使用,现在制备设备及成型后表观特征见图1。
不同配合比所制备的泡沫混凝土物理力学性质具有较大差异[9],表1描述了泡沫混凝土的主要性能参数范围并与普通混凝土进行了对比,可以发现泡沫混凝土的干密度和抗压强度较低,且可以在较大范围内通过材料配合比和制备工艺进行调整控制,以满足特定工程应用的需求。泡沫混凝土的强度和重度是其工程应用的关键指标,影响重度的主要因素是水灰比,发泡剂种类等[10]；影响泡沫混凝土强度的因素包括龄期、孔隙率和干重度等,干密度分别为400,1200 kg/m3的泡沫混凝土7 d单轴抗压强度可分别达到1,10 MPa[11],此外细砂和分布均匀的孔隙所产生的强度也大于粗砂和不规则孔隙[12]。在实际工程中需要根据工程需求,通过配合比工艺试验确定最佳配合比。
表 1 泡沫混凝土与普通混凝土的性能比较[13]Table 1. Comparison between foamed concrete and ordinary concrete性能指标 干密度/(kg·m-3) 抗压强度/MPa 弯曲刚度/MPa 弹性模量/GPa 干燥收缩 新拌流动性/mm 泡沫混凝土 300~1800 0.5~10 0.1~0.7 0.3~1.2 1500~3500 >200 普通混凝土 2200~2400 30~80 3.0~8.0 20~30 600~900 >180 泡沫混凝土在建筑施工领域的具有广泛应用,目前主要集中在轻质砌块、隔音墙板、屋面保温层等方面[8, 12]。在岩土工程领域,中国从20世纪90年代开始将泡沫混凝土应用于岩土工程回填,发展到今天泡沫混凝土在特殊地层路基/路基填充（软土、冻土地带、盐碱地腐蚀地层）、地下通道减荷填充、大堤的减侧压回填、地下管线填埋、废弃矿井采空区填充、环境岩土生态覆盖等诸多应用中得到推广[14]。
在盾构法隧道施工领域,泡沫混凝土主要作为临时填充材料,用于辅助盾构扩挖、盾构过站及盾构接收等。英国Farnworth隧道[15-16]为1838年—1880年间建造的双线砌体铁路隧道,年久失修且通行空间有限。为了提高运力,该隧道于2015年采用9 m直径的盾构进行原地扩建,扩建前在原隧道内填充干重度为1050 kg/m3,强度为2～5 MPa的泡沫混凝土（图2）,以支撑原有隧道结构和地层不被破坏,同时满足TBM切削能力的要求。同样在英国,Farringdon车站[17]为采用“盾构扩挖法”建造的暗挖车站,建造过程中盾构需穿越先期完成的暗挖通道。为了满足盾构连续施工,减少进出洞操作次数,提高施工效率和安全,采用泡沫混凝土填充至盾构隧道与暗挖通道交叉节点（见图2）,为盾构提供了直接推进过站的施工条件。
泡沫混凝土辅助盾构接收在我国仅有少数应用。上海地铁17号线3标某接收井处于砂性土承压水层,隧道顶埋深20～22 m,常规进洞方案风险较大,故采用泡沫混凝土完成4台盾构接收,泡沫混凝土浇筑高度为盾构开洞以上1.5 m[18]。盾构在泡沫混凝土内推进速度控制在10 mm/min左右,推力控制在10000 kN左右,刀盘转速1 r/min,扭矩控制在3000 kN·m以下,土仓压力控制值为0.1 MPa。江苏无锡地铁3号线一期工程无锡火车站站也采用了泡沫混凝土接收工法[19]。该站的接收断面处于微承压水层的粉砂夹粉土,同时临近运营火车站,为穿越段高风险进洞施工,采用水平注浆＋水平冻结加固、配合在盾构端头井内施作钢筋混凝土箱体填充泡沫混凝土的组合方法进行盾构接收。
泡沫混凝土盾构接收工法需要一个的混凝土箱体结构作为接收容器,泡沫混凝土填充其中后四周受限,与常规掘进段假设土体为半无限体有本质区别；泡沫混凝土的填充高度为盾构拱顶上部1～2 m,深度远小于正常掘进段埋深,且所采用的泡沫混凝土干密度远小于原状土。与原状土相比,泡沫混凝土箱体的这些特殊性,使得盾构在四面封闭的泡沫混凝土有限体内的掘进参数选取和精准控制成为这一工法的关键点。尽管泡沫混凝土对提高洞口土体稳定性,控制突涌水等有积极作用,但如果箱体内盾构掘进参数选取如不合理,则可能会造成盾构掘进出土困难、千斤顶顶力过大引起后方管片破损或接收井箱体结构失效等次生问题,需要对掘进参数和盾构接收结构的响应进行科学研究,以优化泡沫混凝土内盾构掘进控制。
2. 工程背景
本文以上海地铁14号线19标云山路站盾构接收为工程背景,本站隧道顶埋深17.30 m,所接收的盾构机为φ6760土压平衡盾构,长度为9.55 m。端头井内衬结构厚度0.6 m,地连墙厚度1.2 m。如图3所示,在地连墙外侧沿隧道方向1.0～1.7 m为既有TRD加固墙,加固深度60 m；TRD与地墙之间及TRD外侧沿隧道方向4.3 m范围内采用φ800@450三重管旋喷加固,隧道横向加固范围为洞门圈外上下左右各3.0 m；旋喷桩加固区外侧为既有半圈φ2200@1300MJS旋喷桩,加固深度范围为地表至地下标高-22.821。
2.1 盾构接收风险分析
本站盾构接收面临的风险主要来自于富水软弱地层条件及临近洞口盾构接收段的复杂穿越施工。
（1）地质条件复杂
如图3所示,本站盾构进洞位置主要位于第④层灰色淤泥质黏土、第⑤1-1层灰色黏土和第⑤1-2层灰色粉质黏土层,为上海典型饱和软土地层。地层主要力学参数见表2,黏聚力在10～20 kPa,地基承载力特征值最低仅60 kPa。盾构拱底距离⑦1-1含承压水砂层顶面仅4.6 m,尽管采用TRD法进行土体加固,但TRD加固体与墙体及原状土之间仍可能形成承压水渗流通道,存在突涌水风险。
表 2 进洞段主要穿越地层及关键参数Table 2. Strata near shaft and key parameters层号 土层名称 重度/(kN·m-3) 黏聚力/kPa 内摩擦角/(°) 地基承载力特征值/kPa ④ 灰色淤泥质黏土 16.7 10 12.5 60 ⑤1-1 灰色黏土 17.5 13 12.0 95 ⑤1-2 灰色粉质黏土 18.3 17 19.5 105 ⑥ 暗绿—草黄色粉质黏土 18.2 41 21.5 130 （2）进洞段连续穿越敏感建构物
本次盾构临近洞口处要连续穿越多种既有地下构筑物,其中包括我国首条地下综合管廊,为双线矩形结构；正常运营中的地铁6号线隧道,为双圆盾构法隧道,二者的结构形式特殊,对不均匀变形和差异沉降十分敏感。此外,本站位于城市主干道交叉口,地面交通繁忙,地下各类管线众多,一旦因进洞施工产生过大地面沉降甚至是地层失稳,将产生严重的后果。
因此,为了提高盾构接收的安全性,经过多方案比选,本工程采用井外水平冻结+井内泡沫混凝土接收的综合方案,本文重点针对泡沫混凝土接收施工进行研究。
2.2 泡沫混凝土材料性能需求
根据盾构接收的风险分析优选泡沫混凝土的材料指标需求是本工法的关键点之一。泡沫混凝土的性能需求受制于多个方面,由于泡沫混凝土在本工法中所起的首要作用是稳定洞口土体、防止突涌水和平衡盾构的土仓压力,因此回填材料需要具有“重度大、弹模高、渗透低”的性质。而另一方面,考虑盾构切削的要求,特别是对于切削能力较低的软土盾构,泡沫混凝土的强度不宜过高。从材料自身的角度,泡沫混凝土的重度、强度和弹性模量具有正相关性[9-11],且均与孔隙度密切相关。因此,泡沫混凝土的性能需要同时考虑上述所有约束条件。
综合考虑洞口稳定性和盾构切削性,本次所采用的泡沫混凝土干重度为500～600 kg/m3,3 d抗压强度设计指标为1.0 MPa,7 d抗压强度指标为1.2～1.3 MPa,采用425普通硅酸盐水泥,经配合比试验确定水灰比为0.6。
2.3 泡沫混凝土盾构接收方案
本站盾构接收的混凝土箱体采用增设L型封堵墙的方式与既有内衬结构进行连接,端墙厚600 mm,侧墙厚300 mm,平面净尺寸为13.90 m×8.87 m；泡沫混凝土浇筑至盾构端头井开洞上2 m,总浇筑高度约为9.81 m。为提高端墙抗力,在端墙背部布置9根φ609钢支撑,见图4。在洞外土体加固效果检测达到要求后,进行洞门凿除施工；泡沫混凝土现场拌制完成后,通过软管直接泵送至接收箱体内,采用分层浇筑方法进行回灌浇筑至设计高度。当盾构刀盘中心刀靠上泡沫混凝土后,采用满仓掘进方式,推进速度控制在1 cm/min左右,盾构机推力≤10000 kN,以总推力控制为主,刀盘转速为1 r/min。
待盾构机在泡沫混凝土内推进到位后,在洞门洞圈上方中间位置开始凿除泡沫混凝土,同时密切关注洞门情况,一旦发生渗漏则立即采取封堵措施,若无法封堵,则采取混凝土回灌抢险。待暴露出钢洞圈及洞口背覆钢板环后,采用弧形钢板进行焊接,从盾构顶部开始逐步向腰部进行洞门密封,最后再进行下部洞圈封堵,完成整个洞门密封。最后全部凿除泡沫混凝土,盾构机体吊运撤场,完成整个盾构接收工作。
3. 测试方案
如前所述,在整个泡沫混凝土盾构接收工作中,盾构掘进参数需要根据进洞安全控制、掘进效率和接收箱体的响应综合确定。为了得到盾构在泡沫混凝土掘进过程中,接收箱体上的受力特性,在泡沫混凝土浇筑前,在箱体的端墙和侧墙上分别布设了压力盒与固定式测斜仪,采用自动化采集技术,对箱体的受力和泡沫混凝土变形进行了全过程记录,测点布置方案见图5～7。
传感器及采集仪现场安装见图8。侧墙中部和端墙中部各布设一条长度为9 m的测斜管CX1与CX2,测斜管顶端和底端分别与既有结构固定,管子与墙体间距为400 mm。管内放置由间隔1 m的倾角传感器级联所形成的固定式测斜仪,每个管内共计9个倾角传感器,通过倾角与单根测斜杆长度换算得到端墙和侧墙中部泡沫混凝土的水平位移。
侧墙中部测斜管左侧3.5 m和右侧3 m位置,沿深度方向-2 m,-5 m和-8 m分别布设3个压力传感器,即TY1-1～TY1-3和TY2-1～TY2-3；同样,端墙中部测斜管左侧1 m和右侧2 m位置,沿深度方向-2,-5,-8 m分别布设3个压力传感器,即TY3-1～TY3-3和TY4-1～TY4-3,用以获取盾构推进过程中泡沫混凝土对箱体的作用力。通过自动化采集装置对各传感器进行数据数据采集,采集频率为5 min/次。
4. 测试结果分析
以5 min/次的频率在盾构机下位机PLC获取盾构掘进参数,包括推力（kN）、扭矩（kN·m）、推进速度（mm/min）、土仓压力（kPa）、推进行程（m）等。结合现场采集的泡沫混凝土侧移及压力数据,分析盾构掘进参数的变化规律及其对泡沫混凝土和接收箱体结构的影响。
4.1 盾构掘进过程及主要参数统计分析
图9为从盾构切口进入泡沫混凝土到最后停机各环的推力、扭矩和土仓压力的小提琴统计图。小提琴的上下界限为参数在本环内的极值,宽度代表参数分布。可以发现,切口在进入泡沫混凝土前,也就是切削冻结加固体的两环,其推力和扭矩均较大,推力为15000～18000 kN,扭矩约2000 kN·m,且波动范围极大。切口从加固体进入泡沫混凝土后,在推力变化不大的前提下,刀盘扭矩发生明显下降,原因是冻结体单轴抗压强度约4 MPa,泡沫混凝土3 d单轴抗压强度约1 MPa,切削较为容易,也就是说盾构的切削能力存在一定的富余；拱顶埋深变为2 m,因此土仓中部土压也逐渐下降至50 kPa附近。随后4环（882～886）推力逐渐下降至10000 kN上下,扭矩稳定在700 kN·m附近,土仓压力基本稳定在较低水平。随着切口不断接近接收井的端墙,各参数再次出现上升与波动,其中推力上升至14000 kN,扭矩增大约2~3倍。原因是采取满仓推进以稳定仓内土压,盾构处于欠挖状态,前方泡沫混凝土处于受压模式。随着切口接近端墙,刀盘对前方泡沫混凝土的压缩效应不断积累,加上端墙的位移约束作用,导致切口前方泡沫混凝土密度和强度增大,作用于刀盘的反力相应增大,推力和扭矩出现再次上升。
4.2 墙上压力及泡沫混凝土变形时程分析
图10为接收井侧墙和端墙上压力与切口到端墙距离的关系。分析发现,盾构在泡沫混凝土箱体内掘进对侧墙和端墙上的压力均产生一定的影响,但由于盾构在接收井主要为切削和顶进过程,盾壳四周无注浆过程,因此对接收井的作用力主要沿盾构轴线方向,即对端墙压力的产生影响明显大于侧墙。盾构掘进产生的侧墙压力变化量基本在20～30 kPa,端墙压力最大增量达120 kPa,为初始值的6～7倍。
盾构在泡沫混凝土中掘进的整个推进过程中,端墙中部和下部压力呈现上升趋势,这与前述盾构推力、扭矩变化规律相吻合。当切口与端墙距离4.1 m时,盾尾脱出洞口,盾壳完全进入泡沫混凝土,对端墙压力的影响更加显著。可以发现以此为界,端墙中部和下部压力变化呈现明显的“缓慢上升”和“剧烈上升”两个过程,即在4.1 m以前,中部和下部土压随着距离缩小缓慢上升约20～30 kPa,距离为4.1 m前后激增至80～100 kPa,而后呈现剧烈波动增长。
此外,盾构完全进入泡沫混凝土后,端墙上部压力变化极小,中部上升居中,下部上升最大,即盾构对端墙的附加压力沿深度方向基本呈现三角形分布,这与泡沫混凝土自重产生的侧压力随深度增大而增大有关。此外,现场施工控制也有一定影响,在推进最后一环时,为了便于拆卸井内环片,现场采用了拼装半环推进的方式,仅拼装下部3块管片和启动下部千斤顶推进,因而产生了下部附加压力大,上部小的现象。
图11在时间轴上对比了切口到端墙距离（图中黑色细实线）与侧墙、端墙压力的关系,发现墙上压力随时间基本呈现波动上升趋势,端墙上压力的波动性和增幅均大于侧墙；盾构到位停止顶进后,各压力缓慢下降,最终稳定在略大于初始状态的范围。对比推进距离和各压力变化发现,切口与端墙的距离,也就是盾构机在接收井内的位置是影响墙上压力变化最主要的因素,切口推进距离与墙上压力变化表现处十分明显的关联性。
将图11中TY4-3时间历程曲线单独取出与掘进距离对比并进行局部放大,见图12。进一步证明,墙上压力变化的起停点与盾构起停机几乎完全一致。盾构启动掘进阶段,墙上压力随之上升,停推拼装管片阶段,墙上压力呈现指数函数式下降；在盾构起推-停推的循环作业过程中,墙上压力呈现“锯齿状”累积上升。
图12左上角局部放大图显示,单次推进在端墙上产生的压力增量随切口的前进而增大,即影响愈加显著。图13提取了这一阶段（883～886环）单环推进距离及对应的端墙压力值,对其进行核密度估计和二者相关关系的拟合分析,发生随着环号数的增大,也就是切口与端墙距离的减小,盾构推进距离与端墙压力所拟合的直线斜率越大,证明随着切口和端墙距离的减小,单位推进距离产生的压力增量越大。因此,越靠近端墙,越需要注意控制推进速度和总推力,防止对端墙产生过大的附加压力。
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图 13 单环推进距离与端墙下部压力(TY4-3)统计关系Figure 13. Statistical relationship between advancing distance and pressure on bottom wall (TY4-3)图14在时间轴上,对比了切口到端墙距离（图中黑色细实线）与墙中部泡沫混凝土侧移、墙上压力的关系。两根测斜管与墙体之间均存在约400 mm的间隙,因此测斜管所得的侧向位移在一定程度上可以反映墙体附近泡沫混凝土的变形特性。分析图14可以发现,侧墙中心（CX1）和端墙中心（CX2）附近泡沫混凝土呈现两种变形规律。
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图 14 墙体附近泡沫混凝土侧移时间历程曲线Figure 14. Time histories of lateral displacement of foamed concrete侧墙附近泡沫混凝土随盾构推进,各个深度范围均呈现增大趋势,且增大的量值基本一致,且在盾构停机后基本保持稳定,整体走势与切口到端墙距离变化基本吻合。端墙附近泡沫混凝土开始时离切口较远,基本无变化,切口与墙体距离4～8 m范围内,端墙中部附近泡沫混凝土略有向箱体方向的整体位移,约2 mm,盾构完全进入泡沫混凝土后,由于挤压效应明显增大,端墙中部附近埋深-5～-6 m处发生较为明显的朝混凝土箱体外侧的位移。
4.3 端墙上压力分布及泡沫混凝土变形分析
通过4.1节和4.2节的分析发现,端墙上压力和附近的泡沫混凝土变形较为明显,本节分析盾构推进过程中,端墙上压力沿深度方向的分布及端墙中心附近泡沫混凝土侧移变化规律（图15）。
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图 15 端墙上压力分布及泡沫混凝土变形分析Figure 15. Distribution of pressure and deformations of foamed concrete on end wall图15为盾构切口进入泡沫混凝土（14.8～13.6 m）、切口到端墙距离4.0～3.6 m时,端墙上压力分布和端墙中心附近泡沫混凝土的侧移变化,#3测线包括TY3-1～TY3-3三个测点,#4测线包括TY4-1～TY4-3三个测点。各压力测点的箱型图的中心代表本组数据的平均值,红色代表箱型图统计中的异常值,以各点平均值为准绘制端墙压力沿深度方向的分布图。分析发现,在切口刚进入泡沫混凝土时,端墙受到的扰动较小,中心附近泡沫混凝土位移变化几乎为零,端墙上压力变化也较小,TY4测线基本呈现静止土压力分布模式。随着切口靠近端墙,顶部压力基本稳定在10 kPa左右,而中部和下部压力发生不同程度的增加,最终表现为下部最大,中部其次的梯度分布模型。随着盾构切口靠近端墙,端墙中部为呈现沿盾构推进方向的凸出,凸出范围为-4～-7 m,盾构轴线所处的-5 m处取得最大值,约10 mm。实测数据表明,在此类端墙设计时,宜将盾构对墙体的作用力按梯形分布考虑,量值需根据最终停机位置与端墙的距离、推力设计值综合判断。
5. 结论
本文以上海地铁14号线云山路地铁站泡沫混凝土盾构接收为工程背景,通过现场实测分析,研究了盾构在泡沫混凝土箱体内的掘进参数变化、接收井端墙和侧墙上的压力、墙体附近泡沫混凝土的深层位移变化规律及其关联性,得出以下6点结论。
（1）本工程所采用的干重度500～600 kg/m3,3 d抗压强度1 MPa的泡沫混凝土可以同时满足盾构洞口稳定、刀盘切削和平衡土仓压力的基本性能要求。同时实测表明,盾构在本泡沫混凝土中的切削能力尚存在一定富余,因此,后续工程应用中,在满足盾构切削性能要求的前提下,可适当提高泡沫混凝土密度,减小孔隙率,以增大洞口稳定的安全性。
（2）盾构从加固体进入泡沫混凝土至顶进到位的过程中,由于刀盘前方泡沫混凝土的压缩累积和端墙约束作用,盾构的推力、扭矩和土仓压力的量值及波动性均经历了先下降再上升的变化规律。因此,在泡沫混凝土掘进时,随切口靠近端墙,需适当降低盾构推力缓慢推进,以控制掘进参数稳定性和对端墙的作用力。
（3）盾构在泡沫混凝土内掘进过程中,对接收井的端墙和侧墙均产生附加压力,且随着推进距离的增大,压力增量逐渐上升；推进到位后,墙上压力保持稳定或略有缓慢下降。盾构对端墙产生的压力增量明显大于对侧墙产生的压力,侧墙上的压力变化约20～30 kPa,端墙上最大的压力增量达120 kPa,约初始压力值的6～7倍。
（4）端墙压力的变化规律与盾构起停机呈现高度相关性。盾构开始切削推进时,端墙中部和下部压力随之上升；盾构停止切削推进时,压力值呈现指数函数形式下降。随盾构起停循环推进,端墙压力呈“锯齿状”累积上升。且随着切口与墙体距离的靠近,单位推进距离产生的压力增量也会随之增大。
（5）当盾尾脱出洞门、盾壳全部进入泡沫混凝土箱体时,端墙上压力变化发生突变,且后续推进对墙体产生的附加压力量值明显增大。因此盾构完全进入接收箱体继续推进的过程中,特别需要控制推力、扭矩等掘进参数的稳定性。
（6）盾构前方泡沫混凝土的侧向位移呈现沿盾构推进方向的“凸分布”,即盾构轴线处最大,约10 mm,拱顶和拱底较小。盾构对端墙产生的附加压力呈“梯形”分布,拱顶压力增量极小,中部增大约60 kPa,底部增大约120 kPa。
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图 1 不同应力历史条件下结构性土的压缩曲线
Figure 1. Compression curves for structured soils with different stress histories
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图 7 相对结构度与等效屈服应力间的关系
Figure 7. Relationship between yield stress of structured soils and structural index
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图 9 参数对结构性土压缩曲线的影响
Figure 9. Influences of parameter on compression curves of structured soils
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图 10 参数对结构性土无侧限抗压强度的影响
Figure 10. Influences of parameter on unconfined compression strength of structured soils
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图 12 等应力比条件下压缩试验结果与模型预测结果对比
Figure 12. Comparison between experimental data and predictions for structured soils under constant stress ratio
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图 14 围压恒定条件下三轴压缩试验结果与模型预测结果对比
Figure 14. Comparison between experimental data and predictions for triaxial tests under constant confining stress
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图 16 Pappadai黏土的三轴压缩试验结果与模型预测结果对比
Figure 16. Comparison between experimental data and predictions for triaxial tests for Pappadai clay
表 1 模型试算采用的材料参数
Table 1 Parameters for estimating proposed constitutive model
M 0.25 0.018 1.2 0.25 0.009 2.5 1.0 1.0 2.0 4.0 
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表 2 3种结构性土的材料参数
Table 2 Parameters for three kinds of structured soils
模型参数 Leda黏土 Corinth灰泥土 Pappadai黏土 0.25 0.04 0.2 0.018 0.01 0.05 M 1.2 1.32 0.9 0.25 0.3 0.25 0.007 0.008 0.02 1.94 0.58 0.90 1.26 0.12 0.21 2.5 2.79 0.9
下载: 导出CSV
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