鐘嘉政，王樹英, 2，劉朋飛，王海波

(1.中南大學 土木工程學院，長沙 410075； 2.重載鐵路工程結構教育部重點實驗室(中南大學),長沙 410075)

土壓平衡盾構法因其對地表影響程度低、占用地面空間小等優(yōu)勢廣泛應用于城市隧道建設。盾構掘進時常往刀盤前方、土艙或螺旋輸送機內添加改良劑把渣土改良成合適的塑流性狀態(tài)，旨在保證進排土的順暢以及控制進出土量的平衡[1-2]，從而規(guī)避掘進參數(shù)波動幅度大、刀盤結泥餅、螺旋輸送機噴涌、地層損失等風險[3-4]。為確保盾構安全高效掘進，需充分認識改良渣土力學行為，明確其合適改良狀態(tài)的評價指標。因此，學者們研究了改良渣土塑流性及力學特征，通過分析渣土狀態(tài)、盾構掘進參數(shù)或地層變位響應，提出了渣土合理狀態(tài)的不同評價指標。研究手段主要如下：

1)現(xiàn)場測試和坍落度試驗。Quebaud等[5]提出了渣土的合理坍落度范圍，Ye等[6]建立了坍落度與渣土含水率、改良參數(shù)的經驗關系，制定了合適改良方案。然而，該手段缺乏對渣土理論模型的探討而僅能做定性分析或提出針對特定地層的經驗公式，而且坍落度試驗是在大氣壓條件下開展，所得坍落度值是靜態(tài)指標，不能準確反映土艙或螺旋輸送機內帶壓狀態(tài)下渣土的流動狀態(tài)。

2)縮尺模型試驗。孟慶琳等[7]等建立了盾構掘進與進排土的試驗模型，通過土艙壓力分布特征、螺旋輸送機扭矩以及沿程壓力梯度來評價渣土的流動特性，但相關模型系統(tǒng)復雜、成本高昂，故操作難度大，數(shù)據(jù)采集量有限，評價指標具有唯象性且不能深入剖析流動介質特性對流態(tài)的影響。

3)理論模型和數(shù)值模擬。通過單元試驗分析改良渣土的力學行為，探討其合理的理論模型，利用有限元、離散元等數(shù)值方法模擬盾構掘進時地層與渣土在復雜邊界下的運動情況，分析渣土流態(tài)與流場分布情況及進排土效率[7]、渣土壓力分布特征[8]、地層變位[9]等問題，進而確定合理改良參數(shù)。該手段通過改變模型參數(shù)，可適用于不同地層條件，亦能摒棄“試錯”的傳統(tǒng)方法。其中，盾構進排土效率優(yōu)化與平衡控制著重于探討渣土的宏觀塑性流動，不考慮土顆粒與改良劑之間的相互作用，因此，此類問題可將改良渣土近似視為均勻連續(xù)的流體，采用連續(xù)介質模型表征盾構進排土過程中改良渣土的力學行為，基于計算流體力學(CFD)模擬改良渣土的塑性流動，重現(xiàn)或預測盾構進排土過程。

流變本構模型的準確搭建是CFD數(shù)值模擬真實反映盾構改良渣土宏觀力學行為的關鍵。由坍落度試驗可知，提筒后渣土在自重作用下緩慢流動坍落并最終達到某一穩(wěn)定高度，表明渣土可近似看作非牛頓流體，當剪切應力大于屈服應力時，渣土似流體般發(fā)生剪切流動；當剪切應力小于屈服應力時，渣土似固體般不發(fā)生變形[10]。至于渣土流變模型參數(shù)的獲取，鮮有文獻介紹測試原理及方法。采用參數(shù)反演法，Talebi等[11]將改良渣土視為Bingham流體，在螺旋輸送機數(shù)值模型中輸入工程使用的改良參數(shù)和掘進參數(shù)，反演得改良土流變參數(shù)。該方法物理意義不明確，且忽略高壓力梯度下渣土流變參數(shù)的壓力相關性，因而有必要采用試驗環(huán)境還原盾構實際情況的室內試驗，來分析帶壓環(huán)境下改良渣土力學特征及模型參數(shù)。通過旋轉剪切儀，Moris等[12]探討了改良渣土在不同法向壓力、十字板轉速、改良參數(shù)下的變形情況和剪切強度特性；張檑[13]分析了十字板扭矩-轉速曲線，將砂卵石層改良渣土視為Bingham流體，擬合其流變參數(shù)，并用ICAR混凝土流變儀進行標定，然后通過數(shù)值模擬討論了流變參數(shù)的壓力相關性；孟慶琳[7]將泡沫改良砂土視為可壓縮的Bingham流體，分析了不同法向壓力、改良參數(shù)下的渣土流變參數(shù)，并建立流變參數(shù)的壓力相關性公式，然而流變參數(shù)的既有推導方法對流變學的認識不夠充分。此外，渣土流變行為與其壓縮性也密切關聯(lián)，孟慶琳[7]通過非飽和土三軸壓縮試驗探討了渣土的壓縮性，建立了密度的壓力相關性公式，然而制備過程中試樣塑流性強難以直立且土內泡沫在負壓成型時易被破壞，試驗可靠度低；盾構內渣土受土艙或螺旋輸送機外殼側向限制而僅發(fā)生沿進排土方向的壓縮變形，且進排土過程中渣土來不及固結排水就被快速排出。Mori等[12]通過不排水側限壓縮試驗分析了渣土的壓縮特性，該試驗還原了盾構內渣土所處的環(huán)境，具備探究盾構內渣土密度壓力相關性的潛力。

綜上，既有關于渣土流變行為的研究存在以下問題：僅描述試驗現(xiàn)象，未搭建理論模型量化渣土力學特征；設置的試驗環(huán)境不切合盾構實況；推導參數(shù)時對非牛頓流體力學理解不足，并且尚未開展對改良礫砂渣土流變力學行為的探究。因此，采用了加壓式十字板剪切試驗儀，針對昆明某地鐵區(qū)間礫砂地層盾構泡沫改良渣土提出了詳細的試驗方案、流變理論模型和參數(shù)分析方法。通過側限壓縮試驗和十字板剪切試驗，探究了泡沫改良礫砂的壓縮特性和剪切強度特性?；诹髯兞W理論，擬合并分析了試樣的壓縮系數(shù)和流變參數(shù)，提出了泡沫改良礫砂的密度、流變參數(shù)壓力相關性公式。提出的改良渣土理論模型及壓力相關性參數(shù)可直接用于土艙及螺旋輸送機內渣土的流動規(guī)律及力學行為的數(shù)值模擬和計算。

1 流變試驗方案

1.1 試驗材料

試驗土樣取自昆明地鐵某區(qū)間盾構掘進狀態(tài)理想的渣土，渣土級配曲線見圖1，參照《GB/T50123—2019土工試驗方法標準》中土的工程分類，該土屬于含細粒土礫。為改善渣土的塑流性狀態(tài)，掘進時采用水和分散型泡沫劑對刀盤前方和土艙內切削土體進行改良，其中單環(huán)管片掘進水用量828 L，泡沫原液用量26 L，泡沫體積分數(shù)為3%，發(fā)泡倍率約為8。因此，獲取的土樣為泡沫改良渣土，其基本土性參數(shù)如表1所示，改良渣土坍落體見圖2。

圖1 試驗土樣級配曲線

圖2 改良渣土坍落度試驗

表1 試驗土樣的物理力學參數(shù)

1.2 試驗儀器

采用Liu等[14]開發(fā)的加壓式十字板旋轉剪切儀探究泡沫改良礫砂的力學特征，其原理及實物圖(含尺寸)如圖3所示。儀器主要由試樣腔、加壓裝置、剪切裝置、傳感裝置等組成。其中，試樣腔與外界沒有氣水交換；加壓裝置采用氣泵加壓，壓力施加在蓋板上然后均勻傳遞到試樣腔中的土樣；剪切裝置是十字剪切板，十字板在電機驅動下以恒定轉速旋轉，額定扭矩為30 N·m；傳感裝置包括壓力傳感器和扭矩傳感器，實時監(jiān)測并記錄試樣所受法向壓力和十字板所受扭矩。此外，考慮到儀器與試樣顆粒粒徑的相對尺寸大小會影響測試結果精度，參照既有經驗[15]，葉片直徑d應為試樣最大粒徑的2倍左右，葉片邊緣至腔壁的距離(D-d)/2應為試樣最大粒徑的3倍以上。所用加壓式十字板剪切儀葉片直徑和高度分別為38、76 mm，試樣腔內壁直徑為200 mm，而試樣最大粒徑不超過10 mm，因此，所用的剪切儀滿足對試樣最大顆粒尺寸的要求。

圖3 加壓式十字板旋轉剪切儀

1.3 試驗步驟

采用加壓式十字板剪切儀對改良渣土試樣進行不排水條件下的側限壓縮試驗和十字板剪切試驗，步驟如下：

1)將試樣分層均勻置入試樣腔內并蓋上圓形蓋板，十字板穿過蓋板中心圓孔插入到試樣中，應控制葉片底部離試樣腔底距離不小于0.5d，葉片頂部離試樣上表面距離不小于d[15]。

2)打開蓋板排氣閥，預加10 kPa法向壓力，直至試樣上方空氣被排出，即蓋板與試樣上表面接觸，保證壓力通過蓋板傳遞到試樣，再關閉排氣閥。

3)繼續(xù)加壓，為使試樣承受的法向壓力達到設計值，加壓方式參考Liu等[14]的試驗方法，對蓋板加壓時多加10 kPa壓力來抵消蓋板邊緣與試樣腔內壁間摩擦力、蓋板自重的影響。此外，安裝百分表實時監(jiān)測試樣的法向位移，變形穩(wěn)定后百分表讀數(shù)差值為該法向壓力下試樣對應的壓縮量。

4)壓縮穩(wěn)定后，使十字板以恒定速率旋轉，每轉2°記錄一次十字板所受扭矩M(N·m)，十字板反復剪切試樣失效面，直至扭矩減小至趨于穩(wěn)定。為了消除蓋板中心圓孔內壁對十字板軸身摩擦扭矩的干擾，需將各工況十字板扭矩測試值減去空腔情況下十字板扭矩，繼而修正后扭矩可視為各工況十字板葉片克服試樣剪切強度所需扭矩。

圖4 試樣剪切失效圓柱面示意

(1)

(2)

1.4 試驗工況

盾構正常掘進時土艙和螺旋輸送機內渣土壓力一般維持在0～300 kPa，剪切應變率為4.36e-3～5.45e-2[7]。為了從試驗中獲取類似盾構工作環(huán)境下改良渣土試樣的壓縮和剪切強度等特性，將施加于土樣上方的法向壓力設為0、50、100、150、200、250、300 kPa，十字剪切板的轉速設為15、30、45、60、90、120 (°)/min，共42種工況，不同十字板轉速對應的剪切應變率如表2所示。

表2 十字板轉速-剪切應變率換算

2 試驗結果與分析

2.1 泡沫改良礫砂壓縮特性

不排水條件下，試樣腔內泡沫改良礫砂在法向壓力的作用下發(fā)生一維壓縮變形。試驗安裝的百分表可觀察蓋板法向位移的變化，待百分表讀數(shù)穩(wěn)定時可換算得到試樣的法向壓縮應變，即

(3)

式中：εp為試樣受到大小為p的法向壓力壓縮后的壓縮應變，h0為試樣初始高度，hp為試樣受到大小為p的法向壓力壓縮后的高度穩(wěn)定值，Hl為蓋板厚度，Δh為百分表讀數(shù)差值。

通過試驗記錄和公式換算可得試樣法向壓力下壓縮應變穩(wěn)定值，如表3所示。

表3 不同法向壓力下的一維壓縮應變

隨著法向壓力增加，試樣壓縮應變呈對數(shù)方式增加，其中壓縮應變增量逐漸減小。原因是在不排水和側限條件下，加壓時土中泡沫無法排出，泡沫內外出現(xiàn)瞬時壓差，泡沫內氣體受到壓縮，泡沫體積占比減小，試樣土骨架隨之壓縮變形。隨著法向壓力增大，土顆粒排列越來越緊密，試樣越來越難被壓縮。通過最小二乘法，擬合法向壓力-壓縮應變曲線如圖5所示，對數(shù)方程如下：

圖5 法向壓力-壓縮應變擬合曲線

ε(p)=1.01×10-2×ln(1+0.119p)

(4)

2.2 泡沫改良礫砂剪切強度特性

對泡沫改良礫砂進行多組十字板剪切試驗，分析剪切過程中剪切應力的變化。以試驗工況“p=100 kPa，n=120(°)/min”(以下簡稱“p-100，n-120”)為例，如圖6所示，十字板旋轉使試樣產生剪切應力，試樣剪切破壞后十字板外周區(qū)域與隨十字板旋轉區(qū)域渣土試樣發(fā)生相對剪切位移，且失效面附近粗顆粒要破壞原咬合狀態(tài)而發(fā)生平移或翻滾等重排列現(xiàn)象，宏觀表現(xiàn)為體應變增大的剪脹現(xiàn)象，剪脹損耗的能量由剪應力做功來補償，故剪切應力隨剪切位移增加而增加，當達到峰值時，表明試樣被剪切破壞，其峰值剪切應力即土樣的抗剪強度；而后隨剪切位移增大試樣出現(xiàn)應變軟化，剪切應力減小至趨于某一范圍內正弦式波動，表明試樣仍有殘余強度，數(shù)據(jù)波動是由于泡沫溶液的潤滑和粘結作用，加速了非均質性泡沫改良礫砂受剪時土顆粒錯動和重新膠結，引起剪切面反復閉合和貫通，從而導致剪切強度產生較明顯波動。

為消除試樣非均質性產生的剪切應力變化曲線波動，參考曹文貴等[17]提出的模擬不同法向正應力下巖土體剪切變形全過程的統(tǒng)計損傷本構模型，取兩次重復試驗的剪切應力數(shù)據(jù)點，將剪切全過程擬合為兩階段(圖6曲線)：1)線彈性階段，從原點開始，試樣所受剪切應力與剪切位移呈正線性關系；2)非線性階段，隨著剪切位移增加，剪切應力非線性單調遞增至峰值，隨后剪切位移繼續(xù)增加，但剪切應力呈非線性遞減趨勢，直至穩(wěn)定值。該階段可用含5個待定系數(shù)的函數(shù)式(5)表示。表4為工況“p-100，n-120”的擬合剪切應力第2階段曲線的函數(shù)待定系數(shù)取值和R2大小。

表4 工況“p-100，n-120”擬合系數(shù)取值

圖6 工況“p-100, n-120”剪切應力-剪切位移曲線

(5)

同理，其余工況剪切過程中的剪切應力峰值和最終穩(wěn)定值亦可通過其對應工況剪切應力隨位移變化的擬合曲線得到，如圖7所示。擬合的決定系數(shù)R2在0.5～0.8，這說明了不同工況下剪切應力變化曲線具有相似的特征，上述擬合方法適用于不同剪切工況。

由圖7可知，試樣達到剪切應力峰值或殘余值時需發(fā)生一定的剪切位移，該剪切位移量與法向壓力或十字板轉速大小無相關性。進一步觀察法向壓力、十字板轉速對試樣峰值剪切應力和殘余剪切應力的影響，結果見圖8、9，隨試樣所受法向壓力增大，試樣峰值和殘余剪切應力均逐漸增大，原因是試樣所受法向壓力越大，泡沫體積壓縮減小，土骨架收縮變形程度越大，試樣孔隙率減小而密度增大，顆粒間咬合作用和膠結作用越強，剪脹需消耗更大的能量，十字板旋轉需克服更大的扭矩，即試樣破壞和變形需更大的剪切應力，反映試樣抗剪能力的峰值剪切應力隨法向壓力增大而增大；同時，法向壓力越大，剪切過程中粗顆粒破碎更明顯，破碎后細顆粒重排列使試樣更密實，且受加壓和剪切作用后泡沫體積減小或破滅增加了孔隙溶液的滲流通道，剪切失效區(qū)域細顆粒隨溶液流動而遷移的能力增強，宏觀表現(xiàn)為試樣剪切破壞后自修復速率加快，則殘余剪切應力隨法向壓力增大而增大。此外，隨十字板轉速的增加，十字板所受扭矩增大，即試樣的峰值和殘余剪切應力隨剪切應變率的增加而增加，說明泡沫的注入使試樣具有近似非牛頓流體的剪切流動特性，具體分析見3.2節(jié)。

圖7 不同工況剪切應力-剪切位移擬合曲線

圖8 峰值剪切應力隨法向壓力的變化

3 泡沫改良礫砂流變力學模型

由試驗結果分析可知，改良土試樣可近似視為具有一定壓縮性的非牛頓流體。以下從流變力學視角提出了考慮改良渣土壓縮特性和剪切特性的理論模型，進一步分析試驗數(shù)據(jù)求解了泡沫改良礫砂的壓縮系數(shù)和流變參數(shù)的壓力相關性公式。

圖9 殘余剪切應力隨法向壓力的變化

3.1 泡沫改良礫砂密度的壓力相關性公式

由2.1可知，泡沫改良礫砂試樣具有一定的壓縮性，而在盾構帶壓環(huán)境下渣土的壓縮性影響著土艙壓力的波動程度和渣土的流動狀態(tài)。將渣土近似看作可壓流體，流體的壓縮性一般用壓縮系數(shù)來表征，壓縮系數(shù)反映作用在流體上的壓力變化引起流體單位體積變化的程度。根據(jù)式(4)計算得渣土的流體壓縮系數(shù)κ(Pa-1)，即

(6)

式中：V為土艙與螺旋輸送機容積，p0為參考壓力，p為渣土所受絕對壓力。

進一步地，盾構掘進時土艙和螺旋輸送機內渣土體積恒定，壓縮性表現(xiàn)為渣土密度發(fā)生變化，因此，假設渣土體積守恒，建立渣土在單向壓縮時，密度與法向壓力、流體壓縮系數(shù)的關系式：

(7)

式中:m0和ρ0分別為參考壓力p0下土艙和螺旋輸送機內渣土的質量和密度。

取參考壓力p0為常壓值，代入試樣在常壓下密度和試驗所得壓縮系數(shù)，整理可得泡沫改良礫砂密度ρ(kg/m3)的壓力相關性公式：

(8)

3.2 泡沫改良礫砂流變參數(shù)的擬合

泡沫改良渣土常被假設為符合經典Bingham模型或Herschel-Bulkley模型的非牛頓流體，其本構關系是剪切應力與剪切應變率的關系，表達式如下。

Bingham模型：

(9a)

Herschel-Bulkley模型：

(9b)

式中：τy為屈服應力，表征渣土固、流體轉換的臨界應力狀態(tài)；μ為塑性黏度，表征渣土處于流體狀態(tài)時的流動難易程度；n為冪律指數(shù)。

一般流體所受剪切應力與剪切應變率是一一對應的，然而由試驗結果可知，十字板剪切破壞了試樣的連續(xù)性，顆粒咬合和膠結作用減弱，導致破壞試樣原有剪切強度無法修復，因此，同一剪切應變率下試樣的剪切應力存在不同的峰值和殘余值。以部分工況為例，圖10、11表明，試樣所受法向壓力越大、十字板轉速越小時，其峰值與殘余剪切應力的差值越小，試樣應變軟化程度減小，說明在高法向壓力、低剪切應變率狀態(tài)下，泡沫改良礫砂如前所述局部區(qū)域流動能力增強，即土樣抗剪強度和連續(xù)性得到修復的能力越強，且低應變率使土樣變形緩慢，強度和連續(xù)性可充分恢復，因此，宏觀行為越接近流體。

圖10 峰值與殘余剪切應力差值隨法向壓力的變化

圖11 峰值與殘余剪切應力差值隨十字板轉速的變化

如何選取合適的剪切應力值以通過剪切應力-剪切應變率相關性探究改良渣土的流變特性，尚未有定論。孟慶琳[7]的流變試驗結果表明剪切應力-剪切位移曲線存在峰值，故取峰值抗剪強度作為改良渣土以某剪切應變率變形時對應的剪切應力。張檑[13]認為改良渣土以某一剪切應變率變形時對應唯一的剪切應力，因此，流變試驗時記錄多次同一十字板轉速下測得的扭矩并取其平均值。然而，筆者認為要使改良渣土以某一剪切應變率發(fā)生大剪切變形或塑性流動，不同情況下渣土流動需克服不同的剪切強度。渣土坍落度試驗中，渣土體保持良好連續(xù)性，故在自重作用下，渣土體克服峰值剪切強度而坍落流動；同理，當盾構以滿艙模式緩慢掘進時，土艙內渣土在壓力差作用下克服峰值抗剪強度而發(fā)生連續(xù)流動；在刀具附近以及螺旋葉片附近區(qū)域，啟動掘進時刀具切削和螺旋葉片旋轉需克服渣土峰值抗剪強度以使區(qū)域附近渣土流動，然而在保持正常掘進和進排土時，渣土結構已徹底松動，尤其是螺旋輸送機內渣土斷續(xù)被排出，顆粒間咬合作用或膠結作用被完全破壞，從宏觀上看，區(qū)域附近渣土克服殘余剪切強度而繼續(xù)發(fā)生體積恒定的變形流動。

因此，為求解適用于不同情況的試樣流變參數(shù)，分別對不同工況下的峰值剪切應力-應變率、殘余剪切應力-應變率曲線進行Bingham和Herschel-Bulkley兩種本構方程擬合。結果發(fā)現(xiàn)試樣更符合Bingham流體，即試樣的剪切應力與應變率呈線性遞增關系(見圖12、13)，這是因為十字板轉速越大，試樣變形的剪切應變率越大，剪脹現(xiàn)象越明顯，峰值剪切應力越大，而試樣破壞后失效面附近區(qū)域維持較大的流動速率需十字板克服更大的扭矩，即殘余剪切應力與剪切應變率亦呈正相關關系。函數(shù)擬合得不同剪切應力對應的兩類流變參數(shù)(屈服應力和塑性黏度)如表5、6所示。

圖12 不同法向壓力下峰值剪切應力-應變率擬合曲線

圖13 不同法向壓力下殘余剪切應力-應變率擬合曲線

表5 Bingham模型流變參數(shù)擬合結果(基于峰值剪切應力)

表6 Bingham模型流變參數(shù)擬合結果(基于殘余剪切應力)

3.3 泡沫改良礫砂流變參數(shù)的壓力相關性公式

顯然，泡沫改良礫砂渣土的流變參數(shù)與壓力具有相關性。屈服應力隨法向壓力增大而增大，原因在于泡沫體積減小和土骨架收縮變形使試樣壓密后顆粒相對運動需克服更大的初始內摩擦力；塑性黏度隨法向壓力增大而增大，原因在于孔隙內泡沫溶液隨法向壓力增大而黏度增大，進一步使試樣剪切流動難度增大，表現(xiàn)為塑性黏度增大。因此，把試樣視為流變參數(shù)為常數(shù)的經典非牛頓流體不能準確反映盾構改良渣土在大壓力梯度環(huán)境下的流變特性。學者們針對不同改良渣土的試驗結果，分別用不同的函數(shù)形式擬合流變參數(shù)的壓力相關性曲線[7,13]。因此進一步對兩類剪切情況下法向壓力-屈服應力、法向壓力-塑性黏度的曲線進行函數(shù)擬合，通過最小二乘法擬合最優(yōu)的函數(shù)形式，發(fā)現(xiàn)法向壓力與屈服應力呈冪律關系(見圖14、16)，法向壓力與塑性黏度呈線性關系(見圖15、17)，說明泡沫改良礫砂在高壓狀態(tài)下越難從固體轉化為流體。最終可得到對應兩類剪切應力流變參數(shù)的壓力相關性公式：

圖14 法向壓力-峰值屈服應力擬合曲線

圖15 法向壓力-峰值塑性黏度擬合曲線

峰值屈服應力τ0(p)=2.37+9.03×10-7p2.37

峰值塑性黏度μ(p)=22.01+1.98×10-2p

殘余屈服應力τ0(p)=0.74+1.34×10-3p1.12

殘余塑性黏度μ(p)=8.29+4.48×10-2p

圖16 法向壓力-殘余屈服應力擬合曲線

圖17 法向壓力-殘余塑性黏度擬合曲線

4 結論與展望

1)側限壓縮試驗結果揭示了泡沫改良礫砂的壓縮特性，隨著法向壓力增加，試樣壓縮應變呈對數(shù)方式增加；十字板剪切試驗結果揭示了泡沫改良礫砂的剪切強度特性，剪切應力先達到峰值而后穩(wěn)定至殘余值，隨著法向壓力和十字板轉速的增加，剪切試樣的峰值和殘余剪切應力均有增加。

2)泡沫改良礫砂的力學行為服從可壓縮賓漢姆模型，本文基于流變學提出了泡沫改良礫砂壓縮系數(shù)和密度的壓力相關性公式，也探討了泡沫改良渣土的剪切應力-應變率關系，擬合得到兩類剪切變形情況下對應的流變參數(shù)及其壓力相關性公式。

3)根據(jù)峰值剪切應力-應變率關系擬合得到的流變參數(shù)適于坍落度試樣坍落、盾構滿艙模式下土艙內渣土連續(xù)流動或啟動掘進時盾構旋轉部件附近區(qū)域渣土發(fā)生大剪切變形的情況。根據(jù)殘余剪切應力-應變率關系擬合得到的流變參數(shù)適于盾構正常掘進時旋轉部件附近渣土剪切破壞后以松散狀態(tài)繼續(xù)變形或螺旋輸送機內渣土被斷續(xù)排出的情況。

4)本文提出的反映改良渣土壓縮特性和流變特性的流體理論模型及其參數(shù)有助于CFD數(shù)值模擬重現(xiàn)或預測盾構帶壓環(huán)境下改良渣土的流動變形。進一步地，綜合本文提出的分析方法和CFD數(shù)值模擬能更好地探討改良渣土流體特性、改良參數(shù)與盾構掘進參數(shù)的相關性，更具備評價優(yōu)化盾構渣土改良狀態(tài)的潛力。