基于整体分析法的隧道开挖面极限支护力的计算方法

摘要

本发明公开了基于整体分析法的隧道开挖面极限支护力的计算方法，包括以下步骤：步骤1:基于整体分析法提出开挖面的极限支护力计算模型；步骤2:根据理论模型，推导出盾构开挖面极限支护力的计算公式；步骤3:提出盾构隧道破坏时对应的松动区模型，其中，该模型包括浅埋盾构隧道破坏模型和深埋盾构隧道破坏模型。本发明将整体分析法运用到开挖面稳定性问题中，建立了开挖面稳定性计算模型。根据隧道深浅埋，建立了考虑土拱效应的椭圆柱体‑类普式拱模型，本发明获得的极限支护力与数值模拟、已有理论结果呈现出较为一致的发展趋势，此外，本发明解析解的计算时间远小于数值模拟的计算时间，为开挖面极限支护力的设计提供了新的思路。

说明书

技术领域

本发明涉及隧道工程技术领域，尤其是基于整体分析法的隧道开挖面极限支护力的计算方法。

背景技术

盾构法拥有诸多施工优点，已成为地铁施工的首选方法。盾构法广泛运用的同时，往往面临开挖面稳定性问题(Ding et al.2019；Khezri et al.2015；Klotz et al.2006；Patil et al.2018)。开挖面的稳定性与支护力取值大小有关，支护力取值过小时，盾构开挖面将发生主动破坏(Li et al.2019；Li et al.2020；Zhang et al.2022)，过大时发生被动破坏(Li et al.2022；Mollon et al.2011；Zhang et al.2019)。合理的开挖面支护力对隧道安全至关重要。

在过去的几十年里，盾构开挖面稳定性问题受到了国内外众多学者的关注，主要的研究手段有室内试验、数值模拟和理论研究。室内试验可以考虑较多复杂因素，真实的还原地层扰动和失稳发展，已广泛运用在开挖面稳定性问题中，1g条件下的模型试验(Berthoz et al.2012；Kirsch 2010；Lüet al.2018；Takano et al.2006b)和离心机试验(Chambon and Corte 1994；Chen et al.2018；Idinger et al.2011；Soranzo etal.2015)是其最主要的研究方法。数值模拟可以模拟多种复杂工况，其计算过程和结果便于监测、模拟成本低廉，被众多学者广泛应用于各种研究中。主要集中在有限差分法(Li etal.2022；Li et al.2020；Zhang et al.2020；Zhang et al.2022)、有限元方法(Fan etal.2020；Han et al.2021；Qiu et al.2022；Ukritchon et al.2017)和离散元方法(Chenet al.2011；Saadat and Taheri 2019；Wang et al.2018；Zhang et al.2011)。理论研究在开挖面稳定性研究中较为广泛，包括极限分析方法(Leca and Dormieux 1990；Li etal.2022；Mollon et al.2011；Soubra 2008；Zhang et al.2020；Zhang et al.2022)和极限平衡法。

极限平衡法最早被用来分析边坡的稳定性，其原理简单，计算方便，现已广泛运用在隧道开挖面稳定性计算中。Horn(Horn 1961)首先提出了三维楔形体模型，其后的学者在该模型上进行改进。Jancsecz等(Jancsecz and Steiner 1994)在Horn(Horn 1961)的基础上，建立了三维楔形体-棱柱体极限平衡模型。Kraus(Krause 1987)采用极限平衡法分析了楔形体滑动面上的剪切力，获得了不同形式下开挖面极限支护力。Broere(Broere 1998)将三维楔形体模型推广到多层土中，为多层土地层隧道开挖面极限支护压力的预测提供了理论依据。Anagnostou(Anagnostou 2012)通过对三维楔形体横切片进行受力分析，进而求得开挖面极限支护力，所得结果与数值模拟和模型试验结果较为吻合。Anagnostou等(Anagnostou and Kovári 1994)将渗流力应用到楔形体模型中，计算获得了极限支护力。Lu等(Lu et al.2017)考虑渗流力对破坏模式的影响，对楔形体模型进行了修正，计算了渗流条件下极限支护压力。Perazzelli等(Perazzelli et al.2017)将渗流模型扩展到锚杆加固下的隧道开挖面问题。

众多学者采用极限平衡法获得了富有成效的结论。然而，极限平衡法研究中，多假定滑裂面破坏为平面或对数螺旋线曲面，实际破坏线并非单一的直线或螺旋线(Kamataand Mashimo 2003；MASHIMO et al.1999；Zhang et al.2015；Zhang et al.2022)。当滑裂面假定为平面时，其破裂角度取值也未达成共识(Chambon and Corte 1994；Chen etal.2019；Chen etal.2014；Cheng et al.2021；Dziuban et al.2018；Kirsch 2010；Liu etal.2018；Lüet al.2018；Qin 2005；Tang et al.2013)。Zheng等(Zheng and Tham 2009；Zheng and Zhou 2008)求解边坡稳定性时提出了一种无条分法，又被称为整体分析法。该方法运用三力矩平衡进行牛顿法求解，收敛范围大且迅速，计算精度高。滑裂面可以是平面也可以是曲面，适用于各种形式的滑动面。Sun等(Sun et al.2016)结合整体分析法和Morgenstern-Price方法，获得了滑动面上法向应力分布的表达式，建立了边坡滑动体的平衡方程。Zhang等(Zhang et al.2018)运用整体分析法对边坡进行抗滑桩加固，并对临界滑动面的位置进行确定。整体分析法主要运用在边坡中，边坡外轮廓直接设置法向或切向力，不能像极限分析或极限平衡法那样考虑开挖面上方围岩破坏区的影响。

发明内容

本发明的目的在于设计了基于整体分析法的隧道开挖面极限支护力的计算方法，以解决背景技术中所提出的问题，将整体分析法运用到开挖面稳定性问题中，建立了开挖面稳定性计算模型。根据隧道深浅埋，建立了考虑土拱效应的椭圆柱体-类普式拱模型。本发明模型获得的极限支护力与数值模拟、已有理论结果呈现出较为一致的发展趋势，而且解析解的计算时间远小于数值模拟的计算时间，为开挖面极限支护力的设计提供了新的思路。

为实现上述目的，本发明提供如下技术方案：本发明提供如下技术方案：基于整体分析法的隧道开挖面极限支护力的计算方法，包括以下步骤：

步骤1:基于整体分析法提出开挖面的极限支护力计算模型；

步骤2:根据理论模型，推导出盾构开挖面极限支护力的计算公式；

步骤3:提出盾构隧道破坏时对应的松动区模型，其中，该模型包括浅埋盾构隧道破坏模型和深埋盾构隧道破坏模型；采用大主应力旋转弧线，建立大主应力拱计算模型；

步骤4:根据步骤3提出的两个模型，推导出竖向土压力计算公式；

步骤5:结合盾构开挖面极限支护力的计算公式和竖向土压力计算公式，获得开挖面极限支护力。

作为本发明的一种优选实施方式，所述步骤1的具体过程如下：：

假设滑动破坏区Ω是由外轮廓线NOM和潜在滑裂面MN围成的平面区域；

假设滑裂面上的正应力符合自然分布，剪应力符合摩尔-库伦准则；

作用在滑动破坏区的外力包括体力、面力以及应力，其中：体力包括竖直方向的重力W和水平地震力q；面力包括作用在外轮廓线上的法向力

模型包括垂直于外轮廓线NOM的盾构支护力σT和竖向土压力σV，平行于NOM的切向力f；应力为滑裂面MN受到的正应力σ(x)和切应力τ(x)。

作为本发明的一种优选实施方式，所述步骤2中，推导盾构开挖面极限支护力的计算公式的过程为：取滑动破坏区不在同一条直线上的任意3个点

∫

其中Δx

为了简化计算，假设滑动破坏区体积力只有重力不考虑地震荷载的情况；式(4)中，(x

式(5)中：F

为了描述滑动面MN正应力的分布，沿滑动面MN的阻滑方向取一弧长为dS的微分条块FGHI，条块自重和水平地震力为d

式(6)中：dx

σdS＝dwcosα-dqsinα+df

式(7)中α为微分条块上FG与x轴的角度，h为条块FGHI的中心JK的高度；

σ＝σ(x)＝σ

σ

式(9)中

构造滑裂面正应力近似式为：

σ＝σ

f(x,a,b)＝al

式(11)中f(x，a，b)为滑裂面正应力修正函数，a、b为待定系数，l

式(12)中

根据各式化简可得：

g(σ

式(13)为关于σ

作为本发明的一种优选实施方式，所述步骤3中，浅埋盾构隧道破坏模型，松动区为一椭圆柱体状的松动区域，区域直接延伸至地面；深埋盾构隧道破坏模型，松动区域可以分为两个部分，下方呈椭圆柱体状，椭圆柱体上方为旋转抛物体，该旋转抛物体为抛物线绕轴旋转形成的拱形区域，设定为类普氏拱计算模型。

作为本发明的一种优选实施方式，所述步骤4中，推导竖向土压力计算公式的具体过程为：假设拱形区域以上土体对下方土体的压应力作用σ

由于假设拱形区域以上土体对下方土体的压应力作用σ

运用结构类似拱思想，可以获得均布荷载q作用下的侧向推力dF

因而，竖向应力与自重共同作用后的应力重分布后的土体压应力为：

在隧道开挖过程中，由于土体的相对滑动导致土体主应力的方向发生较大偏转，因而对隧道开挖面的坍塌压力产生重要的影响。土体主应力方向偏转的影响主要体现在移动土体与相邻不同土体间的侧压力系数Kh以及土中应力分布形式上；

大主应力拱计算模型的计算方程为：

从轨迹线上任意选取一个土体单元进行受力分析，由力的平衡条件可得竖向应力σ

σ

σ

可以获得破坏区域范围内平均竖向土压力：

定义竖向应力分布系数m为：

根据摩尔库伦准则，作用在微元体边界上并且方向向上的剪应力τ为：

可得作用在滑动面处的侧压力系数K

式(23)中，

假设隧道上覆土层是均质无粘性土，满足Mohr-Coulomb破坏准则；在椭圆柱拱高度范围内距地面任意深度z处取一个厚度为dz的无穷小微元体。宽度为L，土体重度为γ，土体内摩擦角为φ，Kh为考虑了土体大主应力方向偏转影响的侧压力系数。对微元体竖直方向进行求解，可得：

当埋深较大时，土体破坏区域未发展到地表。此时，由类普氏拱和椭圆柱体共同组成的土拱效应作用机制发挥作用。可以得到椭圆柱拱土体破坏区域内距地表任意深度z处的竖向应力如式(25)所示：

当埋深较浅(即h≥C，C为隧道埋深)时，椭圆柱体发展到地表。此时，竖向土压力如式(26)所示：

式(25)和式(26)没有考虑土的黏聚力，如果是黏性土，建立土体单元力平衡条件时需要考虑土的黏聚力，列出微分方程：

这样按无黏性土相同的步骤通过积分获得粘性土深浅埋竖向应力，见式(28)和式(29)。

当C＝h，即可以得到深、浅埋两种形式土拱传力机制的临界埋深Hcr：

作为本发明的一种优选实施方式，所述步骤5中，将获得的竖向土压力计算公式代入式(13)，结合MATLAB程序即可获得开挖面极限支护力。

与现有技术相比，本发明提供了基于整体分析法的隧道开挖面极限支护力的计算方法，具备以下有益效果：

1、本发明将整体分析法运用到开挖面稳定性问题中，建立了开挖面稳定性计算模型。根据隧道深浅埋，建立了考虑土拱效应的椭圆柱体-类普式拱模型，本发明获得的极限支护力与数值模拟、已有理论结果呈现出较为一致的发展趋势，此外，本发明解析解的计算时间远小于数值模拟的计算时间，为开挖面极限支护力的设计提供了新的思路。

2、隧道埋深较浅时，极限支护压力随埋深增大而增大，而当埋深较深或土体摩擦角较大时，极限支护压力几乎不再受埋深影响。隧道直径较小时与数值模拟误差较小，随着直径增加，两者之间误差逐渐增大，说明本发明提出的模型是偏于安全的，具有一定的安全储备。内摩擦角、粘聚力较大时与数值模拟结果吻合较好。

附图说明

通过阅读参照以下附图对非限制性实施例所作的详细描述，本发明的其它特征、目的和优点将会变得更明显：

图1为本发明中极限支护力计算模型示意图；

图2为本发明中微分条块的受力示意图；

图3为本发明中浅埋隧道破坏模型示意图；

图4为本发明中深埋隧道破坏模型示意图；

图5为本发明中竖向土压力计算模型示意图；

图6为本发明中类普式拱微元体示意图；

图7为本发明中大主应力拱计算模型示意图；

图8为本发明中中黏性土松动区土体平衡示意图；

图9为对比例1中建立的数值模型示意图；

图10为对比例1中埋径比C/D对极限支护压力的影响示意图；

图11为对比例1中直径D对极限支护压力的影响示意图

图12为对比例1中内摩擦角φ对极限支护压力的影响示意图；

图13为对比例1中粘聚力c对极限支护压力的影响示意图；

图14为对比例2中埋径比C/D对极限支护压力的影响示意图；

图15为对比例2中直径D对极限支护压力的影响示意图

图16为对比例2中粘聚力c对极限支护压力的影响示意图；

图17为对比例2中内摩擦角φ对极限支护压力的影响示意图；

图18为对比例3中不同破裂角下结果示意图。

图19为对比例3中与已有理论、离心机试验对比示意图。

具体实施方式

为了更好地了解本发明的目的、结构及功能，下面结合附图，对本发明基于整体分析法的隧道开挖面极限支护力的计算方法做进一步详细的描述。

如图1-图8所示，基于整体分析法的隧道开挖面极限支护力的计算方法，包括以下步骤：

步骤1:基于整体分析法提出开挖面的极限支护力计算模型；

步骤2:根据理论模型，推导出盾构开挖面极限支护力的计算公式；

步骤3:提出盾构隧道破坏时对应的松动区模型，其中，该模型包括浅埋盾构隧道破坏模型和深埋盾构隧道破坏模型；采用大主应力旋转弧线，建立大主应力拱计算模型；

步骤4:根据步骤3提出的两个模型，推导出竖向土压力计算公式；

步骤5:结合盾构开挖面极限支护力的计算公式和竖向土压力计算公式，获得开挖面极限支护力。

进一步的，所述步骤1的具体过程如下：：

基于整体分析法(Zheng and Tham 2009)的开挖面极限支护力计算模型如图1所示，假设滑动破坏区Ω是由外轮廓线NOM和潜在滑裂面MN围成的平面区域。假设滑裂面上的正应力符合自然分布，剪应力符合摩尔-库伦准则。作用在滑动破坏区的外力包括体力、面力以及应力。其中：体力包括竖直方向的重力W和水平地震力q；面力包括作用在外轮廓线上的法向力

进一步的，所述步骤2中，推导盾构开挖面极限支护力的计算公式的过程为：取滑动破坏区不在同一条直线上的任意3个点

∫

其中Δx

式(3)中

为了简化计算，假设滑动破坏区体积力只有重力不考虑地震荷载的情况；式(4)中，(x

式(5)中：F

为了描述滑动面MN正应力的分布，沿滑动面MN的阻滑方向取一弧长为dS的微分条块FGHI，如图2所示，图2中，d

式(6)中：dx

σdS＝dwcosα-dqsinα+df

式(7)中α为微分条块上FG与x轴的角度，h为条块FGHI的中心JK的高度；

σ＝σ(x)＝σ

σ

式(9)中

根据文献(Zhang et al.2018；Zheng and Tham 2009)构造滑裂面正应力近似式为：

σ＝σ

f(x,a,b)＝al

式(11)中f(x，a，b)为滑裂面正应力修正函数，a、b为待定系数，l

式(12)中

根据各式化简可得：

g(σ

式(13)为关于σ

众多研究表明，盾构隧道埋深较大时，必须考虑土拱效应(Dewoolkar etal.2007；Iglesia et al.2014；Jun et al.2011；Terzaghi 1943)。土拱效应最早源于Roberts发现的“筒仓效应”。之后，俄国著名采矿学家Протодъякнов(Protodyakonov)提出了普氏拱理论(Протодьяконов 1907)，受到了工程的广泛运用。1943年，泰沙基(Terzaghi 1936；Terzaghi 1943)通过活动门试验，证实了土拱效应的存在。泰沙基将土体滑裂面破坏模型视为垂直面，建立了竖向土压力(松动土压力)计算模型。大量试验表明(Chambon and Corte 1994；Chen et al.2013；Idinger et al.2011；Kirsch 2010；Oblozinsky and Kuwano 2004；Takano et al.2006a)：隧道埋深较浅时，土体破坏区域近似垂直地发展到地表；隧道埋深达到一定深度开始，土体破坏不再延伸至地表。以上研究可以发现，泰沙基松动土压力在一些开挖工况不再适用。对于侧向土压力系数取值，泰沙基建议取为恒定数值1。Marston(Marston 1930)建议选用主动土压力系数K

进一步的，所述步骤3中，浅埋盾构隧道破坏模型，松动区为一椭圆柱体状的松动区域，区域直接延伸至地面；深埋盾构隧道破坏模型，松动区域可以分为两个部分，下方呈椭圆柱体状，椭圆柱体上方为旋转抛物体，该旋转抛物体为抛物线绕轴旋转形成的拱形区域，设定为类普氏拱计算模型。

砂土地层盾构隧道开挖面稳定性模型试验的研究结果表明(Chambon and Corte1994；Chen et al.2013；Idinger et al.2011；Kirsch 2010；Oblozinsky and Kuwano2004；Takano et al.2006a)：当开挖面处于极限支护力状态时，在隧道顶部以上会出现一定高度、近似竖直的带状剪应变集中区域。如果隧道埋深较大，带状区域上方将出现外轮廓类似普氏压力拱的潜在松散塌落区域。所以，当开挖面处于极限支护力状态时，隧道顶部以上的土拱表现形态并非单一形态，而是随着隧道埋深的不同而变化的。图3和图4为盾构隧道破坏时对应的松动区模型，图3为浅埋盾构隧道破坏模型，松动区为一类似椭圆柱体松动区域，区域直接延伸至地面；图4为深埋盾构隧道破坏模型，松动区域可以分为两个部分，下方为类似浅埋隧道的椭圆柱体，而椭圆柱体上方则为旋转抛物体。该旋转体为抛物线绕轴旋转形成的拱形区域，类似于普式拱模型，设定为类普氏拱计算模型。

依据普氏压力拱的假设，拱的高度h(Протодьяконов1907)以及椭圆柱体高度h

进一步的，所述步骤4中，推导竖向土压力计算公式的具体过程为：为求类普式拱以上土体对下方土体的压应力作用σ

运用结构类似拱思想(Leontovich 1959；Wan et al.2019)，可以获得均布荷载q作用下的侧向推力dF

因而，竖向应力与自重共同作用后的应力重分布后的土体压应力为：

侧压力系数计算：

由于土体的相对滑动导致土体主应力的方向发生较大偏转，因而对隧道开挖面的坍塌压力产生重要的影响。土体主应力方向偏转的影响主要体现在移动土体与相邻不同土体间的侧压力系数K

从轨迹线上任意选取一个土体单元进行受力分析，由力的平衡条件可得竖向应力σ

σ

σ

可以获得破坏区域范围内平均竖向土压力：

定义竖向应力分布系数m为：

根据摩尔库伦准则，作用在微元体边界上并且方向向上的剪应力τ为：

可得作用在滑动面处的侧压力系数K

式(23)中，

竖向土压力计算公式推导：

假设隧道上覆土层是均质无粘性土，满足Mohr-Coulomb破坏准则；如图5所示，在椭圆柱拱高度范围内距地面任意深度z处取一个厚度为dz的无穷小微元体。宽度为L，土体重度为γ，土体内摩擦角为φ，Kh为考虑了土体大主应力方向偏转影响的侧压力系数。对微元体竖直方向进行求解，可得：

当埋深较大时，土体破坏区域未发展到地表。此时，由类普氏拱和椭圆柱体共同组成的土拱效应作用机制发挥作用。可以得到椭圆柱拱土体破坏区域内距地表任意深度z处的竖向应力如式(25)所示：

当埋深较浅(即h≥C，C为隧道埋深)时，椭圆柱体发展到地表。此时，竖向土压力如式(26)所示：

式(25)和式(26)没有考虑土的黏聚力，如果是黏性土，建立土体单元力平衡条件时需要考虑土的黏聚力，如图8所示，列出微分方程：

这样按无黏性土相同的步骤通过积分获得粘性土深浅埋竖向应力，见式(28)和式(29)。

当C＝h，即可以得到深、浅埋两种形式土拱传力机制的临界埋深Hcr：

进一步的，所述步骤5中，将获得的竖向土压力计算公式代入式(13)，结合MATLAB程序即可获得开挖面极限支护力。

对比例1

数值模拟广泛应用于隧道开挖面稳定性研究中(Li et al.2022；Li et al.2020；Qiu et al.2022；Saadat and Taheri 2019；Zhang et al.2020)。本发明建立的数值模型如图9所示，讨论了隧道直径D、埋深直径比C/D、内摩擦角

盾构开挖是一个渐进的过程。为了重点分析隧道开挖面稳定性，采用简化的单步开挖方法模拟开挖过程(开挖长度25m)。已开挖的隧道各节点施加固定约束，用以模拟隧道的支护。根据问题分析的需要同时考虑到避免边界产生的不必要影响，本发明在沿隧道掘进方向上所建模型的长为50m；在隧道纵向上，模型边界到隧道外轮廓的距离为3D(选取一半模型计算)；隧道仰拱底部到模型下边界的距离为4D。求解极限支护力时，首先施加与开挖面中心点处原始水平地应力相同的支护力σ

如图10-图13所示，为不同埋深、直径、内摩擦角以及粘聚力因素下，本发明方法获得的极限支护力(上文指出破裂角范围为

图12为不同内摩擦角下本发明结果与数值模拟结果对比，可以发现其他参数固定时，极限支护力均随内摩擦角的增加不断减小，两者在内摩擦角较小时误差较大，内摩擦角大于20°后误差较小。图13为不同粘聚力下本发明结果与数值模拟结果对比，可以发现其他参数固定时，极限支护力均随粘聚力的增加不断减小，均呈现线性减小。与内摩擦角结果类似，两种破裂角的结果基本一致。两者在粘聚力较小时误差较大(最大为34.22％)，粘聚力较大时误差较小。

对比例2

图14-图17为不同埋深、直径、内摩擦角以及粘聚力因素下，本发明方法获得的极限支护力(依然选取破裂角

对比例3

如图18和图19所示，为本发明结果与已有理论结果(Anagnostou and Kovári1994；Leca and Dormieux 1990；Li et al.2020；Mollon et al.2009；Soubra 2008)及离心实验结果(Idinger et al.2011)对比。原型隧道D＝5m,γ＝15kN/m

为分析盾构隧道开挖面稳定性，本发明基于整体分析法并考虑土拱效应的影响，建立了开挖面极限支护力计算模型。然后，对本发明结果、已有理论、数值模拟和离心试验得到的极限支护力进行了对比，与已有理论和离心试验对比验证了本发明的有效性。

主要结论如下：

1、本发明将整体分析法运用到开挖面稳定性问题中，建立了开挖面稳定性计算模型。根据隧道深浅埋，建立了考虑土拱效应的椭圆柱体-类普式拱模型。本发明模型获得的极限支护力与数值模拟、已有理论结果呈现出较为一致的发展趋势。此外，本发明解析解的计算时间远小于数值模拟的计算时间。该方法为开挖面极限支护力的设计提供了新的思路。

2、隧道埋深较浅时，极限支护压力随埋深增大而增大，而当埋深较深或土体摩擦角较大时，极限支护压力几乎不再受埋深影响。隧道直径较小时与数值模拟误差较小，随着直径增加，两者之间误差逐渐增大(最大为19.36％)，说明本发明提出的模型是偏于安全的，具有一定的安全储备。内摩擦角、粘聚力较大时与数值模拟结果吻合较好。

3、埋深变化下，本发明结果与极限平衡法均大于极限分析法，更加偏于安全。直径变化下本发明与已有理论趋势类似，均呈现线性增加。内摩擦角大于20°时，本发明结果与极限分析方法结果较为接近，验证了本发明结果的正确性。粘聚力较小时，本发明结果小于其他方法，随着粘聚力增加时，与极限分析法结果较为接近。与内摩擦角的影响一致，本发明结果相较其他结果变化趋势较小。

4、与其他理论结果对比，本发明结果与离心试验最为接近。当破裂角

可以理解，本发明是通过一些实施例进行描述的，本领域技术人员知悉的，在不脱离本发明的精神和范围的情况下，可以对这些特征和实施例进行各种改变或等效替换。另外，在本发明的教导下，可以对这些特征和实施例进行修改以适应具体的情况及材料而不会脱离本发明的精神和范围。因此，本发明不受此处所公开的具体实施例的限制，所有落入本申请的权利要求范围内的实施例都属于本发明所保护的范围内。