施有志 王晨飛 趙花麗 林樹(shù)枝

(①?gòu)B門(mén)理工學(xué)院土木工程與建筑學(xué)院， 廈門(mén) 361024， 中國(guó)) (②廈門(mén)市交通運(yùn)輸局， 廈門(mén) 361001， 中國(guó))

0 引 言

隨著我國(guó)軌道交通建設(shè)的快速發(fā)展，地鐵隧道的數(shù)量與規(guī)模日益增長(zhǎng)，盾構(gòu)施工不可避免地將對(duì)土體產(chǎn)生擾動(dòng)，施工中參數(shù)的控制是盾構(gòu)研究的重要內(nèi)容(韓寶明等， 2020； 唐少輝等， 2021)。數(shù)值模擬方法相對(duì)于現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)及模型試驗(yàn)，具有便捷、經(jīng)濟(jì)的優(yōu)點(diǎn)，成為盾構(gòu)施工研究的主要方法。關(guān)于盾構(gòu)隧道掘進(jìn)過(guò)程的三維數(shù)值分析研究，國(guó)內(nèi)外已經(jīng)有一些進(jìn)展，取得一些成果。如張志強(qiáng)等(2005)采用ANSYS建立了完整的隧道開(kāi)挖三維模型，獲得較為準(zhǔn)確的地表沉降變形，但由于采用的土體本構(gòu)模型過(guò)于簡(jiǎn)單，不能真實(shí)反映圍巖的回彈模量，且應(yīng)力釋放后，未考慮注漿材料硬化過(guò)程，注漿圈剛度失真，導(dǎo)致深層土體的位移和受力不精確。方勇等(2009)對(duì)盾構(gòu)隧道施工進(jìn)行了全程動(dòng)態(tài)模擬，采用面荷載模擬注漿壓力，隨后激活管片時(shí)取消該荷載，導(dǎo)致圍巖及注漿圈無(wú)法獲得真實(shí)的應(yīng)力狀態(tài)?？娏植?2015)針對(duì)砂土中的盾構(gòu)施工，采用顆粒流分析盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程中的土體密實(shí)度對(duì)開(kāi)挖面極限支護(hù)力、殘余支護(hù)力以及開(kāi)挖面前方土體孔隙比變化的影響。溫瑜琴等(2020)基于PLAXIS 3D軟件建立了雙圓盾構(gòu)隧道掘進(jìn)的數(shù)值模型，研究了不同覆徑比和雙圓盾構(gòu)機(jī)有無(wú)豎向支撐情況下的地表沉降和隧道周圍土體變形，但模型不考慮盾尾注漿和開(kāi)挖面穩(wěn)定等因素。上述研究主要針對(duì)陸域盾構(gòu)施工，考慮施工中的主要因素進(jìn)行研究。由于我國(guó)水系眾多，近幾年來(lái)水下盾構(gòu)隧道快速發(fā)展，水下隧道的盾構(gòu)施工影響因素更多，韓磊等(2015)和李凱飛(2020 a， 2020b)采用有限元法研究不同注漿量及掘進(jìn)力對(duì)地表沉降及河堤的影響。路開(kāi)道(2020)基于快速拉格朗日差分的數(shù)值模擬方法，對(duì)越江隧道洞身周圍孔隙水壓力分布特點(diǎn)進(jìn)行了研究； 許金華等(2009)，齊春等(2015)，王金安等(2020)研究水下盾構(gòu)隧道開(kāi)挖流固耦合效應(yīng)。

在上述的研究中，對(duì)盾構(gòu)施工考慮的因素仍不夠全面。與過(guò)江的水下隧道相比，越海的水下隧道建設(shè)可能面臨更大的風(fēng)險(xiǎn)，如海水的水位高，隧道結(jié)構(gòu)將承受更大的水壓，且海水潮位變化大，給施工造成嚴(yán)重的干擾。目前對(duì)海底盾構(gòu)的施工模擬方面成果較少，基于此，本文以廈門(mén)地鐵二號(hào)線跨海盾構(gòu)隧道工程為依托，基于PLAXIS 3D巖土有限元數(shù)值分析平臺(tái)，建立盾構(gòu)機(jī)-注漿-土體-海水相互作用的三維數(shù)值模型，數(shù)值模擬方法也進(jìn)行一定的改進(jìn)，如考慮了注漿單元隨盾構(gòu)推進(jìn)過(guò)程的硬化效應(yīng)以及開(kāi)挖面泥水支護(hù)壓力因泥漿自重產(chǎn)生的隨深度的線性變化； 而且比較全面、細(xì)致地考慮各施工因素，如開(kāi)挖面泥水壓力、千斤頂推力、盾構(gòu)機(jī)超挖、機(jī)身與土體相互作用、注漿壓力、壁后注漿的時(shí)空變化性質(zhì)、海水壓力等等，研究地表或隧道周圍地層中位移的大小和分布情況，地層移動(dòng)隨盾構(gòu)機(jī)掘進(jìn)的動(dòng)態(tài)變化規(guī)律，以及襯砌管片的變形和內(nèi)力情況。

本研究成果對(duì)盾構(gòu)隧道掘進(jìn)進(jìn)行了更加細(xì)致充分的考慮，從而改進(jìn)海底盾構(gòu)隧道計(jì)算的精度，獲得盾構(gòu)管片的變形及內(nèi)力，為海底盾構(gòu)隧道的設(shè)計(jì)和施工提供參考。

1 工程概況

廈門(mén)地鐵2號(hào)線海滄大道站—東渡路站為國(guó)內(nèi)第1條跨海盾構(gòu)隧道，全長(zhǎng)2736.085 m，采用泥水平衡盾構(gòu)施工，錯(cuò)縫拼接形式。管片外徑為6.7 m，內(nèi)徑為6.0 m，厚度為0.35 m，環(huán)寬為1.5 m，由6塊管片組成，管片采用C55混凝土。隧道穿越復(fù)雜的海域，上部為流塑狀淤泥、稍密狀中粗砂及海陸交互相的軟塑狀黏性土等，下部為殘積層，綜合厚度0.9～31 m?；鶐r波動(dòng)起伏大，有巖石礁盤(pán)吐露，又有風(fēng)化深槽下切，無(wú)規(guī)律性； 海滄?zhèn)葹檠嗌狡谇秩牖◢弾r； 廈門(mén)島側(cè)為凝灰熔巖； 中部為淺變質(zhì)的泥巖、粉砂巖、細(xì)砂巖、板巖等，局部為黑云母安山巖。隧道最小覆土約8 m，最大覆土約60 m，最大水壓約0.55 MPa，基巖裂隙水發(fā)育，且與海水聯(lián)通，地層的地質(zhì)特點(diǎn)，以及潮汐變化，均會(huì)對(duì)隧道管片的內(nèi)力產(chǎn)生影響?？绾６喂こ痰刭|(zhì)示意圖如圖 1 所示。

圖 1 跨海段工程地質(zhì)示意圖(單位：m)Fig. 1 Schematic diagram of engineering geology of cross sea section(unit： m)

2 海底盾構(gòu)隧道掘進(jìn)數(shù)值模擬方法

2.1 數(shù)值模型設(shè)計(jì)

為了盡量避免其他因素影響，選取廈門(mén)地鐵2號(hào)線1期跨海盾構(gòu)段隧道主要穿越的14號(hào)地層作為圍巖材料，采用PLAXIS 3D軟件，建立單一地層盾構(gòu)隧道三維有限元模型，如圖 2 所示。模型長(zhǎng)40 m，高30 m，寬25 m。兩側(cè)邊界設(shè)置水平約束，底部邊界設(shè)置固定約束。由于廈門(mén)島航道水域深度達(dá)到14 m，結(jié)合設(shè)計(jì)圖紙，特將有代表性的深度定位為水深8 m，即頂部邊界承受8.0 m高的水壓力荷載。

圖 2 盾構(gòu)隧道三維數(shù)值模型Fig. 2 Three dimensional numerical model of shield tunnela. 三維視圖； b. 局部放大圖

圍巖和注漿層采用10節(jié)點(diǎn)高階四面體實(shí)體單元進(jìn)行模擬，該單元是PLAXIS 3D特有的二階四面體，適合于圓形隧道彎曲幾何形態(tài)的擬合，且計(jì)算精度較高； 圍巖采用小應(yīng)變土體硬化模型(HSS)，注漿層采用莫爾-庫(kù)侖模型(MC)； 管片與注漿層之間設(shè)置接觸面； 管片襯砌采用實(shí)體單元+板單元模擬； 盾構(gòu)機(jī)采用板單元模擬。盾構(gòu)機(jī)自重折算入設(shè)備重度。

注漿體初期呈有較大內(nèi)壓力的流動(dòng)狀態(tài)，隨著盾構(gòu)推進(jìn)過(guò)程(時(shí)間推移)逐漸硬化，注漿壓力也隨之消失。注漿壓力采用對(duì)注漿材料指定體積應(yīng)變的方式施加，注漿體體積膨脹系數(shù)標(biāo)準(zhǔn)值取40%，分別對(duì)注漿體施加x方向和z方向的膨脹系數(shù)20%。采用“1～4 d強(qiáng)度剛度”和“5 d之后強(qiáng)度剛度”兩種材料屬性來(lái)考慮漿液硬化過(guò)程中的初始態(tài)和最終態(tài)(陳喜坤等， 2017)。

千斤頂力的模擬根據(jù)開(kāi)挖面壓力以及盾構(gòu)機(jī)的摩擦力和設(shè)備摩擦力等因素綜合確定； 刀盤(pán)外徑超出盾構(gòu)機(jī)直徑1～2 cm，采用斷面收縮來(lái)模擬因超挖引起的地層損失。

開(kāi)挖面壓力根據(jù)地層水平作用力確定。盾構(gòu)機(jī)開(kāi)挖面壓力標(biāo)準(zhǔn)值設(shè)置為288 kPa，參考點(diǎn)設(shè)在開(kāi)挖面頂部(-14.65 m)，隨深度增量14 kPa·m-1； 盾構(gòu)機(jī)刀盤(pán)一般比盾構(gòu)機(jī)大1～2 cm，超挖標(biāo)準(zhǔn)值設(shè)置為0.5%； 按照資料經(jīng)驗(yàn)以及前方掌子面壓力換算確定，千斤頂壓力標(biāo)準(zhǔn)值1500 kPa。

管片剛度折減到75%，以此來(lái)考慮接頭對(duì)其整體剛度的削弱。為了便于輸出管片內(nèi)力，在管片實(shí)體單元內(nèi)部設(shè)置一層“柔性”的板單元，其剛度取為管片的1/1000，這樣即可在不影響管片實(shí)體單元受力的情況下，基于板單元得到周邊實(shí)體單元的內(nèi)力。

2.2 模型參數(shù)

模型中圍巖參數(shù)根據(jù)項(xiàng)目工程地質(zhì)資料，結(jié)合文獻(xiàn)(施有志等， 2017)的反分析成果綜合確定，如表 1 所示； 注漿材料強(qiáng)度參數(shù)取值參考文獻(xiàn)(王樹(shù)清等， 1998)，管片、注漿材料及板單元材料的輸入?yún)?shù)見(jiàn)表 2～表 3。

表 1 圍巖材料參數(shù)Table 1 Material parameters of surrounding rock

表 2 管片和注漿材料參數(shù)Table 2 Parameters of segment and grouting material

表 3 板單元材料參數(shù)Table 3 Material parameters of plate element

2.3 模擬工況

海底盾構(gòu)隧道施工過(guò)程模擬工況具體說(shuō)明如下：

(1)盾構(gòu)機(jī)就位。盾構(gòu)機(jī)身完全進(jìn)入地層中，開(kāi)挖面距開(kāi)挖起點(diǎn)7.5 m，圍巖由盾殼支承，開(kāi)挖面上作用泥水平衡壓力，如圖 3 所示。

圖 3 盾構(gòu)機(jī)就位Fig. 3 Shield machine in place

(2)盾構(gòu)推進(jìn)1環(huán)(1.5 m)。盾殼和開(kāi)挖面向前推進(jìn)1環(huán)，盾尾脫出第1環(huán)管片，管片壁后同步注漿，此時(shí)第1環(huán)管片壁后注漿體為流體狀態(tài)，材料參數(shù)取其初期強(qiáng)度參數(shù)。注漿壓力采用注漿體的體積膨脹系數(shù)進(jìn)行模擬，開(kāi)挖面受到泥水支護(hù)壓力； 盾尾管片端面承受千斤頂?shù)姆戳Α?/p>

(3)重復(fù)第(2)步，推進(jìn)至第4環(huán)(6 m)。此時(shí)盾尾脫出第4環(huán)管片，壁后注漿體為初期強(qiáng)度參數(shù)，并設(shè)置體積膨脹系數(shù)和端面千斤頂反力，第1～3環(huán)管片后方的注漿體材料參數(shù)也仍為初期強(qiáng)度參數(shù)，開(kāi)挖面上作用泥水支護(hù)壓力。

(4)盾構(gòu)推進(jìn)第5環(huán)。盾尾脫出第5環(huán)管片，第5環(huán)壁后同步注漿(注漿體參數(shù)采用初期強(qiáng)度)并施加注漿壓力，此時(shí)將第1環(huán)管片壁后注漿體材料參數(shù)替換為硬化后參數(shù)，第2～4環(huán)管片壁后注漿體仍為初期強(qiáng)度，盾尾管片端面承受千斤頂反力，開(kāi)挖面受到泥水支護(hù)壓力，如圖 4 所示。

圖 4 盾構(gòu)推進(jìn)5環(huán)Fig. 4 Shield driven 5-ring

(5)盾構(gòu)推進(jìn)第6環(huán)。盾尾脫出第6環(huán)管片，第6環(huán)壁后同步注漿(注漿體參數(shù)采用初期強(qiáng)度)并施加注漿壓力，此時(shí)將第2環(huán)管片壁后注漿體材料參數(shù)替換為硬化后參數(shù)，第3～6環(huán)管片壁后注漿體仍為初期強(qiáng)度，盾尾管片端面承受千斤頂反力，開(kāi)挖面受到泥水支護(hù)壓力，如圖 5 所示。

圖 5 盾構(gòu)推進(jìn)6環(huán)Fig. 5 Shield propulsion 6 ring

(6)按第(5)步所述方法繼續(xù)向前推進(jìn)，直至達(dá)到指定位置。

下面以盾構(gòu)機(jī)從圖 4 所示的第5環(huán)位置向前推進(jìn)到圖 5 所示的第6環(huán)位置為例，具體說(shuō)明盾構(gòu)施工模擬過(guò)程中的模型設(shè)置方法，如表 4 所列。

表 4 盾構(gòu)從第5環(huán)推進(jìn)到第6環(huán)的模型設(shè)置Table 4 Model setting of shield from ring 5 to ring 6

最后，為了分析海水變化對(duì)圍巖壓力的影響，假定海水位按正弦規(guī)律變化，最高潮位7.1 m，最低潮位- 0.05 m，半日潮高位5.46 m、低位1.47 m，進(jìn)行海水位波動(dòng)條件下的盾構(gòu)隧道施工完全流固耦合分析。

3 標(biāo)準(zhǔn)模型模擬結(jié)果分析

3.1 地表沉降

圖 6所示為盾構(gòu)推進(jìn)到不同位置時(shí)引起的地層豎向位移情況。

圖 6 地層豎向位移Fig. 6 Vertical displacement of stratuma. 盾構(gòu)推進(jìn)5環(huán)； b. 盾構(gòu)推進(jìn)10環(huán)； c. 盾構(gòu)推進(jìn)15環(huán)

由圖 6 可以看出，由于盾殼外徑比管片拼裝外徑要大，管片脫出盾尾后存在超挖間隙，會(huì)引起地層損失，上方地層下沉并逐漸影響至地表，產(chǎn)生地表沉降。在管片脫出盾尾時(shí)實(shí)施了同步壓力注漿，對(duì)直接接觸圍巖產(chǎn)生擠壓，拱頂上方局部范圍內(nèi)的圍巖產(chǎn)生隆起，但該區(qū)域以外直至地表仍表現(xiàn)為下沉?？偟膩?lái)說(shuō)，盾構(gòu)隧道施工引起的地層豎向位移表現(xiàn)出明顯的三維時(shí)空分布特征。地表最大沉降接近11 mm，在距開(kāi)挖面約2.5倍洞徑距離之后地表沉降趨于穩(wěn)定。

3.2 開(kāi)挖面變形

圖 7和圖 8 分別給出了盾構(gòu)推進(jìn)第10環(huán)時(shí)開(kāi)挖面前方地層變形和開(kāi)挖面變形情況。圖 8b紅色網(wǎng)狀網(wǎng)格代表變形后的掌子面形態(tài)。

圖 7 開(kāi)挖面前方土體變形Fig. 7 Soil deformation in front of excavation facea. 總變形云圖； b. 沿隧道軸向水平變形云圖

圖 8 開(kāi)挖面變形Fig. 8 Deformation of excavation facea. 開(kāi)挖面水平位移云圖； b. 開(kāi)挖面總變形形態(tài)(指向隧道后方)

由圖 7 和圖 8 可以看出，開(kāi)挖面前方約0.5倍洞徑范圍內(nèi)土體為開(kāi)挖面前方主要擾動(dòng)響應(yīng)區(qū)，開(kāi)挖面最大水平位移約為8 mm。這表明對(duì)開(kāi)挖面施加的平衡壓力與原巖應(yīng)力相比略小，使得開(kāi)挖面向隧道內(nèi)產(chǎn)生鼓出變形。圖 9所示的開(kāi)挖面周圍地層主應(yīng)力分布情況進(jìn)一步表明了開(kāi)挖面支護(hù)壓力不足以及地層損失引起的圍巖應(yīng)力釋放情況。

圖 9 開(kāi)挖面周圍地層應(yīng)力Fig. 9 Stratum stress around excavation facea. 最大主應(yīng)力； b. 最小主應(yīng)力

3.3 管片上浮

圖 10所示為盾構(gòu)推進(jìn)到不同位置時(shí)的管片豎向位移情況。

圖 10 管片豎向位移云圖Fig. 10 Nephogram of segment vertical displacementa. 盾構(gòu)推進(jìn)5環(huán)； b. 盾構(gòu)推進(jìn)10環(huán)； c. 盾構(gòu)推進(jìn)15環(huán)

由圖 10 可見(jiàn)，總體上隧道管片呈上浮狀態(tài)。初期拼裝的管片環(huán)較少時(shí)，管片底部上浮量大于頂部上浮量，隨著拼裝的管片環(huán)越來(lái)越長(zhǎng)，緊鄰盾尾的管片上浮量最大，且頂部上浮量大于底部上浮量，之后管片的上浮量隨著遠(yuǎn)離盾尾而逐漸降低。

3.4 管片內(nèi)力

圖 11所示為管片彎矩分布情況。

圖 11 管片彎矩云圖Fig. 11 Segment bending moment nephograma. 盾構(gòu)推進(jìn)5環(huán)； b. 盾構(gòu)推進(jìn)10環(huán)； c. 盾構(gòu)推進(jìn)15環(huán)

從圖 11 可以看出，管片的頂部、底部和兩側(cè)腰部彎矩值相對(duì)較大，頂部彎矩最大，接近180 kN · m，管片側(cè)腰最大彎矩接近130 kN · m。

3.5 圍巖壓力

圖 12為隧道管片所受圍巖壓力隨時(shí)間的變化曲線。

圖 12 隧道管片所受圍巖壓力隨時(shí)間的變化Fig. 12 Variation of surrounding rock pressure on tunnel segment with time

從圖 12 可以看出，管片所受圍巖壓力荷載和管片軸力隨海水位波動(dòng)也發(fā)生波動(dòng)變化，但總體發(fā)展趨勢(shì)與靜水位條件下基本一致，都是隨著管片壁后注漿材料的凝固硬化的過(guò)程而先快速降低之后逐漸趨于平穩(wěn)。開(kāi)挖引起周邊微量的吸力荷載(正孔壓)隨著時(shí)間消散，因而靜水壓隨著時(shí)間少量增長(zhǎng)，正如下文監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)中穩(wěn)定期孔壓也有一定增長(zhǎng)。

4 模擬與實(shí)測(cè)的對(duì)比

4.1 監(jiān)測(cè)元件及布置

為了測(cè)量管片外表面與周圍土層之間的接觸壓力，在管片周邊布設(shè)土壓力傳感器。盾構(gòu)隧道管片由3個(gè)標(biāo)準(zhǔn)塊、2個(gè)鄰接塊和1個(gè)K塊組成，在3個(gè)標(biāo)準(zhǔn)塊和2個(gè)鄰接塊上各埋設(shè)1個(gè)傳感器，寬度較小的K塊未埋設(shè)。其中：鄰接塊B上的傳感器損壞，實(shí)際可用傳感器4個(gè)，位置示意如圖 13 所示。

圖 13 管片環(huán)土壓力傳感器布置圖Fig. 13 Layout of segment ring earth pressure sensor

4.2 監(jiān)測(cè)結(jié)果及分析

圖 14所示為盾構(gòu)掘進(jìn)施工過(guò)程中管片水土壓力監(jiān)測(cè)時(shí)程曲線(許黎明， 2020)。其中： 0°為P5測(cè)點(diǎn)， 70°為P4測(cè)點(diǎn)， 90°為P3測(cè)點(diǎn)， 270°為P2測(cè)點(diǎn)。

圖 14 管片水土壓力實(shí)測(cè)時(shí)程曲線Fig. 14 Measured time history curve of segment water and soil pressure

圖 14較好地反映了施工擾動(dòng)對(duì)管片荷載作用規(guī)律：拼裝初期(2017年1～3月)為擾動(dòng)劇烈階段，荷載波動(dòng)范圍大，為100～150 kPa； 2017年3～8月，隨著盾構(gòu)推進(jìn)，荷載擾動(dòng)減弱，為20～50 kPa小幅波動(dòng)； 2017年8月以后，施工擾動(dòng)基本消失，荷載趨于穩(wěn)定。

對(duì)比圖 12 和圖 14 可知，數(shù)值模擬與實(shí)測(cè)的管片水土壓力時(shí)程變化規(guī)律基本一致，初期管片水土壓力受到的施工擾動(dòng)較為強(qiáng)烈，且表現(xiàn)為較快速地大幅下降，降幅在100 kPa左右； 隨著擾動(dòng)減弱，管片水土壓力緩慢降低，降幅在20 kPa上下； 此后，管片水土壓力基本穩(wěn)定。實(shí)測(cè)中掘進(jìn)環(huán)數(shù)和開(kāi)挖時(shí)間不是線性關(guān)系，而數(shù)值模擬轉(zhuǎn)化為線性關(guān)系即勻速開(kāi)挖，因此按照掘進(jìn)環(huán)數(shù)進(jìn)行對(duì)比分析，基本規(guī)律吻合?？傮w來(lái)看，本文所建立的數(shù)值模型基本反映了實(shí)際施工過(guò)程中的管片受荷狀態(tài)和動(dòng)態(tài)發(fā)展規(guī)律，可為后續(xù)相關(guān)問(wèn)題研究提供技術(shù)支持。

5 海底盾構(gòu)隧道施工參數(shù)分析

5.1 開(kāi)挖面支護(hù)壓力

現(xiàn)有的開(kāi)挖面支護(hù)壓力研究大多以開(kāi)挖面的穩(wěn)定性為核心，側(cè)重尋求開(kāi)挖面極限支護(hù)壓力的上下限值用以指導(dǎo)盾構(gòu)施工。本文從開(kāi)挖面支護(hù)壓力與前方、上方土體變形之間的相互關(guān)系入手，對(duì)開(kāi)挖面壓力大小及其豎向增量進(jìn)行研究，研究開(kāi)挖面支護(hù)壓力對(duì)前方土體變形的影響。本文標(biāo)準(zhǔn)模型的盾構(gòu)頂部泥水壓力值根據(jù)該處水頭壓力值220 kPa和土體有效壓力68 kPa綜合考慮確定，標(biāo)準(zhǔn)模型的盾構(gòu)頂部泥水壓力值設(shè)為220+68=288 kPa。對(duì)比模型的泥水壓力值分別設(shè)為320 kPa和350 kPa。

圖 15所示為開(kāi)挖面頂部泥水壓力值分別取288 kPa、320 kPa和350 kPa時(shí)，開(kāi)挖面的變形情況。

圖 15 開(kāi)挖面水平位移云圖Fig. 15 Horizontal displacement nephogram of excavation facea. 開(kāi)挖面壓力288 kPa； b. 開(kāi)挖面壓力320 kPa； c. 開(kāi)挖面壓力350 kPa

通過(guò)圖 15 可以看出，泥水壓力取288 kPa時(shí)，開(kāi)挖面發(fā)生向隧道內(nèi)的位移，最大位移量8.1 mm，說(shuō)明該壓力值略低于維持開(kāi)挖面靜態(tài)平衡的壓力值。泥水壓力取320 kPa時(shí)，開(kāi)挖面變形很小，開(kāi)挖面平均位移量不到1 mm，表明此時(shí)設(shè)定的泥水壓力值與開(kāi)挖面靜態(tài)平衡壓力值非常接近。當(dāng)泥水壓力取350 kPa時(shí)，開(kāi)挖面土體產(chǎn)生向開(kāi)挖面前方的位移，最大位移量接近2 mm，說(shuō)明該泥水壓力值略大于開(kāi)挖面靜態(tài)平衡壓力值。由此可知開(kāi)挖面泥水壓力設(shè)為320 kPa左右最為合理。

圖 16給出了開(kāi)挖面設(shè)置不同泥水壓力值時(shí)對(duì)應(yīng)的地層豎向位移情況。

從圖 16 可以看出，開(kāi)挖面設(shè)置不同壓力，僅對(duì)開(kāi)挖面前方一定范圍內(nèi)土體變形有影響，對(duì)地表豎向位移基本沒(méi)有影響。這是由于該隧道埋深約為2D(D為隧道直徑)，開(kāi)挖面變形對(duì)地表的影響比較小。

圖 16 開(kāi)挖面壓力對(duì)地層豎向位移的影響Fig. 16 Influence of excavation pressure on vertical displacement of stratuma. 開(kāi)挖面壓力288 kPa； b. 開(kāi)挖面壓力320 kPa； c. 開(kāi)挖面壓力350 kPa

5.2 地層損失率

引起地層損失的因素有很多(張志強(qiáng)等， 2005； 方勇等， 2009)，其中盾尾離開(kāi)后造成的縫隙為產(chǎn)生地層損失的重要因素。圖 17為盾尾形成間隙示意圖。

圖 17 盾尾間隙示意圖Fig. 17 Schematic diagram of shield tail clearance

本文分別取地層損失率為0.5%(標(biāo)準(zhǔn)模型)、1%和1.5%(魏綱， 2010)，對(duì)比不同地層損失率下的地層沉降以及地層損失率對(duì)管片受力、上浮情況的影響。圖 18～圖 20所示為地層損失率取1.0%和1.5%時(shí)的地層沉降、管片上浮和管片彎矩圖，具體結(jié)果匯總于表 5 中。

結(jié)合圖 18～圖 20和表 5 可以看出，地表沉降隨地層損失率的增加而顯著增大，管片上浮量和管片彎矩則隨地層損失率的增加而減小，地層損失率從0.5%分別增至1.0%和1.5%時(shí)，地表沉降相比地層損失率0.5%時(shí)分別增大108.3%和241.3%，管片上浮量相比地層損失率0.5%時(shí)分別降低- 25.4%和- 38.2%，管片彎矩相比地層損失率0.5%時(shí)分別降低- 15.6%和- 23.9%。也就是說(shuō)，地層損失率應(yīng)控制在一定范圍內(nèi)，使得管片上浮量和管片彎矩較小的同時(shí)，確保地表沉降滿足要求。

圖 18 地層損失率對(duì)地層豎向位移的影響Fig. 18 Influence of formation loss rate on vertical displacementa. 地層損失率1%； b. 地層損失率1.5%

圖 19 地層損失率對(duì)管片上浮的影響Fig. 19 Influence of formation loss rate on segment floatinga. 地層損失率1%； b. 地層損失率1.5%

圖 20 地層損失率對(duì)管片彎矩的影響Fig. 20 The influence of formation loss rate on bending moment of segmentsa. 地層損失率1.0%； b. 地層損失率1.5%

表 5 地層損失率影響Table 5 Influence of formation loss rate

5.3 注漿壓力

盾尾同步注漿壓力的大小會(huì)影響管片變形與受力情況。前期研究表明，管片上浮量可能隨注漿壓力的增大而增大。本文在三維模型中進(jìn)行進(jìn)一步的試驗(yàn)性研究，對(duì)管片脫出盾尾時(shí)的同步注漿采用實(shí)體單元模擬，對(duì)注漿單元設(shè)置膨脹系數(shù)使其發(fā)生體積膨脹，擠壓管片和圍巖，以此來(lái)模擬注漿壓力作用。

標(biāo)準(zhǔn)模型取40%，對(duì)比模型的注漿體膨脹系數(shù)分別取50%和60%，研究不同注漿壓力下的管片隆起情況。圖 21和圖 22 所示為注漿單元膨脹系數(shù)分別取50%和60%時(shí)的管片上浮和管片彎矩圖，具體結(jié)果匯總于表 6 中。

圖 21 注漿壓力對(duì)管片上浮的影響Fig. 21 Influence of grouting pressure on segment floatinga. 膨脹系數(shù)50%； b. 膨脹系數(shù)60%

圖 22 注漿壓力對(duì)管片彎矩的影響Fig. 22 Influence of grouting pressure on segment bending momenta. 膨脹系數(shù)50%; b. 膨脹系數(shù)60%

表 6 注漿壓力影響Table 6 Influence of grouting pressure

由圖 21、圖 22和表 3～表6可知，當(dāng)注漿體膨脹系數(shù)分別從40%提高到50%和60%，即注漿壓力大致分別提高10%和20%時(shí)，相對(duì)于標(biāo)準(zhǔn)模型，管片上浮量分別提高32.1%和60.1%，管片彎矩分別提高24.3%和41.3%?？傮w來(lái)看，注漿壓力對(duì)管片上浮量和管片彎矩均有顯著影響，在實(shí)際施工過(guò)程中應(yīng)嚴(yán)格監(jiān)控，避免注漿壓力過(guò)小或過(guò)大。

5.4 千斤頂力

盾構(gòu)機(jī)前行的動(dòng)力來(lái)自千斤頂推力，為了保證盾構(gòu)機(jī)順利推進(jìn)，需要足夠大的千斤頂力。本次研究目標(biāo)并非是得到盾構(gòu)推進(jìn)需要多大的千斤頂力，而是研究千斤頂力的大小對(duì)盾構(gòu)管片的內(nèi)力和變形的影響。標(biāo)準(zhǔn)模型取千斤頂力1500 kPa，對(duì)比模型取2000 kPa，研究千斤頂力變化對(duì)管片內(nèi)力和上浮情況的影響，如圖 23～圖 27所示，結(jié)果對(duì)比見(jiàn)表 7。

圖 23 千斤頂力2000 kN · m-2 時(shí)的管片豎向位移云圖Fig. 23 Nephogram of segment vertical displacement under jack force of 2000 kN · m-2

圖 24 千斤頂力對(duì)管片軸力N1的影響Fig. 24 Influence of jack force on segment axial force N1a. 千斤頂力1500 kN · m-2; b. 千斤頂力2000 kN · m-2

圖 25 千斤頂力對(duì)管片軸力N2的影響Fig. 25 Influence of jack force on segment axial force N2a. 千斤頂力1500 kN · m-2; b. 千斤頂力2000 kN · m-2

圖 26 千斤頂力對(duì)管片彎矩M11的影響Fig. 26 Influence of jack force on segment bending moment M11a. 千斤頂力1500 kN · m-2； b. 千斤頂力2000 kN · m-2

圖 27 千斤頂力對(duì)管片彎矩M22的影響Fig. 27 Influence of jack force on segment bending moment M22a. 千斤頂力1500 kN · m-2； b. 千斤頂力2000 kN · m-2

表 7 千斤頂力影響Table 7 Jack force effect

通過(guò)圖 23～圖 27和表 7 可知，管片上浮量和管片彎矩基本沒(méi)有變化，管片沿隧道軸線方向的軸力N1因?yàn)榕c千斤頂力作用方向一致，其變化相對(duì)較大，千斤頂力從1500 kN·m-2增大到2000 kN·m-2時(shí)，管片沿N1方向所受的壓力增大5.2%，拉力減小17.2%，沿隧道環(huán)向的管片軸力N2的變化相對(duì)較小。

6 結(jié) 論

本文對(duì)海底盾構(gòu)隧道施工過(guò)程的三維精細(xì)化數(shù)值模擬方法進(jìn)行了較全面的研究，可以得出以下結(jié)論：

(1)對(duì)本工程而言，開(kāi)挖面泥水壓力設(shè)為320 kPa左右最為合理。由于隧道埋深在2D左右，泥水壓力主要影響開(kāi)挖面前方一定范圍的土體變形，對(duì)地表變形影響很小。

(2)地表沉降隨地層損失率的增加而顯著增大，管片上浮量和管片彎矩則隨地層損失率的增加而減小，地層損失率從0.5%分別增至1.0%和1.5%時(shí)，地表沉降相比地層損失率0.5%時(shí)分別增大108.3%和241.3%，管片上浮量相比地層損失率0.5%時(shí)分別降低- 25.4%和- 38.2%，管片彎矩相比地層損失率0.5%時(shí)分別降低- 15.6%和- 23.9%。即地層損失率應(yīng)控制在一定范圍內(nèi)，使得管片上浮量和管片彎矩較小的同時(shí)，確保地表沉降滿足要求。

(3)注漿壓力對(duì)管片上浮量和管片彎矩均有顯著影響，注漿壓力大致分別提高10%和20%時(shí)，相對(duì)于標(biāo)準(zhǔn)模型，管片上浮量分別提高32.1%和60.1%，管片彎矩分別提高24.3%和41.3%，在實(shí)際施工過(guò)程中應(yīng)嚴(yán)格監(jiān)控，避免注漿壓力過(guò)小或過(guò)大。

(4)千斤頂力對(duì)管片上浮量和管片彎矩基本沒(méi)有影響，千斤頂力從1500 kN·m-2增大到2000 kN·m-2時(shí)，管片沿N1方向所受的壓力增大5.2%，拉力減小17.2%，沿隧道環(huán)向的管片軸力N2的變化相對(duì)較小。