海底盾構(gòu)隧道掘進過程數(shù)值模擬研究*

施有志 王晨飛 趙花麗 林樹枝

(①廈門理工學(xué)院土木工程與建筑學(xué)院， 廈門 361024， 中國) (②廈門市交通運輸局， 廈門 361001， 中國)

0 引 言

隨著我國軌道交通建設(shè)的快速發(fā)展，地鐵隧道的數(shù)量與規(guī)模日益增長，盾構(gòu)施工不可避免地將對土體產(chǎn)生擾動，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)值模擬方法相對于現(xiàn)場試驗及模型試驗，具有便捷、經(jīng)濟的優(yōu)點，成為盾構(gòu)施工研究的主要方法。關(guān)于盾構(gòu)隧道掘進過程的三維數(shù)值分析研究，國內(nèi)外已經(jīng)有一些進展，取得一些成果。如張志強等(2005)采用ANSYS建立了完整的隧道開挖三維模型，獲得較為準確的地表沉降變形，但由于采用的土體本構(gòu)模型過于簡單，不能真實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)對盾構(gòu)隧道施工進行了全程動態(tài)模擬，采用面荷載模擬注漿壓力，隨后激活管片時取消該荷載，導(dǎo)致圍巖及注漿圈無法獲得真實的應(yīng)力狀態(tài)。繆林昌等(2015)針對砂土中的盾構(gòu)施工，采用顆粒流分析盾構(gòu)掘進過程中的土體密實度對開挖面極限支護力、殘余支護力以及開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)隧道掘進的數(shù)值模型，研究了不同覆徑比和雙圓盾構(gòu)機有無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挖面穩(wěn)定等因素。上述研究主要針對陸域盾構(gòu)施工，考慮施工中的主要因素進行研究。由于我國水系眾多，近幾年來水下盾構(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力對地表沉降及河堤的影響。路開道(2020)基于快速拉格朗日差分的數(shù)值模擬方法，對越江隧道洞身周圍孔隙水壓力分布特點進行了研究； 許金華等(2009)，齊春等(2015)，王金安等(2020)研究水下盾構(gòu)隧道開挖流固耦合效應(yīng)。

在上述的研究中，對盾構(gòu)施工考慮的因素仍不夠全面。與過江的水下隧道相比，越海的水下隧道建設(shè)可能面臨更大的風(fēng)險，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，給施工造成嚴重的干擾。目前對海底盾構(gòu)的施工模擬方面成果較少，基于此，本文以廈門地鐵二號線跨海盾構(gòu)隧道工程為依托，基于PLAXIS 3D巖土有限元數(shù)值分析平臺，建立盾構(gòu)機-注漿-土體-海水相互作用的三維數(shù)值模型，數(shù)值模擬方法也進行一定的改進，如考慮了注漿單元隨盾構(gòu)推進過程的硬化效應(yīng)以及開挖面泥水支護壓力因泥漿自重產(chǎn)生的隨深度的線性變化； 而且比較全面、細致地考慮各施工因素，如開挖面泥水壓力、千斤頂推力、盾構(gòu)機超挖、機身與土體相互作用、注漿壓力、壁后注漿的時空變化性質(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，地層移動隨盾構(gòu)機掘進的動態(tài)變化規(guī)律，以及襯砌管片的變形和內(nèi)力情況。

本研究成果對盾構(gòu)隧道掘進進行了更加細致充分的考慮，從而改進海底盾構(gòu)隧道計算的精度，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)計和施工提供參考。

1 工程概況

廈門地鐵2號線海滄大道站—東渡路站為國內(nèi)第1條跨海盾構(gòu)隧道，全長2736.085 m，采用泥水平衡盾構(gòu)施工，錯縫拼接形式。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波動起伏大，有巖石礁盤吐露，又有風(fēng)化深槽下切，無規(guī)律性； 海滄?zhèn)葹檠嗌狡谇秩牖◢弾r； 廈門島側(cè)為凝灰熔巖； 中部為淺變質(zhì)的泥巖、粉砂巖、細砂巖、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，以及潮汐變化，均會對隧道管片的內(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)隧道掘進數(shù)值模擬方法

2.1 數(shù)值模型設(shè)計

為了盡量避免其他因素影響，選取廈門地鐵2號線1期跨海盾構(gòu)段隧道主要穿越的14號地層作為圍巖材料，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。由于廈門島航道水域深度達到14 m，結(jié)合設(shè)計圖紙，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)點高階四面體實體單元進行模擬，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； 管片襯砌采用實體單元+板單元模擬； 盾構(gòu)機采用板單元模擬。盾構(gòu)機自重折算入設(shè)備重度。

注漿體初期呈有較大內(nèi)壓力的流動狀態(tài)，隨著盾構(gòu)推進過程(時間推移)逐漸硬化，注漿壓力也隨之消失。注漿壓力采用對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)標準值取40%，分別對注漿體施加x方向和z方向的膨脹系數(shù)20%。采用“1～4 d強度剛度”和“5 d之后強度剛度”兩種材料屬性來考慮漿液硬化過程中的初始態(tài)和最終態(tài)(陳喜坤等， 2017)。

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

開挖面壓力根據(jù)地層水平作用力確定。盾構(gòu)機開挖面壓力標準值設(shè)置為288 kPa，參考點設(shè)在開挖面頂部(-14.65 m)，隨深度增量14 kPa·m-1； 盾構(gòu)機刀盤一般比盾構(gòu)機大1～2 cm，超挖標準值設(shè)置為0.5%； 按照資料經(jīng)驗以及前方掌子面壓力換算確定，千斤頂壓力標準值1500 kPa。

管片剛度折減到75%，以此來考慮接頭對其整體剛度的削弱。為了便于輸出管片內(nèi)力，在管片實體單元內(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體單元受力的情況下，基于板單元得到周邊實體單元的內(nèi)力。

2.2 模型參數(shù)

模型中圍巖參數(shù)根據(jù)項目工程地質(zhì)資料，結(jié)合文獻(施有志等， 2017)的反分析成果綜合確定，如表 1 所示； 注漿材料強度參數(shù)取值參考文獻(王樹清等， 1998)，管片、注漿材料及板單元材料的輸入?yún)?shù)見表 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)隧道施工過程模擬工況具體說明如下：

(1)盾構(gòu)機就位。盾構(gòu)機身完全進入地層中，開挖面距開挖起點7.5 m，圍巖由盾殼支承，開挖面上作用泥水平衡壓力，如圖 3 所示。

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

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

(3)重復(fù)第(2)步，推進至第4環(huán)(6 m)。此時盾尾脫出第4環(huán)管片，壁后注漿體為初期強度參數(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)也仍為初期強度參數(shù)，開挖面上作用泥水支護壓力。

(4)盾構(gòu)推進第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)采用初期強度)并施加注漿壓力，此時將第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度，盾尾管片端面承受千斤頂反力，開挖面受到泥水支護壓力，如圖 4 所示。

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

(5)盾構(gòu)推進第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)采用初期強度)并施加注漿壓力，此時將第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度，盾尾管片端面承受千斤頂反力，開挖面受到泥水支護壓力，如圖 5 所示。

圖 5 盾構(gòu)推進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，直至達到指定位置。

下面以盾構(gòu)機從圖 4 所示的第5環(huán)位置向前推進到圖 5 所示的第6環(huán)位置為例，具體說明盾構(gòu)施工模擬過程中的模型設(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，進行海水位波動條件下的盾構(gòu)隧道施工完全流固耦合分析。

3 標準模型模擬結(jié)果分析

3.1 地表沉降

圖 6所示為盾構(gòu)推進到不同位置時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5環(huán)； b. 盾構(gòu)推進10環(huán)； c. 盾構(gòu)推進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。在管片脫出盾尾時實施了同步壓力注漿，對直接接觸圍巖產(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?？偟膩碚f，盾構(gòu)隧道施工引起的地層豎向位移表現(xiàn)出明顯的三維時空分布特征。地表最大沉降接近11 mm，在距開挖面約2.5倍洞徑距離之后地表沉降趨于穩(wěn)定。

3.2 開挖面變形

圖 7和圖 8 分別給出了盾構(gòu)推進第10環(huán)時開挖面前方地層變形和開挖面變形情況。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 開挖面變形Fig. 8 Deformation of excavation facea. 開挖面水平位移云圖； b. 開挖面總變形形態(tài)(指向隧道后方)

由圖 7 和圖 8 可以看出，開挖面前方約0.5倍洞徑范圍內(nèi)土體為開挖面前方主要擾動響應(yīng)區(qū)，開挖面最大水平位移約為8 mm。這表明對開挖面施加的平衡壓力與原巖應(yīng)力相比略小，使得開挖面向隧道內(nèi)產(chǎn)生鼓出變形。圖 9所示的開挖面周圍地層主應(yīng)力分布情況進一步表明了開挖面支護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)推進到不同位置時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5環(huán)； b. 盾構(gòu)推進10環(huán)； c. 盾構(gòu)推進15環(huán)

由圖 10 可見，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，管片底部上浮量大于頂部上浮量，隨著拼裝的管片環(huán)越來越長，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5環(huán)； b. 盾構(gòu)推進10環(huán)； c. 盾構(gòu)推進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間的變化曲線。

圖 12 隧道管片所受圍巖壓力隨時間的變化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也發(fā)生波動變化，但總體發(fā)展趨勢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程而先快速降低之后逐漸趨于平穩(wěn)。開挖引起周邊微量的吸力荷載(正孔壓)隨著時間消散，因而靜水壓隨著時間少量增長，正如下文監(jiān)測數(shù)據(jù)中穩(wěn)定期孔壓也有一定增長。

4 模擬與實測的對比

4.1 監(jiān)測元件及布置

為了測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個標準塊、2個鄰接塊和1個K塊組成，在3個標準塊和2個鄰接塊上各埋設(shè)1個傳感器，寬度較小的K塊未埋設(shè)。其中：鄰接塊B上的傳感器損壞，實際可用傳感器4個，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)測結(jié)果及分析

圖 14所示為盾構(gòu)掘進施工過程中管片水土壓力監(jiān)測時程曲線(許黎明， 2020)。其中： 0°為P5測點， 70°為P4測點， 90°為P3測點， 270°為P2測點。

圖 14 管片水土壓力實測時程曲線Fig. 14 Measured time history curve of segment water and soil pressure

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

對比圖 12 和圖 14 可知，數(shù)值模擬與實測的管片水土壓力時程變化規(guī)律基本一致，初期管片水土壓力受到的施工擾動較為強烈，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。實測中掘進環(huán)數(shù)和開挖時間不是線性關(guān)系，而數(shù)值模擬轉(zhuǎn)化為線性關(guān)系即勻速開挖，因此按照掘進環(huán)數(shù)進行對比分析，基本規(guī)律吻合?？傮w來看，本文所建立的數(shù)值模型基本反映了實際施工過程中的管片受荷狀態(tài)和動態(tài)發(fā)展規(guī)律，可為后續(xù)相關(guān)問題研究提供技術(shù)支持。

5 海底盾構(gòu)隧道施工參數(shù)分析

5.1 開挖面支護壓力

現(xiàn)有的開挖面支護壓力研究大多以開挖面的穩(wěn)定性為核心，側(cè)重尋求開挖面極限支護壓力的上下限值用以指導(dǎo)盾構(gòu)施工。本文從開挖面支護壓力與前方、上方土體變形之間的相互關(guān)系入手，對開挖面壓力大小及其豎向增量進行研究，研究開挖面支護壓力對前方土體變形的影響。本文標準模型的盾構(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，標準模型的盾構(gòu)頂部泥水壓力值設(shè)為220+68=288 kPa。對比模型的泥水壓力值分別設(shè)為320 kPa和350 kPa。

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

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

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

圖 16給出了開挖面設(shè)置不同泥水壓力值時對應(yīng)的地層豎向位移情況。

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

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

5.2 地層損失率

引起地層損失的因素有很多(張志強等， 2005； 方勇等， 2009)，其中盾尾離開后造成的縫隙為產(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%(標準模型)、1%和1.5%(魏綱， 2010)，對比不同地層損失率下的地層沉降以及地層損失率對管片受力、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，地表沉降相比地層損失率0.5%時分別增大108.3%和241.3%，管片上浮量相比地層損失率0.5%時分別降低- 25.4%和- 38.2%，管片彎矩相比地層損失率0.5%時分別降低- 15.6%和- 23.9%。也就是說，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，確保地表沉降滿足要求。

圖 18 地層損失率對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行進一步的試驗性研究，對管片脫出盾尾時的同步注漿采用實體單元模擬，對注漿單元設(shè)置膨脹系數(shù)使其發(fā)生體積膨脹，擠壓管片和圍巖，以此來模擬注漿壓力作用。

標準模型取40%，對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，相對于標準模型，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%。總體來看，注漿壓力對管片上浮量和管片彎矩均有顯著影響，在實際施工過程中應(yīng)嚴格監(jiān)控，避免注漿壓力過小或過大。

5.4 千斤頂力

盾構(gòu)機前行的動力來自千斤頂推力，為了保證盾構(gòu)機順利推進，需要足夠大的千斤頂力。本次研究目標并非是得到盾構(gòu)推進需要多大的千斤頂力，而是研究千斤頂力的大小對盾構(gòu)管片的內(nèi)力和變形的影響。標準模型取千斤頂力1500 kPa，對比模型取2000 kPa，研究千斤頂力變化對管片內(nèi)力和上浮情況的影響，如圖 23～圖 27所示，結(jié)果對比見表 7。

圖 23 千斤頂力2000 kN · m-2 時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

通過圖 23～圖 27和表 7 可知，管片上浮量和管片彎矩基本沒有變化，管片沿隧道軸線方向的軸力N1因為與千斤頂力作用方向一致，其變化相對較大，千斤頂力從1500 kN·m-2增大到2000 kN·m-2時，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的變化相對較小。

6 結(jié) 論

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

(1)對本工程而言，開挖面泥水壓力設(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挖面前方一定范圍的土體變形，對地表變形影響很小。

(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，地表沉降相比地層損失率0.5%時分別增大108.3%和241.3%，管片上浮量相比地層損失率0.5%時分別降低- 25.4%和- 38.2%，管片彎矩相比地層損失率0.5%時分別降低- 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，確保地表沉降滿足要求。

(3)注漿壓力對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，相對于標準模型，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%，在實際施工過程中應(yīng)嚴格監(jiān)控，避免注漿壓力過小或過大。

(4)千斤頂力對管片上浮量和管片彎矩基本沒有影響，千斤頂力從1500 kN·m-2增大到2000 kN·m-2時，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的變化相對較小。