盾構隧道開挖面涌水對地表沉降及管片內力的影響分析

葉 治， 劉華北， 劉 文

(華中科技大學土木工程與力學學院， 湖北 武漢 430074)

盾構隧道開挖面涌水對地表沉降及管片內力的影響分析

葉 治， 劉華北， 劉 文*

(華中科技大學土木工程與力學學院， 湖北 武漢 430074)

土壓平衡盾構在高水壓砂層中掘進時，施工措施不當會使開挖面發生涌水涌砂險情，進而引起較大的地表沉降，土體下沉會使得管片嚴重變形，威脅施工人員的生命安全。以武漢地鐵7號線小東門至武昌火車站盾構區間為研究背景，通過建立精細化數值模型，考慮水土流固耦合作用，研究土壓平衡盾構在砂土層中掘進時開挖面涌水對地表沉降及管片和螺栓內力的影響。結果表明： 開挖面涌水量與地表沉降呈線性關系，與管片螺栓內力呈非線性增長關系，較大的涌水量使隧道拱頂處發生嚴重的擠壓變形，進而引起管片破損及螺栓屈服。因此，當開挖面發生涌水涌砂險情時，為防止地表嚴重下沉及管片破損，應盡快采取緊急措施減小涌水量。

盾構隧道； 土壓平衡盾構； 流固耦合； 數值模擬； 開挖面涌水涌砂； 地表沉降； 管片內力； 螺栓內力

0 引言

與泥水盾構相比，土壓平衡盾構具有掘進速度快、附屬設施簡單的優點，逐漸成為城市地鐵建設的首選。城市依山傍水而生，當土壓盾構在高水壓粉細砂層中掘進時，極易發生開挖面涌水失穩，因此，控制開挖面水頭對于控制地表沉降及開挖面穩定至關重要。當下穿重要建筑物時，應嚴格控制開挖面排水量，防止開挖面出現涌水涌砂，從而有效保證盾構隧道的施工安全。

很多學者從工程實踐技術和數值模型的角度研究了土壓平衡盾構在高水壓粉細砂層施工過程中的災害風險及應對措施。朱自鵬[1]研究了土壓平衡盾構在砂卵石地層掘進時的防噴涌技術，通過渣土改良技術來防止隧道開挖面的噴涌； 張遠榮[2]利用FLAC3D模擬土壓平衡盾構隧道，研究了盾構經過富水砂層時對周圍環境的影響； 朱玉龍等[3]對土壓平衡盾構下穿河道的受力特性進行模擬研究，但未考慮水土流固耦合的作用，忽略了開挖面水力邊界的影響； 張旭東[4]和徐巖等[5]對盾構隧道穿越富水砂層的施工技術進行了探討； 賴金星等[6-8]以隧道涌水導致襯砌背后空洞事故為依托，采用現場實測和數值模擬的方法分析了空洞位置、大小對盾構隧道的影響及管片裂縫、破損及錯臺等病害，分析了涌水導致的病害及原因； G. Anagnostou等[9]利用數值模擬方法研究了滲流對土壓平衡盾構隧道開挖面穩定性的影響； 劉印等[10]和張冬梅等[11]研究了管片漏水對隧道的長期影響，但沒有考慮施工過程中開挖面涌水對隧道的影響。在盾構施工過程中，當土壓平衡盾構經過高水壓砂層、承壓含水層、巖溶地層時，極易引起涌水涌砂事故，通常采取的施工措施是降低盾構掘進速率、關閉螺栓輸送機閥門，并對開挖面添加泡沫來進行渣土改良，這樣能夠迅速止水，以防止引起更加嚴重的次生災害，如地表沉降過大、建筑物塌陷、管片擠壓破壞等。

盾構掘進過程中高水壓引起的災害一直是隧道工程的研究熱點，由于問題的復雜性以及沒有合適的分析方法和手段，所以沒有形成一套理論來指導工程實踐，工人只能靠經驗來施工，因而具有一定的盲目性。本文采用現場實測與數值模擬相結合方法，通過對盾構隧道掘進過程進行精細化數值建模，考慮水土流固耦合作用，分析開挖面涌水量對地表沉降以及對管片和螺栓內力的影響，通過建立涌水量與管片螺栓內力的定量關系來厘清涌水災害對隧道結構內力的影響。

1 工程概況

武漢地鐵7號線小東門至武昌火車站盾構區間途經繁華地段及重要交通樞紐，如小東門站立交橋、武九鐵路、京廣鐵路、黃鶴樓公園、大東門立交橋、紐賓凱新宜國際酒店等，區間平面圖見圖1，盾構隧道施工過程中需嚴格監測和控制地表沉降。此外，本區間位于長江河谷道，地下水與長江水相通，潛水水位位于地表以下0.5～4.2 m，隧道掘進段經過巖溶地質、承壓水、暗河等惡劣地質條件。

圖1 地鐵施工區間平面圖

本研究的開挖面分3種工況，分別為不排水(工況1)、排水量較小(工況2)、局部排水量較大(工況3)。正常掘進段的分層土體剖面見圖2，其開挖面排水控制良好，土層包含7層，從上至下分別由雜填土、粉質黏土、含黏性土細砂、硬泥巖組成，地下水位假定為-1.5 m，雜填土以下土體均為飽和土體，以此作為工況1和工況2的研究背景。隧道經過硬質泥巖區域時泥巖局部夾雜粉細砂層，此泥巖段出現嚴重涌水險情(見圖3)，作為開挖面大量涌水對管片螺栓內力影響即工況3的研究背景。工況3的地質剖面見圖4，土層分為5層，從上至下為雜填土、粉質黏土、強風化砂巖、中風化泥巖(夾粉細砂層)、石英夾泥巖。首先，選取圖2中的地質條件作為正常施工模擬區段，通過對比現場實測數據與數值模擬結果，來驗證數值模擬的可靠性； 然后，以圖4中泥巖夾粉細砂地質條件為研究背景，通過分析管片螺栓內力及變形來研究開挖面排水對結構內力的影響。

圖2 正常掘進段土體剖面圖(單位： m)

圖3 施工現場大量涌水涌砂

2 水文地質參數

場地上層滯水初見水位在地面以下1.20～2.50 m，孔隙承壓水賦存于長江古河道的〈11-1〉含黏性土粉細砂、〈11-2〉含黏性土細中砂及〈12〉中細砂混礫卵石中，接受周圍區域水體滲透補給。巖溶裂隙水主要賦存于灰巖、泥質灰巖的巖溶裂隙中，一般在巖溶發育地段集中分布，局部具有弱承壓性。現假定雜填土以下均為飽和土，表示有充足的水源補給且水頭恒定，工況3出現大量涌水涌砂段，其中風化泥巖〈19c-2〉夾雜有粉細砂層〈11-1〉，其滲透系數見表1。

圖4 涌水涌砂區間剖面圖

工程地質勘測報告提供的土體力學性能數有壓縮模量、黏聚力、內摩擦角、孔隙比、密度及滲透系數。通過整理地勘報告，得到數值模擬區間的土體基本力學參數，如表1所示。

3 盾構隧道施工的數值模擬

3.1模型參數

通過理論公式轉化可得到土體的彈性模量E0來進行數值模擬，即E0=ESβ，其中ES為壓縮模量，β=(1-μ-2μ2)/(1-μ)，μ為泊松比。土體采用理想彈塑性摩爾-庫侖(M-C)屈服準則，在開挖過程中，隧道周圍土體經歷卸載過程，理想彈塑性摩爾-庫侖模型假定土體卸載模量等于加載模量，但其數值結果會造成隧道底部隆起量較大。由土體加卸載曲線可知，土體在復雜應力狀態下的卸載模量大小取決于土體性質及應力狀態。針對土體加卸載模量存在差別的這種性質，王海波等[12]提出地下工程開挖模型中卸載模量可取加載模量的2～4倍，一些學者利用Plaxis軟件提供的土體硬化模型來模擬隧道開挖，將卸載模量與加載模量之比取為2～3[13-15]。ABAQUS軟件不提供土體硬化模型(H-S)，現將隧道周圍土層即粉細砂層〈11-1〉及細中砂層〈11-2a〉的彈性模量增大1倍，見表1。

表1 土體基本力學參數

根據現場施工資料建立數值模型，模型主要由土體、盾構、注漿層、管片、螺栓5部分組成。將盾構機體、注漿層及管片假定為線彈性材料，利用等代層模擬盾尾漿體的硬化過程[16]，并考慮管片接頭及螺栓，彎曲螺栓直徑為30 mm，以上部件的具體尺寸及基本力學參數見表2。注漿層分為軟注漿層和硬注漿層，根據現場施工參數，平均每一環注漿量為7 m3，考慮到盾尾漿體滲透及失水引起的體積損失，在富水砂層中的注漿量一般為開挖空隙的130%～180%[17]。結合現場情況，施工模型的注漿層厚度假設為0.14 m，根據每一環土體間隙體積可算出其注漿比為167%，對管片外環及土體內壁施加注漿壓力來模擬盾尾注漿壓力。

表2 數值模型的基本參數

正常掘進段的數值模型高為50 m、寬為100 m、長為96 m，如圖5所示。為減小盾構與土體的摩擦及控制盾構轉彎，并考慮實際施工過程中盾構存在土體超挖的情況，由于ABAQUS不方便模擬盾構機體的圓錐度，也不便采用三維應力釋放法，本模型在盾構外壁引入一層薄的超挖層來模擬土體超挖[18]，根據盾構的幾何尺寸，刀盤外徑為6.48 m，盾尾外徑為6.4 m，因此現將超挖厚度定為0.04 m，在掘進過程中，既能簡化盾構圓錐度的影響，又能使圍巖應力得到一定程度的釋放，使數值模擬更加貼近實際。

圖5 三維模型

根據管片實際尺寸，每一環管片由3塊標準塊A1、A2、A3，2塊相鄰塊B1、B2以及封頂塊K組成，如圖6所示。假定混凝土為線彈性材料，為了簡化分析，并未考慮管片接頭的止水帶，考慮環向接頭的凹凸槽，管片接頭正向采用硬接觸，切向采用庫侖摩擦接觸，切向摩擦因數為0.62，螺栓采用梁單元，將彎曲螺栓梁單元嵌入到管片內[19]。為了防止部件相互“刺入”，管片與注漿層也采用硬接觸及庫侖摩擦接觸，切向摩擦因數為0.7。漿體外側與土體采用Tie連接。

圖6 精細化管片及螺栓

3.2模型邊界及模擬過程

本文采用的是流固耦合數值模擬方法，因此模型的邊界條件分為滲流邊界和力學邊界。滲流邊界是利用ABAQUS的Soils瞬態分析步模擬水土體的流固耦合作用。由于現場盾構施工速度較快，管片止水效果良好且水體補給較快，因此將雜填土與粉質黏土交界處孔壓邊界設置為0，即為常水頭，除開挖面外，其他部位均為不排水邊界。力學邊界的模型底部為固定邊界，約束模型側面的法向位移，頂部為自由面。

開挖過程中設置開挖面支護力以及盾尾同步注漿壓力。根據現場反饋的數據，將開挖面支護力取為400 kPa，開挖面支護力隨深度線性增加，梯度增量為20 kPa/m，其作用力稍大于側向靜止水土合力。根據現場施工監測數據，盾尾注漿壓力為0.15～0.3 MPa，即最大注漿壓力為0.3 MPa，但監測數據只限于漿體泵送管處的注漿壓力，由于漿體在盾尾空隙的擴散填充，注漿壓力會有一定的耗散。根據實際經驗，將注漿壓力取為0.2 MPa，并均勻地作用于土體內壁及管片外壁。

本模型具體開挖步驟如下： 1)盾構機體全部進入土體，施加開挖面支護力，盾構外環與土體Tie綁定連接； 2)激活前方盾構環，同時添加襯砌管片和等代注漿層，對土體內壁和襯砌外環施加注漿壓力，并對開挖面施加支護力； 3)當管片注漿層已支護4環，注漿壓力持續長度為6 m，此時為軟化漿體，漿體模量為7 MPa； 4)4環以后，改變漿體模量使其增至50 MPa，以模擬漿體硬化。依此步驟模擬隧道開挖過程。

4 實測與數值模擬結果分析

4.1開挖面涌水對地表沉降的影響分析

地表橫向、縱向觀測軸線沉降曲線分別見圖7和圖8，t為數值模型開挖分析步時間，符合隧道開挖的地表沉降規律[20]，地表最大沉降為4.5 mm，如圖8所示。由于開挖面支護力稍大于靜止水土側壓力，盾構前上方地表有輕微上抬。

圖7 地表橫向觀測軸線沉降曲線(工況1)

實測點地表沉降值與數值結果進行對比，比較了隧道周圍土體取值2倍和3倍的土體模量的數值計算結果，見圖9。由圖9可知： 3倍土體模量稍微大于2倍土體模量的計算結果，隧道周圍土體模量為2倍的數值結果更加貼近實測值，因此本模型下均按2倍土體模量計算。監測點下方土體在盾構經過時開挖面排水控制較好，將開挖面水力邊界設置為不排水邊界。數值模型與現場實測結果具有很好的一致性，證明數值模型的可靠性。當盾構刀盤經過監測點之前，刀盤前上方的地表土體出現輕微上抬； 當盾構刀盤經過監測點正下方時，由于盾構的超挖，地表開始急劇沉降； 當盾尾經過監測點下方后，土體缺少支護，而后由于盾尾注漿及管片支護的作用，使得土體下沉得到抑制，但由于盾構對土體擾動較大，地表繼續下沉，當漿體硬化一段時間后，土體由管片及硬化漿體共同支護，地表沉降最終趨于穩定。

圖8 地表縱向觀測軸線沉降曲線(工況1)

圖9 地表監測點沉降值(工況1)

工況2(即開挖面涌水量較小)時地表監測點的沉降值與時間的關系見圖10。開挖面滲流速度對應的涌水量見表3。圖10中，v=0 m/s表示不排水情況下的監測點沉降時間曲線，而v=3×10-7、1×10-6、3×10-6、5×10-6m/s分別表示開挖面涌水量為0.04、0.12、0.36、0.59 m3時的開挖面滲流速度。由此可以推斷，現場大致排水范圍在0.04～0.59 m3。

地表最大沉降量與開挖面涌水量的關系見圖11。由圖可知： 增大開挖面支護力能減小地表沉降，但支護力不宜過大，否則較大的支護力會使隧道正前方地表出現輕微隆起，因此為了減少土體擾動，開挖面支護力宜控制在一定范圍內。然而，當盾構隧道開挖面處于排水狀態時，增大開挖面支護力并不能從根本上解決地表沉降量較大的問題，在不同的開挖面支護力下，開挖面排水量與地表最大沉降量呈線性關系。因此，盾構在高水壓富水砂層掘進過程中，通過控制開挖面排水量是控制地表沉降的根本辦法。

圖10 不同涌水量下地表沉降值(工況2)(2016年)Fig. 10 Ground surface settlements under different water inrush volumes in 2016 (case 2)

表3開挖面滲流速度對應的涌水量
Table 3 Relationship between water seepage speeds and water inrush volumes

滲流速度/(m/s)涌水量/m33×10-70．041×10-60．123×10-60．365×10-60．592×10-52．375×10-55．94滲流速度/(m/s)涌水量/m31×10-411．871．5×10-417．812×10-423．752．5×10-429．683．3×10-438．594×10-447．49

圖11 地表最大沉降量與開挖面涌水量的關系Fig. 11 Relationships between maximum ground surface settlements and water inrush volumes at tunneling face

在現場盾構施工過程中，由于地質的復雜性及施工的盲目性，盾構在高水壓粉細砂層中掘進時，如果沒有及時控制好開挖面排水，會造成涌水涌砂的險情。當開挖面大量涌水涌砂時，隧道上方土體嚴重下沉，使得管片發生擠壓變形，進而破壞管片及螺栓的結構性能。

4.2局部區間開挖面涌水對隧道結構內力的影響

盾構的選型對于施工安全至關重要，選擇土壓平衡盾構還是泥水盾構需綜合考慮土質、滲透系數、工期等自然及人為因素。若初步確定以土壓平衡盾構作為施工機具，盾構在掘進過程中，當開挖面前方局部遇到高水壓粉細砂層、巖溶、高承壓水等惡劣地質條件時，由于土壓平衡盾構的螺旋輸送機將土艙土體直接輸出，如不采取土體改良措施，很容易使開挖面出現涌水涌砂險情，據此為背景研究局部區域開挖面涌水對隧道結構內力的影響。

施工現場局部開挖面涌水涌砂的數值模型見圖12，排水區間的孔隙水壓力較小。結合現場施工情況及相應地段的工程地質參數(見圖3及表1)，盾構最初在土質條件較好的泥巖地層中掘進時，開挖面并無涌水情況發生； 當經過高水壓粉細砂層、暗河、巖溶等局部含水量豐富的地層時，土壓盾構施工極易造成開挖面出現嚴重的涌水涌砂險情，進而引發后方管片發生錯臺及開裂等災害，風險較大。在圖12所示的數值模型中假定泥巖中夾雜著粉細砂層，且經過此砂層時對開挖面設置不同的排水邊界，通過開挖面涌水量來反映開挖面涌水情況，精細化模擬管片及螺栓，以工況3為研究背景，分析開挖面涌水對管片及螺栓內力的影響。

圖12 開挖面涌水區域孔隙水壓力云圖(單位： kPa)Fig. 12 Nephogram of pore water pressure at water inrush area (unit: kPa)

以下進行參數分析，將開挖面滲流速度設置為4×10-4、3.3×10-4、2.5×10-4、2×10-4、1.5×10-4、1×10-4、5×10-5、2×10-5m/s等8種情況來監測管片位移及內力變化，對應的涌水量大小見表3。

開挖面涌水量為47 m3時，開挖面涌水對隧道整體變形影響的位移見圖13。由圖13可知： 由于開挖面發生大量水體流失，使得隧道上方土體下沉量較大，直接擠壓到盾構后方的管片。

圖13 隧道整體變形云圖(工況3)(單位： m)

盾尾管片的整體變形見圖14，管片擠壓變形見圖15。由圖14可知管片最大變形一般發生在盾尾4—5環之后。由圖14和圖15可知： 管片最大擠壓變形位于拱頂，最大下沉量為22.9 mm，管片環向接頭張開量較大，因此在拱頂環向接頭處容易出現管片及螺栓的應力集中現象。

圖14 盾尾管片的整體變形云圖(工況3)(單位： m)

圖15 管片擠壓變形云圖(工況3)(單位： m)

管片最大拉應力、最大壓應力分別見圖16和圖17。可見管片環縫變形嚴重并使管片接頭處出現應力集中，當管片的抗拉強度超過極限抗拉強度時，就會引起管片屈服開裂。螺栓的拉力、剪力及彎矩分別見圖18—20，其最大值均位于隧道拱頂。由此可知，盾構在高水壓粉細砂層掘進過程中，當隧道開挖面出現大量涌水涌砂險情時，隧道襯砌上方的土體下沉量較大，會直接擠壓到拱頂管片，使拱頂縱縫及環縫產生較大的張開量及錯臺量，進一步使得環縫處的縱向連接螺栓及管片接頭出現較大的應力集中。因此，在施工過程中，當開挖面出現大量涌水涌砂險情時，盾尾4—5環后的拱頂管片環向接頭是最薄弱和危險的部位，應重點加強防范。

圖16 管片最大拉應力云圖(工況3)(單位： kPa)Fig. 16 Nephogram of maximal tension stress of segment (case 3) (unit: kPa)

圖17 管片最大壓應力云圖(工況3)(單位： kPa)Fig. 17 Nephogram of Maximal compression stress of segment (case 3) (unit: kPa)

圖18 螺栓最大拉力云圖(工況3)(單位： kN)Fig. 18 Nephogram of maximal tension stress of anchor bolt (case 3) (unit: kN)

圖19 螺栓最大剪力云圖(工況3)(單位： kN)Fig. 19 Nephogram of maximal compression stress of anchor bolt (case 3) (unit: kN)

圖20 螺栓最大彎矩云圖(工況3)(單位： kN·m)Fig. 20 Nephogram of maximal bending moment of anchor bolt (case 3) (unit: kN·m)

開挖面不同排水量對每一環的管片最大變形、管片最大拉應力、管片最大壓應力、螺栓最大拉力、螺栓最大剪力、螺栓最大彎矩的影響分別見圖21—26。圖中Q=47、39、30、24、18、12、6、2 m3分別指盾構推進一環時，開挖面滲流速度對應的排水量為47、39、30、24、18、12、6、2 m3，排水長度持續4環即6 m，以不排水條件為參照。由圖21—26可知： 在排水段，隨著開挖面逐步涌水，管片變形及螺栓內力均出現較大的增加，當開挖面停止排水時，內力及變形趨于穩定。此外，隨著開挖面涌水量的增加，管片變形及螺栓內力都有明顯的提升，當開挖面停止涌水涌砂時，管片內力也開始逐步趨于平緩。由此說明開挖面排水對于管片及螺栓的內力影響較大。

在實際工程中，管片的拉應力達到極限抗拉強度時會開裂甚至破壞，螺栓達到屈服強度時會發生屈服斷裂，所以應采取緊急搶險措施來控制開挖面的涌水量以降低管片破裂的風險。

圖21 管片最大變形值

圖22 管片最大拉應力

圖23 管片最大壓應力

圖24 螺栓最大拉力

圖25 螺栓最大剪力

圖26 螺栓最大彎矩

通過分析排水區域的不同滲流速度對整個施工過程的影響，整理出隧道整個排水過程中管片最大變形、管片最大拉應力、管片最大壓應力、螺栓最大拉力、螺栓最大剪力、螺栓最大彎矩隨開挖面涌水量的變化趨勢，如圖27—32所示。由圖27—32可知： 當開挖面涌水量增加時，管片變形內力及螺栓內力都呈現出非線性的增長趨勢。對于C50鋼筋混凝土管片，其極限抗拉強度約為5 MPa，圖28中超出抗拉強度部分的涌水量范圍用虛線表示。當管片內力超過其抗拉強度時，管片就會出現裂紋，進而導致管片接頭破損，從而影響管片接頭的防水性能，繼而引起更加嚴重的管片接頭滲漏水災害。對于高強度螺栓M30，其可承受的最大剪力為381.7 kN，圖30—32中虛線表示使螺栓發生屈服的涌水量范圍，復雜應力下會導致螺栓發生屈服破壞，威脅工程結構及施工安全。因此，發生開挖面涌水災害時，為了降低管片壓裂風險，必須采取相應的補救措施將開挖面涌水量控制在一個很低的水平，將災害風險降至最低。

圖27 涌水量對應的管片最大變形

圖28 涌水量對應的管片最大拉應力

圖29 涌水量對應的管片最大壓應力Fig. 29 Maximal segment compression stress vs. water inrush volume

圖30 涌水量對應的螺栓最大拉力Fig. 30 Maximal anchor bolt tension stress vs. water inrush volume

圖31 涌水量對應的螺栓最大剪力

圖32 涌水量對應的螺栓最大彎矩Fig. 32 Maximal anchor bolt bending moment vs. water inrush volume

5 結論與討論

以武漢地鐵7號線小東門至武昌火車站區間為研究背景，結合精細化數值模型方法，研究開挖面涌水對地表沉降及管片、螺栓內力變形的影響，得到以下主要結論。

1)隧道開挖面涌水量對地表沉降有非常重要的影響。當土壓盾構掘進經過高水壓砂層時，可通過降低掘進速度及土艙土體的滲透系數等減小開挖面涌水量的措施來減小地下水流失，或者適當增大開挖面支護力，進而達到降低地表沉降的目的。

2)由數值結果可知開挖面涌水造成隧道上方的土體下沉量較大，使得拱頂管片擠壓變形，拱頂環縫張開量較大，進而使連接螺栓及管片接頭處產生應力集中。因此，在施工過程中當隧道開挖面出現嚴重的涌水涌砂險情時，拱頂管片的環向接頭是最薄弱的部位，應重點防范。

3)隧道開挖面涌水量較大時，會使盾構后方土體塌陷且作用于管片上，管片及螺栓的內力與變形均呈現非線性增長的趨勢，增大了管片錯臺與擠壓開裂的風險，增加了管片接頭的涌水涌砂風險災害。因此，為防止隧道內部結構破壞，當土壓盾構在高水壓粉細砂層中掘進時應采取相應的施工措施來降低開挖面的涌水量，以防災害進一步惡化。

同時，本研究也存在一些不足及需要深化的地方：

1)通過厘清開挖面涌水量對土壓平衡盾構隧道破壞的災變機制，制定出土壓平衡盾構的開挖面涌水量控制標準，以便指導工程實踐。

2)為了更加準確地模擬管片及螺栓破壞的災害演變過程，可通過建立精細化數值模型來厘清盾構隧道施工過程中由于高水壓引起的災害機制，如考慮管片的混凝土損傷本構模型及螺栓塑性模型，將管片接頭破壞引起的滲漏水(滲透系數)與管片損傷程度(損傷因子)結合起來，實現真正意義上的流固耦合。

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AnalysisofInfluenceofWaterInrushatShieldTunnelingFaceonGroundSurfaceSettlementandInternalStressofSegment

YE Zhi, LIU Huabei, LIU Wen*

(SchoolofCivilEngineeringandMechanics,HuazhongUniversityofScienceandTechnology,Wuhan430074,Hubei,China)

The water inrush and mud gushing induced large ground surface settlement and segment deformation would occur during earth pressure balance (EPB) shield tunneling in sandy stratum with high water pressure. A refined numerical model for EPB shield tunneling in Xiaodongmen Station-Wuchang Railway Station section on Wuhan Metro Line No. 7, considering fluid-solid coupling of water and soil, is established so as to study the influences of water inrush at shield tunneling face on ground surface settlement and internal stresses of segment and anchor bolt. The study results show that: 1) The water inrush volume at tunneling face and ground surface settlement show linear relationship; and that and internal stress of segment anchor bolt show nonlinear relationship. 2) Large water inrush volume would lead to squeezing deformation of tunnel crown top, and would further induce damage of segment and yielding of anchor bolt. As a result, attentions should be paid on reducing water inrush volume.

shield tunnel; earth pressure balance (EPB) shield; fluid-solid coupling; numerical simulation; mud gushing and water inrush at tunneling face; ground surface settlement; internal stress of segment; internal stress of anchor bolt

2017-06-20;

2017-08-24

葉治(1990—)，男，湖北崇陽人，華中科技大學巖土工程專業在讀博士，研究方向為隧道及地下工程。E-mail： yz1990@hust.edu.cn。*通信作者： 劉文， E-mail: 379047775@qq.com。

10.3973/j.issn.1672-741X.2017.10.011

U 45

A

1672-741X(2017)10-1276-11