隧道变性规律整理文档

1、隧道沉降受多方面因素影响。初步的分析研究表明，已建软土地铁区间隧道的沉降影响因素主要包括以下几个方面:1. 下卧软土层在长期振动荷载作用下软化导致沉降;2. 隧道邻近建筑施工活动的影响;3. 隧道上方增加地面荷载;4. 隧道所处地层的水位变化;5. 隧道与工作井、车站连接处差异沉降;6. 区间隧道下卧土层水土流失造成破坏性纵向变形。 隧道纵向沉降的影响因素 隧道的纵向沉降，尤其是差异沉降是隧道的外部地质环境、施工工艺、运营条件以及其它各种因素长期影响的结果。 一般在隧道竣工时，往往会产生不同程度永久性的不均匀沉降。在软弱复杂地层中的隧道，经过长期运营，不均匀沉降会持续增加。隧道长期营运中的纵向

2、变形有以下儿个影响因素 1隧道下卧土层的不均匀性由于隧道下卧土层的固结特性不同，在下卧土层长期固结过程中，不同性质土层的固结速率差异量很大，达到沉降稳定的所需时问也各不相同，导致隧道因为沿纵向土性分布不均匀而产生差异沉降。 2破坏性纵向变形破坏性纵向变形是指隧道的衬砌接头由于拼装或隧道后期纵向变形而出现的缝隙，泥水通过这些缝隙渗漏进入隧道内部，使得有裂缝的隧道段下卧层土体有效应力增大，产生固结沉降，从而导致此处隧道段沉降。如果裂缝过大，会使隧道周围的水土不断流失，从而加剧隧道的不均匀沉降，加剧隧道弯曲变形，裂缝逐渐变长、变宽。由此可见，渗漏与不均匀沉降相互影响、相互作用，形成恶性循环。 3隧道

3、上方地表加卸荷载 在软弱土层中的隧道，当隧道上方地面荷载增加，会的增加隧道沉降和不均匀变化。特别是在较大面积地面堆载作用下，当隧道下部压缩土层很厚，隧道增加的沉降和不均匀变化会更大。 4隧道与工作井、车站连接处差异沉降 由于盾构隧道、工作井、车站施工方法存在很大差异，它们对周围土体的扰动程度、沉降特点也截然不同，因此很容易在隧道与工作井、车站的连接处产生差异沉降，发生接头开裂、漏水、漏泥等情况。5隧道邻近建筑施工活动的影响 隧道邻近范围内的各种建筑施工活动扰动隧道周围土体，对土层施加新的附加荷载，造成隧道周围土层产生沉降、隆起或平移等运动，导致隧道发生纵向不均匀变形。沉降预测模型及表达式 (1

4、)首先开展动力数值模拟计算，通过隧道列车单次加载振动响应求得隧道底部基岩关键位置处沿竖向的动应力分布； (2)由上一步骤的计算结果求得基底岩层的竖向的动偏应力、静偏应力，根据静极限强度求得动应力比和静偏应力比； (3)根据隧道列车振动响应的影响深度，确定竖向变形计算厚度，进行竖向各层划分； (4)依据累积塑性变形计算模型，计算得到发生在各分层厚度范围内的竖向累积塑性变形；(5) 采用分层叠加求各法求得整个隧道基底变形层内总的累积塑性变形。不同行进速度下隧道底部长期沉降 (1)对于基底溶蚀风化砾岩情况，地铁运营周期为l 00年后，当列车速度分别为60km/h，80km/h, 100km/h，20

5、km/h时，隧道底地基沉降预测值依次为78.240mm, 98.333mm, 104.578mm和198 .3 5 3 mm。当随底为全风化砾岩时，在列车长期运行作用下引起的隧道底部地基的累积变形很大，将对地铁行车运营造成不利影响。 (2)对于基底为强风化砾岩情况，地铁运营周期为100年后，当列车速度分别为60km/h，80km/h, 100km/h，20km/h时，隧道基底地基沉降预测值依次为3.000mm, 3.755mm, 3.970mm和7.704mm 。基底沉降控制在允许的沉降范围内。 (3)隧底沉降长期变形随着列乍运行次数的增加逐渐增大，以强风化砾岩为例，运营初期即前3a，沉降值分

6、别2.280 mm, 2.818mm, 2.980mm, 5.704mm。说明运营初期是基底沉降的迅速发展阶段，运营初期发生的变形约占总运营期的75%以上;随着运营时间增加，基底围岩沉降变形趋于稳定状态。 (4)隧底基岩强度特性对基底沉降变形的影响较大，基底为溶蚀风化砾岩和强风化砾岩时，长期变形分别为198.353和7.704mm。沉降变形量增加了24.75倍。由此可见基底围岩强度不足时，沉降变形会急剧增大。 (5)对于隧底为强风化砾岩情况，隧道地基的长期沉降变形约为7mm，满足地铁列车长期运营要求，不会对列车运营安全构成隐患。但隧底为溶蚀风化砾岩时，隧道地基的工后长期沉降约为198mm，必须

7、经过加固处理提高基底强度后才能满足地铁列车长期运营要求。不同管片厚度隧道底部长期沉降 (1)对于基底为溶蚀风化岩的情况，管片厚度从30cm增厚到45cm隧道基底地基的长期累积沉降值分别为98.33mm, 78.22mm, 61.67和98.75mm。由此可见，单纯加大管片的厚度，不能有效地减小沉降变形。 (2)对于基底为强风化砾岩的情况，管片厚度从30cm增厚到45cm隧道基底地基的长期累积沉降值分别为3.76mm, 2.97mm, 2.37和3.82mm。总体不大，管片的厚度对影响基底沉降不明显。 (3)从最优控制基底沉降的角度分析，管片的厚度不宜大于40cm 。基底溶蚀风化岩不同加固厚度时

8、隧底沉降 (1)对于基底溶蚀风化砾的处理，以列车运行速度为80 km/h为例，隧底处理厚度分别是0.5m, 1.0m, 2.0m时，隧底地基的长期沉降变形分别为41.51mm. 28.81mm, 12.95mm。与不处理时沉降值为98. 33mm相比，沉降值减少56.82 mm, 69.52 mm, 85.40 mm:与不处理时相比，分别减少58%, 71%, 87%，可见，提高基底加固厚度后，基底长期沉降变形明显得到控制。 (2)基底处理厚度为2m时，基底长期沉降值为12.9 5mm,基木能满足地铁列车一长期运营要求；当基底处理厚度为1.0m时，基底长期沉降值为28.81mm,说明基底处理深

9、度不足，不能满足沉降控制要求。 (3)从本节的变形预测结果判断，建议设计一时一随底加固处理厚度不宜小于2. Om。运用建立的沉积沉降变形模型分别研究了隧道底部溶蚀风化岩在不同列车速度、不同厚度盾构管片及基底不同溶蚀风化层加固处理厚度下等因素对隧道底部基岩振动响应特性的影响程度。分析了不同列车运行速度、不同厚度盾构管片下及基底溶蚀风化层的不同加固处理深度后的盾构隧道地基长期沉降变形问题。主要结沦有:(1)随道地基累积变形随着列车运营年限的增加逐渐增大，但在运营初期变形发展增长速率较快，随着振动次数的增加明显减慢，并有趋于稳足的趋势。(2)隧道地基累积变形随着列车运行速度的增加而增大。单纯加大管片

10、的厚度，不能有效地减小沉降变形;从最优控制基底长期沉降变形的角度，管片厚度宜为40cm。(3)对于基底为溶蚀风化岩的情况，隧道基底的长期沉降变形超出了允许的范围，对行车安全造成影响:通过加固处理提高基底围岩强度后，基底长期沉降变形明显得到控制。建议设计时隧底加固处理溶蚀风化岩的加固处理厚度不宜小于2.0m。对比施工中采取的加固措施，初步认定加固范围满足变形稳定要求。NATM公路隧道围岩时间效应统计分析与变形稳定性评价指标山区大路度偏压隧道软弱围岩移动变形力学效应分析软土地区基坑对下卧隧道变形的影响与控制研究软土中盾构隧道的长期非线性固结变形研究考虑时空效应的隧道工程黏弹性位移反分析NATM公路

11、隧道围岩时间效应的统计分析土变形的时间效应及在工程分析中的应用邵家台软岩隧道变形的时间效应研究上官隧道围岩变形监测与时空效应分析考虑围岩蠕变效应的隧道开挖变形分析研究背景伴随着我国经济的快速发展和城市化进程的不断加速，大量的人口、物流日益向区域中心城市集中，这在加速城市发展的同时，也造成了中心城市建成区规模的不断扩大以及地面交通拥堵的持续恶化。结合发达国家城市建设的经验和下空间开发技术的发展，将地下轨道交通一即地铁，作为城市公共交通的发展方向，已经成为我国诸多大型特大型城市发展轨道交通时的共同选择。截至2013年，我国城市轨道交通已建成、已开工以及规划已获国家发改委审批的城市有37个，其中开工

12、建设地铁的城市有28个，正在施工的地铁线路超过70条，到2020年规划总里程接近6100公里。而粗略统计，在长江三角洲、长江中下游冲击平原、珠江三角洲、海相沉积等软土地带进行地铁建设的城市有将近10个，开工线路的占比则更高。 自170年前泰晤士河底隧道工程建设中，Brunnel首次将盾构施工方法投入实际工程应用以来，地铁隧道的盾构施工方法得到了长足发展。相对其他地铁施工方法，如明挖法、钻爆法(矿山法)等，盾构方法因其作为仅有的可以有效控制开挖掘进对周围环境影响的施工方法，且开挖掘进速度快、隧道埋设深度很深且不受地面建筑物和交通的限制等诸多优势，成为在软土地区修建地铁隧道的首选方法。长期以来，对

13、软土盾构隧道的研究主要集中于开挖造成的短期地表及隧道沉降、施工扰动，及盾构开挖对隧道支护内力的影响。然而对已建成地铁盾构隧道的现场监测表明:软土地铁盾构隧道的长期沉降量很大，达到沉降稳定所需的时间亦十分漫长，且沉降在隧道纵向呈现出很大的不均匀性。地铁隧道长期沉降的影响因素十分复杂，其中盾构施工造成的地层损失和超孔隙水压力、隧道周边土体的性质、隧道衬砌和周边土体的相对渗透性、地铁运营期的列车荷载等对地铁长期沉降造成的影响尤为显著。按照地铁长期沉降的发展机理和规律，可以将其分为:隧道周边土体中超孔压消散造成的固结沉降、土体长期蠕变造成的次固结沉降，以及运营期地铁列车运行造成的列车荷载及其动力效应所

14、造成的累积沉降等。由于盾构隧道施工方法本身的特点，隧道的衬砌管片环缝、螺孔、压桨孔和管片碎裂处不可避免地会造成局部渗漏水的现象。这些管片环缝、通缝或者孔洞，为隧道周边的地下水提供了局部渗流通道，影响了周边土体的长期固结。同时长期不均匀沉降将导致隧道的弯曲变形，衬砌管片接缝的张开等，进一步恶化局部渗漏，甚至导致漏泥。盾构隧道的渗漏特性影响了施工造成的超孔压消散以及列车荷载造成的循环累积孔压消散，隧道局部渗流也会对稳定渗流状态下土体中的孔压分布造成影响，从而影响隧道周边土体固结过程中的总孔压消散量。此外隧道的渗漏特性也会对孔压消散的速度产生影响，也会对列车荷载造成的循环累积孔压消散有较大影响。 自

15、1925年Terzaghi提出土体固结理论这一近代土力学标志性理论以来，土体固结理论得到了极大发展。由于Terzaghi理论假定土体的渗透性和压缩性在土体固结过程中保持不变，与软土中实际工程情况有较大差别。土体固结过程中的非线性，指在土体固结过程中随着有效应力的增大，土体的渗透性和压缩性随之非线性地减小。在Davis等(1965)首先提出土体一位非线性固结理论以来，土体非线性固结的研究获得了迅速发展(Barden & Berry, 1965; Poskitt, 1969; Mesri等，1974; Duncan, 1993;谢康和，1999, 2002, 2003; Zhuang, 2

16、005等)。在考虑土体非线性的情况下，更能贴近实际地反映土体的固结特性。在现有研究当中未见考虑地铁周边土体固结过程中的非线性，将非线性固结理论引入盾构隧道周边土体长期固结性状的研究，能更好的预测土体变形特性。地铁隧道长期沉降将导致地铁运营维护费用的增加，影响列车轨道的平整，行车安全性和乘坐舒适性(张冬梅，2005;郑永来，2005;刘峰;2013)。由于地铁在大型特大型城市大众交通当中的重要地位，确保地铁运营安全的重要性不言而喻。同时过大的地表沉降及土体变形将对隧道轴线周边的建筑物、地下管线造成不良影响。目前对于隧道开挖造成的短期沉降的影响已有众多学者采用解析方法、数值模拟和经验公式进行研究，

17、但是对于构成地铁长期沉降主要部分的土体固结的研究，则并未考虑固结过程中土体压缩性和渗透性的非线性变化。有鉴于此，在我国地铁大量建设与投入运行的今天，有必要对影响盾构地铁隧道周边土体长期固结的各种因素:衬砌的局部渗漏特性、土体固结过程中渗透性与压缩性的非线性性质、列车荷载、蠕变等展开研究，了解其影响规律。软土盾构隧道长期固结与沉降的研究现状 盾构隧道衬砌渗透特性 在软土盾构隧道衬砌内外存在较大的水头差，由于混凝土衬砌管片的连接问题，容易发生长期漏水。对隧道周边土体的孔压监测结果表明，在低渗透性土体中将盾构隧道视为一个透水边界是合理的(Ward &Thomas, 1965; Palmer&

18、amp;BelslZaw, 1980) 。Ward &Pender等(1981)通过对Delory等(1979)和Eden&Bozozuk(1969)等人的研究进行总结后认为，即便对隧道衬砌进行了注浆处理，仍然可以将盾构隧道视作一个排水通道。 隧道作为一个透水边界，其排水能力取决于衬砌的渗透特性。Carter等(1982,1983)将隧道衬砌简化为完全透水及完全不透水两种情况，采用比奥固结理论，求解了隧道周边土体为弹性和粘弹性情况下土体应力场和位移场的解析解。Carter等(1984)进一步研究了衬砌刚度对隧道周边土体应力场和位移场的影响。 O'Reilly等(1991

19、)对Grimsby隧道为期11年的长期沉降进行了数值分析，其中首次引入衬砌局部渗漏的概念，研究了衬砌渗透性对长期地表沉降的影响。此时的地面沉降槽将大于开挖造成的沉降槽(Mair R J & Tayor, 1997)。 詹美礼等(1993)假定隧道周边土体服从三元件Merchant粘弹性流变模型，将隧道简化为完全透水和完全不透水两种情况，采用保角变换方法求解了半无限平面中土体的固结问题，得出了超孔压和固结沉降的解析解，并与上海市打浦路隧道实测沉降数据进行对比。 Li(1999)基于Carter等(1984)的研究，首先引入了一个考虑隧道衬砌的几何尺寸效应、衬砌和土体相对渗透性有关的半渗透

20、边界条件，并给出了其解析形式。在此广义的半渗透边界条件下，完全透水和完全不透水的衬砌排水条件仅为半渗透边界条件的两种极端情况。从而研究了半渗透边界条件对隧道周边土体中应力场、位移场、孔隙水压力场分布的影响。分析结果表明土体中应力场和位移场对渗流条件高度敏感。在Li(2002)的后续研究中，进一步采用薄壳理论提出了衬砌刚度对隧道长期变形影响的解析解。 Shin(2002)采用数值分析方法研究了衬砌渗透性对地层长期变形的影响，采用London和韩国地铁进行的有限元分析表明，衬砌渗透性的变化将对长期沉降的大小和形式产生影响。Shin (2009)在其后续研究中，采用数值分析方法发现，当隧道衬砌完全透

21、水，同时地下水位下降时，衬砌顶部的内力有显著变化。 EITani(2003)基于Verruijt(1997)共形映射的办法，克服渗流方程中Fourier级数系数求解繁琐的问题，给出了隧道为自由排水面条件下单一介质中无压隧道的渗流解析解。 刘干斌(2003 , 2004)在上述研究的基础上，采用Biot固结理论，综合考虑了土体流变、衬砌渗漏和刚度的影响，研究了粘弹性饱和土体中深埋隧道的固结问题，得到了相应的固结解析解。并采用薄壳理论得出了粘弹性饱和土体中半封闭圆形隧道衬砌一土体相互作用解析解。 郑永来等(2005)以上海地铁1号线II地质区为例，采用有限元方法分析了隧道衬砌不均匀渗漏条件对于长期

22、地表沉降以及隧道内力和变形的影响。张冬梅等(2006)采用软粘土的时效性本构模型，对软土隧道的长期沉降进行了数值模拟，分析了衬砌局部渗流条件对地表沉降和沉降槽的影响，结果表明衬砌渗漏在加剧地表沉降的同时，对沉降槽性状没有显著影响。 Wongsaroj (2005)在Gourvenec (2005)研究的基础上，利用梁单元模拟隧道衬砌，提出了一个土与衬砌相对渗透性系数RP，研究衬砌透水性对长期地表沉降的影响。通过数值计算发现，当衬砌渗透系数不同时，隧道顶部轴力的变化量相差很大。之后，Wongsaroj等(2007)通过对St James's Park地下进行的隧道开挖工程的研究，认为盾构

23、隧道的衬砌可以视为一个透水边界，隧道为周边土体的孔压消散提供了一个新的渗流边界。 庄丽等(2006)采用有限元方法模拟了隧道渗流量对地表沉降的影响，分析了渗流量与地表沉降量的规律，认为隧道渗漏水是导致地表沉降的主要原因。 Kolymbas(2007)假设土体中水头为恒定，求解了隧道与土体边界面为自由排水面情况下均质土体中的隧道渗流解析解。 Mair(2008)指出隧道衬砌透水将导致隧道周边土体孔压减小、有效应力增大，进而引起地面沉降，同时伴随着土体的固结沉降，隧道椭圆化程度会越来越严重，而椭圆化变形会使隧道内力逐渐发生改变，因此不同的衬砌渗漏条件下，隧道内力变化不同。 Arjnoi等(2009

24、)采用有限元方法，研究了在假定隧道衬砌完全渗漏和完全不渗漏，这两种极端情况下，隧道衬砌内力变化。另一方面，许烨霜(2010)的研究表面地下构筑物的存在会对地下水的流动产生巨大的阻碍作用，从而影响地下水之间的相互补给，当隧道发生渗流时有可能造成局部地下水位的下降。 吴怀娜等(2009)将衬砌集中渗漏通道均匀化为隧道均匀渗漏或局部均匀渗漏，采用有限元方法分析了衬砌渗水量对隧道长期沉降的影响，分析结果表明，沉降量随着管片局部渗漏量线性增大。在其后续研究中(Wu、等，2011)假定隧道衬砌为均质透水体，采用有限元方法研究了盾构隧道轴线上某段衬砌存在渗漏对隧道纵向长期不均匀沉降的影响。 童磊等(2010

25、,2011)假定土体和衬砌均为饱和均匀连续介质，采用土体与衬砌分算，利用复变函数解决孔口问题基本方法，将土体中的渗流方程转换为Laplace方程圆环域的Dirchlet问题，通过边界与流量连续条件，求得半无限空问中带衬砌隧洞渗流量和衬砌周边水头解析解答，为开展隧洞固结问题的理论研究奠定了理论基础。 黄宏伟等(2012)以上海地铁盾构隧道为例，建立盾构隧道渗流模型，设置不同渗流程度及水位边界条件，分析长期渗流条件下隧道周围土体的孔压分布规律、地表沉降规律和管片内力变化规律。结果表明:渗流越严重，孔压降低越明显，地表沉降越大;渗流使管片内力发生明显改变，管片内力的改变量与渗流的严重程度和地下水位变

26、化情况密切相关。 刘印等(2013)通过管片接头弱化和接头渗流路径的设置，建立了一种既符合盾构隧道刚度要求又能实现局部接头渗水的二维简化有限元模型，通过将该方法与实际工程相结合，在相同渗流量的前提下，对比分析了局部不同接头渗水对孔压分布、地表和隧道沉降以及隧道变形的影响。结果表明:不同位置的接头渗水导致的隧道及地表沉降相差较大。采用接头局部渗水方法与采用衬砌等效渗水方法得到的孔压分布、隧道和地表沉降以及隧道变形规律存在显著不同。 综合以上研究，可以将衬砌渗透性的建模方法分为两类: 1、采用解析方法，提出一个模拟衬砌一土体相对渗透性的等效参数; 2、采用数值方法，建立一个衬砌管片局部渗漏的有限元

27、模型。隧道周边土体中超孔压分布及稳定渗流状态 在地铁隧道盾构法施工过程中，开挖面推进、掘进速度、盾尾注浆等施工扰动将在隧道周边土体当中引起较大的超孔隙水压力，其在隧道建成后的消散过程对土体造成很大扰动，这部分沉降可占长期沉降的40%(刘建航等，1991;蒋洪胜等，2003;林志，2007)。而另一方面，由于盾构隧道衬砌的局部透水特性，隧道衬砌与土体交界面成为孔压消散的新边界。当周边土体中孔隙水达到稳定渗流状态时，不仅施工造成的超孔压已经消散，土体中静水压力也由稳定渗流状态控制。因而在探讨局部渗漏盾构隧道周边土体的固结问题时，必须对固结过程中的有效应力增量，即盾构施工造成的超孔压以及衬砌渗漏导致

28、的静水压力损失，做出合理分析。 自Skempton等(1954)提出复杂应力下超孔隙压力的表达式以来，许多学者(Henkel等，1960;徐方京等，1991等)进行相关研究，并对此公式进行了修正以考虑不同因素对超孔压分布影响。 徐方京等(1991)根据Mohr- Coulomb弹塑性理论，推导了盾构通过时引起的附加应力，得到内摩擦角为零时，盾构施工过程中超孔隙水压力的解析解。 詹美礼等(1993)通过假定隧道外壁由盾构推进因其的超孔压为一已知量，且在隧道外边界上均匀分布，土体中超孔压分布于整个均质各向同性半无限空间，超静孔压在地表及无穷远处为零，给出了土中初始超孔压的表达式。 Eberhard

29、t(2001)通过有限元建模，认为盾构隧道施工过程中土体内孔隙水压力的变化将受土体应力状态变化和渗流的这两方面因素的影响。 张冬梅等(2003)采用修正剑桥模型的屈服准则，以应力路径法确定土体临界状态，求出土体的初始超孔压。以隧道边界与轴线水平面交界处的土体超孔压作为盾构施工引起的周边土体中的平均超孔隙水压力。 魏纲等(2008)则认为隧道施工过程中由于支护通常在开挖过后释放了部分土体应力后才进行，由土体围压作用而在周边土体中产生出事超孔隙水压力，其大小与开挖面支护条件密切相关。在引入了一个考虑施工工艺、土质条件、隧道埋深以及现场施工控制等因素的应力释放率的概念后，魏纲等认为在软土地区，可以假

30、定初始超孔压等于隧道顶部上覆土层的自重乘以应力释放率。 林志(2007)通过对现场实测数据的进行分析，建立有限元模型，分别对单隧道和近间距地铁区间平行隧道进行模拟，研究了盾构隧道施工过程中超孔隙水压力产生和消散的规律。 肖立等(2010,2011)基于Mohr-Coulomb屈服准则，在考虑土体的内摩擦角的情况下，推导了盾构施工引起的超孔隙水压力公式，并与土体的内摩擦角为零时的情况作了比较，分析表明内摩擦角使得塑性区范围和超孔隙水压力值变大。影响塑性区的范围和塑性区内超孔隙水压力的主要因素是盾构土舱压力，但弹塑性区交界处的超孔隙水压力值与土舱压力无关。 魏新江等(2012)假定盾构施工扰动范围

31、呈圆弧状，将此边界定为初始超孔压分布的边界，采用应力释放法推导隧道周边与衬砌交界处的初始超孔压，运用应力传递法，求得了分布范围内盾构施工引起的土体初始超孔压的解析解。分析表明，在临近隧道衬砌处的土体中初始超孔压分布呈近似圆形(顶部小、底部大);而当计算点到衬砌的径向距离增加，土中初始超孔压呈凹曲线形状。隧道底初始超孔压变化最快，而隧道上方土体中，隧道轴线处初始超孔压最大。 魏新江等(2013)在其后续研究中针对魏纲和魏新江等(2012)提出的超孔压解析解:土体应力释放率的取值主要依靠经验，无法采用理论公式计算，且隧道轴线上方土体的初始超孔隙水压力分布模式与实测不符等缺点，基于Henkel超孔隙

32、水压力理论，提出了应力释放率的理论计算方法，并推导了土体初始超孔压解析解。 刘铭等(2012)采用柱孔扩张理论将周边土体划分为弹性区和塑性区，利用Henkel公式分别求解了挤压效应导致的弹性区和塑性区的超孔隙水压力解析解。 宋锦虎等(2013)在Eberhardt(2001)等研究的基础上，建立包括盾构、管片、注浆层、注浆压力、掘进速度、开挖面推力及水头、隧道埋深以及土体渗透系数等因素的三维流固祸合数值计算模型，分析盾构施工对周围土体孔隙水压力变化的影响，并通过参数分析获得各种情况下下的超孔压拟合计算公式。 自Chisyaki(1984)首先采用有限元方法建立岩石隧道稳定渗流模型以来，Tai等

33、(1983), Meiri(1985), Anagnostou(1995)等学者相继采用有限元方法研究了隧道衬砌透水情况下的稳定渗流问题。 Lei (1999)在Polubarinova-Kochina等(1962), Goodman等(1965), Freeze等(1979), Domenico等(1990)等学者提出的隧道渗流量计算公式的基础上，采用镜面法对在半无限完全饱和各向同性介质中无衬砌水平隧道的稳定渗流问题进行了研究，求得了常水头条件下渗流量和渗流场的解析解。 之后Mohamed(2003)采用Mobius变换和傅里叶级数推导了半无限完全饱和各向同性介质中无衬砌水平隧道的稳定渗流问

34、题，给出了相应渗流场、渗流量、孔隙水压力的解析解。 由于上述解析方法所采用的求解方法、边界条件假定、算例情况不同，无法对其进行直接对比，Park等(2008)假设隧道处于常水头和常压力两种边界条件，采用复变函数共形映射，求得了无衬砌隧道的渗流解析理论框架，分析了上述方法适用性。在Park等(2009)后续研究中采用数值模拟，进一步分析了不同边界条件下隧道渗漏对衬砌内力的影响。Shin等(2010)在此基础上，假设隧道外壁上作用常压力，考虑衬砌与周边土体的相对渗透性，得出了隧道外壁压力和渗流量的解析解。 针对上述研究存在的缺陷:(1)不考虑衬砌与土体相对渗透性，无法直接应用于衬砌和周边土体渗透性

35、存在巨大差异的软土盾构隧道;(2)假设边界条件为常水头或常压力，与实际边界条件相比存在一定误差。马龙样等(2013)假设局部渗漏隧道达到稳定渗流状态时，隧道外壁的总水位为一个未知量，利用经土体流入衬砌的渗流量和经衬砌流入隧道的渗流量相等这一渗流连续条件，采用半无限空间保角变换，求解上述未知总水头，进而推导得稳定渗流状态时隧道周边土体中渗流量和渗流场的解析解。 而Laver(2011)假定孔隙水在土体内以及衬砌与土体边界面的渗流服从Darcy定律，给出了隧道单位长度内土体中的渗流量和土体一衬砌的渗流量公式，利用土体一衬砌和衬砌一隧道内渗流量相等这一连续条件可以得到相应的渗流解析解。 李翔宇等(2

36、014)引入衬砌半渗透边界条件，将Terzaghi-Rendulic固结理论和Burgers粘弹性模型相结合建立了一个土体固结一流变藕合模型，通过保角变换求解乱弹性介质中衬砌渗漏条件下的土体中超孔压消散解析解。 上述研究大部分均假设隧道为无衬砌或衬砌为等效均质渗透体，而盾构隧道的实际渗漏情况与此存在相当大的差异。实际工程情况下，由于衬砌渗漏水主要发生在管片接头、手孔、螺栓孔等局部区域(张冬梅，2005)，盾构隧道的渗水有其特定的路径(Mair, 2008)，但在采用理论方法推导局部渗漏隧道的渗流解析解时，衬砌的局部渗漏通道难以模拟(Shin, 2002)。盾构隧道断面上，渗漏通道的不同分布对于

37、稳定渗流状态时的渗流场和衬砌内力部分有直接影响。刘印等(2013)通过管片接头弱化建立能够模拟隧道衬砌局部不同渗漏路径的有限元模型，假定土体中孔隙水渗流服从达西定律，建立渗流控制方程，通过数值模拟分析了不同接头渗漏情况下的渗流场分布。盾构隧道周边软土的长期静力固结与沉降 在排水条件下，由荷载作用而在土体中产生的超孔隙水压力，随着时间的发展，土体中水被排出，超孔隙水压力逐渐消散，土体中有效应力增大直至超孔压完全消散的过程被称为固结。自Terzaghi(1924)提出一维固结理论以来，经过众多学者的研究和改进(Rendulic, 1935; Biot, 1941; Biot, 191956; Ba

38、rron, 1944;高木俊介，1955; Christe, 1964;陈宗基，1958;曾国熙，1975;谢康和，1994;谢康和，1995;胡亚元，1998等)，土体固结理论得到了极大的发展和完善，广泛应用于地基基础设计和计算分析。Terzaghi(1942)进行了对芝加哥软土地铁隧道施工期和工后的现场监测，在此基础上，Terzaghi认为周边土体中超孔压消散导致的土体固结，从而产生了隧道工后的地表沉降。由于盾构施工造成的超孔压和衬砌局部渗漏造成的静水压力损失，在地铁隧道投入运营后，孔隙水压力逐渐消散，随着隧道周边土体的固结，引起地表沉降、隧道下沉和纵向不均匀沉降，对周边环境和地铁的安全运

39、营造成不良影响。 Carding等(1975)在研究隧道工后地表沉降问题后，认为隧道周边土体固结主要有以下几部分: (1)隧道外壁附近扰动土体的固结; (2)未扰动区土体超孔压消散引起的主固结; (3)自重压力下，由于隧道透水特性导致周边土体孔压消散引起的主固结; (4)地下水位下降而引起的固结沉降。 Carter等(1982)采用Biot固结理论，假定土体为均质线弹性体，求解了深埋隧道周边土体在隧道边界为完全排水和完全不排水情况下的时效固结解析解。在Carter等(1983)的后续研究中，得到了土体为粘弹性情况下相应的固结解析解。 詹美礼等(1993)假定隧道周边土体服从三元件Merchan

40、t粘弹性流变模型，采用保角变换方法求解半无限平面中土体的固结问题，求解了衬砌完全透水和完全不透水两种情况下的超孔压和固结沉降的解析解，并与上海市打浦路隧道实测沉降数据进行对比。 张冬梅等(2003)采用弹簧和开尔文元件串联组成的三单元粘弹性模型祸合Terzaghi固结理论，模拟土体瞬时弹性变形和土体的长期固结，假定盾构施工后产生的主要工后沉降由隧道周边扰动区土体的压缩变形引起，扰动区只考虑隧道上方lm范围内的土体，外荷载仅为上覆土层自重。从而推导得到了相应的长期沉降固结解析解。 刘干斌等(2004)基于比奥固结理论，假设衬砌和土体均为均指多空介质，衬砌边界半透水情况下，采用流固耦合模型，研究了

41、土体粘滞系数和隧道衬砌渗透性变化对深埋隧道周边土体的应力场、位移场和孔隙水压力消散的影响。 魏纲(2008)采用应力释放率考虑盾构施工参数堆土体的扰动作用产生的土体超孔压，运用Terzaghi一维固结理论计算隧道中心线上方的长期固结地表沉降，结合广义Peck公式计算了地表沉降槽。 缪林昌等(2008)等认为地铁工后地面变形主要是由土层固结和蠕变产生的地层损失导致的，通过将地铁隧道周边土体的固结简化为一维径向固结问题，求解了新的状态下的土体内部孔隙水压消散的公式，进而考虑土体的固结引起的沉降变形。 童磊(2010)假设地基土体和衬砌均为饱和各向同性均匀连续介质，采用复变函数法，将半无限空间中地铁

42、隧道周边软土的三维渗流固结问题简化为无限空间中二维圆外域渗流问题。通过土体与衬砌分算，分别得到其渗流方程，利用边界条件和流量连续条件，求得了半无限含水层中带衬砌隧洞渗流问题的解析解。 陈伟军(2011)将隧道工后固结沉降分为盾构施工引起的超孔压消散导致隧道周边土体固结和隧道渗漏引起的土体固结两部分，分别采用:(1)应力释放法和应力传递理论求得超孔压分布继而得到超孔压消散导致的土体固结沉降;(2)运用流体力学理论推导渗漏裂隙导致的抽吸力，从而计算相应的土体固结沉降。 敖日汗等(2011)认为在隧道施工的过程中，土层开挖卸载，将打破原有的受力平衡。在土体围压的作用下，隧道周围土体中由于应力释放，将

43、产生超孔隙水压力。通过计算此过程在饱和黏性土体上的第一和第三总主应力产生的增量，利用Henkel公式计算了土体中初始超孔压分布，采用数值分析方法计算土体固结引起的隧道地表沉降。 刘铭等(2012)认为隧道扰动导致的地表变形由松动效应与挤压效应共同作用的引起，采用柱孔扩张理论对挤压效应造成隧道固结沉降量进行研究，通过计算土体中各点应力增量得到各点的超孔隙水压力，进而得到挤压效应造成的扰动范围，通过分层总和法计算挤压效应造成的隧道最终固结沉降量。 林志斌等(2012)基于连续介质理论和Biot固结理论，采用修正剑桥模型，建立了渗流应力耦合本构方程，采用FLAC3D软件建立数值计算模型，对潜水水位变

44、化和承压水水压变化引起的软土固结沉降及隧道衬砌内力变化进行研究。由于在设置衬砌排水性时仅考虑了衬砌混凝土材料本身的渗透性，未考虑衬砌局部渗漏通道对隧道周边土体长期变形的影响。 杨泽飞等(2013)基于魏纲(2008)提出应力释放法确定盾构施工引起的土体扰动区内超孔隙水压力分布，基于Terzaghi一维固结理论，采用分层总和法计算了地表固结沉降，结合施工阶段地表沉降量，叠加得到总地表沉降计算式。 王志良(2013)采用与詹美礼(1993)、童磊(2010)等类似的求解方法，采用保角变换的方法将含有隧道的半无限平面映射为同心圆环计算域，基于Terzaghi-Rendulic二维固结理论，建立隧道在

45、不透水的情况下周围土体超孔隙水压力分布的控制方程，从而得到地表固结沉降解析解。由于并未考虑衬砌的排水作用，其沉降预测值显著小于工程实测沉降数据。 上述对隧道周边土体静力固结的研究多为采用剑桥模型或应力释放法确定初始超孔压，然后简单应用Terzaghi固结理论或Biot固结理论建立土体本构模型，采用分层总和法求取隧道中心线出沉降，或者耦合土体流变模型建立应力应变场。对衬砌的处理多简化为不透水，也并未考虑固结过程中土体压缩性和渗透性的变化。列车荷载作用下盾构隧道周边软土的长期性状研究 地铁盾构隧道在建成投入运营后，将受到列车长期运行所施加的动力荷载，除了应考虑隧道结构的固有振动周期应远离列车荷载振

46、动周期，以免引起两者的共振效应以外，列车荷载导致的运营期沉降也不容忽视。而对于埋置于深厚软土地区的地铁隧道而言，长期循环荷载会引起隧道周边饱和软土应力、应变和孔隙水压力变化，导致土的刚度降低、强度衰减、变形加剧。为了准确合理地预测盾构隧道周边软体的长期变形，有必要对列车荷载作用下隧道周边软土的长期性状的研究现状进行系统的回顾。 自Seed等(1961)首先对循环荷载作用下的土体强度和变形展开研究以来，众多学者对此做出了努力(Sangrey等，1969 ; Brown等，1975; France等，1977;Koutsoftas等，1978, 1980)。基于Seed等(1961)的软化效应模式

47、，多种用于计算动力荷载引起的地基沉降的定量方法相继被提出(Monismith等，1975; Chai等，2002;凌建明等，2002;黄茂松等，2006)。 为了有效模拟列车荷载的空间移动，Kaynia等(2000)将列车荷载简化为存在一定间距的若干移动荷载，采用Euler-Bernoulli梁模型对成层粘弹性半空间的地基振动进行了模拟，不过该方法忽略了动荷载作用下软土变形的塑性特征。 蒋军等(2001)采用可加反压的循环加载固结试验，分析不同加载波形循环荷载作用下饱和重塑粘土的沉降特性，认为长期循环荷载作用下土的固结变形由可逆应变和不可逆应变组成。 唐益群等(2003)采用CKC循环三轴仪对

48、南京地铁三山街站隧道周围的淤泥质粉质粘土进行了应力控制循环三轴试验，得到了不同振动力、振动频率、侧压力状态下淤泥质粉质粘土的动应变发展情况，进而得出淤泥质粉质粘土在列车振动荷载作用下的临界动应力比，以及动应变随振次、加载频率、围压及固结状态变化的规律。 李进军等(2006)通过确定车辆荷载引起的动偏应力和静力破坏偏应力，采用各向同性弹塑性边界面模型和动力固结理论，对长期交通荷载作用下软土的残余累积应变进行了计算，并用分层总和法计算了地基的总沉降。 刘明等(2006)将地铁荷载作用下引起的长期沉降分为两部分:1)不排水循环荷载作用下土体中的累积变形引起的沉降，以临界状态理论加以确定;2)土体中由

49、于动荷载引起的孔压消散产生的固结沉降，以累积孔压计算模型加以确定。通过二维有限元计算与经验拟合计算公式相结合的方式进行求解，并采用分层总和法对地基土体在列车荷载作用下的长期总沉降加以计算。 唐益群等(2008)基于室内动三轴试验结果，取得饱和软粘土的土体动弹性模量，利用潘昌实和谢正光(1990)在北京地铁区间隧道的实测轨底加速度曲线，采用平面应变问题的动力有限元方法，对地铁振动荷载作用下隧道周围土体的变形进行数值模拟计算，从而求得地铁列车荷载下的地面沉降。 刘明等(2009)认为土体的真实Ko固结应力状态对土体强度和变形有着显著的影响，对刘明(2006)提出的描述等向固结条件下经验拟合公式进行

50、了改进，建立了真实Ko固结条件下软影土的不排水累积应变与累积孔压实用计算公式，并采用分层总和法，土体了一个隧道长期沉降的简化计算公式。 张学钢等(2011)采用符合不平顺条件的激振力来模拟列车竖向动荷载，采用简化的荷载施加形式，采用横观各向同性饱和土的Biot动力固结方程，建立分析动力荷载引起地基变形的有限元模型，研究隧道一地基结构在不同加载次数下的动力特性，得到长期列车动载作用下地基的变形。在此研究中仅将下卧土层底部和两侧设置为渗透边界，并未考虑衬砌的排水能力对孔隙水压力消散的影响。 姚兆明等(2012)在进行不同围压和固结方式下上海饱和软勃土不排水循环三轴试验的基础上，分析了三轴循环累积孔

51、压的影响因素。通过引入修正动偏应力水平建立循环累积孔显式模型，以反映等向不排水循环加载和偏压固结不排水循环加载下累积孔压发展规律。通过假定累积孔压在长期效应上已经完全消散，采用Terzaghi一维固结理论计算地铁隧道周边土体的分层沉降，确定长期地表沉降。 高广运等(2012)采用人工数定激励力法模拟地铁运营期列车的动荷载，通过建立隧道及其周边土体的有限元模型，计算第1次加载后土体的变形和应力。分别结合Monismith等(1975)提出的基于加载次数N变化的土体变形指数模型，Chai等(2002)提出的改进经验模型和李进军等(2005)提出的基于吝向同性弹塑性边界面模型和动力固结理论的交通荷载

52、作用下软土累积应变计算型，对长期列车荷载作用下地铁周边软土长期累积变形进行了计算。 姜洲等(2013)通过饱和软乳土室内循环加载试验的数据分析，研究不同Ko固结条件对轴向循环塑性累积应变的指数计算模型幕指数取值的影响，并对黄茂松等(2009)提出的计算轴向循环塑性累积应变的指数计算模型进行改进，建立了Ko固结条件下软勃土累计塑性应变计算公式。并采用分层总和法预测了上海某地铁区间隧道的长期沉降。 总结上述研究可以发现，国内外学者对于列车荷载作用下地铁隧道周边土体的长期沉降，多数采用两类方法: 1)采用基于经验拟合公式的简化实用计算方法。这类方法将长期沉降分为不排水循环荷载作用下土体中的累积塑性变

53、形引起的沉降以及土体中由于循环荷载引起的孔压消散产生的固结沉降。这些方法分析长期沉降时多未考虑衬砌的排水能力对土中孔隙水压力消散的影响。2)基于弹塑性本构模型的动力固结有限元分析。由于在地铁长期运营过程中，列车荷载加载次数多达几十万次，计算误差存在累积性，在实际工程应用中精度难以保证。软土盾构隧道长期地表沉降的其他方法 在经过对大量盾构施工造成的地表沉降数据的研究之后，Peck(1969)认为地层移动是由盾构施工造成的地层损失引起，施工造成的隧道地表沉降是在不排水条件下发生的。Peck(1969)首先提出估算盾构施工造成的沉降槽的经验公式，地表任意一点的沉降可以表示为: 式中:Smax为地表最

54、大沉降，x为地表某点到隧道中心线的距离，i为隧道中心线到变形曲线反弯点的距离。 其后大量学者(Peck等，1972; Attewell等，1974; Clough等，1977; Hashash等，1996; Loganathan等，2000; Chou等，2002等)对此盾构施工造成的地表沉降及沉降槽曲线问题进行了研究，并对Peck公式做出改进，提出了一系列预测长期地表沉降的经验公式。 Hurrell等(1984)在研究了四个盾构隧道的工后沉降之后，提出了一个长期固结沉降的经验公式。与之相类似，孙钧等(1987)、侯学渊等(1993)通过对上海软土地区地铁隧道盾构施工因素进行研究后，引入一个反

55、应隧道周边土体固结的时效参数，提出了一个考虑土体扰动后再固结地表沉降的修正Peck公式。 YS. Fang(1992,1993)在对台北管道施工的地表沉降进行现场监测后，认为短期地表沉降大部分发生在盾构施工后的4天内，最终地表沉降槽可以用Peck公式进行预测，继而提出了一个预测隧道工后长期地表沉降随时间发展的双曲线公式，如下所示: 式中:S(t)为隧道中心线上方在t时刻的地表最大沉降量，t为盾构完成前一天起算的时间，a, b为双曲线常数。 壕继立(2042)通过对在建的上海地铁2号线盾构施工过程中土体扰动与地层位移的现场测试和己建的地铁1号线、合流污水工程中盾构施工引起的沉降与孔隙水压力测试资

56、料进行分析归纳和拟合，对Peck经验沉降公式进行改进，分析了沉终与时间之间的关系并提出了相应的关系表迭式。 韦凯等(2008)认为运营后的长期沉降由于影响因素较多，采用解析法很难对地铁隧道长期沉降进行较准确的预测，而经验拟合公式需要大量实测数据，基于蚁群算法(ACO)，利用隧道实测的纵向累积沉降量、累积沉降差分别构造信息函数和启发函数，建立地铁盾构隧道长期沉降预测模型。 魏纲等(2009)采用在地基工后沉降预测中常用的8个经验拟合模型，对盾构隧道轴线上方的地面长期沉降进行预测，通过与6个实测地铁隧道地表沉降数据对比，结果表明修正双曲线模型、全过程沉降预测模型和Mmrgan模型的预测精度较高，同

57、时Y S. Fang(1993)的双曲线模型预测精度较高，且优于甘有文等(2004)修正双曲线模型。 杨敏等(2012)基于基于Mair提出的瞬时沉降的计算方法，利用Plaxis有限元数值模拟的结果，得出了地表及地表以下不同深度长期沉降槽宽度系数i和最大沉降值S max的计算公式，由此可得到各深度的长期沉降槽曲线。 综合上述研究可以发现，采用Peck公式等经验拟合方法对盾构隧道的长期地表沉降做出预测，需要大量在同等地质条件和盾构施工参数下已获得的实测沉降数据，且其预测精度在使用中波动较大，不适用于才投入运营不久无法通过大量实测数据获得经验参数的新建地铁隧道。 此外也有部分学者尝试采用其他数学方法，如壕继立(2002)、魏纲等(2006) ,Qiao等(2010)采用人工神经网络法，魏纲等(2008)采用时间序列法，刘加湾等(2010)采用幂多项式模型，王元东等(2010