水平及岸坡地层中大直径盾构隧道邻近穿越对码头栈桥影响

Influence of Large-Diameter Shield Tunnel Adjacent Crossing on Wharf Trestle in Horizontal and Bank Slope Strata

摘要

针对穿江越海工程中大直径盾构隧道可能对邻近水工结构带来较大风险的问题，以武汉地铁11号线越江隧道为背景，研究大直径盾构隧道在水平及岸坡地层中邻近穿越对栈桥的影响。先采用离心模型试验，分析盾构地层损失率从0.5%增至2.0%过程中的栈桥沉降及桩基弯矩分布；然后基于离心模型试验结果标定参数，开展原型隧道-地层-栈桥的数值模拟，进一步研究盾构地层损失、开挖面压力和开挖间距等因素对栈桥的影响。结果表明：地层和栈桥的沉降均随地层损失率增大而显著增长，岸坡段地层变形大于水平段的，但其沉降槽宽度较小，控制地层损失是减小栈桥沉降的有效方法；开挖面的支护压力对其稳定性及前后地层变形影响显著，控制开挖面压力与静止土压力比值在0.8~1.2时，开挖面稳定性良好，盾构从陆域水平段进入岸坡段时，应精细化控制并采用略小的开挖面压力；桥隧间距对栈桥变形及桩基弯矩具有控制性作用，桥隧间距超过10倍洞径时，盾构穿越带来的沉降差异可忽略。

Abstract

Regarding the problem of huge risks might caused by large-diameter shield tunnels to adjacent hydraulic structures in river-crossing and sea-crossing projects, taking the the Yangtze River-Crossing Tunnel of Wuhan Metro Line 11 as the background, the influence of large-diameter shield tunnel adjacent crossing on trestle in horizontal and bank slope strata was studied. Firstly, centrifugal model tests were adopted to analyze the trestle settlement and pile bending moment distribution during the increase of shield stratum loss rate from 0.5% to 2.0%. Numerical simulations of the prototype tunnel-strata-trestle were then carried out based on parameters calibrated from the centrifugal model test results, and the effects of shield stratum loss, excavation face pressure and excavation spacing on the trestle were further investigated. The results show that the settlement of the strata and the trestle both increase significantly with the rise of stratum loss rate. The stratum deformation of the bank slope section is greater than that of the horizontal section, but the width of its settlement trough is smaller. Controlling stratum loss is an effective method to reduce settlement of the trestle. The supporting pressure of the excavation face has a significant impact on its stability and the deformation of the surrounding strata. The excavation face shows good stability when the ratio of the excavation face pressure to the static soil pressure is controlled within 0.8-1.2. When the shield enters the bank slope strata from the horizontal section, it should be finely controlled and slightly smaller excavation face pressure should be used. The spacing between the trestle and tunnel controls the deformation of the trestle and the bending moment of the pile. The settlement difference of trestle caused by shield crossing can be negligible when the spacing between trestle and tunnel exceeds 10 times of the tunnel diameter D₀.

Graphical abstract

关键词

盾构隧道 / 桩基栈桥 / 邻近穿越 / 地层损失 / 开挖面压力 / 离心模型试验

Key words

Shield tunnel / Pile trestle / Adjacent crossing / Stratum loss / Excavation face pressure / Centrifugal model test

在穿越江河湖海时，水下隧道具有不影响水上交通、避免极端天气影响、战时安全性高等优点；大直径盾构以施工速度快、空间利用率高、环境影响小等优点逐渐成为水下盾构隧道首选形式^［1-2］。直径超过10 m的大直径盾构隧道在我国水下盾构隧道中的占比已经超过40%^［3］，并已较多应用于我国多条码头、船坞等水工建构筑物密布的黄金水道上。大直径盾构隧道的规划建设，常面临邻近穿越水工建构筑物的特殊工况，对既有水工建构筑物带来极大的安全风险，成为隧道工程建设中的难点。目前，盾构隧道与码头、船坞等水工结构物近接施工的工程案例及相关研究较少，设计上的相关依据也不足。要明确大直径盾构穿越或邻近水工结构物时的地层及结构响应，可以借鉴已有的盾构近接施工研究成果。

基于数值模拟方法，张志强等^［4］分析了盾构隧道邻接桩基时隧道和桩基的受力及变形特征；王炳军等^［5］分析了盾构隧道施工引起的桩身变形及内力变化；李进军等^［6］分析了单隧道和多隧道工况穿越对航站楼桩基础的影响；王净伟等^［7］在考虑开挖面扰动和土仓压力等因素的基础上，分析了盾构开挖对桩基的影响范围；沈建文等^［8］研究了盾构穿越邻近桥桩的桩体空间变形及地表沉降规律；周鑫等^［9］研究了双线盾构依次下穿桥梁的桩基变形及弯矩叠加效应。基于理论分析方法，曹利强等^［10］建立了考虑隔离桩与土体之间相对滑移的桩-土竖向相互作用的解析模型；冯国辉等^［11］采用两阶段法，获得盾构掘进引起的邻近群桩水平位移解析解。基于现场监测试验与数值模拟相结合方法，Liu等^［12］分析了大直径盾构开挖对桩体的扰动效应；张明聚等^［13］分析了复合地层中盾构多次施工扰动对邻近桩基建筑物的影响；袁鹏等^［14］研究了盾构侧穿临堤桥梁地层加固措施及效果；刘维正等^［15］研究了双线盾构下穿铁路框架桥的变形发展进程。基于常规模型试验方法，He等^［16］评估了砂卵石地层中盾构邻近穿越引起的桩基倾斜变形和应力集中情况；路德春等^［17］分析了盾构近距离侧穿桥梁桩基引起的桩顶沉降和桩基内力扰动效应。基于离心试验方法，Marshall等^［18］研究了砂土中盾构隧道位置及开挖地层损失对上部嵌入桩位移的影响；Ng等^［19］研究了干砂状态下不同埋深双线隧道开挖对单桩承载力损失的影响；Soomro等^［20］研究了不同埋深双线隧道穿越时群桩的侧向力学响应；金大龙等^［21］研究了高水压盾构隧道开挖面稳定性特征和土、水应力变化规律；张宇亭等^［22］分析了双线大直径盾构隧道开挖引起的浅基础办公楼和桩基础厂房沉降。

以武汉地铁11号线越江隧道为背景，采用土工离心模型试验和有限差分数值方法，对大直径盾构隧道邻近穿越对既有码头桩基栈桥的影响开展研究，分析盾构掘进地层损失、开挖面压力、隧道与栈桥间距等关键参量作用下地层及桩基栈桥响应规律，并对比分析不同参量作用下水平和岸坡地层、水平和倾斜栈桥的变形分布特征。研究成果可以为武汉地铁越江隧道的选线和设计提供参考，并为其他相关工程建设提供借鉴。

1 离心模型试验

1.1　工程概况

武汉轨道交通11号线四期工程穿越长江，采用盾构隧道型式，单洞双向布置，隧道外径12 m，盾构管片厚500 mm。该过江盾构隧道在起始段邻近穿越某码头栈桥，桥梁为桩基栈桥结构形式，桥面宽6.0 m、高程30.0 m，设计河底高程6.90 m，桩基直径1 m、间距7 m。栈桥包括水平桥段和倾斜桥段两部分，水平桥段长71 m，倾斜桥段长103 m、坡度9°。隧道及栈桥结构在地层中分布如图1所示。盾构与码头栈桥水平间距需根据选线位置确定。根据地质勘察资料，隧道纵向选线使盾构处于坚硬的黏土层中，该地层土体强度高，上覆粉质黏土、砂土和黏土，黏土及粉质黏土渗透性差。

1.2　试验模型比尺及布置

离心模型试验可以利用小比例尺模型揭示原型岩土工程的应力和变形规律，是目前解决岩土工程问题的最先进研究技术之一，并已在隧道工程理论及技术研究领域获得了较为广泛的应用^［23-24］。本研究首先采用离心模型试验模拟盾构隧道开挖地层损失引起的栈桥沉降。

试验场地为交通运输部天津水运工程科学研究院离心机实验室。采用TK-C500型土工离心机开展试验，该离心机最大有效容量为500g · t。综合考虑现场隧道的尺寸、隧道与栈桥的距离，结合地层特点、模型箱尺寸、模型制作难度、试验稳定性和边界条件等因素，选定原型与模型比尺N为100∶1；模型箱尺寸为1 000 mm×1 200 mm，即在100g条件下对实际情况中范围在100 m×120 m的工程区域进行模拟；桩基栈桥与隧道间距为3倍洞径，码头栈桥取水平桥段和倾斜桥段局部建立试验模型。试验布置如图2所示。

对于码头栈桥结构，根据相似原理，按照等效刚度相似原则选取与原型栈桥桩基钢筋混凝土在密度和泊松比等指标上较为相近、结构更为紧密、性质更均匀的铝合金材料进行替代。试验模型桩基抗弯刚度等效计算式为

\frac{E_{\mathrm{P}}{I}_{\mathrm{P}}}{E_{\mathrm{M}}{I}_{\mathrm{M}}}=N^{\mathrm{4}}（1）

式中：E_{\mathrm{P}}和E_{\mathrm{M}}分别为原型和模型的等效弹性模量；I_{\mathrm{P}}和I_{\mathrm{M}}分别为原型和模型的截面惯性矩。

桥面按照几何等效进行计算为

\frac{L_{\mathrm{P}}}{L_{\mathrm{M}}}=N（2）

式中：L_{\mathrm{P}}和L_{\mathrm{M}}分别为原型和模型的桥面几何尺寸。

试验模型所用桩基铝合金管直径为10 mm，壁厚为0.8 mm，桩长220 mm。

1.3　试验模型制作

1.3.1　隧道及桩基栈桥模型

在离心模型试验中，模拟盾构地层损失的方法有排液法、钢套筒顶出法等^［25-26］。考虑本研究中地层和结构均延隧道纵向发生变化，在隧道纵向上需要较大的模拟长度，而模型箱空间有限，因此在试验时选择可以充分利用模型箱空间的排液法。同时，本次试验作为数值模拟标定依据而开展，并非直接模拟施工行为，为了避免多次分段排液的误差累积，采用隧道纵向上的整体排液，模拟整段隧道开挖地层损失均相等的情况。

模型隧道长度为1 040 mm、直径为120 mm，盾构隧道的分步开挖模拟装置由4个电磁阀、4个气阀和若干水管、转换接头构成，如图3所示。离心机高速旋转时，利用压缩空气打开气阀，释放模型隧道中的液体，模拟盾构的开挖效果，通过控制释放的液体体积，分别模拟0.5%，1.0%，1.5%和2.0%的地层损失率。

模型桩的弯矩采用应变片监测，每根桩设置5个弯矩测点，从桩端至桩顶依次编号，测点间隔为50 mm，如图4所示。模型桩制备完毕后，对每组应变片进行标定，获得弯矩计算系数。栈桥平台为铝合金块体经铣削加工而成，桩基标定完成后与平台组成栈桥整体模型。

1.3.2　试验土层及模型整体

选取粉质黏土、高岭土、福建标准砂作为基土进行各层土样的配制，按不同的比例混合干土样，参考现场勘测资料中的含水率、密度和不排水抗剪强度等指标开展室内试验，试验地基土层指标参数见表1。

为减少模型箱壁边界效应对试验的影响，在模型箱内壁涂抹硅油，模拟半无限场地。经过烘干—粉碎—筛分—拌和等步骤，完成粉质黏土土样的制备。地基砂土采用砂雨法和振动击实法制备，当地基土制备到隧道底部标高后，将隧道模型置于土面上，确保其水平放置且垂直于侧壁，然后连接排液装置，并在确保隧道密封性的基础上，进行隧道两侧和上部的土体制作。完成上部黏土层制备后，将栈桥模型整体安装至模型土中，待模型安装到位后进行土体固结，并在固结完成后对坡面进行削坡。最后安装激光位移传感器，用于监测栈桥位移。安装完成后的模型及地层如图5所示。图中：1#和2#桩为水平栈桥的弯矩监测桩基；3#和4#桩为倾斜栈桥的弯矩监测桩基。

1.3.3　试验过程

启动离心机，按照1g，20g，40g，60g，80g和100g逐级增加重力加速度，每级持续运转至土压力稳定。到100g时持续稳定运转，待所有传感器数据稳定后，打开第1个气阀开关，隧道排出0.5%的水，模拟0.5%的地层损失率Δu。待所有传感器数据再次稳定后，依次打开其他阀门，模拟1.0%，1.5%和2.0%的地层损失率。最后在盾构隧道开挖完成后，逐渐减小重力加速度至1g。试验结束后，测量隧道4次排水体积分别为55.32，55.23，55.16和55.06 mL。按隧道体积计算，0.5%地层损失率对应液体为55.1 mL，这与试验排水体积基本一致。用墨水标记的4次排水过程如图6所示。

2 离心模型试验栈桥响应及数值模拟

2.1　离心试验码头栈桥力学响应

在试验过程中分别对水平栈桥桩基弯矩（1#和2#桩）和栈桥面位移进行监测，对倾斜栈桥桩基弯矩（3#和4#桩）和栈桥面位移进行监测。根据相似原理，码头栈桥桩基弯矩原型与离心试验模型关系为

\frac{M_{\mathrm{P}}}{M_{\mathrm{M}}}=N^{\mathrm{3}}（3）

式中：M_{\mathrm{P}}和M_{\mathrm{M}}分别为原型和模型的桩基弯矩。

栈桥位移原型与模型关系为

\frac{S_{\mathrm{P}}}{S_{\mathrm{M}}}=N（4）

式中：S_{\mathrm{P}}和S_{\mathrm{M}}分别为原型和模型的栈桥位移。

基于式（3）和式（4），计算Δu分别取\mathrm{0.5}\mathrm{\%}，\mathrm{1.0}\mathrm{\%}，\mathrm{1.5}\mathrm{\%}和\mathrm{2.0}\mathrm{\%}时，栈桥原型的桩基弯矩及桥面位移结果见表2和表3。表中：桩基弯矩以远离隧道侧受拉为正、受压为负；沉降以向下为正、向上隆起为负；水平位移以向隧道侧移动为正。

由表2和表3可知：随着\mathrm{\Delta }u的增加，栈桥桩基弯矩、桥面沉降及水平位移随之增长，当\mathrm{\Delta }u达到2.0%，桩基弯矩及码头位移增幅尤为显著；当\mathrm{\Delta }u仅为0.5%时，最大桩基弯矩出现在水平栈桥2#桩，增量为11.7 kN · m，倾斜栈桥4#桩部分测点的弯矩也相对较大；水平栈桥位移比倾斜栈桥的稍大，竖向沉降为4.4 mm，其侧向位移为2.2 mm；当\mathrm{\Delta }u增大至1.0%时，桩基最大弯矩增量为20.1 kN · m，水平栈桥沉降增大至6.9 mm；当\mathrm{\Delta }u增至最大值2.0%时，桩基弯矩及栈桥位移也均达到最大值，桩基最大弯矩增量为36.4 kN · m，水平栈桥沉降增大至13.1 mm。

模型试验中的隧道与码头结构间的距离较近，码头结构变形受到隧道开挖地层损失的显著影响。由表2和表3中试验数据进一步可知，码头的结构变形近似线性累积，沉降变形较为显著，同时各监测桩基4号测点处弯矩增量相对其他测点较为显著，因此选择沉降变形和桩基4号测点处弯矩增量值作为数值模拟的标定依据。

2.2　离心模型试验数值模拟

2.2.1　数值模型建立

基于FLAC3D有限差分软件，建立能够反映隧道-地层-栈桥相互作用的离心试验数值模型；对比离心试验和数值模拟的结果，在验证数值模型有效性的基础上，通过数值模拟对离心模型试验结果中相应的参数进行标定，为后续工程原型数值模拟奠定基础。

以盾构隧道开挖方向为x轴正方向，离心试验数值模型如图7所示。与离心试验模拟区域一致，该模型包括地层、隧道结构和码头结构等，不同颜色的网格代表不同的材料分区。模型x，y和z方向尺寸为120 m×100 m×90 m，共计187 355个节点、180 678个单元。隧道处于黏土层中，且上覆粉质黏土层，土体坚硬、强度高、渗透性差，因此数值模拟中不考虑渗流影响。

采用Drucker-Prager（D-P）本构模型进行计算。D-P屈服准则在Mises准则基础上应用关联流动法则与Mohr-Coulomb（M-C）准则进行对比，并在考虑平均应力后提出的，其在主应力空间中的屈服曲面为一圆锥形，屈服曲面光滑，没有棱角，利于塑性应变增量方向的确定和数值计算。根据D-P本构模型与M-C本构模型的关系，基于土工试验中获取的M-C模型黏聚力c和内摩擦角\phi计算D-P本构模型参数\alpha和k，为

\alpha =\frac{\mathrm{2}\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}\phi }{\sqrt[]{\mathrm{3}}\times (\mathrm{3}-\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}\phi )}（5）

k=\frac{\mathrm{6}c\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\phi }{\sqrt[]{\mathrm{3}}\times (\mathrm{3}-\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}\phi )}（6）

2种本构模型下，离心试验数值模型中自地表向下分布的各土层力学参数见表4。

数值模拟时，在模型建立完成后采用位移释放法模拟隧道地层损失，基于Loganathan公式^［27］计算盾构圆周收敛位移，即

\begin{array}{l}{U}_{x^{\text{'}},z^{\text{'}}}=R∆u_{\mathrm{0}}\mathrm{e}\mathrm{x}\mathrm{p}\left\{-\left[\frac{\mathrm{1.38}{x^{\text{'}}}^{\mathrm{2}}}{{\left(H+R\right)}^{\mathrm{2}}}+\frac{\mathrm{0.69}{z^{\text{'}}}^{\mathrm{2}}}{H^{\mathrm{2}}}\right]\right\}\times \\ \mathrm{100}\mathrm{\%}\end{array}（7）

式中：U_{x^{\text{'}},z^{\text{'}}}为盾构圆周任意一点的相对坐标（x^{\text{'}}，z^{\text{'}}）处的收敛值，相对坐标原点位于隧道中心上方地表处；R为盾构开挖半径；H为盾构圆心至地表距离。

为实现离心模型试验中的通长排液模拟开挖效应，数值模拟时对隧道进行通长1次开挖，并控制单次位移损失增量为0.5%，模拟试验排液法下的地层损失过程。每产生1次地层损失便对模型进行1次求解平衡，通过4次位移释放，模拟离心试验过程。

2.2.2　结果对比和参数标定

对数值模型进行多次试算，使栈桥沉降和桩基弯矩计算结果尽可能逼近离心试验结果，得到地层及栈桥沉降变形如图8所示，可以看出随着\mathrm{\Delta }u的增大，栈桥沉降变形不断增长。

选取数值模拟结果中与离心试验传感器监测位置及项目相匹配的数据进行对比，并计算离心试验数据和数值模拟数据的偏差（绝对值）。以栈桥沉降为例，2种方法下的结果及偏差对比见表5。由表5可知：当\mathrm{\Delta }u较小时，两者结果偏差较大；离心试验中，水平桥段的沉降略大于倾斜桥段的沉降，而数值模拟中，水平桥段和倾斜桥段的沉降差异较小；总体上随着\mathrm{\Delta }u的增加，离心试验与数值模拟的结果偏差趋于减小。

隧道地层损失导致的栈桥桩基弯矩变化如图9所示。由图9可知：倾斜桥段桩基弯矩增长较为显著；当\mathrm{\Delta }u为0.5%时，地层变形使码头桩基弯矩增长，单桩最大弯矩增量为8.3 kN · m；随着\mathrm{\Delta }u的增大，在地层与桩基础相互作用过程中，受地层变形线性叠加影响，码头桩基弯矩增长也近似于线性；当\mathrm{\Delta }u增大至2.0%时，码头桩基础中最大弯矩增量达到33.7 kN · m。

在离心试验和数值模拟中，桩基弯矩最大值均出现在桩体中上部。因此，选取离心试验中所有桩基上传感器测点4和数值模拟结果对应的位置，对比2种方法下的弯矩增量见表6。由表6可知：\mathrm{\Delta }u为0.5%和1.0%时，受测量精度和地层扰动产生的变形传递不均匀影响，个别测点桩基弯矩偏差率较大；随着\mathrm{\Delta }u的增大，桩基弯矩增量均随之增长，且最大桩基弯矩增量均出现在2#和3#桩处；在码头栈桥桩基础中，2#和3#桩位于靠近隧道一侧，受地层损失影响较大，因此其桩基弯矩增量均大于1#和4#桩，且2#和3#桩弯矩结果相近。

由表5和表6可知，离心试验和数值模拟结果存在一定误差，这是以下三方面因素带来的误差累积。①离心试验中土体真实力学性质与数值模拟中土体本构模型及连续均匀介质假定之间存在差异；②离心试验中，栈桥模型制模过程中岸坡段粉细砂层的锤击沉桩挤密效果较为显著，这导致桩的承载力增大，而数值模拟中不存在这种影响，这一误差直观地体现在离心试验中岸坡段栈桥的沉降较小上；③制模土体强度与目标土体强度存在差异，离心试验中，同一个模型箱内不同位置或同一位置不同深度下的土体强度不可避免地存在微小差异，而数值模拟中材料强度参数是相同的。本研究中，隧道赋存地层及荷载条件复杂，且码头栈桥结构走向随地层变化。对这样复杂的问题来说，2种方法下的误差在可接受范围内，也能够满足数值模型参数标定的需要，标定后的栈桥桩基与地层接触参数，见表7。

3 盾构隧道穿越对码头栈桥影响

3.1　原型结构数值模型

对于盾构隧道穿越码头栈桥的全尺寸结构及地层，基于FLAC3D建立原型数值模型，模型中仍包括地层、隧道结构和栈桥结构等。模型x，y和z方向尺寸为320 m×400 m×100 m，共计647 587个节点、691 422个单元。其余设置与离心试验数值模型相同。得到的原型数值模型如图10所示。

在原型数值模型中对隧道开挖过程进行详细的模拟。按泥水盾构模拟盾构开挖面压力，开挖面压力呈梯度分布，压力梯度取泥水重度γ=1.2×10³ kg · m^－3；单次掘进循环参考盾构单日开挖进尺量，取6 m。开挖步骤为：①开挖进尺1个循环，开挖面施加支护压力；②后方相邻进尺循环同步进行位移释放；③后方间隔进尺循环（已完成位移释放的循环）同步施加衬砌；④计算平衡；⑤重复上述操作，开始下1个循环的盾构开挖、位移释放、衬砌施加等步骤，直至开挖完成。

3.2　地层损失对地层及码头栈桥变形影响

为了分析地层损失对地层及结构变形的影响，设置\mathrm{\Delta }u分别为\mathrm{0.5}\mathrm{\%}，\mathrm{1.0}\mathrm{\%}，\mathrm{1.5}\mathrm{\%}，\mathrm{2.0}\mathrm{\%}，\mathrm{2.5}\mathrm{\%}，\mathrm{3.0}\mathrm{\%}，\mathrm{4.0}\mathrm{\%}和\mathrm{5.0}\mathrm{\%}，隧道与栈桥水平间距d_{\mathrm{0}}按隧道直径D_{\mathrm{0}}的3倍取值，即d_{\mathrm{0}}=\mathrm{3}{D}_{\mathrm{0}}，开挖面切口压力p_{\mathrm{e}}按静止土压力p_{\mathrm{0}}的0.8倍取值，即p_{\mathrm{e}}=\mathrm{0.8}{p}_{\mathrm{0}}。

3.2.1　对地层变形的影响

隧道开挖后，水平段和岸坡段隧道两侧地表沉降如图11所示。由图11可知：盾构地层损失对地层沉降十分关键，随着\mathrm{\Delta }u的增大，地层沉降不断增长，当\mathrm{\Delta }u仅为0.5%时，隧道上方地层隆起，即管片上下压力差导致隧道上浮引起的地层隆起变形超过了地层损失所致沉降变形；当\mathrm{\Delta }u达到5.0%时，最大沉降超过70 mm；对比水平段和岸坡段沉降分布可知，受隧道埋深减小的影响，岸坡段最大沉降更大，而沉降槽宽度偏小。

在水平及倾斜栈桥中心点下方延竖向布置测线，获取地层水平位移沿深度的变化如图12所示。由图12可以得到如下结论。

（1）总体来看，水平位移随着\mathrm{\Delta }u的增大而增长，岸坡段地层水平位移明显更大一些。

（2）在水平段，\mathrm{\Delta }u越大，桩基阻挡地层水平变形传递的作用越显著；\mathrm{\Delta }u小于2.0%时，最大水平位移点随\mathrm{\Delta }u增加逐步从盾构轮廓下方向上移动；\mathrm{\Delta }u大于2.5%后，最大水平位移出现在地表，且随着深度的增加逐渐减小。

（3）在岸坡段，桩基阻挡地层变形传递的作用弱于水平段的；随着\mathrm{\Delta }u的增大，最大水平位移从土层深部逐步上移达到地表，盾构轮廓以下的地层水平变形随着深度的增大逐步减小。

3.2.2　对栈桥变形的影响

对于码头栈桥变形，分别对隧道开挖中水平栈桥和倾斜栈桥的沉降发展进行分析，结果如图13所示。由图13可以得到如下结论。

（1）盾构开挖至水平栈桥中心－3D₀~5D₀处，栈桥中心沉降显著。在开挖面距离水平栈桥测点3D₀时，栈桥沉降开始显著增长；开挖面超过测点继续前进约5D₀后，栈桥沉降增长缓慢并趋于稳定。当\mathrm{\Delta }u仅为0.5%时，盾构上浮引起的地层轻微隆起使水平栈桥随之上浮，之后随着\mathrm{\Delta }u的增加，水平栈桥沉降显著增长。

（2）在开挖至倾斜栈桥中心前，当\mathrm{\Delta }u较大时倾斜栈桥出现少量隆起，这是由于岸坡段沿隧道开挖方向荷载显著减小，开挖面后方地层开挖使地应力释放，开挖面前方地层荷载较小，前后地层荷载差异和开挖面压力的作用使前下方地层向上隆起。随着开挖接近倾斜栈桥中心，地层沉降快速增长，过倾斜栈桥中心距离约7D₀后该处沉降趋于减缓及稳定。总体来看，倾斜栈桥中心处沉降随着\mathrm{\Delta }u的增大逐步增长。

不同\mathrm{\Delta }u下，隧道开挖至水平栈桥和倾斜栈桥中部时的桥面沉降分布如图14所示。由图14可以得到如下结论。

（1）隧道开挖使栈桥出现显著的差异沉降，当开挖至水平栈桥中部时，自开挖面前方约1D₀至后方的沉降近似线性分布，表明差异沉降迅速累积。

（2）水平栈桥的差异沉降量随着\mathrm{\Delta }u的增大而显著增长，当\mathrm{\Delta }u达到5.0%时，水平栈桥的整体差异沉降达到17.35 mm，每延米最大沉降差达到0.40 mm。

（3）开挖至倾斜栈桥中部时，水平栈桥的差异沉降减小，已开挖区域的倾斜栈桥差异沉降十分显著，当\mathrm{\Delta }u达到5.0%时，每延米最大沉降差达到0.42 mm；略大于水平栈桥沉降值。

开挖完成后不同\mathrm{\Delta }u下的桥面中心线处沉降如图15所示。由图15可知：随着\mathrm{\Delta }u的增大，栈桥总体变形从略微隆起向沉降不断增大发展；相同\mathrm{\Delta }u下，水平栈桥的沉降分布较为均匀，而倾斜栈桥延坡面出现差异沉降；\mathrm{\Delta }u小于1.5%时，倾斜栈桥沉降分布相对均匀，当\mathrm{\Delta }u继续增大，倾斜栈桥沉降随着坡面高程下降逐步降低，并表现出小于水平桥段的趋势。

进一步地，由图15结合图11可知：岸坡段的沉降槽宽度较小，栈桥与隧道有一定水平间距，岸坡段地层沉降传递至栈桥后会显著降低，从而使倾斜栈桥的沉降低于水平栈桥的；随着\mathrm{\Delta }u的增大，水平栈桥表现为较为均匀的沉降增长，倾斜栈桥表现为总沉降和差异沉降的同步增长。

综上所述，盾构地层损失对地层及码头栈桥沉降十分关键，地层和栈桥的整体沉降随\mathrm{\Delta }u的增大而显著增长，倾斜栈桥的差异沉降也随之显著增长。控制地层损失可以有效减小栈桥整体沉降和差异沉降。

3.3　开挖面压力对地层及结构变形影响

开挖面支护压力是盾构掘进过程中最重要的参数之一，对开挖面稳定性、地层及栈桥变形都可能产生较大的影响，设置开挖面压力与地层静止土压力的比值\lambda =p_{\mathrm{e}}/p_{\mathrm{0}}分别取0.2，0.4，0.6，0.8，1.0，1.2，1.4和1.6，同时设置\mathrm{\Delta }u\mathrm{取}\mathrm{1.5}\mathrm{\%}，d_{\mathrm{0}}\mathrm{取}\mathrm{3}{D}_{\mathrm{0}}，并对盾构开挖过程进行数值模拟。

水平及岸坡段开挖面沉降分布如图16所示。由图16可知：当时，开挖面上部土体沉降而下部土体隆起，这是由于开挖面压力小于静止土压力，土体出现显著的应力释放所致；当p_{\mathrm{e}}=p_{\mathrm{0}}，即\lambda \mathrm{取}\mathrm{1.0}时，开挖面压力引起的地层变形基本消失，地层变形主要由注浆间隙带来的地层损失造成；而随着开挖面压力的进一步增大，开挖面前上方地层隆起逐步增长，特别是\lambda \mathrm{取}\mathrm{1.6}时，地层隆起较为显著。

进一步对比图16中水平段和岸坡段开挖面前方的土体变形可知：当时，相同\lambda值下的岸坡段开挖面变形更小，且随着\lambda增大，开挖面上部出现更为显著的隆起变形，这表明岸坡段开挖面前、后方荷载差异带来了显著的应力场差异，开挖面前方地应力小导致地层隆起变形增大。

不同支护压力下开挖面的塑性区分布如图17所示。由图17可知：在水平段地层，当λ分别取0.2和0.4时，开挖面土体全部或较大范围发生塑性屈服，表明开挖面已经失稳；当\lambda \mathrm{取}\mathrm{0.6}时，仅在土体环向出现局部的塑性区，表明开挖面失稳风险降低；开挖面压力接近静止土压力，即λ在0.8~1.2时，开挖面土体未发生明显屈服，表明开挖面稳定；但一旦开挖面压力继续增大，开挖面环向边缘将再次出现塑性屈服区，盾构切口处地层可能劈裂，导致江水贯入，带来极大安全风险。总体来看，开挖面压力较小则开挖面整体失稳风险较大，压力过大又会导致地层隆起和切口处土体失稳。

进一步分析图17发现，岸坡段塑性区的发展规律与水平段也有一定区别；当\lambda \mathrm{在}\mathrm{0.2}~\mathrm{0.6}时，岸坡段的开挖面塑性区范围显著小于水平段；\lambda在1.4~1.6时，其塑性区发展又略大于水平段；\lambda分别取\mathrm{0.8}\mathrm{和}\mathrm{1.2}时，开挖面环向仍出现少量塑性区；这表明从陆域水平段进入岸坡段的盾构前方地层压力小，较小的开挖面压力即可满足土体稳定性要求，但岸坡段在隧道掘进方向地层荷载变化显著，应选择略小的压力参数，且压力参数需进行更精细化的控制，以避免地层劈裂失稳。

水平及岸坡段地表沉降分布为图18所示。由图18可知：地层沉降随着开挖面压力的增大而减小；岸坡段隧道埋深更浅，因此隧道中线处地层沉降更大，但岸坡段的沉降槽宽度略小于水平段的。

随开挖面压力变化，水平和倾斜栈桥中心处的桥面沉降如图19所示。由图19可知：栈桥沉降随开挖面压力的增大而减小，倾斜栈桥处沉降值相对更小但曲线斜率相对略大，表明倾斜栈桥对开挖面压力变化更敏感；当\lambda \mathrm{在}\mathrm{0.8}~\mathrm{1.2}时，栈桥沉降变化量小于1 mm，这表明在合理的开挖面压力范围内，栈桥沉降受开挖面压力变化影响小。

分别对比图11和图18、图15和图19两组不同地层损失率和开挖面压力下的地层和栈桥沉降，可知开挖面压力对地层沉降的影响要显著小于地层损失。这与Peck等诸多学者的研究一致，即：导致沉降的根本原因是地层损失；开挖面压力的变化实际导致开挖面部分土体向前方挤出或后方压缩变形，由此产生地层沉降或隆起及结构物的变形，但其变形量显著小于地层损失带来的变形量。

综上所述，开挖面支护压力对盾构掘进过程中开挖面前后的地层变形影响较为显著，但对整体地层沉降的影响较小。开挖面压力对开挖面稳定性影响显著，选择合理的开挖面压力对维持开挖面稳定性十分重要。

3.4　隧道开挖间距对栈桥影响

设置d_{\mathrm{0}}分别为0，12，36，60和120 m，即0D_{\mathrm{0}}（栈桥在隧道正上方），1D_{\mathrm{0}}，3D_{\mathrm{0}}，5D_{\mathrm{0}}和10D_{\mathrm{0}}，分析桥隧间距变化对栈桥变形的影响。隧道开挖过程中，设置\mathrm{\Delta }u\mathrm{取}\mathrm{1.5}\mathrm{\%}，p_{\mathrm{e}}取\mathrm{0.8}{p}_{\mathrm{0}}。

不同桥隧间距下，桩基弯矩增量如图20所示。由图20可知：当桥隧间距d_{\mathrm{0}}=\mathrm{0}{D}_{\mathrm{0}}时，栈桥桩基最大弯矩增量出现在倾斜栈桥端部短桩的中上部，达到61.3 kN · m，其他区域桩基弯矩较小；当d_{\mathrm{0}}=\mathrm{1}{D}_{\mathrm{0}}时，最大弯矩增量仍出现在短桩且略微减小，为60.3 kN · m，但是栈桥其他桩基的弯矩均较d_{\mathrm{0}}=\mathrm{0}{D}_{\mathrm{0}}时增长，这是因为隧道开挖使桩基侧方土体应力释放导致群桩弯矩增量分布变化；随着桥隧间距继续增大，桩基弯矩显著降低，当d_{\mathrm{0}}取\mathrm{3}{D}_{\mathrm{0}}，\mathrm{5}{D}_{\mathrm{0}}和\mathrm{10}{D}_{\mathrm{0}}时桩基最大弯矩增量分别为39.6，31.5和20.7 kN · m；d_{\mathrm{0}}在3D₀~10D₀时，桩基弯矩增量在分布形态上相近，但在桩基弯矩增量（绝对值）上差异较小，因此应更关注栈桥沉降变形的发展情况。

不同桥隧间距下，隧道开挖过程中水平及倾斜栈桥中心位置的沉降发展如图21所示。由图21可以得出以下结论。

（1）桥隧间距在0D₀~1D₀时，在水平栈桥段，随着开挖面接近栈桥中心，该处沉降快速发展；当开挖面继续推进3D₀时，沉降近似线性增长；当开挖面继续推进至约5D₀时，沉降趋于稳定，后续盾构开挖对此处沉降影响很小；当桥隧间距为3D₀时，水平栈桥中心处沉降发展与前述接近一致，但变形幅度减小；随着桥隧间距的继续增大，该处未出现明显的沉降快速增长阶段，且最终沉降显著减小。

（2）倾斜栈桥中心处沉降发展趋势与水平栈桥相近，但当桥隧间距在3D₀~10D₀且开挖面邻近测点时，桥面会轻微隆起，这表明岸坡段地层变化使隧道开挖面前后出现显著的荷载差异；当栈桥位于隧道正上方时，倾斜栈桥沉降略大，其他间距下水平栈桥沉降略大，这与前述水平及岸坡段地层沉降槽宽度结果一致；在倾斜栈桥沉降快速发展阶段，沉降的增速更大，受开挖影响范围更小，这表明在岸坡段应注意控制盾构开挖速度，避免栈桥沉降过快发展。

（3）总体来看，桥隧间距对桩基弯矩具有控制性作用，当桥隧间距超过5D₀后，栈桥沉降可控制在5 mm内，沉降相对较小，对栈桥正常使用影响较小；当桥隧间距达到10D₀后，栈桥沉降仅为3 mm，对栈桥影响很小，可以保证其正常安全使用。

不同栈桥与隧道间距下，隧道开挖至水平和倾斜栈桥中部时的沉降分布如图22所示。由图22可以得到以下结论。

（1）桥隧间距对栈桥差异沉降的影响十分明显，差异沉降量随着间距的增加迅速减小；栈桥在隧道正上方时，隧道开挖至水平栈桥中部会使其整体差异沉降达到9.3 mm，每延米最大差异沉降为0.25 mm；当桥隧间距达到5D₀时，水平栈桥整体差异沉降为0.83 mm，每延米最大差异沉降为0.02 mm；当桥隧间距达到10D₀时，整体差异沉降仅为0.17 mm，其影响可忽略不计。

（2）当隧道开挖至倾斜栈桥中部时，也会引起倾斜栈桥的显著差异沉降，而此时水平栈桥的差异沉降已经很小。倾斜栈桥处差异沉降分布与前述水平栈桥情况相同，整体沉降差异值及每延米最大沉降差有小幅增长。

（3）总体来看，桥隧间距对栈桥沉降具有控制性作用，当桥隧间距达到5D₀，隧道开挖过程中的栈桥差异沉降已经很小，对栈桥的影响极为有限；当间距达到10D₀，栈桥差异沉降可忽略不计。

4 结论

（1）大直径盾构隧道穿越引起的盾构地层损失对地层及码头栈桥沉降十分关键，地层和栈桥的整体沉降随\mathrm{\Delta }u增大而显著增长，栈桥的差异沉降也随之增长。岸坡段地层最大沉降及水平位移均大于水平段的，但其沉降槽宽度较小。盾构开挖至水平栈桥中心－3D₀~5D₀时，栈桥中心沉降显著；盾构接近倾斜栈桥中心时，受地层荷载差异和开挖面压力作用，栈桥先隆起而后快速沉降。控制隧道地层损失可以有效减小栈桥沉降。

（2）大直径盾构隧道开挖过程中，开挖面支护压力对开挖面前后的地层变形影响较为显著，选择合理的支护压力对维持开挖面稳定性十分重要。开挖面压力较小时，开挖面整体失稳风险较大，压力过大又会导致地层隆起和切口处土体失稳，\lambda \mathrm{在}\mathrm{0.8}~\mathrm{1.2}时开挖面稳定较好。岸坡段地层荷载变化显著，从陆域水平段进入岸坡段的盾构应精细化控制并选择略小的压力参数，避免地层劈裂失稳。

（3）隧道与栈桥间距对栈桥沉降及桩基弯矩具有控制性作用。隧道正下方穿越栈桥时，倾斜栈桥短桩弯矩最大；桥隧间距为D₀时，短桩弯矩减小，但桩基侧方应力释放引起群桩弯矩增长。当间距超过5D₀时，栈桥整体沉降和差异沉降较小，对栈桥正常使用影响较小；当间距超过10D₀时，栈桥沉降很小，差异沉降可忽略不计，不影响栈桥安全使用。

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基金资助

国家自然科学基金资助项目(52308401)

国家重点研发计划项目(2021YFB2600900)

中央级公益性科研院所基本科研业务费资助项目(TKS20220105)

天津市交通运输科技发展计划项目(2022-43)