三維數(shù)值仿真技術(shù)在超大直徑過江隧道工程中應(yīng)用技術(shù)

三維數(shù)值仿真技術(shù)在超大直徑過江隧道工程中應(yīng)用技術(shù)1.工程概述根據(jù)設(shè)計圍護(hù)結(jié)構(gòu)的實際情況，為保證總體工期，滿足盾構(gòu)機(jī)組裝后始發(fā)要求，需要對洞門連續(xù)墻進(jìn)行鑿除?？紤]盾構(gòu)機(jī)組裝現(xiàn)場實際情況，為盡量減少洞門鑿除對盾構(gòu)組裝的影響，并在盾構(gòu)組裝完成時能盡快始發(fā)出洞，洞門連續(xù)墻可先期鑿除一部分。具體方案為使用繩鋸切除洞門圈內(nèi)臨時壁柱及圍檁，為保證盾構(gòu)組裝作業(yè)的安全，將洞門圈內(nèi)的地下連續(xù)墻保留一“井”字結(jié)構(gòu)框架，待盾構(gòu)組裝完成調(diào)試期間再將這部分鑿除。根據(jù)XX段勘查說明書，可知盾構(gòu)出洞段范圍內(nèi)主要涉及的土層有：②-3粘土、④淤泥質(zhì)粉質(zhì)粘土、⑥淤泥質(zhì)粉質(zhì)粘土夾粉土、⑦-2粉土夾粉質(zhì)粘土、⑧粉細(xì)砂、⑨粉細(xì)砂、⑩礫砂，eq\o\ac(○,12)粉細(xì)砂、eq\o\ac(○,13)圓礫各層土體。2.三維仿真技術(shù)2.1有限元模型計算中，封門采用“井”字形，假定受施工擾動影響范圍內(nèi)的土體物理力學(xué)參數(shù)的未改變。為減小尺寸效應(yīng)的影響，垂直距離約9D+H，縱向長度約12D+H，寬度方向左右約8D。其中，D指盾構(gòu)縱向直徑，H為隧道中心埋深，縱向長度×橫向?qū)挾取链怪本嚯x＝230m×280m×150m(D=14.93m，H=12.965m)。分析時采用齊次邊界條件，沿隧道縱向前后兩個截面土體沿盾構(gòu)推進(jìn)方向位移被約束，左右截面土體垂直于盾構(gòu)推進(jìn)方向位移被約束，模型的上部邊界取為自由面，下部邊界取為固定邊界。計算模型網(wǎng)格剖分圖2.1-1～圖2.1-4所示，共237，614個結(jié)點，223，028個單元。圖2.1SEQ圖\*ARABIC\s11封門拆除模型圖2.1SEQ圖\*ARABIC\s12工作井模型圖2.1SEQ圖\*ARABIC\s13加固模型圖2.1SEQ圖\*ARABIC\s14封門模型各層土體均為彈塑性小應(yīng)變模型，而工作井的內(nèi)襯墻與連續(xù)墻采用了線彈性的小應(yīng)變模型。建模由上至下共分9層土，其中加固區(qū)高度范圍內(nèi)，為了建模方便，取該范圍內(nèi)土體參數(shù)的加權(quán)平均值，土體采用Solid45單元模擬。2.1.1算法基礎(chǔ)1)動態(tài)顯式算法對于線性系統(tǒng)，采用集中質(zhì)量的有限元方法對原系統(tǒng)進(jìn)行有限元離散后的動力方程式為：其中分別為系統(tǒng)的質(zhì)量陣、阻尼陣、剛度陣。為系統(tǒng)的加速度向量、速度向量、位移向量。為外力向量。若對時間坐標(biāo)進(jìn)行等間隔劃分，則對于時刻有此時對應(yīng)的加速度向量、速度向量、位移向量為。利用差分格得：若對于非一致阻尼：則以上幾式可得顯式直接積分格式：其中阻尼陣采用如下形式：顯式算法不需要進(jìn)行矩陣分解或矩陣求解，而是在每一時間步內(nèi)都需進(jìn)行如圖2.1-5所示的循環(huán)。圖2.1SEQ圖\*ARABIC\s15顯式算法的循環(huán)運算隱式算法不管時間步長的大小都是無條件穩(wěn)定的。然而對于顯式算法要想保持穩(wěn)定，時間步長必須細(xì)分成網(wǎng)格中的最短自然周期。這意味著時間步長必須小于應(yīng)力波穿過網(wǎng)格中最小單元所需的時間。典型的顯式算法的時間步長比隱式算法的要小100到1000倍。然而，由于每一步迭代不涉及到矩陣的組裝和分解，顯式算法與隱式算法相比仍具備相當(dāng)?shù)母偁幜?。顯式算法中采用變時步長增量解法，每一時刻的時步長由當(dāng)前構(gòu)形的穩(wěn)定性條件控制。先計算各個單元的極限步長，為單元總數(shù)。下一時步取其極小值，即式中，為比例系數(shù)，考慮到穩(wěn)定性條件，一般取0.9或更小值。單元的極限步長由單元的特征長度和單元的材料特性決定。不同單元類型的極限步長有各自不同的算法。對于實體單元，極限時步長為：式中，Q為體積粘度系數(shù)和的函數(shù)：為單元的特征長度：式中，為單元體積；為單元最長邊的面積。為聲速：式中，為材料的質(zhì)量密度。2.1.2結(jié)果與分析1)動態(tài)模擬結(jié)果(1)封門打開安全性分析土體在完全加固的情況下，封門打開順序?qū)庸掏馏w的影響表現(xiàn)為位移影響、應(yīng)力影響。如REF_Ref185304485\h圖2.1-6～REF_Ref185304488\h圖2.1-9為不同封門打開順序下位移矢量圖（圖中位移未對初始平衡狀態(tài)位移進(jìn)行過濾）。a.打開第一層封門后位移矢量圖b.打開第二層封門后位移矢量圖圖2.1SEQ圖\*ARABIC\s16從上而下打開位移矢量圖a.打開第一層封門后位移矢量圖b.打開第二層封門后位移矢量圖圖2.1SEQ圖\*ARABIC\s17從下而上打開位移矢量圖a.打開第一層封門后位移矢量圖b.打開第二層封門后位移矢量圖圖2.1SEQ圖\*ARABIC\s18從左而右打開位移矢量圖a.打開第一層封門后位移矢量圖b.打開第二層封門后位移矢量圖圖2.1SEQ圖\*ARABIC\s19從右而左打開位移矢量圖從以上圖的對比分析可知，當(dāng)打開第一層封門后，土體在完全加固的情況下，第二層封門的位移受封門打開順序的影響較小。當(dāng)封門兩層完全打開后，加固土體的位移具有較大增幅，其中從上而下打開封門對加固土體的位移影響最小，取封門完全打開后，加固土體上的最大位移點作為監(jiān)測點，監(jiān)測在封門打開過程的位移變化，如REF_Ref185304550\h圖2.1-10。圖2.1SEQ圖\*ARABIC\s110加固土體上監(jiān)測點總位移變化曲線REF_Ref185304550\h圖2.1-10中曲線已經(jīng)對模型初始平衡狀態(tài)位移進(jìn)行過濾處理，所有時刻位移均為封門打開引起的加固土體位移。從REF_Ref185304550\h圖2.1-10可知，從上而下的封門打開方式對加固土體的位移影響較小，其次是從右而左。從下而上的打開方式對加固土體的位移影響最大。由于本次數(shù)值模擬主要分析左側(cè)始發(fā)井封門，而右側(cè)始發(fā)井封門仍處于關(guān)閉狀態(tài)。由于右側(cè)存在較大范圍的加固土體，使得從右而左的打開封門對加固土體位移的影響較從左而右要小。圖2.1SEQ圖\*ARABIC\s111從上而下打開封門不同時刻最大剪應(yīng)力分布圖圖2.1SEQ圖\*ARABIC\s112從下而上打開封門不同時刻最大剪應(yīng)力分布圖圖2.1SEQ圖\*ARABIC\s113從左而右打開封門不同時刻最大剪應(yīng)力分布圖圖2.1SEQ圖\*ARABIC\s114從右而左打開封門不同時刻最大剪應(yīng)力分布圖從REF_Ref185305344\h圖2.1-11～REF_Ref185305347\h圖2.1-14上來看封門在打開過程中，其第一層十字形封門塊底部承受了最大的剪應(yīng)力，約為14Mpa；第二層十字形封門塊底部承受的剪應(yīng)力約為10Mpa左右。因此在封門拆除過程中應(yīng)密切監(jiān)測十字形封門塊底部的抗剪變形。圖2.1SEQ圖\*ARABIC\s115封門打開過程中封門上最大剪應(yīng)力變化曲線REF_Ref185305496\h圖2.1-15為封門打開過程中，對封門上的最大剪應(yīng)力變化監(jiān)測曲線。從圖上可以看出，從下而上的拆除方案在拆除封門過程中，封門承受的剪應(yīng)力最大，而從上而下的方案承受的最大剪應(yīng)力最小。且在拆除第一層封門時刻，即在時刻標(biāo)度10之前，幾種拆除方案對封門的受剪應(yīng)力水平有較大影響。在靠近時間標(biāo)度10處，即拆除第一層十字架時刻，不同拆除方案的封門受剪應(yīng)力水平發(fā)生最大波動。相對來說，從上而下的拆除方案其封門受剪應(yīng)力水平波動最小。圖2.1SEQ圖\*ARABIC\s116封門打開過程中加固土體上最大剪應(yīng)力變化曲線從REF_Ref185305590\h圖2.1-16上的加固土體在封門拆除過程中的最大剪應(yīng)力變化曲線上反映出，從下而上的拆除方案承受的剪應(yīng)力最大，其他幾種方案最大剪應(yīng)力值相差不多，但是從上而下的拆除方案在其整體所受的剪應(yīng)力水平稍微較低。且拆除第二層封門時，幾種方案的加固土體受剪應(yīng)力水平差距較大。從左而右與從右而左的拆除方案受到的剪應(yīng)力水平相差不多，但是從右而左的拆除方案在最后幾步拆除過程中受到的剪應(yīng)力水平較從左而右的剪應(yīng)力水平低。圖2.1SEQ圖\*ARABIC\s117封門打開過程中加固土體上最大有效應(yīng)力變化曲線從REF_Ref185305619\h圖2.1-17加固土體的最大有效應(yīng)力變化曲線可知，從下而上的拆除方案承受了最大的有效應(yīng)力，曲線的整體變化趨勢與最大剪應(yīng)力變化趨勢相同。2)土體加固參數(shù)對比分析首先考慮極限施工環(huán)境下，即土體完全不加固情況下，不同封門打開形式對施工安全的影響分析。如REF_Ref185305698\h圖2.1-18為土體完全不加固情況下的數(shù)值模擬。圖2.1SEQ圖\*ARABIC\s118第二層封門打開過程數(shù)值模擬從REF_Ref185305698\h圖2.1-18中可以看出土體在未加固情況下，隨著封門的逐漸打開，土體由于其自身重力中有開始從封門打開處外涌。不同的封門打開形式，對土體外涌影響，可以從土體的外涌位移表現(xiàn)出來。REF_Ref185306602\h圖2.1-19為各封門塊位置處土體上監(jiān)測點示意圖。圖2.1SEQ圖\*ARABIC\s119土體涌出位移監(jiān)測點REF_Ref185306669\h圖2.1-20為不同封門拆除形式下，REF_Ref185306602\h圖1-19處各監(jiān)測點涌出位移變化曲線。圖2.1SEQ圖\*ARABIC\s120不同封門拆除方案下各監(jiān)測點涌出位移曲線對比從REF_Ref185306669\h圖2.120可以看出土體在未加固情況下，隨著封門打開其開始外涌，表現(xiàn)在位移變化上為出現(xiàn)迅速增加的位移。從各個封門拆除形式導(dǎo)致的外涌位移對比可知，從下而上拆除在第10時間點時刻就土體就表現(xiàn)處迅速外涌出現(xiàn)象。從左而右、從右而左拆除方案均在第11時間點表現(xiàn)出外涌現(xiàn)象。從上而下拆除方案其外涌現(xiàn)象表現(xiàn)在第13時刻點，較其他拆除方案，其拆除過程中的穩(wěn)定時間更為長久，各拆除方案均在拆除第二層封門時出現(xiàn)土體不穩(wěn)定。在土體未加固就拆除封門的過程中，其第一層封門拆除后對第二層封門穩(wěn)定與安全產(chǎn)生重要影響，反映在涌出位移上，如REF_Ref185306740\h圖2.1-21。a從上而下拆除方案b從下而上拆除方案c從左而右拆除方案d從右而左拆除方案圖2.1SEQ圖\*ARABIC\s121第二層封門涌出位移對比REF_Ref185306740\h圖2.121中可知，當(dāng)?shù)谝粚臃忾T拆除后，第二層封門受到較大土體側(cè)壓力作用，產(chǎn)生了較大涌出位移，四種拆除方案得到涌出位移差別并不大，最大值基本上在45mm左右。其次考慮不同土體加固強(qiáng)度下，不同封門拆除形式的對比研究，主要以封門拆除后，加固土體的合位移為研究對象，如REF_Ref185306784\h圖2.122。圖2.1SEQ圖\*ARABIC\s122不同加固強(qiáng)度及不同封門拆除形式對比從REF_Ref185306784\h圖2.122看出加固80%的拆除方案產(chǎn)生的外涌位移都較加固50%的要小，同時從上而下的拆除形式產(chǎn)生的外涌位移都較從下而上的位移要小。不同加固強(qiáng)度下及不同拆除方案，其在拆除第一層封門時刻對加固土體影響都有限，在拆除第二層封門時刻，影響較大。2靜態(tài)模擬結(jié)果1)封門打開安全性分析REF_Ref186009810\h圖2.1-23為封門拆除過程中的位移矢量變化示意圖，可見在上部三塊封門被拆除過程中，位移變化不大，當(dāng)中間封門被打開時，封門變化相對較大。同時可見，“井”字塊封門打開后，對土體位移產(chǎn)生較大影響，此時土體位移最大。圖2.1SEQ圖\*ARABIC\s123封門拆除過程中位移矢量變化（從上而下）REF_Ref186009884\h圖2.125—REF_Ref186009939\h圖2.128為同種拆除方式不同測量點位置的土體位移曲線，其中測量點的位置如REF_Ref186009875\h圖1-24所示（左——1327，中——1116，右——780）。由圖可見，在封門未拆除處的土體位移十分小，當(dāng)某塊封門打開，該處土體產(chǎn)生向外位移。同時四種拆除方式的結(jié)果可見，在土體加固的條件下，盡管拆除的方式不同，但最終的位移基本是一致。圖2.1SEQ圖\*AARABIIC\ss1224位移測測點位置示示意圖圖2.1SEQ圖\*AARABIIC\ss1225“從上而下”圖2.1SEQ圖\*AARABIIC\ss1226“從下而上”圖2.1SEQ圖\*AARABIIC\ss1227“從左而右”圖2.1SEQ圖\*AARABIIC\ss1228“從右而左”REF_Ref186009981\h圖129為封門拆拆除過程中中的等效應(yīng)應(yīng)力變化示示意圖，可可見當(dāng)某塊塊封門被拆拆除后，該該處土體等等效應(yīng)力變變大，并隨隨著封門的的逐漸拆除除而增大，“井”字塊封門門打開后，等等效應(yīng)力達(dá)達(dá)到最大。圖2.1SEQ圖\*AARABIIC\ss1229等效應(yīng)應(yīng)力變化示示意圖（從從上而下）REF_Ref186010103\h圖2.130與與REF_Ref186010103\h圖2.131分別為完完全拆除后后，封門處處加固土體體的垂直向向與水平向向應(yīng)力狀態(tài)態(tài)，可見大大部分土體體處于受壓壓狀態(tài)，只只有上部少少量土體處處于受壓狀狀態(tài)。而REF_Ref186010123\h圖圖2.132為完完全拆除后后的塑性應(yīng)應(yīng)變云圖，可可見只有下下部分少量量土體產(chǎn)生生了塑性變變形，大部部分土體均均處于安全全狀態(tài)。圖2.1SEQ圖\*AARABIIC\ss1330垂向應(yīng)應(yīng)力（從上上而下）圖2.1SEQ圖\*AARABIIC\ss1331水平向向應(yīng)力（從從上而下）圖2.1SEQ圖\*AARABIIC\ss1332塑性變變形云圖（從從上而下）REF_Ref186010148\h圖133與REF_Ref186010153\h圖1134分別別為完全拆拆除后，封封門處加固固土體的剪剪應(yīng)力云圖圖，可見，封封門拆除后后，與封門門連接處土土體剪應(yīng)力力較大。圖2.1SEQ圖\*AARABIIC\ss1333剪應(yīng)力力（Sxy，從上而而下）圖2.1SEQ圖\*AARABIIC\ss1334剪應(yīng)力力（Sxz，從上而下下）REF_Ref186010197\h圖2.1-35比比較了采用用不同的封封門拆除方方案，最大大位移的變變化曲線，可可見隨著封封門的拆除除，土體逐逐漸向外運運動，盡管管拆除過程程中最大位位移不同，但但最終最大大位移基本本是一致的的。圖2.1SEQ圖\*AARABIIC\ss1335不同方方案下位移移比較REF_Ref186010233\h圖1.1-36比比較了采用用不同的封封門拆除方方案，最大大等效應(yīng)力力（VonMiseesSttresss）的變化化曲線，可可見隨著封封門的拆除除，土體逐逐漸向外運運動，盡管管拆除過程程中最大的的等效應(yīng)力力不同，但但最終等效效應(yīng)力也基基本是一致致的。圖2.1SEQ圖\*AARABIIC\ss1336不同方方案下等效效應(yīng)力比較較2)土體加固參參數(shù)對比分分析REF_Ref186010274\h圖2.1-37為為封門拆除除過程中的的位移矢量量變化示意意圖，可見見不同于加加固情況，當(dāng)當(dāng)封門打開開一塊后既既產(chǎn)生了較較大位移。當(dāng)“井”字塊封門完全打開后，土體位移產(chǎn)生相當(dāng)大的位移，此時土體易涌出。圖2.1SEQ圖\*AARABIIC\ss1337位移矢矢量變化示示意圖（從從上而下）對于土體未加固固情況，采采用了兩種種拆除方式式“從上而下”與“從下而上”，REF_Ref186010319\h圖2.1-38與REF_Ref186010325\h圖2.1-39為土體體未加固時時，同一拆拆除方式不不同位置的的土體位移移，位移測測量點如圖圖REF_Ref186009875\h圖2.1-24所示，可可見隨著封封門的拆除除土體位移移不斷增大大。圖2.1SEQ圖\*AARABIIC\ss1338從上而下下圖2.1SEQ圖\*AARABIIC\ss1339從下而上上REF_Ref186010367\h圖2.1-40為為未加固土土體時，兩兩種拆除方方式下最大大位移的比比較，可見見在拆除第第一塊封門門時即產(chǎn)生生了較大位位移，土體體已經(jīng)不安安全。圖2.1SEQ圖\*AARABIIC\ss1440最大位位移比較REF_Ref186010399\h圖2.1-41為為封門拆除除過程中的的等效應(yīng)力力變化示意意圖，可見見當(dāng)某塊封封門被拆除除后，該處處土體等效效應(yīng)力變大大，并隨著著封門的逐逐漸拆除而而增大，“井”字塊封門門打開后，等等效應(yīng)力達(dá)達(dá)到最大。同同時可見，隨隨著封門的的拆除，土土體的下部部邊緣逐漸漸產(chǎn)生最大大的等效應(yīng)應(yīng)力。圖2.1SEQ圖\*AARABIIC\ss1441等效應(yīng)應(yīng)力變化示示意圖（從從上而下）REF_Ref186010465\h圖2.1-42與與REF_Ref186010475\h圖2.1-43為封門門處未加固固土體應(yīng)力力狀態(tài)，可可見，土體體未加固時時，土體所所受拉力區(qū)區(qū)域增大，所所受壓力區(qū)區(qū)域減小。圖2.1SEQ圖\*AARABIIC\ss1442應(yīng)力狀狀態(tài)（y）圖2.1SEQ圖\*AARABIIC\ss1443應(yīng)力狀狀態(tài)（z）REF_Ref186010493\h圖1-44為土土體未加固固時，封門門完全打開開后的塑性性應(yīng)變云圖圖，可見，土土體完全產(chǎn)產(chǎn)生塑性應(yīng)應(yīng)變，在該該狀態(tài)土體體易產(chǎn)生塑塑性屈服破破壞。圖2.1SEQ圖\*AARABIIC\ss1444塑性應(yīng)應(yīng)變云圖REF_Ref186010537\h圖2.1-45與與REF_Ref186010545\h圖2.1-46分別比比較了不同同拆除方案案下，加固固強(qiáng)度對土土體位移的的影響，由由圖可見，無無論是“從上而下”，還是“從下而上”的拆除方方式，當(dāng)加加固強(qiáng)度達(dá)達(dá)到50%以上時，土土體的位移移變化并不不是很大，而而當(dāng)土體沒沒有加固時時，土體的的變形極大大，極有可可能發(fā)生土土體坍塌。圖2.1SEQ圖\*AARABIIC\ss1445加固土土體參數(shù)對對位移影響響(從上而下)圖2.1SEQ圖\*AARABIIC\ss1446加固土土體參數(shù)對對位移影響響（從下而而上）REF_Ref186010596\h圖2.1-47比比較了不同同加固強(qiáng)度度土體產(chǎn)生生的塑性變變形，由圖圖可見，隨隨著加固強(qiáng)強(qiáng)度的降低低，加固土土體的塑性性變形逐漸漸增大，也也意味著土土體涌出的的可能性增增大，對于于未加固的的土體，整整個土體都都發(fā)生了較較大的塑性性變形，該該狀態(tài)下極極有可能破破壞，涌入入工作井內(nèi)內(nèi)。(a)完全全加固(b)80%%加固(c)50%%加固(d)完全未加加固圖2.1SEQ圖\*AARABIIC\ss1447加固強(qiáng)強(qiáng)度對塑性性區(qū)域的影影響\2.1.3本章章小結(jié)在土體完全加固固的情況下下，不同封封門打開形形式比較，結(jié)結(jié)論如下：：1）從最終加固土體體的涌出位位移比較得得出：從上上而下拆除除方案得到到最小的涌涌出位移，從從下而上的的得到最大大的涌出位位移。從右右而左的拆拆除方案較較從左而右右的拆除方方案得到更更小的涌出出位移，這這主要由于于雙線隧道道推進(jìn)，右右線隧道始始發(fā)井處加加固土體對對左線隧道道（即當(dāng)前前分析隧道道）產(chǎn)生有有利影響。2）從封門在不同拆拆除步驟下下的受剪應(yīng)應(yīng)力水平比比較得出：：拆除第一一層封門時時，不同拆拆除方案的的封門受剪剪應(yīng)力水平平差距較大大。從上而而下的拆除除方案其封封門受剪應(yīng)應(yīng)力水平較較低且波動動也較小。拆拆除第一層層十字架時時刻，不同同拆除方案案的封門受受剪應(yīng)力水水平發(fā)生最最大波動3）從加固土體在不不同拆除方方案下的受受剪應(yīng)力水水平比較得得出：從下下而上的拆拆除方案承承受的剪應(yīng)應(yīng)力最大。從從上而下的的拆除方案案在其整體體所受的剪剪應(yīng)力水平平稍微較低低。且拆除除第二層封封門時，幾幾種方案的的加固土體體受剪應(yīng)力力水平差距距較大。從從左而右與與從右而左左的拆除方方案受到的的剪應(yīng)力水水平相差不不多，但是是從右而左左的拆除方方案在最后后幾步拆除除過程中受受到的剪應(yīng)應(yīng)力水平較較從左而右右的剪應(yīng)力力水平低。加加固土體的的有效應(yīng)力力水平在不不同封門拆拆除方案中中的變化趨趨勢與剪應(yīng)應(yīng)力水平一一致。在改變土體加固固強(qiáng)度的情情況下，不不同封門打打開形式，不不同加固參參數(shù)的對比比研究，結(jié)結(jié)論如下：：1）土體在完全不加加固情況下下，打開第第一層封門門時，第二二層封門位位移受封門門打開方案案的影響較較小，涌出出位移約為為45mmm左右。當(dāng)當(dāng)打開第二二層封門時時，土體均均在不同打打開封門塊塊時刻涌出出，其中從從上而下的的打開方式式穩(wěn)定期最最長，從下下而上的方方式穩(wěn)定期期最短。2）在對不同土體加加固強(qiáng)度的的對比分析析得到：不不同加固強(qiáng)強(qiáng)度下，從從上而下封封門打開方方案的加固固土體涌出出位移均小小于從下而而上的打開開方案。在在打開第一一層封門時時，加固土土體受封門門打開方案案及加固土土體的強(qiáng)度度的影響都都較打開第第二層封門門時刻小。從靜態(tài)數(shù)值模擬擬結(jié)果分析析得到如下下結(jié)論：1）在土體完全加固固時，對于于不同的拆拆除方式，盡盡管拆除過過程中，最最大位移與與最大應(yīng)力力不同，但但完全拆除除后，其結(jié)結(jié)果基本是是一致的；；2）在土體完全加固固時，封門門處的土體體大部分依依然處于受受壓狀態(tài)，而而不是板殼殼理論所假假設(shè)的受拉拉狀態(tài)。同同時可見，只只有下部的的少量土體體產(chǎn)生了塑塑性變形，大大部分土體體均處于安安全的狀態(tài)態(tài)。3）在土體完全未加加固時，即即使僅打開開幾塊封門門，封門處處的土體既既會產(chǎn)生較較大的位移移，同時可可見土體受受拉區(qū)域增增大，受壓壓區(qū)域減小小，且土體體完全產(chǎn)生生塑性變形形，土體易易發(fā)生破壞壞涌出。4）比較不同的加固固強(qiáng)度可見見，隨著加加固強(qiáng)度的的降低，土土體位移增增大，塑性性區(qū)域增大大。在土體體加固強(qiáng)度度大于50%時，加固固土體的位位移與塑性性區(qū)域增大大得較小。而而未加固時時，土體位位移很大，完完全產(chǎn)生塑塑性變形，土土體易產(chǎn)生生破壞。2.2出洞施工工的三維可可視化仿真真2.2.1概述述盾構(gòu)始發(fā)井出洞洞段采用旋旋噴樁地基基加固。依依據(jù)南京長長江隧道工工程左汊隧隧道江中盾盾構(gòu)段浦口口始發(fā)井洞洞口段加固固圖SS-ZZS-044-07--009、SS-ZZS-044-07--010和施工現(xiàn)現(xiàn)場實際情情況，以及及與設(shè)計院院溝通暫時時將高壓旋旋噴樁地基基加固（樁樁徑為ф1000）分為左左線加固段段和右線加加固段，設(shè)設(shè)計要求高高壓旋噴樁樁地基加固固土28d的無側(cè)限限抗壓強(qiáng)度度應(yīng)不小于于1.0MMPa，施工區(qū)區(qū)域劃分如如下：(1)左線加固段（LLK3+6600.000～LK3++655.000）有69排高壓旋旋噴樁（見見附圖），其其中AE區(qū)為23排（里程程為LK33+6000.00～LK3++618.000），樁編編號為AE1--1～AE233-31；BE區(qū)為46排（里程程為LK33+6188.00～LK3++655.000），樁編編號為BE244-1～BE699-27，例如BE31排第6根樁，則則高壓旋噴噴樁編號為為BE311-6，高壓旋旋噴樁長為為14.770m～21.110m），數(shù)量為1922根（AE區(qū)為703根，BE區(qū)為1219根）。(2)左線加固段（RRK3+5999.421～LK3++654.421）有69排高壓旋旋噴樁（見見附圖），其其中AW區(qū)為23排（里程程為RK3+5999.421～LK3++617.421），樁編編號為AW1--1～AW233-27；BW區(qū)為46排（里程程為RK3+6117.421～LK3++654.421），樁編編號為BW233-1～BW699-27，例如BW31排第9根樁，則則高壓旋噴噴樁編號為為BE311-9，高壓旋旋噴樁長為為14.770。同時，根根據(jù)XX段勘查查說明書，可可知盾構(gòu)出出洞段范圍圍內(nèi)主要涉涉及的土層層有：②-3粘土、④淤泥質(zhì)粉粉質(zhì)粘土、⑥淤泥質(zhì)粉粉質(zhì)粘土夾夾粉土、⑦-2粉土夾粉粉質(zhì)粘土、⑧粉細(xì)砂、⑨粉細(xì)砂、⑩礫砂，eqq\o\\ac(○○,12))粉細(xì)砂、eeq\oo\ac((○,13))圓礫各層層土體采用用的計算參參數(shù)如表22.2.22-1所示：表2.2-1土土體參數(shù)土層名稱M(MPa)γ0（kN/m3）C（kPa）Φ（°）②-3粘土3.7717.798.7④淤泥質(zhì)粉質(zhì)粘土土3.117.4118.9⑥淤泥質(zhì)粉質(zhì)粘土土夾粉土3.6317.5109.6⑦-2粉土夾粉質(zhì)質(zhì)粘土6.2817.7118.6⑧粉細(xì)砂11.2618.4432.6⑨粉細(xì)砂13.5619.2431.7⑩礫砂12.2118.5532.5eq\o\aac(○,12))粉細(xì)砂12.8919333.3eq\o\aac(○,13))圓礫13.5119.5434根據(jù)地質(zhì)勘探及及隧道軸線線設(shè)計資料料，得到如如圖2.2..2-1所示的隧隧道覆土沿沿著隧道軸軸線分布規(guī)規(guī)律。圖2.2-1隧道道覆土變化化2.2.2仿真建建模1)計算假定、計計算區(qū)域及及模型計算中，假定施施工擾動影影響范圍內(nèi)內(nèi)的土體物物理力學(xué)參參數(shù)的未改改變。為減減小尺寸效效應(yīng)的影響響，垂直距距離約7D+H，縱向長長度約21D++H，寬度方方向左右約約7D。其中，D指盾構(gòu)縱縱向直徑，H為隧道中中心埋深，縱縱向長度×橫向?qū)挾取链怪本嚯x離＝3355m×250mm×120m(D=14..93m，H=12..965mm)。計算模模型網(wǎng)格剖剖分圖2.2..2-2～圖2.2..2-9所示，共191，447個結(jié)點，181，368個單元。圖2.2-2出洞洞施工模型型圖2.2-3工作作井模型圖2.2-4加固固模型圖2.2-5加固固模型圖2.2-6注漿漿模型圖2.2-7隧道道土體模型型圖2.2-8襯切切模型圖2.2-9盾構(gòu)構(gòu)機(jī)模型2)材料參數(shù)取值計算中，各層土土體均為彈彈塑性小應(yīng)應(yīng)變模型，而而工作井的的內(nèi)襯墻與與連續(xù)墻采采用了線彈彈性的小應(yīng)應(yīng)變模型。建建模由上至至下共分9層土，其其中加固區(qū)區(qū)高度范圍圍內(nèi)，為了了建模方便便，取該范范圍內(nèi)土體體參數(shù)的加加權(quán)平均值值，土體采采用Solidd45單元元模擬。計計算過程中中各層土體體及加固土土體物理力力學(xué)參數(shù)如如表4-1、表4-2所示。表4-2加固固土體參數(shù)數(shù)土層名稱γ（kN/m3）泊松比壓縮模量（MPa）C（kPa）Φ（°）加固土體20.40.25120300303)邊界及加載條件件分析時采用齊次次邊界條件件，沿隧道道縱向前后后兩個截面面土體沿盾盾構(gòu)推進(jìn)方方向位移被被約束，左左右截面土土體垂直于于盾構(gòu)推進(jìn)進(jìn)方向位移移被約束，模模型的上部部邊界取為為自由面，下下部邊界取取為固定邊邊界。圖2.2-10邊界條件件開挖面上施加了了泥水壓力力，同時考考慮了開挖挖面泥水壓壓力的梯度度影響。泥泥水壓力根根據(jù)實際工工況選擇。圖2.2-11開挖面泥泥水壓力盾構(gòu)機(jī)經(jīng)過一定定的簡化處處理，考慮慮了與土體體接觸部分分，并將附附加實際質(zhì)質(zhì)量。圖2.2-12盾構(gòu)機(jī)考慮油缸壓力的的影響，將將油缸推力力轉(zhuǎn)換成壓壓力施加在在盾構(gòu)機(jī)上上，同時考考慮油缸推推力的分布布情況。圖2.2-13盾構(gòu)機(jī)上上油缸壓力力施加考慮油缸推力的的影響，將將油缸推力力轉(zhuǎn)換成壓壓力施加在在襯切上，同同時考慮油油缸推力的的分布情況況。圖2.2-14襯切上油油缸壓力施施加考慮了注漿的時時空性能變變化，同時時考慮了拖拖車載荷等等因素的影影響圖2.2-15注漿時空空效應(yīng)2.2.3計算算結(jié)果及其其分析1)開挖面壓力對出出洞施工過過程的影響響分析(1)計算工況況設(shè)計本次研究在完全全模擬盾構(gòu)構(gòu)施工中的的地形、土土層物理特特性等施工工情況，采采用了5組開挖面面壓力，進(jìn)進(jìn)行了施工工過程的計計算，以求求能夠比較較全面的分分析盾構(gòu)出出洞后開挖挖面壓力對對盾構(gòu)穩(wěn)定定性的影響響，同時對對8個施工位位置進(jìn)行了了重點分析析。(1)開挖面壓壓力的確定定開挖面壓力采用用了5組壓力，其其確定方式式采用了在在基準(zhǔn)壓力力的基礎(chǔ)上上，分別增增加10KPPa、20KPPa與減小10KPPa、20KPPa來確定?；鶞?zhǔn)壓力的確定定，在完全全加固區(qū)時時的土壓采采用了維持持泥水的壓壓力，泥水水密度為11350kkg/m3，其它區(qū)區(qū)域的壓力力采用水土土合算公式式進(jìn)行計算算。然后，根據(jù)實際際的計算情情況進(jìn)行了了適當(dāng)調(diào)整整，以保證證開挖面的的穩(wěn)定性。最最后，基準(zhǔn)準(zhǔn)計算壓力力設(shè)定為如如圖2.2--16所示：圖2.2-16基準(zhǔn)壓力力（2）分析位置及術(shù)術(shù)語說明圖2.2-17位置1盾構(gòu)機(jī)開開挖（開挖挖1環(huán)）圖2.2-18位置2盾構(gòu)機(jī)位位于18米加固區(qū)內(nèi)內(nèi)（開挖77環(huán)）圖2.2-19位置3盾構(gòu)機(jī)挖挖至18米處（開挖挖9環(huán)）圖2.2-20位置4盾構(gòu)機(jī)橫橫跨18米處（開挖挖12環(huán)）圖2.2-21位置5盾構(gòu)機(jī)挖挖過18米處（開挖挖16）圖2.2-22位置6盾構(gòu)機(jī)挖挖至55米處（開挖挖28環(huán)）圖2.2-23位置7盾構(gòu)機(jī)橫橫跨55米處（開挖挖31環(huán)）圖2.2-24位置8盾構(gòu)機(jī)挖挖過55米處（開挖挖35環(huán)）影響系數(shù)：（當(dāng)當(dāng)前壓力下下的數(shù)值-基準(zhǔn)壓力力下的數(shù)值值）/|基準(zhǔn)壓力力下的數(shù)值值|盾構(gòu)機(jī)垂向位移移差：盾構(gòu)構(gòu)機(jī)尾部中中心的垂直直位移減去去頭部中心心的垂直位位移。開挖面的位移：：開挖面沿沿軸線的位位移，負(fù)值值為隧道內(nèi)內(nèi)向，正值值為盾構(gòu)機(jī)機(jī)前進(jìn)方向向。2)出洞過程程重點位置置模擬及分分析(1)盾構(gòu)機(jī)開開挖（開挖挖1環(huán)）圖2.2-25開開挖面位移移（基準(zhǔn)壓壓力下）圖2.2--26盾構(gòu)機(jī)位位移差（基基準(zhǔn)壓力下下）圖2.2-27壓力對開開挖面位移移的影響圖2.2--28壓力對開開挖面位移移的影響系系數(shù)圖2.2-29壓力對盾盾構(gòu)機(jī)垂向向位移差的的影響圖2.2--30壓力對盾盾構(gòu)機(jī)垂向向位移差的的影響系數(shù)數(shù)當(dāng)開挖1環(huán)時，在在基準(zhǔn)壓力力下，隧道道前方開挖挖面下半部部分位移向向隧道內(nèi)，上上半部分位位移向隧道道前進(jìn)方向向，這主要要是因為開開挖面的泥泥水壓力取取的是維持持泥水的壓壓力。可見見，最大位位移為7..7mm，最最小位移為為-7.77mm。由由壓力對開開挖面的位位移影響圖圖中可見，盡盡管壓力對對開挖面的的位移有一一定的影響響，其幅值值很小，影影響系數(shù)不不大。當(dāng)開挖1環(huán)時，在在基準(zhǔn)壓力力下，盾構(gòu)構(gòu)機(jī)的盾尾尾產(chǎn)生向上上的隆起，引引起的盾構(gòu)構(gòu)機(jī)位移差差為0.4415mmm。同時由由壓力對盾盾構(gòu)機(jī)位移移差的影響響圖中可見見，開挖面面壓力對盾盾構(gòu)機(jī)位移移差影響也也較小。(2)盾構(gòu)機(jī)位位于滿堂加加固區(qū)內(nèi)（開開挖7環(huán)）分析析圖2.2-31開挖面位位移（基準(zhǔn)準(zhǔn)壓力下）圖2.2--32盾構(gòu)機(jī)位位移差（基基準(zhǔn)壓力下下）圖2.2-33壓力對開開挖面位移移的影響圖2.2--34壓力對開開挖面位移移的影響系系數(shù)圖2.2-35壓力對盾盾構(gòu)機(jī)垂向向位移差的的影響圖2.2--36壓力對盾盾構(gòu)機(jī)垂向向位移差的的影響系數(shù)數(shù)當(dāng)開挖7環(huán)時（即即盾構(gòu)機(jī)完完全進(jìn)入滿滿堂加固區(qū)區(qū)后），在在基準(zhǔn)壓力力下，隧道道前方開挖挖面位移分分布產(chǎn)生變變化，位移移均指向隧隧道內(nèi)部?？煽梢姡畲蟠笪灰茷?-0.8mmm，最小小位移為--11.99mm。由由壓力對開開挖面的位位移影響圖圖中可見，壓壓力對開挖挖面的位移移有較大的的影響，其其幅值很小小。當(dāng)開挖7環(huán)時（即即盾構(gòu)機(jī)完完全進(jìn)入滿滿堂加固區(qū)區(qū)后），在在基準(zhǔn)壓力力下，盾構(gòu)構(gòu)機(jī)的盾尾尾處的隆起起高于刀盤盤處的隆起起位移，引引起的盾構(gòu)構(gòu)機(jī)位移差差為11..02mmm。同時由由壓力對盾盾構(gòu)機(jī)位移移差的影響響圖中可見見，相對于于對開挖面面位移的影影響，開挖挖面壓力對對盾構(gòu)機(jī)位位移差的影影響要小很很多。(3)盾構(gòu)機(jī)挖挖至18米處（開挖挖9環(huán)）分析析圖2.2-37開挖面位位移（基準(zhǔn)準(zhǔn)壓力下）圖2.2--38盾構(gòu)機(jī)位位移差（基基準(zhǔn)壓力下下）圖2.2-39壓力對開開挖面位移移的影響圖2.2--40壓力對開開挖面位移移的影響系系數(shù)圖2.2-41壓力對盾盾構(gòu)機(jī)垂向向位移差的的影響圖2.2--42壓力對盾盾構(gòu)機(jī)垂向向位移差的的影響系數(shù)數(shù)當(dāng)開挖9環(huán)時（即即盾構(gòu)機(jī)挖挖至18米處），此此時刀盤前前方的土體體為原狀土土體，上方方為加固土土體。在基基準(zhǔn)壓力下下，隧道前前方開挖面面除邊緣處處位移向隧隧道內(nèi)外，大大部分位移移指向隧道道前進(jìn)方向向?？梢?，最最大位移為為20.33mm，最最小位移為為-9.44mm。由由壓力對開開挖面的位位移影響圖圖中可見，壓壓力對開挖挖面的位移移影響較大大，并且隨隨著壓力變變化的增加加而增大。當(dāng)開挖9環(huán)時（即即盾構(gòu)機(jī)挖挖至18米處），此此時刀盤前前方的土體體為原狀土土體，上方方為加固土土體。在基基準(zhǔn)壓力下下，盾構(gòu)機(jī)機(jī)的盾尾處處的隆起高高于刀盤處處的隆起位位移，引起起的盾構(gòu)機(jī)機(jī)位移差為為16.331mm。同同時由開挖挖面壓力對對盾構(gòu)機(jī)位位移差的影影響圖中可可見，開挖挖面壓力對對盾構(gòu)機(jī)位位移差影響響較大，隨隨著壓力變變化的增大大，幅值逐逐漸增大。(4)盾構(gòu)機(jī)橫橫跨18米處（開挖挖12環(huán)）分分析圖2.2-43開挖面位位移（基準(zhǔn)準(zhǔn)壓力下）圖2.2--44盾構(gòu)機(jī)位位移差（基基準(zhǔn)壓力下下）圖2.2-45壓力對開開挖面位移移的影響圖2.2--46壓力對開開挖面位移移的影響系系數(shù)圖2.2-47壓力對盾盾構(gòu)機(jī)垂向向位移差的的影響圖2.2--48壓力對盾盾構(gòu)機(jī)垂向向位移差的的影響系數(shù)數(shù)當(dāng)開挖12環(huán)時時，盾構(gòu)機(jī)機(jī)橫跨在118米處，部分分盾構(gòu)機(jī)位位于滿堂加加固土體，部部分位于頂頂篷加固土土體。在基基準(zhǔn)壓力下下，隧道前前方開挖面面除邊緣處處位移向隧隧道內(nèi)外，大大部分位移移指向隧道道前進(jìn)方向向。可見，最最大位移為為11.99mm，最最小位移為為-4.77mm。由由壓力對開開挖面的位位移影響圖圖中可見，壓壓力對開挖挖面的位移移影響較大大，并且隨隨著壓力變變化的增大大而增大。當(dāng)開挖12環(huán)時時，盾構(gòu)機(jī)機(jī)橫跨在118米處，部分分盾構(gòu)機(jī)位位于滿堂加加固土體，部部分位于頂頂篷加固土土體。在基基準(zhǔn)壓力下下，盾構(gòu)機(jī)機(jī)刀盤處部部分產(chǎn)生了了相下的位位移，而此此時盾構(gòu)機(jī)機(jī)的盾尾處處依然隆起起，這引起起的盾構(gòu)機(jī)機(jī)位移差的的增大，達(dá)達(dá)到為199.25mmm。同時時由開挖面面壓力對盾盾構(gòu)機(jī)位移移差的影響響圖中可見見，開挖面面壓力對盾盾構(gòu)機(jī)位移移差影響較較大，隨著著壓力的增增大，盾構(gòu)構(gòu)機(jī)位移差差的幅值逐逐漸增大。盾盾構(gòu)機(jī)存在在點頭的可可能，減小小壓力有助助于減小這這種可能。(5)盾構(gòu)機(jī)挖挖過18米處（開挖挖16）分分析圖2.2-49開挖面位位移（基準(zhǔn)準(zhǔn)壓力下）圖2.2--50盾構(gòu)機(jī)位位移差（基基準(zhǔn)壓力下下）圖2.2-51壓力對開開挖面位移移的影響圖2.2--52壓力對開開挖面位移移的影響系系數(shù)圖2.2-53壓力對盾盾構(gòu)機(jī)垂向向位移差的的影響圖2.2--54壓力對盾盾構(gòu)機(jī)垂向向位移差的的影響系數(shù)數(shù)當(dāng)開挖16環(huán)時時，盾構(gòu)機(jī)機(jī)挖過188米處，盾構(gòu)構(gòu)機(jī)上部為為加固土體體，而下部部完全位于于原狀土體體上。在基基準(zhǔn)壓力下下，隧道前前方開挖面面上半部分分位移向隧隧道內(nèi)，下下半部分位位移向隧道道前進(jìn)方向向。可見，最最大位移為為7.2mmm，最小小位移為--5.7mmm。由壓壓力對開挖挖面的位移移影響圖中中可見，壓壓力對開挖挖面的位移移影響很大大，并且隨隨著壓力的的增大而增增大。當(dāng)開挖16環(huán)時時，盾構(gòu)機(jī)機(jī)橫跨在118米處。在基基準(zhǔn)壓力下下，盾構(gòu)機(jī)機(jī)的盾尾處處的隆起高高于刀盤處處的隆起位位移，引起起的盾構(gòu)機(jī)機(jī)位移差為為5.577mm，明明顯小于12環(huán)的情況況。同時由由開挖面壓壓力對盾構(gòu)構(gòu)機(jī)位移差差的影響圖圖中可見，開開挖面壓力力對盾構(gòu)機(jī)機(jī)位移差影影響較大，隨隨著壓力的的增大，幅幅值逐漸增增大。(6)盾構(gòu)機(jī)挖挖至55米處（開挖挖28環(huán)）分分析圖2.2-55開挖面位位移（基準(zhǔn)準(zhǔn)壓力下）圖2.566盾構(gòu)機(jī)位位移差（基基準(zhǔn)壓力下下）圖2.2-57壓力對開開挖面位移移的影響圖2.2--58壓力對開開挖面位移移的影響系系數(shù)圖2.2-59壓力對盾盾構(gòu)機(jī)垂向向位移差的的影響圖2.2--60壓力對盾盾構(gòu)機(jī)垂向向位移差的的影響系數(shù)數(shù)當(dāng)開挖28環(huán)時時，盾構(gòu)機(jī)機(jī)挖至55米處，盾構(gòu)構(gòu)機(jī)前方為為原狀土區(qū)區(qū)域。在基基準(zhǔn)壓力下下，隧道前前方開挖面面上半部分分位移向隧隧道內(nèi)，下下半部分位位移向隧道道前進(jìn)方向向。可見，最最大位移為為3.2mmm，最小小位移為--6mm。由由壓力對開開挖面的位位移影響圖圖中可見，壓壓力對開挖挖面的位移移影響較大大，并且隨隨著壓力的的增大而增增大。當(dāng)開挖28環(huán)時時，盾構(gòu)機(jī)機(jī)挖至55米處，盾構(gòu)構(gòu)機(jī)前方為為原狀土區(qū)區(qū)域。在基基準(zhǔn)壓力下下，盾構(gòu)機(jī)機(jī)的盾尾處處的隆起高高于刀盤處處的隆起位位移，引起起的盾構(gòu)機(jī)機(jī)位移差為為8.9mmm。同時時由開挖面面壓力對盾盾構(gòu)機(jī)位移移差的影響響圖中可見見，開挖面面壓力對盾盾構(gòu)機(jī)位移移差影響較較大，隨著著壓力的增增大，幅值值逐漸減小小。這主要要是因為挖挖至該處，壓壓力施加在在原狀土體體上。(7)盾構(gòu)機(jī)橫橫跨55米處（開挖挖31環(huán)）分分析圖2.2-61開挖面位位移（基準(zhǔn)準(zhǔn)壓力下）圖2.2--62盾構(gòu)機(jī)位位移差（基基準(zhǔn)壓力下下）圖2.2-63壓力對開開挖面位移移的影響圖2.2--64壓力對開開挖面位移移的影響系系數(shù)圖2.2-65壓力對盾盾構(gòu)機(jī)垂向向位移差的的影響圖2.2--66壓力對盾盾構(gòu)機(jī)垂向向位移差的的影響系數(shù)數(shù)當(dāng)開挖31環(huán)時時，盾構(gòu)機(jī)機(jī)橫跨在555米處，盾構(gòu)構(gòu)機(jī)部分為為頂篷加固固區(qū)域，部部分位于原原狀土區(qū)域域。在基準(zhǔn)準(zhǔn)壓力下，隧隧道前方開開挖面上半半部分位移移向隧道內(nèi)內(nèi)，下半部部分位移向向隧道前進(jìn)進(jìn)方向。可可見，最大大位移為--0.1mmm，最小小位移為--9.5mmm。由壓壓力對開挖挖面的位移移影響圖中中可見，壓壓力對開挖挖面的位移移影響極大大，并且隨隨著壓力的的增大而增增大。當(dāng)開挖31環(huán)時時，盾構(gòu)機(jī)機(jī)橫跨在555米處，盾構(gòu)構(gòu)機(jī)部分為為頂篷加固固區(qū)域，部部分位于原原狀土區(qū)域域。在基準(zhǔn)準(zhǔn)壓力下，盾盾構(gòu)機(jī)的盾盾尾處的隆隆起高于刀刀盤處的隆隆起位移，引引起的盾構(gòu)構(gòu)機(jī)位移差差為7.116mm。同同時由開挖挖面壓力對對盾構(gòu)機(jī)位位移差的影影響圖中可可見，開挖挖面壓力對對盾構(gòu)機(jī)位位移差影響響較大，隨隨著壓力的的增大，幅幅值逐漸減減小。這主主要是因為為挖至該處處，壓力施施加在原狀狀土體上。(8)盾構(gòu)機(jī)挖挖過55米處（開挖35）分析圖2.2-67開挖面位位移（基準(zhǔn)準(zhǔn)壓力下）圖2.2--68盾構(gòu)機(jī)位位移差（基基準(zhǔn)壓力下下）圖2.2-69壓力對開開挖面位移移的影響圖2.2-70壓力對開開挖面位移移的影響系系數(shù)圖2.2-71壓力對盾盾構(gòu)機(jī)垂向向位移差的的影響圖2.2-72壓力對盾盾構(gòu)機(jī)垂向向位移差的的影響系數(shù)數(shù)當(dāng)開挖35環(huán)時時，盾構(gòu)機(jī)機(jī)挖過55米處，盾構(gòu)構(gòu)機(jī)全部位位于原狀土土體區(qū)域。在在基準(zhǔn)壓力力下，隧道道前方開挖挖面上半部部分位移向向隧道內(nèi)，下下半部分位位移向隧道道前進(jìn)方向向?？梢?，最最大位移為為-3.55mm，最最小位移為為-9.11mm。由由壓力對開開挖面的位位移影響圖圖中可見，壓壓力對開挖挖面的位移移影響較大大，并且隨隨著壓力的的增大而增增大。當(dāng)開挖35環(huán)時時，盾構(gòu)機(jī)機(jī)挖過55米處，盾構(gòu)構(gòu)機(jī)全部位位于原狀土土體區(qū)域。在在基準(zhǔn)壓力力下，盾構(gòu)構(gòu)機(jī)的盾尾尾處的隆起起高于刀盤盤處的隆起起位移，引引起的盾構(gòu)構(gòu)機(jī)位移差差為7.005mm。同同時由開挖挖面壓力對對盾構(gòu)機(jī)位位移差的影影響圖中可可見，開挖挖面壓力對對盾構(gòu)機(jī)位位移差影響響不大，隨隨著壓力的的增大，幅幅值逐漸減減小。這主主要是因為為挖至該處處，壓力施施加原狀土土體上。3)模擬過程程分析(1）開挖面最小位位移變化分分析整個開挖過程中中，在滿堂堂加固區(qū)域域內(nèi)，開挖挖面泥水壓壓力對開挖挖面的位移移最小值影影響不大，即即對開挖面面內(nèi)涌的位位移影響不不大；而在在頂篷加固固區(qū)內(nèi)，開開挖面泥水水壓力影響響較大，由由影響系數(shù)數(shù)圖中可見見，減小壓壓力對開挖挖面位移的的影響更大大。此外，當(dāng)當(dāng)壓力增加加10KPPa以上時時，最小值值已經(jīng)為正正值，即開開挖面沒有有向隧道內(nèi)內(nèi)涌入，而而是完全向向外涌。圖2.2-73壓力對開開挖面最小小位移的影影響圖2.2-744壓力對開開挖面最小小位移的影影響系數(shù)（2）開挖面最大位位移變化分分析整個開挖過程中中，在滿堂堂加固區(qū)域域內(nèi)，開挖挖面泥水壓壓力對開挖挖面的位移移最大值影影響不大；；而在頂篷篷加固區(qū)內(nèi)內(nèi)，開挖面面泥水壓力力影響較大大，尤其是是開挖到555米處時，開開挖面的壓壓力對開挖挖面位移的的最大值影影響極大。此此外，可見見，當(dāng)壓力力減小10KPaa以上時，最最大值為負(fù)負(fù)值，即整整個開挖面面均的位移移均指向隧隧道內(nèi)部。圖2.2-75壓力對開開挖面最大大位移的影影響圖2.2-76壓力對開開挖面最大大位移的影影響系數(shù)（3）盾構(gòu)機(jī)垂向位位移差變化化分析圖2.2-77壓力對盾盾構(gòu)機(jī)垂向向位移差的的影響圖2.2-78壓力對盾盾構(gòu)機(jī)垂向向位移差的的影響系數(shù)數(shù)整個開挖過程中中，當(dāng)盾構(gòu)構(gòu)機(jī)在滿堂堂加固區(qū)內(nèi)內(nèi)開挖時，盾盾構(gòu)機(jī)位移移差在155mm內(nèi)，開開挖面壓力力對其影響響不大。當(dāng)當(dāng)盾構(gòu)機(jī)開開始挖188米后的頂篷篷加固區(qū)，盾盾構(gòu)機(jī)位移移差迅速增增大，同時時開挖面壓壓力對其影影響較大，減減小開挖面面壓力可降降低發(fā)生磕磕頭的風(fēng)險險。當(dāng)盾構(gòu)構(gòu)機(jī)完全進(jìn)進(jìn)入頂篷加加固區(qū)后，盾盾構(gòu)機(jī)位移移差逐漸增增大，而當(dāng)當(dāng)盾構(gòu)機(jī)開開始從頂篷篷加固區(qū)向向原狀土區(qū)區(qū)域挖掘時時，盾構(gòu)機(jī)機(jī)位移差開開始減小，盾盾構(gòu)機(jī)有向向上抬頭的的趨勢。此此時，開挖挖面壓力對對盾構(gòu)機(jī)的的位移差也也有較大影影響，當(dāng)壓壓力增大，盾盾構(gòu)機(jī)位移移差減小，即即其向上抬抬頭的趨勢勢增大。當(dāng)當(dāng)盾構(gòu)機(jī)從從頂篷加固固區(qū)出來后后，壓力對對盾構(gòu)機(jī)位位移差影響響不大。（4）地表垂向位移移變化分析析圖2.2-79壓力對軸軸線上地表表垂直位移移的影響（開開挖80米）圖2.2-80壓力對軸軸線上地表表垂直位移移的影響系系數(shù)（開挖挖80米）2.2.4實際際施工方案案的模擬及及分析1)模擬掘進(jìn)進(jìn)工況說明明根據(jù)實際施工過過程中需要要考慮油缸缸壓力的影影響，因此此模擬中需需考慮油缸缸壓力的作作用。表2.2-2試試掘進(jìn)參數(shù)數(shù)表序號區(qū)段選取斷面泥水壓力（kppa）推力（kn）扭矩（knm）掘進(jìn)速度(mmm/minn)刀盤轉(zhuǎn)速(r//min))注漿壓力(kppa)備注10～1818m/31614300001－51.2/滿堂加固218～5535m192610531－101.2196頂篷加固355～8065m210651891－101.0215原狀土2)出洞過程程重點位置置模擬及分分析（1）18米處施工情況分析析圖2.2-811盾構(gòu)機(jī)垂垂向位移云云圖由圖可見，當(dāng)盾盾構(gòu)機(jī)掘進(jìn)進(jìn)至18米處時，盾盾構(gòu)機(jī)的刀刀盤處略有有向下的位位移產(chǎn)生，而而盾構(gòu)機(jī)的的尾部的位位移是向上上的，盾構(gòu)構(gòu)機(jī)的軸線線位移差為為8.622mm，即即盾構(gòu)機(jī)具具有“磕頭”的傾向。圖2.2-82開挖面位位移云圖由圖可見，當(dāng)盾盾構(gòu)機(jī)掘進(jìn)進(jìn)至18米處時，此此時開挖面面壓力作用用在原狀土土上，因此此該開挖面面的壓力略略大，使得得開挖面上上的大部分分土體位移移均為正值值，土體最最大值位移移位于開挖挖面的上部部，最大值值為19..1mm，最最小值為--4.2mmm，土體體受到壓縮縮作用，產(chǎn)產(chǎn)生外涌的的現(xiàn)象。（2）35米處施工情況分析析圖2.2-83盾構(gòu)機(jī)垂垂向位移云云圖由圖可見，當(dāng)盾盾構(gòu)機(jī)掘進(jìn)進(jìn)至35米處時，整整個盾構(gòu)機(jī)機(jī)均產(chǎn)生了了向下的位位移，但是是盾構(gòu)機(jī)的的刀盤處的的位移大于于盾構(gòu)機(jī)尾尾部處的位位移，盾構(gòu)構(gòu)機(jī)的軸線線位移差仍仍然為正值值，幅度為為1.277mm，即即盾構(gòu)機(jī)依依然具有“磕頭”的傾向。圖2.2-84開挖面位位移云圖由圖可見，當(dāng)盾盾構(gòu)機(jī)掘進(jìn)進(jìn)至55米處時，此此時開挖面面壓力作用用在原狀土土上，因此此該開挖面面的壓力略略大，使得得開挖面上上土體位移移全部為正正值，土體體的最大值值位移位于于開挖面的的中部，最最大值為225.5mmm，最小小值為1..2mm，土土體全部受受到壓縮作作用，產(chǎn)生生外涌的現(xiàn)現(xiàn)象。（3）65米處施工情況分析析圖2.2-85盾盾構(gòu)機(jī)垂向向位移云圖圖由圖可見，當(dāng)盾盾構(gòu)機(jī)掘進(jìn)進(jìn)至65米處時，整整個盾構(gòu)機(jī)機(jī)的位移均均為向下，但但是盾構(gòu)機(jī)機(jī)的刀盤處處的位移大大于盾構(gòu)機(jī)機(jī)尾部處的的位移，盾盾構(gòu)機(jī)的軸軸線位移差差仍然為正正值，幅度度為2.008mm，即即盾構(gòu)機(jī)依依然具有“磕頭”的傾向。圖2.2-866開挖面位位移云圖由圖可見，當(dāng)盾盾構(gòu)機(jī)掘進(jìn)進(jìn)至65米處時，此此時開挖面面壓力作用用在原狀土土上，因此此該開挖面面的壓力略略大，使得得開挖面上上土體位移移全部為正正值，土體體的最大值值位移位于于開挖面的的下部，最最大值為221mm，最最小值為55.3mmm，土體全全部受到壓壓縮作用，產(chǎn)產(chǎn)生外涌的的現(xiàn)象。3)模擬過程程分析由圖2-87可見見，盾構(gòu)機(jī)機(jī)位于滿堂堂加固區(qū)時時，盾構(gòu)機(jī)機(jī)前后位移移差較小，最最大值為9.1mmm，最小小值為0..8mm，即即在此區(qū)域域盾構(gòu)機(jī)“磕頭”的風(fēng)險很很低；當(dāng)盾盾構(gòu)機(jī)開始始進(jìn)入頂篷篷加固區(qū)時時，盾構(gòu)機(jī)機(jī)前后位移移差瞬時增增加到最大大，達(dá)到112.8mmm，這是是由于盾構(gòu)構(gòu)機(jī)作用在在原狀土導(dǎo)導(dǎo)致的，此此后隨著盾盾構(gòu)機(jī)進(jìn)入入該區(qū)域，該該值逐漸減減小，此后后逐漸穩(wěn)定定；當(dāng)盾構(gòu)構(gòu)機(jī)由頂篷篷加固區(qū)進(jìn)進(jìn)入原狀土土區(qū)，盾構(gòu)構(gòu)機(jī)前后位位移差減小小，完全進(jìn)進(jìn)入原狀土土區(qū)后保持持穩(wěn)定狀態(tài)態(tài)。圖2.2-87盾構(gòu)機(jī)垂垂向位移差差圖2.2-88開挖面位位移由圖可見，當(dāng)盾盾構(gòu)機(jī)位于于滿堂加固固區(qū)時，除除位于交界界處的開挖挖面最大位位移為199.1mmm外，其他他位置的幅幅值均較小小；而當(dāng)盾盾構(gòu)機(jī)位于于頂篷加固固區(qū)時，開開挖面土體體大部分處處于壓縮狀狀態(tài)，開挖挖面的土體體位移均指指向盾構(gòu)機(jī)機(jī)前進(jìn)方向向，開挖面面土體產(chǎn)生生外涌；當(dāng)當(dāng)盾構(gòu)機(jī)進(jìn)進(jìn)入原狀土土區(qū)，開挖挖面的土體體也均指向向盾構(gòu)機(jī)前前進(jìn)方向，但但幅值相對對于頂篷加加固區(qū)的要要小。圖2.2-89地表垂向向位移由圖可見，滿堂堂加固區(qū)的的地表垂向向位移較大大，最大值值達(dá)到了116.5mmm，即靠靠近工作井井處地表產(chǎn)產(chǎn)生了較大大的隆起；；而頂篷加加固區(qū)的地地表垂向位位移較滿堂堂加固區(qū)小小，最大值值為10..5mm；；在原狀土土區(qū)內(nèi)，除除盾構(gòu)機(jī)開開挖面土體體前方由于于壓力作用用隆起外，其其他位置均均較小。2.2.5本本章小結(jié)通過對盾構(gòu)機(jī)出出洞段的仿仿真過程，得得到基準(zhǔn)壓壓力下的數(shù)數(shù)據(jù)如表22.2-3所示?？伎紤]油缸壓壓力下的數(shù)數(shù)據(jù)如表22.2-4所示。2.2-3基準(zhǔn)準(zhǔn)壓力下掘掘進(jìn)的數(shù)據(jù)據(jù)統(tǒng)計滿堂加固區(qū)頂篷加固區(qū)原狀土區(qū)盾構(gòu)機(jī)垂向位移移差（mm）最大值16.3124.1511.21最小值0.42-0.227.09開挖面位移（mm）最大值8.0020.300.70最小值-14.5-15.60-9.40地表垂向位移（mm）最大值26.463.737.29最小值4.722.520.09表2.2-4實實際試掘進(jìn)進(jìn)工況下的的數(shù)據(jù)統(tǒng)計計滿堂加固區(qū)頂篷加固區(qū)原狀土區(qū)盾構(gòu)機(jī)垂向位移移差（mm）最大值9.112.85.9最小值0.81.01.9開挖面位移（mm）最大值19.141.326.6最小值-6.0-1.61.1地表垂向位移（mm）最大值16.510.13.2最小值15.51.90.1從規(guī)律性結(jié)論上上來看，可可以分為以以下幾點：：1)開挖面壓力對盾盾構(gòu)機(jī)位移移差的影響響：整個開開挖過程中中，當(dāng)盾構(gòu)構(gòu)機(jī)在滿堂堂加固區(qū)內(nèi)內(nèi)開挖時，盾盾構(gòu)機(jī)位移移差在155mm內(nèi)，開開挖面壓力力對其影響響不大。當(dāng)當(dāng)盾構(gòu)機(jī)開開始挖188米后的頂篷篷加固區(qū)，盾盾構(gòu)機(jī)位移移差迅速增增大，同時時開挖面壓壓力對其影影響較大，減減小開挖面面壓力可降降低發(fā)生磕磕頭的風(fēng)險險。當(dāng)盾構(gòu)構(gòu)機(jī)完全進(jìn)進(jìn)入頂篷加加固區(qū)后，盾盾構(gòu)機(jī)位移移差逐漸增增大，而當(dāng)當(dāng)盾構(gòu)機(jī)開開始從頂篷篷加固區(qū)向向原狀土區(qū)區(qū)挖掘時，盾盾構(gòu)機(jī)位移移差開始減減小，盾構(gòu)構(gòu)機(jī)有向上上抬頭的趨趨勢。此時時，開挖面面壓力對盾盾構(gòu)機(jī)的位位移差也有有較大影響響，當(dāng)壓力力增大，盾盾構(gòu)機(jī)位移移差減小，即即其向上抬抬頭的趨勢勢增大。當(dāng)當(dāng)盾構(gòu)機(jī)從從頂篷加固固區(qū)出來后后，壓力對對盾構(gòu)機(jī)位位移差影響響不大。2)開挖面壓力對開開挖面位移移的影響：：在滿堂加加固區(qū)域內(nèi)內(nèi)，開挖面面泥水壓力力對開挖面面的位移影影響不大；；而在頂篷篷加固區(qū)內(nèi)內(nèi)，開挖面面泥水壓力力影響較大大。當(dāng)壓力力增加100KPa以以上時，最最小值已經(jīng)經(jīng)為正值，即即開挖面沒沒有向隧道道內(nèi)涌入，而而是均產(chǎn)生生指向隧道道前進(jìn)方向向位移；當(dāng)當(dāng)壓力減小小20KPPa以上時時，最大值值已經(jīng)為負(fù)負(fù)值，整個個開挖面均均指向隧道道內(nèi)部，產(chǎn)產(chǎn)生向隧道道內(nèi)涌入位位移。3)開挖面壓力對地地表位移的的影響：開開挖40環(huán)后，地地表最大位位移出現(xiàn)在在右線軸線線的右側(cè)，同同時工作井井處及隧道道軸線開挖挖面前方的的位移也較較大；同時時可見開挖挖面泥水壓壓力對工作作井及滿堂堂加固區(qū)的的地表位移移影響不大大，但對頂頂篷加固區(qū)區(qū)域及原狀狀土區(qū)域的的地表位移移影響較大大，隨著開開挖面泥水水壓力的增增大而增大大。4)油缸壓力對盾構(gòu)構(gòu)機(jī)位移差差的影響：：滿堂加固固區(qū)：盾構(gòu)構(gòu)機(jī)前后位位移差較小小，最大值值為9.1mmm，最小小值為0..8mm，即即在此區(qū)域域盾構(gòu)機(jī)“磕頭”的風(fēng)險很很低。頂篷篷加固區(qū)：：但盾構(gòu)機(jī)機(jī)開始進(jìn)入入頂篷加固固區(qū)時，盾盾構(gòu)機(jī)前后后位移差瞬瞬時增加到到最大，達(dá)達(dá)到12..8mm，這這是由于盾盾構(gòu)機(jī)作用用在原狀土土導(dǎo)致的，此此后隨著盾盾構(gòu)機(jī)進(jìn)入入該區(qū)域，該該值逐漸減減小。原狀狀土區(qū)：當(dāng)當(dāng)盾構(gòu)機(jī)由由頂篷加固固區(qū)進(jìn)入原原狀土區(qū)，盾盾構(gòu)機(jī)前后后位移差減減小。5)油缸壓力對開挖挖面位移的的影響：滿滿堂加固區(qū)區(qū)：除位于于交界處的的開挖面最最大位移為為19.11mm外，其其他位置的的幅值均較較小。頂篷篷加固區(qū)：：開挖面處處于壓縮狀狀態(tài)，開挖挖面的土體體位移均指指向盾構(gòu)機(jī)機(jī)前進(jìn)方向向。原狀土土區(qū)：開挖挖面的土體體也均指向向盾構(gòu)機(jī)前前進(jìn)方向，但但幅值相對對于頂篷加加固區(qū)要小小。6)油缸壓力對地表表位移的影影響：滿堂堂加固區(qū)：：地表垂向向位移較大大，到達(dá)116.5mmm；頂篷篷加固區(qū)：：地表垂向向位移較滿滿堂加固區(qū)區(qū)小，達(dá)到到10.55mm；原原狀土區(qū)：：除盾構(gòu)機(jī)機(jī)開挖面土土體前方由由于壓力作作用隆起外外，其他位位置較小。2.3穿越長江江大堤施工工的三維可可視化仿真真2.3.1.工工程概述根據(jù)現(xiàn)場勘察，擬擬建隧道段段陸域主要要構(gòu)筑物為為長江大堤堤，起防洪洪防汛作用用。北岸長長江大堤其其里程為K3+7758，岸堤坡坡角約為45○，臨水一一側(cè)漿砌塊塊石護(hù)坡，修修建時間60年代，堆堆填物為粉粉質(zhì)粘土，大大堤頂面寬寬8～10m，大堤頂頂面標(biāo)高約約11.770m，堤堤頂擋水墻墻高出大堤堤1.0mm。盾構(gòu)機(jī)機(jī)從始發(fā)井井出發(fā)，穿穿越試驗段段，穿越長長江大堤這這一過程中中，為保證證盾構(gòu)機(jī)沿沿著隧道設(shè)設(shè)計軸線的的順利掘進(jìn)進(jìn)，必須嚴(yán)嚴(yán)格控制盾盾構(gòu)機(jī)在這這一段中的的姿態(tài)，同同時，為了了保障沿線線人民群眾眾生命財產(chǎn)產(chǎn)的安全，必必須對大堤堤的安全性性進(jìn)行嚴(yán)格格監(jiān)控及通通過必要技技術(shù)手段預(yù)預(yù)測隧道工工程對大堤堤的安全的的影響程度度。依據(jù)項目合作方方提供的該該段隧道的的地質(zhì)環(huán)境境資料及施施工參數(shù)資資料，得到到以下仿真真方案，如如REF_Ref185231919\h圖2.3--1。右線盾盾構(gòu)機(jī)從原原狀土地質(zhì)質(zhì)段出發(fā)，依依次經(jīng)過水水塘段，穿穿越長江大大堤段。圖2.3SEQ圖\*AARABIIC\ss111盾構(gòu)機(jī)過過大堤模擬擬方案根據(jù)隧道施工方方提供的盾盾構(gòu)機(jī)位于于該區(qū)段的的預(yù)計工作作參數(shù)(如REF_Ref185232088\h表2.3--1)結(jié)合實際際地質(zhì)狀況況，計算得得到盾構(gòu)機(jī)機(jī)在該區(qū)段段中連續(xù)掘掘進(jìn)時的開開挖面泥水水壓力、推推進(jìn)千斤頂頂施力等工工作參數(shù)，其其中推進(jìn)千千斤頂力分分布如REF_Ref185237024\h圖2.3--2，開挖面面泥水壓力力施加如REF_Ref185232186\h圖圖2.3--3。表2.3SEQ表\*AARABIIC\ss111施工參數(shù)數(shù)序號區(qū)段選取斷面泥水壓力（kppa）推力（kn）扭矩（knm）掘進(jìn)速度(mmm/minn)刀盤轉(zhuǎn)速(r//min))注漿壓力(kppa)備注10～1818m/31614300001－51.2/滿堂加固218～5535m192610531－101.2196頂篷加固355～8065m210651891－101.0215原狀土480～115100m235695401－201.0242水塘5115～1500135m280763401－101.0290長江大堤圖2.3SEQ圖\*AARABIIC\ss122推進(jìn)千斤斤頂力分布布圖2.3SEQ圖\*AARABIIC\ss133開挖面泥泥水壓力設(shè)設(shè)計值整個數(shù)值仿真以以四種工況況分析即：：1、穿越原原狀土段2、穿越水水塘段3、穿越大大堤段4、大堤堤堤面段。主主要分析內(nèi)內(nèi)容分為三三種即：1、地表沉沉降2、開挖面面穩(wěn)定性3、盾構(gòu)機(jī)機(jī)姿態(tài)。根據(jù)地質(zhì)勘探及及隧道軸線線設(shè)計資料料，得到如如REF_Ref185232282\h圖2.3--4所示的隧隧道覆土沿沿著隧道軸軸線分布規(guī)規(guī)律（其中中大堤處未未考慮大堤堤堤壩厚度度）。圖2.3SEQ圖\*AARABIIC\ss144隧道覆土土變化2.3.2仿真真建模對于復(fù)雜地層段段的三維非非線性有限限元分析要要求基于實實際地質(zhì)勘勘探資料建建立CAD幾何模型型，如REF_Ref185232494\h圖2.3--5為基于二二維地質(zhì)勘勘探資料的的三維重構(gòu)構(gòu)CAD線框模型型，其中該該段坐標(biāo)位位置為LK3++660～LK3++910。圖2.3SEQ圖\*AARABIIC\ss155地質(zhì)層的的三維CAD重構(gòu)圖基于三維CADD圖，以三三維網(wǎng)格雕雕塑技術(shù)建建立如REF_Ref185233243\h圖2.3--6所示的三三維非線性性有限元模模型。有限限元模型中中土層分布布按照實際際地層進(jìn)行行分層建模模。隧道建建模按照實實際軸線建建立三維曲曲線型隧道道有限元模模型，REF_Ref185236733\h圖2.3--7為隧道有有限元模型型，兩條隧隧道軸線中中心間距不不斷變化，隧隧道具有較較大坡度。REF_Ref185236149\h圖2.3-8為模型端面詳細(xì)視圖。如REF_Ref185233303\h圖2.3-9、REF_Ref185233305\h圖2.3-10為該隧道的預(yù)設(shè)襯砌及注漿有限元模型圖。圖2.3SEQ圖\*AARABIIC\ss166三維非線線性有限元元模型圖2.3SEQ圖\*AARABIIC\ss177隧道模型型圖2.3SEQ圖\*AARABIIC\ss188模型端面面詳細(xì)視圖圖圖2.3SEQ圖\*AARABIIC\ss199預(yù)設(shè)注漿漿層實體單單元圖2.3SEQ圖\*AARABIIC\ss1110設(shè)襯砌砌層實體單單元為建立大堤與土土層相互耦耦合的數(shù)值值模型，在在有限元模模型中引進(jìn)進(jìn)多點耦合合約束（MPC），以此此來建立不不同網(wǎng)格疏疏密度之間間的連接。如如REF_Ref185236342\h圖2.3--11。圖2.3SEQ圖\*AARABIIC\ss1111大堤與土土層耦合視視圖2.3.3計算算結(jié)果及其其分析1)地表沉降分分析考慮到數(shù)值模擬擬結(jié)果數(shù)據(jù)據(jù)量比較大大，為簡單單明晰期間間，設(shè)置如如REF_Ref185237467\h圖2.3--12。監(jiān)測測位置以原原狀土段、水水塘段、過過大堤段、大大堤堤面段段典型位置置為主，共共設(shè)置四道道監(jiān)測位置置。主要觀觀測的沉降降內(nèi)容分為為隨著盾構(gòu)構(gòu)機(jī)掘進(jìn)時時最大沉降降值變化規(guī)規(guī)律及橫向向沉降槽變變化規(guī)律。圖2.3SEQ圖\*AARABIIC\ss1112地表沉沉降監(jiān)測面面示意圖如REF_Ref185237514\h圖2.3-13為為原狀土段段的地表沉沉降隨著盾盾構(gòu)機(jī)掘進(jìn)進(jìn)時的變化化規(guī)律，該該監(jiān)測位置置位于第70m處。橫坐坐標(biāo)表示的的是盾構(gòu)機(jī)機(jī)開挖面的的掘進(jìn)距離離，從圖上上可以看出出開挖面掘掘進(jìn)到第110m處時候，該該監(jiān)測位置置的沉降值值達(dá)到最大大。該原狀狀土段盾構(gòu)構(gòu)機(jī)開挖面面后約400m處沉降降值達(dá)到最最大。此時時，形成的的最大橫向向沉降槽如如REF_Ref185237577\h圖2.3--14。圖2.3SEQ圖\*AARABIIC\ss1113原狀土土段最大沉沉降值變化化規(guī)律圖2.3SEQ圖\*AARABIIC\ss1114原狀土土段最大橫橫向沉降槽槽REF_Ref185237577\h圖2.3-14中中顯示原狀狀土段的最最大沉降值值約為388.5mmm，最大沉沉降值出現(xiàn)現(xiàn)在隧道軸軸線正上方方位置。如REF_Ref185237659\h圖2.3-15為為為水塘段段的監(jiān)測位位置最大沉沉降值的變變化規(guī)律，該該監(jiān)測位置置位于第100m處。圖上上顯示當(dāng)開開挖面位于于第166m處形成最最大沉降值值，說明水水塘段的最最大地表沉沉降出現(xiàn)于于開挖面后后約66mmm處。此此時其形成成的最大橫橫向沉降槽槽如REF_Ref185237695\h圖2.3--16。圖2.3SEQ圖\*AARABIIC\ss1115水塘段段最大沉降降值變化規(guī)規(guī)律圖2.3SEQ圖\*