基于改进喷涌模型的土压_泥水双模盾构合理转换点研究.pdf

基于改进喷涌模型的土压/泥水双模盾构合理转换点研究现 代 隧 道 技 术MODERN TUNNELLING TECHNOLOGYVol.61,No.1(Total No.414),Feb.2024第61卷第1期(总第414期),2024年2月出版收稿日期：2023-10-15修回日期：2023-11-19基金项目：国家自然科学基金（52078428）.作者简介：张茹玥（2000-），女，硕士研究生，主要从事隧道工程方面的研究工作，E-mail:Z.通讯作者：方 勇（1981-），男，博士，教授，主要从事盾构隧道方面的教学和研究工作，E-mail：.基于改进喷涌模型的土压/泥水双模盾构合理转换点研究张茹玥1邹福清2方 勇1耿芳闯2卓 彬1王宇博1（1.西南交通大学 交通隧道工程教育部重点实验室，成都 610031；2.中铁十四局集团隧道工程有限公司，济南 250101）摘要：在高、低水位交替地层中掘进时，为兼顾水下盾构隧道施工的安全性与经济性而采用土压/泥水双模盾构机。但在实际工程中，两种模式的切换普遍过于盲目和主观，以致双模盾构机的效用无法充分发挥。以资阳地铁轨道交通工程宝台大道苌弘广场盾构隧道工程为依托，先通过理论分析确定泥水/土压两种模式切换的原则及依据，后改进喷涌计算模型并结合采用COMSOL Multiphysics进行三维有限元模拟，得到可量化的土压模式盾构机喷涌风险计算和判别的方法以及螺旋输送机相关参数的影响规律。结果表明：经过现场验证，喷涌可以考虑为合理转换点的寻找原则，且改进喷涌模型计算的双模合理转换点明显优于以往的算法，能够更准确地划分出土压模式的风险区间，安全、经济和科学地指导双模盾构机进行模式切换；改进理论公式与三维模拟计算结果的差异均不超过30%且变化规律相似，螺旋输送机孔隙水流量与螺旋输送机筒体直径和螺旋节距呈线性正相关，与螺旋杆轴直径和螺旋输送机长度负相关。关键词：土压/泥水双模盾构；合理转换点；喷涌；螺旋输送机中图分类号：U455.43文献标志码：A文章编号：1009-6582（2024）01-0125-12DOI:10.13807/ki.mtt.2024.01.012引文格式：张茹玥，邹福清，方 勇，等.基于改进喷涌模型的土压/泥水双模盾构合理转换点研究J.现代隧道技术,2024,61(1):125-136.ZHANG Ruyue,ZOU Fuqing,FANG Yong,et al.Study on Rational Switchover Point of EPB/Slurry Dual-mode ShieldBased on the Improved Spewing ModelJ.Modern Tunnelling Technology,2024,61(1):125-136.1引 言盾构法施工因其扰动小、掘进快、劳动强度低、沉降可控性高等优点，在地铁隧道建设中已成为主流技术。目前国内外在软土地层施工隧道最常用的盾构机主要有土压平衡和泥水平衡两种模式1。两种模式适应的地层范围存在差异，泥水平衡盾构更能胜任具有高渗透风险和沉降风险的地层情况，而土压平衡盾构在一般的地层环境下施工效率更高。由于我国地质情况复杂多变，在长距离阶段性富水地层中施工时，单一盾构模式容易受限，而兼具两种模式特性的土压/泥水双模盾构机可根据地层需要在两种模式间切换，适用范围广泛，在工程实践中逐渐得到应用24。当前双模盾构的应用还处于探索阶段，土压/泥水双模盾构方面的研究主要集中在设备设计57和施工与相互转换技术810方面。在实际工程中，双模盾构切换位置选择不合理，轻则耽误施工进度，造成经济损失，重则出现重大工程事故，导致机毁人亡，所以关于确定双模盾构土压/泥水模式切换时机的研究具有重要意义。叶 蕾10根据盾构区间的地质勘察报告，借鉴相关工程经验进行风险分析，得出双模盾构模式转换的大概位置范围。陈 凡等11通过建立三维流固耦合数值模型，计算泥岩复合地层隧道拱顶下沉量、掌子面挤出变形量和渗流量随地层掘进时的变化曲线，分析其变化率拐点，并结合经济成本建立多目标优化模型，从而计算出合理转换点。但目前的研究只是初步探索，所提出和采用的方法缺乏较为科学的理论支撑和可操作性强的系统125基于改进喷涌模型的土压/泥水双模盾构合理转换点研究现 代 隧 道 技 术MODERN TUNNELLING TECHNOLOGY第61卷第1期(总第414期),2024年2月出版Vol.61,No.1(Total No.414),Feb.2024应用流程。因此，本文以资阳地铁轨道交通工程宝台大道苌弘广场盾构隧道区间为工程背景，通过引入喷涌模型，针对螺旋输送机部分计算公式进行修正，用可量化的方式直观判断盾构机发生喷涌的风险，进而得出一种以控制喷涌风险为核心的土压/泥水双模盾构模式转换位置选定方法，并在工程实际中进行系统应用，可为今后类似的工程所参考和借鉴。2工程概况资阳市轨道交通工程宝台大道站苌弘广场站盾构隧道区间从宝台大道始发，下穿大地沟，后进入宝台大道，接着拐入滨江大道，至苌弘广场站接收。区间单线最长掘进里程为 2 448.74 m，共计 1 249环，部分区间正下穿沱江，地下水位与盾构隧道底部的距离在1050 m内不均匀变化，采用土压/泥水双模盾构机掘进。采用的双模盾构机具体参数见表1。表1 宝-苌区间双模盾构机参数Table 1 Parameters of the dual-mode shield machine in the Baotai-Changhong section螺旋输送机筒体直径d1/m1土舱宽度L1/m1开挖面直径D/m8螺旋输送机长度L2/m12螺旋输送机倾斜角度/（）23螺旋节距S/m0.7螺旋杆轴直径d2/m0.2根据地质勘察报告，宝-苌区间沱江段主要穿越中风化泥岩，部分穿越密实卵石土、中风化砂岩及强风化泥岩。隧道洞身主要位于中风化泥岩，少部分位于中风化砂岩，地层导水裂隙不发育，岩体整体质量较好，无明显不良地质情况，详细隧道纵断面水文地质情况如图1所示，穿越地层的地质参数见表2。图1 隧道纵断面水文地质勘测Fig.1 Hydrogeological survey map for the tunnel profile表2 盾构穿越地层土质基本参数Table 2 Basic parameters for the soil property of thestratum penetrated by the shield穿越地层土质中风化泥岩隧底距水面高度/m30.6孔隙度0.42平均渗透系数k/(ms-1)510-63土压/泥水双模盾构模式切换理论分析3.1双模盾构模式切换的原则及依据根据文献11，将安全和经济视为土压/泥水双模盾构机模式切换的基本原则具有合理性。实际上，土压平衡模式在施工效率上优于泥水平衡模式12，并且泥水平衡模式依靠泥浆平衡开挖面，需要建立大型泥浆处理站，其材料消耗、设备能耗、环境污染大大高于土压模式，经济性较差13。因此，在保证工程安全的情况下，尽量采用土压平衡模式是明智之举。从安全控制的角度出发，研究土压模式和泥水模式的适用范围。分析泥水模式和土压模式的平衡原理，其主要差别在于平衡水压的能力。土压平衡模式依靠土舱和螺旋输送机中土的不透水能力控制水压，而泥水平衡模式依靠泥浆在开挖面形成不透水泥膜平衡水压。因此，土压模式平衡水压的能力要弱于泥水模式平衡水压的能力，在高水压和高渗透性地层中掘进时，土舱和螺旋输送机内的流体具126基于改进喷涌模型的土压/泥水双模盾构合理转换点研究现 代 隧 道 技 术MODERN TUNNELLING TECHNOLOGYVol.61,No.1(Total No.414),Feb.2024第61卷第1期(总第414期),2024年2月出版有较大压力势能，流体在经过土舱和螺旋输送机直到排放的过程中，若消耗的能量不足，则出口处的流体将具有较大动能，易出现螺旋输送机闸门处涌水喷泥等现象，不但影响盾构机设备机电和正常施工，而且可能进一步发展成土舱失压和开挖面失稳，造成地表沉降。因此，喷涌问题是在泥岩地层掘进时两种盾构模式切换应该考虑的主要问题，本文考虑了泥岩地层情况，利用一种合理的喷涌计算理论来评价土压盾构模式平衡水压的能力，并引入喷涌标准来判断渗水量和水压与工程的风险，从而指导双模盾构土压、泥水模式的合理选择与切换。3.2理论简化模型3.2.1土压喷涌理论概况现有盾构喷涌理论均以土舱和螺旋输送机为几何模型1417（图2），并有前提假设：进行流体相对于土体运动的计算时，土舱和螺旋输送机内的土体假设为固定多孔介质；土充满整个土舱和螺旋输送机；土体饱和均质，各向同性；忽略螺旋输送机对土中水流动的影响；忽略刀盘的推进和旋转以及刀盘开口率产生的影响；地下水和土颗粒不可压缩；开挖面总水头保持恒定。根据流体的雷诺数（临界雷诺数为1018）判断孔隙水的渗流状态，流动状态为层流，则选择达西定律14作为渗流速度与水力坡降的关系方程；流动状态为紊流，更满足Ergun方程15。地层渗透系数一般不会超过0.5 cm/s，渗流满足达西定律16。图2 现有盾构喷涌简化模型Fig.2 Existing simplified model for shield blowout3.2.2喷涌模型改进模型及其坐标系如图2所示，取隧道底部所处的水平面为重力势能基准面，则土舱的总水头分布函数表达式为13：h=H1-QskA1x(0 x L1)（1）A1=D24（2）式中：H1为开挖面总水头（m）；Qs为土舱断面的渗流量（m3/s）；D为开挖面直径（m）；L1为土舱宽度（m）；A1为土舱断面面积（m2）；k为渣土渗透系数（m/s）。目前研究推导的盾构喷涌模型计算公式都没有考虑螺旋输送机内部结构对流量计算值的影响，仅将螺旋输送机长度L2和筒体直径d视为螺旋输送机对削弱喷涌风险的贡献因素，螺旋输送机部分的总水头分布函数表达式为14：h=H2+()L1+L2cos-xQckA2cos,()L1 x L1+L2cos（3）H2=H+L2sin+d1cos2（4）式中：H2为螺旋输送机后闸门的总水头（m）；Qc为螺旋输送机横断面流量（m3/s）；L1为土舱宽度（m）；d1为螺旋输送机筒体直径（m）；L2为螺旋输送机长度（m）；A2为螺旋机筒体断面面积；H为螺旋输送机后闸门的压强水头（m）；为螺旋输送机的倾斜角度（）。由于该工程采用的螺旋输送机为有轴式螺旋输送机，故本文主要研究有轴式螺旋输送机的结构对喷涌的影响。有轴式盾构螺旋输送机内部结构如图3所示，由于螺旋杆轴和螺旋叶片的存在，以螺旋输送机筒体直径计算的筒体断面面积和螺旋输送机长度的乘积并非土体和流体的有效域。注：S为螺旋输送机螺旋节距；d2为螺旋杆轴直径。图3 盾构螺旋输送机模型Fig.3 Shield screw conveyor model目前盾构喷涌模型把螺旋输送机满装土体视为圆柱体（图4），流体流径为螺旋输送机的长度L2；实际的螺旋输送机由于螺旋叶片的阻碍，满装土体绕轴螺旋上升，断面形状近似为矩形（S（d1-d2）/2），流127基于改进喷涌模型的土压/泥水双模盾构合理转换点研究现 代 隧 道 技 术MODERN TUNNELLING TECHNOLOGY第61卷第1期(总第414期),2024年2月出版Vol.61,No.1(Total No.414),Feb.2024图4螺旋输送机内土体和流径等效示意Fig.4 Equivalent schematic diagram for soil mass and flow pathof screw conveyor体实际流过的路径L2要比假设为圆柱型的模型长很多19。诸多文献的实践也表明，合理的螺旋输送机节距S和有效断面直径d1-d2，能够起到一定的控制喷涌的作用20，而现有盾构喷涌模型算法的简化，导致计算出来的结果忽略了这些因素对喷涌指标计算的影响，从而低估了螺旋输送机控制喷涌的能力。因此，考虑螺旋输送机内部的结构、螺旋节距S和有效断面直径d1-d2对螺旋输送机出口水压力和流量的影响，建立理论公式。取螺旋输送机内一长度为dx的微断面分析，得到流经螺旋输送机断面的流体渗流量为：Qc=-dhdL2kA2（5）式中，A2为螺旋输送机断面的有效面积。利用螺旋线长度计算公式，得到：dL2=dxcosS(d1+d22)2+S2（6）式中：S为螺旋输送机螺旋节距（m）；d2为螺旋杆轴直径（m）；dL2为微元流体实际流过路径（m）。由于螺旋杆轴的存在，A2小于A2，即：A2=4(d21-d22)（7）将式（6）代入式（5）后积分得到：h=-QcS(d1+d22)2+S2kcosA2x+C（8）存在边界条件为：h|(x=L1+L2cos)=H2（9）得到修正螺旋输送机部分的总水头分布函数表达式为：h=H2+QcS(d1+d22)2+S2kcosA2(L1+L2cos-x),（10）(L1 x L1+L2cos)假设螺旋输送机进口处（x=L1）的总水头为HAB，根据式（10），螺旋输送机进口水头和出口水头具有如下关系：HAB-H2=QcS(d1+d22)2+S2kA2L2（11）根据流体运动的连续性方程，流经土舱断面和螺旋输送机断面的流体流量相等，即QS=QC=Q，同时式(1)和式(10)在x=L1处具有相同水头，即可得到总水头和渗流量的关系为：H1=Qk(L1A1+(d1+d22)2+S2SA2L2)+H2（12）Q=kH1-H2L1A1+(d1+d22)2+S2SA2L2（13）3.2.3参数分析将式（7）代入式（11）中整合化简，得到螺旋输送机渗流量Qc的多因素关系式为：Qc=4H(d21-d22)kL2(d1+d22)2S2+1（14）式中，H为螺旋输送机进出口的总水头差（m）。对公式（14）进行初步分析可知，影响螺旋输送机渗流量Qc大小的相关参数主要有：螺旋输送机外部几何参数螺旋输送机长度L2、螺旋输送机筒体直径d1，螺旋输送机内部结构参数螺旋节距S、螺旋杆轴直径d2，地层参数总水头差H、渗透系数k。式（14）中的地层参数总水头差H、渗透系数k与螺旋输送机渗流量Qc呈很明显的正比例关系，因此本文不将这2个参数设为变量进行单独的参数分析，只分析螺旋输送机外部几何参数和螺旋输送机内部结构参数对螺旋输送机渗流量Qc大小的影响。除变量参数外的其他常量参数取值见表3。（1）螺旋输送机外部几何参数考虑螺旋输送机长度L2对螺旋输送机渗流量大小的影响。螺旋输送机渗流量Q与螺旋输送机长度L2的关系曲线如图5所示。由图5可知，L2与Q的128基于改进喷涌模型的土压/泥水双模盾构合理转换点研究现 代 隧 道 技 术MODERN TUNNELLING TECHNOLOGYVol.61,No.1(Total No.414),Feb.2024第61卷第1期(总第414期),2024年2月出版图5 渗流量与螺旋输送机长度的关系曲线Fig.5 Curve for correlation between seepage flow and screwconveyor length大小呈负相关关系，结合式（14）可知，二者之间呈反比例关系。在本算例中，大约在（0,3）区间，随着L2值的增加Q急剧减少，渗流量Q关于螺旋输送机长度L2的函数曲线斜率小于-1；而在（(3,+）区间，随着L2值的增加Q缓慢减少，Q关于L2的函数曲线斜率在(-1,0)区间；L2的常见取值处于缓慢减少区间，但由于之前的急剧减少，此时Q已经降低到一个较低的值；将L2=3视为转折点。结合上述公式可知，若H、d1、d2、k、S的值改变，这个急剧减少和缓慢减少的转折点也会改变。将螺旋输送机长度的取值取在缓慢减少区间有助于获得一个较低的渗流量，但螺旋输送机的长度过长时，抑制渗流的效果会逐渐减弱，也会限制隧道内的空间。考虑螺旋输送机筒体直径d1对螺旋输送机渗流量Q大小的影响。渗流量Q与螺旋输送机筒体直径d1的关系曲线如图6所示。由图6可知，螺旋输送机渗流量Q的大小几乎随螺旋输送机筒体直径d1的增长而线性增加；d1的增加可以相对地增大出渣量，减少堵塞的风险，但同时会导致喷涌更易发生；降低d1有利于控制喷涌的风险，但相对地会减少出渣量21，增加渣土堵塞的风险。因此，应当根据工程需求合理设计d1值。（2）螺旋输送机内部结构参数图6 渗流量与螺旋输送机筒体直径的关系曲线Fig.6 Curve for correlation between seepage flow and cylinderdiameter of screw conveyor考虑螺旋节距S对螺旋输送机渗流量大小的影响。渗流量Q与螺旋节距S的关系曲线如图7所示。由图7可知，随着螺旋节距减少，螺旋输送机渗流量非线性单调递减，渗流量关于螺旋节距的函数曲线斜率则递增。工程上采用的螺旋输送机节距必须与地层粒径情况相适应，不宜过大或者过小，节距过大不利于喷涌控制，节距过小则出渣时容易发生卡机。在合理范围适当减小螺旋节距，能够对控制喷涌起到显著作用。图7 渗流量与螺旋节距的关系曲线Fig.7 Curve for correlation between seepage flow and screwpitch表3 计算参数Table 3Calculation parameters螺旋输送机长度L2/m12螺旋输送机筒体直径d1/m1螺旋节距S/m0.7螺旋杆轴直径d2/m0.2螺旋输送机的倾斜角度/（）23螺旋输送机进出口总水头差H/m40土体渗透系数k/(ms-1)110-6129基于改进喷涌模型的土压/泥水双模盾构合理转换点研究现 代 隧 道 技 术MODERN TUNNELLING TECHNOLOGY第61卷第1期(总第414期),2024年2月出版Vol.61,No.1(Total No.414),Feb.2024考虑螺旋杆轴直径d2对螺旋输送机渗流量Q大小的影响。渗流量Q与螺旋杆轴直径d2的关系曲线如图8所示。由图8可知，螺旋杆轴直径d2与渗流量Q近似呈线性负相关，这表明增大螺旋杆轴直径d2，将较大幅度地提高螺旋输送机控制喷涌的能力，但由于d2的值受到出渣和防堵塞需求以及d1值的限制，其可调节范围较为有限。图8 渗流量与螺旋杆轴直径的关系曲线Fig.8 Curve for correlation between seepage flow anddiameter of screw shaft3.3螺旋输送机三维数值模拟为反映真实情况，对螺旋输送机进行精细化三维建模，使用COMSOL Multiphysics有限元软件模拟流体在盾构螺旋输送机渣土中的运移特性，探究螺旋节距、螺旋输送机长度、螺旋输送机筒体直径和螺旋杆轴直径对流体渗流速度以及渗流量的影响。3.3.1盾构螺旋输送机模型一般情况下，不同盾构螺旋机的螺旋叶片厚度设计值变化不大，且相对于螺旋机筒体直径较小，本文模型螺旋叶片厚度取常见的60 mm，采用CAD三维建模模式绘制盾构螺旋输送机的三维几何模型，并导入COMSOL Multiphysics软件中将模型按自由四面体网格进行划分，如图9所示。根据理论分析及假设，采用达西定律物理场进行渗流计算。喷涌模型考虑的是流体与土体的相对运动，理论模型的基本假设也不考虑螺旋输送机的旋转，因此，模型设置为静区域。3.3.2计算工况螺旋输送机模型进口、出口条件设置为压强水头条件，多数单闸门螺旋输送机的闸门承受压力不可长时间超过0.1 MPa（即1 m水头），因此将出口压强水头设置为1 m。选取螺旋输送机长度L2、螺旋图9 COMSOL Multiphysics三维模型及网格划分Fig.9 COMSOL Multiphysics three-dimensional model andmesh generation输送机筒体直径d1、螺旋节距S、螺旋杆轴直径d2为三维模型的变量，其他参数为常量并根据表3进行取值。为尽量覆盖目前所使用的盾构机参数常见值，使所反映的情况和规律更具工程实际意义，本文结合以往的研究14,1921和所依托盾构工程的设计资料，合理确定三维数值模拟的盾构螺旋输送机结构参数取值，详细计算工况见表4。表4 计算工况Table 4 Calculation cases组别标准组A1组A2组A3组B1组B2组B3组C1组C2组C3组D1组D2组D3组螺旋输送机外部几何参数螺旋输送机长度L2/m126810121212121212121212螺旋输送机筒体直径d1/m11110.70.80.9111111螺旋输送机内部结构参数螺旋节距S/m0.70.70.70.70.70.70.70.650.750.80.70.70.7螺旋杆轴直径d2/m0.20.20.20.20.20.20.20.20.20.20.10.150.253.3.3三维数值模型计算结果对比和分析以表4的标准组为例，螺旋输送机沿程孔隙水压力分布如图10所示。可见，当地下水在螺旋输送机中的流动达到稳定状态时，孔隙水压力沿螺旋输送机线性递减，这也说明压强水头沿螺旋输送机线性递减，其他工况下也呈现类似规律，只是数值的大130基于改进喷涌模型的土压/泥水双模盾构合理转换点研究现 代 隧 道 技 术MODERN TUNNELLING TECHNOLOGYVol.61,No.1(Total No.414),Feb.2024第61卷第1期(总第414期),2024年2月出版图10 螺旋输送机沿程孔隙水压力分布云图Fig.10 Contour plot for pore water pressure distribution alongthe screw conveyor小有所不同，该规律与Merritt等22的模型试验所得的规律和结论一致。螺旋输送机渗流量三维数值模型计算结果与理论计算值的对比如图11图14所示。可以看出，设定的4个参数变量数值模拟结果与理论计算结果具有相似的变化趋势，而且差异都在30%以内，其中，以d1、S、d2参数为变量的计算结果差异在 20%以图11 以螺旋输送机长度为变量的渗流量计算结果对比Fig.11 Comparison of seepage flow calculation results in whichthe screw conveyor length is the variable图12 以螺旋输送机筒体直径为变量的渗流量计算结果对比Fig.12 Comparison of seepage flow calculation results in whichthe cylinder diameter of screw conveyor is the variable图13 以螺旋节距为变量的渗流量计算结果对比Fig.13 Comparison of seepage flow calculation results in whichthe screw pitch is the variable图14 以螺旋杆轴直径为变量的渗流量计算结果对比Fig.14 Comparison of seepage flow calculation results in whichthe diameter of screw shaft is the variable内，以d1和d2参数为变量的两种计算结果最为接近。这表明经过简化的改进理论模型能够较好地反映复杂三维空间中盾构螺旋输送机内地下水运动情况。3.3.4规律分析不同螺旋输送机长度L2下横截面孔隙水流速在螺旋输送机中心位置的分布如图15所示。可以看出，当螺旋输送机的长度增加时，孔隙流体流速的最高值和最低值都在减小，整体的流速都是减小的，导致螺旋输送机渗流量的减小。这是因为L2增加，从进口到出口的流径显然增加，流体动能相应减少。尽管L2的值有所变化，但是流速分布规律是一致的。在不计螺旋轴的旋转动力作用时，距离螺旋输送机杆轴越近，流速越高，沿螺旋输送机的径向，流速有明显的环形分层现象。这是因为在总体流速不高的状态下，流体质点相互混掺的程度小，形成成层的相对运动，从进口到出口的流径越短，流体消耗的动能会越少，相对应地，贴近螺旋杆轴的位置螺旋路径最短，因此流速相对最高。131基于改进喷涌模型的土压/泥水双模盾构合理转换点研究现 代 隧 道 技 术MODERN TUNNELLING TECHNOLOGY第61卷第1期(总第414期),2024年2月出版Vol.61,No.1(Total No.414),Feb.2024图15 不同螺旋输送机长度下x截面流速分布云图Fig.15 Contour plot for x cross section flow rate distributionunder different screw conveyor lengths不同螺旋输送机筒体直径d1下横截面孔隙水流速在螺旋输送机中心位置的分布如图16所示。由图16可知，随着螺旋输送机筒体直径d1的扩大，流速分布规律不改变，流速的最高值、最低值改变不图16 不同筒体直径下x截面流速分布云图Fig.16 Contour plot for x cross section flow rate distributionunder different cylinder diameters大。与螺旋输送机L2不同，d1增大导致渗流量增加的主要原因是截面面积扩大对流速的影响较小。不同螺旋节距S下横截面孔隙水流速在螺旋输送机中心位置的分布如图17所示。由图17可见，随着S的增加，分布规律不改变，流速的最高值和最低值都在增加，整体的流速也呈增加的趋势。因此，S改变引起螺旋输送机渗流量变化的原因在于改变了流速，而流速的改变可能是由于减少了流体流动路径。图17 不同螺旋节距下x截面流速分布云图Fig.17 Contour plot for x cross section flow rate distributionunder different screw pitches不同螺旋杆轴直径d2下横截面孔隙水流速度在螺旋输送机中心位置的分布如图18所示。由图18可见，随着d2的增加，分布规律不改变，但截面面积减小，同时流速的最高值也明显减少，整体的流速呈减少的趋势，使螺旋输送机渗流量减少。d1增大和d2减小都在扩大截面面积，但是对比图18和图16可知，d2能引起更强烈的流速变化，这可能因为流速相对较高的区域是环绕在螺旋杆轴，杆轴的变化能直接扰动到这部分流速相对较高的区域，从而使流速最高值和整体流速分布的大小发生较大变化。随着d2的减小，径向的流速分布趋于越来越不均匀，表现为流速相对较高的区域更集中于中心，流速相对较低的区域从外圈径向向内扩大。3.4改进理论模型的喷涌判别及实例分析文献14根据大量工程实践经验，确定了螺旋输送机后闸门处压强水头和渗流量为喷涌风险指132基于改进喷涌模型的土压/泥水双模盾构合理转换点研究现 代 隧 道 技 术MODERN TUNNELLING TECHNOLOGYVol.61,No.1(Total No.414),Feb.2024第61卷第1期(总第414期),2024年2月出版图18 不同螺旋杆轴直径下x截面流速分布云图Fig.18 Contour plot for x cross section flow rate distributionunder different diameters of screw shaft标，其中渗流量是多因素共同作用下的计算值。将螺旋输送机后闸门处压强水头H=1 m和渗流量Q=3cm3/s作为无喷涌与轻微喷涌的临界值；将螺旋输送机后闸门处压强水头H=2 m和渗流量Q=4cm3/s作为轻微喷涌与严重喷涌的临界值，喷涌判别如图19所示。图19 喷涌判别示意Fig.19 Schematic diagram for identifying blowout由于式（13）没有考虑到螺旋输送机的螺旋叶片与筒体之间不可避免的间隙以及渣土很难符合充满盾构机土舱和螺旋输送机的条件，因此根据工程实例，在式（13）中加入放大系数，使得计算值偏安全，利于在工程上的应用。最终的计算公式为：Q=kH1-(H+L2sin+d1cos2)L1A1+(d1+d22)2+S2SA2L2（15）H1=Q(L1A1+(d1+d22)2+S2SA2L2)k+H+L2sin+d1cos2（16）在深圳、广州、南京、上海的地铁工程实例中，曾发生过喷涌的是深圳和广州的地铁盾构工程14。取=1.1，运用式（15）对上述工程进行喷涌预测，预测结果如图20所示，可知改进理论简化模型能够正确判别喷涌。图20 喷涌判别实例Fig.20 Example of identifying blowout4双模盾构转换应用流程4.1双模盾构切换使用的临界条件借鉴喷涌判别图，在土压/泥水双模盾构切换临界时机上认为：无喷涌区，使用土压模式即可满足地层掘进需要；严重喷涌区，土压模式可能难以适用，采用泥水模式掘进；而轻微喷涌区，根据工程经验15,17，通过土压平衡盾构渣土改良可以实现喷涌控制，依据尽量采用土压平衡模式的原则，将此区域划分为使用土压模式。双模盾构切换临界条件划分如图21所示。4.2喷涌风险指标计算根据图21可知，当H=2 m、渗流量Q=4 cm3/s时，对应的H1值为临界开挖面水头Hc1。利用式（16），通过临界H=2 m、临界Q=4 cm3/s、已知所穿越的地层参数k和已知的盾构机参数L1、L2、d1、d2、S、，可推算出临界开挖面总水头Hc1。结合隧道地质纵断面133基于改进喷涌模型的土压/泥水双模盾构合理转换点研究现 代 隧 道 技 术MODERN TUNNELLING TECHNOLOGY第61卷第1期(总第414期),2024年2月出版Vol.61,No.1(Total No.414),Feb.2024图21 盾构模式判别示意Fig.21 Schematic diagram for determining shield mode图，隧底总水头高于临界开挖面总水头Hc1的区间喷涌风险较高，适用泥水模式掘进；低于Hc1则风险较低，适用土压模式掘进。5工程应用结果与分析资阳地铁工程宝-苌区间所穿越地层的基本参数、盾构机几何参数见表1、表2。利用式（16），计算得到该工程的临界开挖面水头Hc1约为40.4 m。根据工程勘察报告和施工设计图纸，开挖面水头高于Hc1=40.4 m的工况预计出现在第535815环。因此，根据本文改进模型设计的土压模式转泥水模式的切换时机为前535环，泥水模式转土压模式的切换时机为815环后，模式分区如图22所示。实际盾构施工过程中，盾构机在掘进至第530环时，双模盾构机在该处安全切换成泥水模式。在泥水模式下土舱压力比土压模式土舱压力明显增大（图23），给予开挖面的支护力增大，开挖面稳定性图22 盾构掘进模式划分Fig.22 Diagram for determining the shiled driving modes图23 土压/泥水模式土舱压力对比Fig.23 Comparison of excavation chamber pressurein EPB/slurry modes好。掘进至第819环时，将模式由泥水模式切换为土压模式，土压模式下土舱压力远小于泥水模式土舱压力（图23），但螺旋输送机后闸门处渣土出渣速度正常，无喷涌情况发生，说明在该位置进行泥水向土压模式的切换已无较大工程风险。根据以往的喷涌计算模型得到的开挖面水头会出现较大偏差，将导致整个区间都应该使用泥水平衡模式。而对比本工程泥水模式下和土压模式下盾构机的平均功效，土压模式的平均功效为1.6 h/环，泥水模式的平均功效为10 h/环，土压模式的平均功效是泥水模式的6.25倍。因此，本文将螺旋输送机内部结构控制喷涌的能力考虑在内的模型和算法，有利于提升施工效率，节约施工成本，提高经济效益。6结 论本文依托资阳地铁轨道交通泥水/土压双模盾构工程，先采用理论分析的方法确定了泥水/土压两种模式切换的原则及依据，再引入喷涌理论模型并结合数值模拟的方法，得到了盾构机喷涌风险的计算方法和相关参数的影响规律，最后应用于工程，指导双模盾构模式切换的实践，主要结论如下：（1）将控制水压的能力作为识别使用土压模式还是泥水模式的关键，采用尽量使用土压平衡模式的原则，引入改进喷涌模型，评价土压模式下盾构机134基于改进喷涌模型的土压/泥水双模盾构合理转换点研究现 代 隧 道 技 术MODERN TUNNELLING TECHNOLOGYVol.61,No.1(Total No.414),Feb.2024第61卷第1期(总第414期),2024年2月出版控制喷涌能力的方法，在计算土压/泥水双模式盾构的合理转换位置上优于以往模型算法，具有一定的工程实用性、可行性和经济性。（2）基于以往理论模型和假设而改进的新喷涌模型从理论上考虑了螺旋节距S和螺旋杆轴直径d2对螺旋输送机控制喷涌能力的影响；推导得到的改进简化理论计算公式与三维数值模型计算结果差异都在30%以内，其中，除L2参数以外的变量，计算结果差异均在20%以内，d1和d2参数为变量的两种计算结果最为接近。（3）螺旋输送机孔隙水流量随螺旋输送机筒体直径d1增大、螺旋节距S增大而线性增大；随螺旋杆轴直径d2增大而线性减小；随螺旋输送机长度L2增大而非线性减小，且减小速率逐渐减小；在螺旋机无动力情况下，螺旋输送机x截面的孔隙水流速分布都会有沿径向的环形流速分层。螺旋杆轴直径d2能够强烈地改变螺旋输送机截面的流体流速，随着d2的减小，径向的流速分布趋于越来越不均匀。参考文献References1 陈 凡，何 川，黄钟晖，等.地铁区间隧道多模式掘进设备选型适应性研究J.现代隧道技术,2022,59(3):53-62.CHEN Fan,HE Chuan,HUANG Zhonghui,et al.Study on the Adaptability and Selection of Multi-mode Tunnelling Equipment forSubway TunnelsJ.Modern Tunnelling Technology,2022,59(3):53-62.2 赖理春.浅谈双模式盾构施工模式的选取J.建筑机械化,2016,37(2):48-49.LAI Lichun.Select of the Double Model Shield ConstructionJ.Construction Mechanization,2016,37(2):48-49.3 朱劲锋，廖鸿雁，袁守谦，等.并联式泥水/土压双模式盾构施工技术与冷冻刀盘开舱技术的创新与实践J.隧道建设(中英文),2019,39(7):1187-1200.ZHU Jinfeng,LIAO Hongyan,YUAN Shouqian,et al.Innovation and Practice of Parallel Dual-mode Slurry/EPB Shield Construction Technology and Freezing Cutterhead Opening TechnologyJ.Tunnel Construction,2019,39(7):1187-1200.4 琚时轩.土压平衡盾构和泥水平衡盾构的特点及适应性分析J.工程机械,2007,38(12):20-22.JU Shixuan.Features and Adaptability Analysis of Soil Pressure Balancing Shield and Grout Balancing ShieldJ.Construction Machinery and Equipment,2007,38(12):20-22.5 黄钟晖，陈 凡，孟庆军,等.复合地层双模盾构风险分析与针对性设计J.隧道建设(中英文),2020,40(增2):297-305.HUANG Zhonghui,CHEN Fan,MENG Qingjun,et al.Analysis o