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既有盾构隧道抬升模型试验研究现 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收稿日期：2023-09-16修回日期：2023-10-18基金项目：国家自然基金项目（52078304，51938008，52090084）；广东省重点领域研发计划项目（2019B111108001，2022B0101070001）；深圳市科技计划（20220525163716003，QTD20200909113951005）.作者简介：曾 毅（1979-），男，硕士，教授级高级工程师，主要从事隧道工程、市政工程相关的设计与研究工作，E-mail：.通讯作者：付艳斌（1977-），男，博士，教授，主要从事隧道与地下工程方面的教学和科研工作，E-mail:.既有盾构隧道抬升模型试验研究曾 毅1高 越2，3吴沛霖2，3张小龙1付艳斌2，3（1.上海市隧道工程轨道交通设计研究院，上海 200235；2.深圳大学土木与交通工程学院，深圳 518060；3.深圳大学 滨海城市韧性基础设施教育部重点实验室，深圳 518060）摘要：隧道抬升纠偏是治理隧道沉降的有效办法，但抬升纠偏易导致收敛过大，引起隧道二次损伤。鉴于此，设计一种既有盾构隧道抬升模型试验系统，通过设置独立的纵向接头进行纵向结构模拟，以考虑隧道纵向接头对整体刚度的削减作用。综合考虑顶升量大小、抬升角度、截面刚度等影响因素，研究在抬升纠偏时隧道的竖向位移与截面变化规律。结果表明：低于45的抬升角可避免隧道在抬升过程中产生过大变形；抬升位置靠近隧道纵向接头时，抬升主动环与相邻被动环的位移差将降低，隧道纵向位移曲线变缓；增设内部支撑可以促使隆起模式从断面变形过渡到整体隆起。关键词：既有盾构隧道；定量纠偏；隧道抬升；模型试验；压密注浆中图分类号：U456文献标志码：A文章编号：1009-6582（2024）01-0200-08DOI:10.13807/ki.mtt.2024.01.020引文格式：曾 毅，高 越，吴沛霖，等.既有盾构隧道抬升模型试验研究J.现代隧道技术,2024,61(1):200-207+215.ZENG Yi,GAO Yue,WU Peilin,et al.Study on Model Test of Existing Shield Tunnel UpliftJ.Modern Tunnelling Technology,2024,61(1):200-207+215.1引 言根据 交通运输行业发展统计公报，2022年全国城市轨道交通运营线路292条，运营里程9 554.6 km1。新建隧道近接、地面临时超载及邻近基坑施工等工况24易导致既有盾构隧道出现不同类型的病害，引起隧道纵向区间的不均匀变形，威胁列车的运行安全。对于发生过大沉降和不均匀沉降的既有盾构隧道，抬升纠偏是治理沉降的有效办法。隧道抬升纠偏是系统性工程，横向上，隧道在竖向位移的过程中会引起截面的收敛变形；纵向上，隧道抬升不仅使抬升处的主动环发生较大位移，主动环也会牵引邻近的被动环产生位移，引起隧道纵向区间的连续变形。而对于已有病害的隧道，其抵抗扰动和变形的能力都较为脆弱，若抬升方案选择不当，极易造成隧道的二次损伤5。抬升纠偏最先运用于上海的隧道沉降治理中4，随后推广运用到天津6、深圳7、郑州8、杭州9和宁波10等地。为探明隧道纠偏的作用机理及主要影响因素，国内外工程师及学者进行了理论分析、试验研究，并取得了一定进展。理论分析方面，邬 泽等11提出了一种可量化回调量的注浆纠偏方法，重点研究了压密注浆对盾构隧道的纠偏机理，建立了注浆作用下盾构隧道竖向位移和水平位移的理论模型和计算公式。数值模拟方面，Zhang12,13通过Flac 3D有限差分软件模拟注浆过程，数值模拟结果与隧道收敛实测数据相当吻合，并分析了隧道水平变形受侧向注浆的影响规律。朱瑶宏等14针对某区间盾构隧道抬升纠偏的问题，提出了下部注浆、内部支撑的注浆纠偏思路，并采用Plaxis 2D软件模拟了抬升过程。试验方面，Han等15考虑注浆效率的时变性，通过大型现场试验研究了软土地层中注浆纠偏对盾构隧道结构收敛恢复的影响。Zhang等16通过全尺寸管片试验研究了不同工况下盾构隧道接头变形的可恢复性。朱 旻等17针对盾构隧道侧向注浆纠偏问题，通过模型试验和三维有限元模拟研究了不同注浆位置及注浆压力下的隧道变形规律。综上所述，针对隧道纠偏问题，已有一些理论200既有盾构隧道抬升模型试验研究现 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月出版分析和试验研究。其中，数值模拟方法主要通过对注浆土体单元施加膨胀压力使土体单元达到预定体积膨胀率来模拟隧道注浆纠偏过程，没能考虑浆液的流体特性且难以考虑管片接头弹塑性参数的非线性变化。在已有的隧道抬升模型试验中，忽略了管片环的纵向连接形式，且通常单独研究注浆抬升对隧道截面变形或位移的影响，而同时分析隧道位移及截面变形的研究也较少关注两者之间的联系。因此，本文通过自主设计的模型试验系统进行既有盾构隧道抬升试验，设置独立的纵向接头模拟实际隧道的纵向结构，考虑隧道纵向接头对整体刚度的削减作用。综合考虑顶升量大小、抬升角度、截面刚度等影响因素，研究在抬升纠偏下隧道的竖向位移与截面变形的相互作用及变化规律，对盾构隧道抬升中的位移及截面变形机理进行探索。2试验设计以深圳残积土地层中某盾构隧道为原型进行试验设计。为使室内模型与实际工程尽可能相似，综合考虑隧道抬升的影响范围和试验场地条件，模型隧道几何相似比CL取值为31。依据所定相似比设计试验装置，如图1所示。图1 试验方案示意Fig.1 Schematic diagram for test scheme模型试验装置主要由模型箱、河砂、模型隧道、小型千斤顶以及量测系统构成。试验通过小型千斤顶顶升模拟注浆抬升施工，并通过量测系统实时监测抬升过程中模型隧道衬砌结构的变形以及隧道断面的竖向位移。2.1模型箱及试验用土试验模型箱的尺寸为长1 000 mm，宽900 mm，高1 000 mm。模型箱内部沿竖向每100 mm标记一次，划分为每层填土的边界。模型隧道外径200 mm，模型隧道顶部埋深取300 mm。试验用土为河砂，土体黏聚力c为3.3 kPa，内摩擦角为35.2。试验用土装填过程为分层填筑，每层填土厚100 mm，采用重锤轻击方式将填土夯实至每层设计标高，如图2所示。其中，试验模型箱内千斤顶底部填土密度为1.8 g/cm3，模型隧道两侧及顶部填土密度为1.5 g/cm3。图2 分层填土示意Fig.2 Schematic diagram for layered filling2.2隧道抬升装置实际工程中进行既有盾构隧道注浆抬升时，浆液会根据不同的地层性质以渗透、压密和劈裂中的一种或多种形式进行扩散。试验主要模拟压密注浆纠偏，即通过注浆使土层压密之后，随着浆液压力增大，对隧道产生整体抬升作用。为较好地控制试验起始输入变量的数值，确保试验具有可重复性，对现场实际注浆工况进行一定的简化，即在土层中埋置小型千斤顶，通过顶升来模拟隧道注浆抬升过程中的浆液注入，实现隧道抬升，并通过调整千斤顶所在位置，模拟不同的注浆位置，如图3所示。图3 隧道抬升装置示意Fig.3 Schematic diagram for tunnel uplift device201既有盾构隧道抬升模型试验研究现 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.20242.3隧道模型纵向接头会改变隧道的整体纵向刚度，进而影响单环管片抵抗截面变形的能力，通过设置独立的纵向接头使模型隧道在抬升作用下的纵向位移曲线和截面变形与工程实际更为相符。此外，独立的纵向接头可以模拟隧道较大差异位移引起的螺栓弹塑性参数非线性变化。为模拟管片与接头在注浆压力作用下整体抬升情况，模型试验使用聚乙烯（PE）管模拟盾构隧道管片结构，聚乙烯塑料片模拟环间的纵向接头，模型隧道与纵向接头之间通过钢螺丝连接。模型隧道材料选择符合弹性模量和几何相似比要求，相似比参数见表1。表1 模型隧道相似比参数Table 1 Similarity ratio parameter of model tunnel几何相似比CL弹性模量相似比CE弹性刚度系数相似比CK1集中荷载相似比CP3128.75891.2527 628.75将隧道纵向接头视为弹簧，可以根据纵向接头总弹性刚度系数相似确定模型隧道的接头材料、尺寸。隧道纵向接头总弹性刚度系数K1可由式（1）求得：K1=NE1A1l1（1）式中：N为隧道相邻环接头总数；l1为纵向接头的长度；E1为接头的弹性模量；A1为单个接头的横截面面积。模型隧道各相似比的关系应符合相似试验要求，即：CK1=CECL（2）CP=CEC2L（3）式中：CK1为弹性刚度系数相似比；CP为集中荷载相似比；CL为几何相似比；CE为弹性模量相似比。原型与模型隧道管片参数见表2。表2 原型与模型隧道管片参数Table 2Prototype and model tunnel segmentparameters类型隧道外径/mm管片厚度/mm环宽/mm弹性模量/MPa原型隧道6 2003501 2003.45104模型隧道20010501 200原型隧道弹性刚度系数可由式（4）求得：K1t=NtE1tA1tl1t（4）式中：Nt为原型隧道相邻环纵向接头数量；A1t为原型隧道单个纵向接头横截面面积；l1t为原型隧道纵向接头的长度。模型隧道弹性刚度系数和横截面面积计算如下：K1m=K1tCK1（5）A1m=K1ml1mNmE1m（6）式中：K1m为模型隧道弹性刚度系数；A1m为模型隧道单个纵向接头横截面面积；Nm为模型隧道相邻环纵向接头数量；l1m为模型隧道纵向接头的长度。根据弹性刚度系数相似计算模型隧道纵向接头数量，原型与模型隧道纵向接头参数见表3。模型隧道纵向接头采用PE塑料片，沿隧道环向每60设置1个，如图4所示，尺寸为长30 mm，宽10 mm，厚2 mm，两环管片螺丝间PE塑料片长度为20 mm。表3 原型与模型隧道接头参数Table 3 Prototype and model tunnel joint parameters类型纵向接头/个面积/mm2长度/mm弹性模量/MPa原型隧道17706.864002.06105模型隧道620302 320图4 纵向接头示意Fig.4 Schematic diagram for longitudinal joint2.4监测系统布置试验共布置8个位移计。在模型隧道中间断面的主动环内沿环向分别在上、下、左、右布置4个位移传感器记录模型隧道位移与截面变形，如图5所示。通过测点1、3确定隧道截面竖向直径增量，测点2、4确定隧道截面水平直径增量。另外，在主动202既有盾构隧道抬升模型试验研究现 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 主动环测点示意Fig.5 Schematic diagram for measuring points of active upliftring环前两环和后两环管片内部的下方分别布置1个位移传感器。当模型隧道产生位移时，位移计的探针长度随之发生改变，通过采集系统全过程实时监测，可以得到隧道截面变形量和底部位移量。2.5试验步骤（1）分层填土，控制每层填土厚100 mm。根据设定的土体密度称取每层试验用土，填入模型箱后，采用木锤由四周向中心锤击，通过重锤轻击方式使每层填土表面与模型箱内部刻度线齐平。（2）当土体填充至模型隧道预设高度时，开始拼装模型隧道。首先对模型隧道一端进行拼装并固定，安装隧道内部固定钢管；随后逐环拼装模型隧道至中心环，开始布置隧道内部位移计，位移计通过固定夹与内部钢管进行连接，如图6所示；最后继续拼装模型隧道，并对隧道两端进行固定。图6 位移计安装Fig.6 Installation of displacement meter（3）模型隧道拼装完成后，将小型千斤顶安装在固定底板上并放置在预定位置，将千斤顶与液压泵连接，如图7所示。图7 试验监测环示意Fig.7 Schematic diagram for testing monitoring rings（4）继续填土到设计高度。（5）将位移计连接至数据采集仪，根据预设工况匀速顶升至预定高度。待位移计读数稳定后记录数据，重复操作至该工况结束。（6）该工况抬升试验结束后记录各位移计读数，将液压泵泄压，并开挖土体，拆卸模型隧道及抬升装置，准备下一组试验。3试验结果与讨论针对既有盾构隧道注浆抬升的问题，研究不同千斤顶顶升量、抬升角度和隧道截面刚度对隧道变形和位移的影响。隧道竖向位移以向上为正，模型试验工况设置见表4，不同抬升角度顶升位置如图8所示。表4 模型试验工况Table 4 Model test cases工况12345抬升角度/（）00304560内支撑有无无无无顶升量/mm0.5，1，1.5，2，4，6，8图8 不同抬升角度工况示意Fig.8 Schematic diagram for different cases of uplift angle3.1隧道0抬升将千斤顶置于隧道底部进行0抬升试验，并设203既有盾构隧道抬升模型试验研究现 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置安装隧道内支撑的对照组研究不同截面刚度下隧道的变形和位移。针对0抬升无内支撑工况，隧道底部竖向位移与顶升量关系如图9所示，隧道直径增量与顶升量关系如图10所示。结合图9和图10可知，隧道竖向位移量随着千斤顶顶升量增大而增大，隧道竖向位移先呈线性增加，后出现增速下降。模型隧道主动环水平直径增量随着千斤顶顶升量增大而略微下降，隧道水平直径增加值与竖向直径减少值基本一致。此外，隧道抬升模式为先发生截面变形后发生整体抬升，抬升过程中隧道底部先抬升且隧道截面呈“扁鸭蛋”椭圆状变形，隧道水平直径增大。随着抬升量的增大，水平直径增量下降，隧道抬升模式为由截面变形为主转为整体抬升为主。图9 无内支撑隧道底部竖向位移与顶升量关系Fig.9 Relation between vertical displacement of bottom anduplift magnitude in unstrutted tunnel图10 无内支撑隧道直径增量与顶升量关系Fig.10 Relation between diameter increment and upliftmagnitude in unstrutted tunnel针对0抬升有内支撑工况，隧道竖向位移与顶升量关系如图11所示。对比图9和图11可知，增设图11 有内支撑隧道竖向位移与顶升量关系Fig.11 Relation between vertical displacement and upliftmagnitude in strutted tunnel内支撑后隧道纵向位移曲线变缓，主动环位移量下降，被动环的位移量上升。结合前述结论，即隧道抬升模式随着抬升量增大由截面变形为主转为整体抬升为主，隧道纵向曲线变缓的原因可能是增设内支撑后隧道截面刚度增大，隧道抬升模式为整体抬升，主动环位移量由隧道截面纵向接头传递给被动环，使被动环位移量上升。此外，由于千斤顶底部并非刚体而是密度为1.8 g/cm3的砂土，顶升过程中千斤顶的负位移随着隧道截面刚度的增大而增大，使主动环位移量下降。3.2隧道30抬升在30抬升工况下，隧道底部竖向位移与顶升量关系如图12所示，隧道直径增量与顶升量关系如图13所示。对比图9和图12可知，当抬升角度由0变为30时，隧道主动环竖向位移显著降低，最大位移的降幅约为26%。而相邻环竖向位移略微增大，可能是因为模型隧道的纵向接头设置在30位置处，进图12 抬升角30时隧道底部竖向位移与顶升量关系Fig.12 Relation between vertical displacement of tunnelbottom and uplift magnitude when uplift angle is 30204既有盾构隧道抬升模型试验研究现 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13 抬升角30时隧道直径增量与顶升量关系Fig.13 Relation between tunnel diameter increment and upliftmagnitude when uplift angle is 30行30抬升试验时千斤顶作用于纵向接头附近，使主动环牵引相邻环发生较大位移。由图13可知，30抬升时模型隧道水平直径增加值与竖向直径减少值基本一致，结合图10可知，当抬升角度由0变为30时，隧道竖向直径减少量显著降低。3.3隧道45抬升在45抬升工况下，隧道底部竖向位移与顶升量关系如图14所示，隧道直径增量与顶升量关系如图15所示。由图14可知，隧道底部竖向位移随千斤顶顶升量增大而增大，当顶升量达到8 mm时，主动环竖向位移增加量显著减小，可能是45抬升时隧道45处变形使截面底部发生的下移抵消了隧道向上的整体位移。图14 抬升角45时隧道底部竖向位移与顶升量关系Fig.14 Relation between vertical displacement of tunnelbottom and uplift magnitude when uplift angle is 45对比图12和图14可知，当抬升角度由30变为45时，隧道主动环竖向位移显著降低，主要由竖向顶升量降低和隧道截面变形导致。由图15可知，45抬升试验中千斤顶顶升2 mm和4 mm时模型隧道水平直径增加值与竖向直径减少值基本一致，当顶升量继续增大时，水平直径平稳增加，而竖向直径增量由负值转变为正值。可能是由于在隧道45处顶升会使截面竖向直径增大，导致监测点3向下变形，对隧道整体向上的位移有所抵消，导致隧道环测点2、3和测点3、4之间的圆弧段变形趋于直线。图15 抬升角45时隧道直径增量与顶升量关系Fig.15 Relation between tunnel diameter increment and upliftmagnitude when uplift angle is 453.4隧道60抬升在60抬升工况下，隧道底部竖向位移与顶升量关系如图16所示，隧道直径增量与顶升量关系如图17所示。由图16可知，隧道底部的竖向位移随千斤顶顶升量提升呈先增大后减小规律，当千斤顶顶升量超1 mm后，主动环底部竖向位移增量由正值转为负值，结合45抬升工况可知，此时隧道截面变形对底部监测点位移的影响超过隧道整体向上位移，隧道底部向外扩张，截面变形趋于“竖鸭蛋”。由图17可知，隧道水平直径增量随着千斤顶顶升量增大先增大后减小，隧道竖向直径增加值与水平直径减少值基本相同。3.5不同抬升角度对比千斤顶顶升8 mm时隧道底部竖向位移与抬升角度关系如图18所示，隧道直径增量与抬升角度关系如图19所示。结合图18和图19可知，为使隧道产生较大竖向位移时，抬升角应小于45。当抬升角小于30时，角度变化对隧道竖向位移的影响较小。而在3045范围内，角度增大将会显著降低隧道竖向位移和截面水平收敛，有利于抬升过程中隧道的结构安全。治理隧道过大的水平收敛变形205既有盾构隧道抬升模型试验研究现 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16 抬升角60时隧道底部竖向位移与顶升量关系Fig.16 Relation between vertical displacement of tunnel bottomand uplift magnitude when uplift angle is 60图17 抬升角60时隧道直径增量与顶升量关系Fig.17 Relation between tunnel diameter increment and upliftmagnitude when uplift angle is 60图18 千斤顶顶升8 mm时隧道底部竖向位移与抬升角度关系Fig.18 Relation between vertical displacement of tunnel bottomand uplift angle when uplifted 8 mm by a jack时，抬升角应大于45，当抬升角在4560范围内时，减小抬升角会显著减小隧道水平直径、增大竖向直径，同时使隧道底部发生向下竖向位移。图19 千斤顶顶升8 mm时隧道直径增量与抬升角关系Fig.19 Relation between tunnel diameter increment and upliftangle when uplifted 8 mm by a jack进行隧道竖向抬升时，可以先行在隧道90两侧进行渗透压密注浆，提升隧道两侧土体强度，以降低隧道抬升过程中“扁鸭蛋”变形趋势，随后在隧道030范围内进行压密注浆抬升，可取得较好抬升效果且引起的隧道截面不利变形较小。进行隧道水平收敛变形矫正时，可以先在隧道底部0位置进行渗透压密注浆，加固隧道底部土体，减少变形矫正过程中隧道底部沉降，随后在隧道约60处进行压密注浆，可取得较好变形矫正效果且隧道底部沉降较小。4结 论通过设计既有盾构隧道抬升模型试验系统并进行抬升试验，主要结论如下：（1）随着抬升角度的增大，隧道底部抬升量显著降低，当抬升角大于45时，隧道截面变形引起的隧道底部下移将逐渐超过隧道整体抬升引起的隧道底部上移，使既有盾构隧道底部发生向外扩张。增设内支撑使得隧道纵向变形曲线变缓，主动环位移量由隧道截面全部纵向接头传递给被动环，使被动环位移量上升。（2）当抬升角度为0时，隧道水平直径增加量基本与隧道底部竖向位移相等，隧道变形趋于“扁鸭蛋”。抬升角增至45时，隧道水平直径增加量降低并趋近于0，而竖向直径增量由负值增长为正值。抬升角增至60时，隧道变形趋于“竖鸭蛋”，水平直径减少量与竖向直径增加量基本相同，隧道主要发生截面变形。（3）为了实现隧道抬升过程中抬升量均匀可控、纵向曲线平缓，以减少相邻环管片的错台及接缝张开问题，应当在相邻多环管片依次进行少量多次抬升，并对管片接头进行加固和设置内支撑。206既有盾构隧道抬升模型试验研究现 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月出版参考文献References1 冯爱军.中国城市轨道交通2021年数据统计与发展分析J.隧道建设(中英文),2022,42(2):336-341.FENG Aijun.Data Statistics and Development Analysis of Urban Rail Transit in China in 2021J.Tunnel Construction,2022,42(2):336-341.2 MENG Fanyan,CHEN Renpeng,XIE Shengwei,et al.Excavation-induced Arching 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Improvements and Prevention of Potential RisksJ.Journal of Performance of Constructed Facilities,2019,33(6):04019062.8 CHENG W C,SONG Zhanping,TIAN Wei,et al.Shield Tunnel Uplift and Deformation Characterisation:a Case Study from Zhengzhou MetroJ.Tunnelling and Underground Space Technology,2018,79:83-95.9 刘训华.盾构隧道纵向不均匀沉降的压密注浆控制技术J.地下工程与隧道,2014(1):16-20+54.LIUXunhua.CompactionGroutingTechnologyforShieldTunnelLongitudinalUnevenSettlementControlJ.UndergroundEngineeringand Tunnels,2014(1):16-20+54.10 ZHOU Shunhua,XIAO Junhua,DI Honggui,et al.Differential Settlement Remediation for New Shield Metro Tunnel in Soft SoilsUsing Corrective Grouting Method:Case StudyJ.Canadian Geotechnical Journal,2018,55(12):1877-1887.11 邬 泽，顾福霖，付艳斌.采用压密注浆定量纠偏运营地铁盾构隧道技术研究J.现代隧道技术,2023,60(2):185-193.WU Ze,GU Fulin,FU Yanbin.Quantitative Deviation Correction Technologies for Subway Shield Tunnels in Operation throughCompaction GroutingJ.Modern Tunnelling Technology,2023,60(2):185-193.12 ZHANG Dongmei,LIU 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tensioning force induced failure and thus water leakage.In the case of element dislocation of thetwo types of waterstops,Classwaterstop has no leakage and Class waterstop has 3 leakage points.The reason isthat Classwaterstop is spliced when suspended and its tensioning force is less than that of Classwaterstop,soleakage is more likely to occur in the case of dislocation.For this project,it is recommended to use Class waterstop for waterproofing of element joint.Keywords:Urban utility tunnel;Long segment;Heavy tonnage;Joint waterproofing;Water injection and pressurization;Field testStudy on Model Test of Existing Shield Tunnel UpliftZENG Yi1GAO Yue2,3WU Peilin2,3ZHANG Xiaolong1FU Yanbin2,3(1.Shanghai Tunnel Engineering&Rail Transit Design and Research Institute,Shanghai 200235;2.College of Civil andTransportation Engineering,Shenzhen University,Shenzhen 518060;3.Key Laboratory of Coastal Urban Resilient Infrastructures(Shenzhen University)