地铁盾构隧道施工期间管片上浮力分析.pdf

大量盾构隧道施工实践表明,刚从盾构机尾脱离的管片有较大概率出现环间错台、裂缝展开、局部破损等病害,其原因为管片在施工期拼接环之间出现局部或者整体上浮。为研究管片在施工期的上浮原因,采用理论推导、数值模拟、现场监测相结合的方法,将不同地层、不同阶段的上浮力分为“静浮力”和“动浮力”2 部分,着重对注浆过程中不同阶段产生的动浮力大小、分布形式进行理论推导分析,并依托成都地铁 9 号线三元站太平寺站隧道盾构区间工程,对渗透性较差的中风化泥岩地层进行管片上浮工况数值模拟和现场监测,验证理论研究得出动浮力计算公式和分布形式的正确性。关键词:盾构隧道;施工期;上浮力;壁后注浆;浆液扩散;数值模拟中图分类号:U231;U455.43 文献标识码:ADOI:10.19630/ki.tdkc.202208240002开放科学(资源服务)标识码(OSID):Analysis of Buoyancy Force on Segments During Metro Shield Tunnel ConstructionHE Yonghong(China Railway Sixth Bureau Group Co.,Ltd.,Beijing 100036,China)Abstract:A large number of shield tunnel construction practices have shown that the assembled tunnel segments just detached from the tail of the shield machine are prone to various defects such as ring displacement,crack propagation,and local damage.The reason for these defects is that the tunnel segments tend to float locally or as a whole during the construction process between the connecting rings.To investigate the reasons for the floating of tunnel segments during the construction period,a combination of theoretical derivation,numerical simulation,and on-site monitoring were used to roughly divide the floating force into two parts:“static floating force”and“dynamic floating force”for different strata and stages.The study focused on the theoretical derivation and analysis of the dynamic floating force magnitude and distribution during the grouting process at different stages.With the support of numerical simulation and on-site monitoring of the tunnel segment floating condition in the shield tunnel section from Sanyuanqiao station to Taiping Temple station of Chengdu metro line 9,the correctness of the formula and distribution pattern of the dynamic floating force calculation were verified for the poorly permeable and weathered mudstone stratum.Key words:shield tunnel;construction period;buoyancy;grouting behind the wall;slurry diffusion;numerical simulation引言在我国大部分城市地铁的建设中,多采用较为成熟的盾构法施工。由于部分城市地下水丰富、地质条241铁 道 勘 察2023 年第 4 期件复杂、注浆工作规范性差等问题,盾构隧道施工期常出现局部或多环管片上浮问题。对于盾构隧道施工期管片上浮问题,国内学者展开了大量研究。叶飞等提出了盾构管片“静态上浮力”与“动态上浮力”概念,着重研究壁后注浆浆液在扩散时对管片所产生的压力,在此基础上结合理论推导与数值模拟,分析管片部分及纵向整体抗浮问题1-5;李志明等采用牛顿流体和宾汉流体对浆液流动进行模拟,从理论上推导出盾尾间隙内浆液流动规律,并得出环向和纵向充填力学模型和计算方法6;胡勇基于半无限长弹性地基梁模型对施工期管片上浮量进行了预测,并与实测值进行对比7。不难看出,现有的研究成果鲜有对动浮力的系统性研究。以下采用理论推导、数值模拟、现场监测相结合的方法,对施工期在渗透性较差的中风化泥岩地层中所受到管片上浮力进行了系统性分析,以期为后续相关工程的管片上浮问题提供理论指导和工程实践经验。1 施工期间管片静浮力分析及计算大量盾构隧道施工实践表明,刚从盾构机尾脱离的拼装管片,在管片周围液体包裹产生的静浮力、注浆压力产生的动浮力、顶推时偏心荷载产生的弯矩、泥水平衡盾构掘进过程中过大的切口水压等因素的作用下,会发生环间局部或者多环管片整体上浮现象,从而导致管片环间的错台,开裂,断裂等病害,甚至会出现由于管片的整体上浮而使隧道轴线发生明显偏位的现象。为有效控制管片的上浮,结合相关研究成果和施工经验,对“静浮力”和“动浮力”这两个主要影响因素进行计算和分析。在管片脱离盾尾这个阶段中,由于管片外径尺寸小于盾构机外径,在一段时间内,管片与岩土体间的空隙会被液体包裹,从而产生对管片的上浮力,见图 1。当盾构隧道管片在地下水混合泥浆、注浆浆液包裹状态下达到受力平衡,处于相对静止状态时,可用经典阿基米德原理对其所受浮力进行计算,有F静=混gV排(1)式中,F静为管片所受静态上浮力;混为流动性混合液体密度;g 为重力加速度;V排为管片所排开混合液体体积。图 1 管片上浮区示意2 施工期间管片动浮力分析及计算2.1 动浮力分析盾构法施工的一个重要环节是通过壁后注浆填充盾尾空隙(见图 2),以有效控制地层变形、维持管片位置和防止管片在集中荷载作用下发生局部应力集中。在注浆过程中,动浮力也随之产生,其本质为注浆压力导致。图 2 管片壁后注浆示意2.2 管片壁后注浆浆液扩散过程分析浆液在盾尾管片壁后的扩散过程可归纳为充填扩散、渗透扩散、压密扩散和劈裂扩散 4 个阶段。这 4 种扩散过程是相互包容、掺杂和转化的,各个扩散过程之间界限模糊。盾构管片壁后注浆浆液扩散过程见图 3。图 3 盾构管片壁后注浆浆液扩散过程示意341地铁盾构隧道施工期间管片上浮力分析:何永洪 注浆浆液于填充扩散阶段对盾尾管片壁后的建筑空隙进行充填。若土层收敛量处在一个合适的范围,浆液呈现整体圆环填充和局部月牙填充 2 种形态(见图 4);若土层收敛量过大,盾尾建筑空隙会完全被土体填充,则直接进入渗透扩散阶段。图 4 浆液填充形式在颗粒、孔隙率较大的砂性土中,由于周围土层渗透性较大,土层颗粒空隙间的水和空气将随着注浆管持续压浆注入而被浆液压出取代,这一阶段即为浆液的渗透扩散阶段,其扩散方式一般分为球面和柱面(见图 5)。图 5 注浆管浆液扩散方式若开挖、注浆地层渗透性较差,浆液将跳过渗透扩散阶段,以较高的注浆压力注入至土体,并在注浆口附近堆积成浆液泡,硬化之后会挤压周围土体使其密实,这一阶段即为压密扩散阶段。当跨过压密扩散阶段后持续注浆,随着注浆工作的持续进行,浆液泡会进一步挤压周围土体。在注浆压力持续挤压作用下,地层会达到一个临界破坏状态劈裂。此时地层就会在原有裂隙和孔隙之间产生新的劈裂贯通,浆液进入劈裂扩散阶段。结合已有研究成果11,认为动浮力主要存在于渗透扩散和压密扩散两个阶段。2.3 动浮力计算方法在基本假设方面,引入地层渗透性因素,对渗透性较好的砂性地层,采用半球面渗透扩散模型、柱形渗透扩散模型;对于渗透性较差的地层,采用柱形压密扩散模型。(1)半球面渗透扩散模型为简化理论推导过程并保证得到的理论解的合理性,做出如下基本假设。采用理想的半球面模型作为浆液扩散模型,此模型适用于砂性地层(采用管片同步注浆)。假设浆液在地层中渗透扩散时遵循达西定律;假设浆液为牛顿流体,均质、各向同性且不可压缩。注浆压力和注浆速率均保持恒定。在发生渗透扩散时,忽略浆液所受的重力作用。假设管片外表面和浆液半球面扩散模型所接触的面为平面。考虑壁后建筑空隙的影响,引入等效孔隙率代替土体本身的孔隙率。管片壁后注浆半球面渗透扩散模型见图 6。图 6 浆液半球面渗透扩散模型示意图 6 中,r0为注浆孔半径;r 为浆液扩散半径;P0为注浆孔半径 r0处的注浆压力,即初始注浆压力;Pr为浆液扩散至距离注浆孔 r 处的压力;Pw为注浆点处地下水压。浆液在地层中的渗透系数为Kg=Kw/=g/w(2)式中,Kg为浆液在地层中的渗透系数;Kw为水在砂性土层中的渗透系数;为浆液黏度与水的黏度比;g为浆液黏度;w为水的黏度。假定浆液在 rr+dr 之间扩散,其扩散状态稳定且渗流过程遵循达西定律,则其渗流运动方程可表示为v=-Kgdh/dr(3)式中,v 为浆液渗透扩散速率;h 为浆液压力水头高度。将式(2)代入式(3),有dh=-vK-1wdr(4)又因 dh=dP/g,代入式(4)可得441铁 道 勘 察2023 年第 4 期dP=-gvK-1wdr(5)式中,dP 为浆液压力差;为浆液密度。浆液半球面渗透扩散时的速率可表示为v=Q/A=Q/2r2(6)式中,Q 为单孔浆液流量;A 为浆液扩散体表面面积。将式(6)代入式(5)可得dP=-gQ(2Kwr2)-1dr(7)式(7)积分形式如下PrP0dP=-(2Kw)-1gQrr0r-2dr(8)该模型在注浆孔半径 r0处的浆液压力为 P0,浆液渗透扩散半径 r 处的浆液压力为 Pr。将上述边界条件代入式(8),化简可得Q=2Kw(P0-Pr)g(r-10-r-1)(9)假设注浆流量恒定为 Q,渗透扩散半径经时间 t达到 r,则可得浆液半球面体积 V 为V=Qt=2r3n/3(10)式中,V 为半球面浆液体积;t 为注浆时间;n为土体等效孔隙率。为考虑建筑空隙对浆液渗透扩散的影响,土体孔隙率将被折算为土体等效孔隙率,考虑为将管片脱离盾尾后壁后建筑空隙折算为土体本身的孔隙率,其等效计算公式为n=2r33-r2d()n+r2d2r33=n+3d(1-n)2r(11)式中,n 为土体本身孔隙率;d 为浆液扩散位置处的盾尾间隙厚度。扩散半径处的浆液压力 Pr可由式(9)式(11)求得Pr=P0-gr3(r-10-r-1)3Kwt n+3d(1-n)2r(12)令 Pr=Pw,即浆液渗透扩散半球面模型边界处的浆液压力等于地下水压,记 P0-Pr=P0-Pw=P,同时考虑 rr0,即 r-10-r-1r-10,则由式(12)可求得浆液扩散半径 r,有r=33Kwtr0Pgn(13)当浆液扩散半径为 r 时,浆液对管片产生的浆液压力 Fg,结合式(12)积分可得Fg=r02rPrdr=r02rP0-gr3(r-10-r-1)n+3d(1-n)2r3Kwtdr(14)解得Fg=r2P0-gKwt2nr515r0+d(1-n)r44r0-nr46-d(1-n)r33(15)式中,Fg为浆液渗透扩散模型采用半球面扩散模型,管片上单孔注浆管注浆情况下,该注浆孔周边管片所受浆液压力;动浮力即当 Fg的受力大小和位置符合一定条件的情况下,可能会导致管片上浮。(2)柱形渗透扩散模型基于简化和推导计算,作出下述假设。浆液渗透扩散模型在理想条件下,该模型可认为是柱形模型,并在砂层中能得到有效运用。考虑注入率、盾尾间隙和浆液厚度的影响,并假定浆液仅在这一区间内进行渗透与扩散。其余假设条件与半球面渗透扩散模型相同。盾尾同步注浆柱形渗透扩散模型见图 7。图 7 盾尾注浆柱形渗透扩散模型图 7 中,Dg为浆液扩散体厚度;为浆液注入率。地层中的浆液渗透系数为Kg=Kw/=g/w(16)假定浆液在半径 rr+dr 区间稳定扩散,且渗流过程服从达西定律,其渗流运动方程为v=-Kgdh/dr(17)将式(16)代入式(17),则有dh=-vK-1wdr(18)又因 dh=dP/g,有541地铁盾构隧道施工期间管片上浮力分析:何永洪dP=-gvK-1wdr(19)浆液柱形渗透扩散时,其速率又可表示为v=Q/A=Q/2r2(20)将式(20)代入式(19),可得dP=-gQ(Kwrd)-1dr(21)积分形式为PrP0dP=-(Kwd)-1gQrr0r-1dr(22)注浆孔半径为 r0时,浆液压力为 P0;浆液渗透扩散半径为 r 时,压力为 Pr。将其代入式(22),化简可得到恒定流量 Q,有Q=dKw(P0-Pr)g(lnr-lnr0)(23)如果在恒定流量 Q 的条件下进行注浆,t 为注浆持续时间,r 为扩散半径,则浆液半球体积 V 为V=Qt=r2dn/2(24)由于存在盾构超挖情况,管片脱离盾尾后管片与土体之间存在的建筑空隙需折算至土体等效孔隙率之中予以表征,以此考虑建筑空隙在浆液渗透扩散中产生的影响,等效孔隙率为n=r2(-1)d2n+r2d2r2d2=n+1-n(25)由式(23)式(25),扩散半径处的浆液压力 Pr为Pr=P0-gr2(lnr-lnr0)2Kwt n+1-n()(26)令 Pr=Pw,即浆液渗透扩散半球面模型边界处的浆液压力等于地下水压,记 P0-Pr=P0-Pw=P,则由式(26)可得P=gr2(lnr-lnr0)2Kwt n+1-n()(27)根据式(27),通过推导计算得到浆液扩散半径 r。根据式(28),通过积分推导得到,浆液扩散半径为 r 时,管片所受浆液压力为Fg=r0rPrdr=r0r P0-gr2lnr-lnr0()2Kwt n+1-n()dr(28)求解上述公式可得Fg=r22P0-g8Kwt n+1-n()lnr-lnr0-14()r4(29)式中,在盾尾注浆条件下,Fg即为注浆管口附近管片所受注浆压力。管片上浮的主要原因与该压力作用点和大小有关,即后续将提到的动浮力。盾尾注浆和管片注浆渗透模型之间存在明显不同,主要是浆液扩散范围区别较大。盾尾注浆因为其注浆孔设计在盾壳尾端,抵消了一定的浆液压力,故减小了其浆液扩散范围;而管片注浆则因为注浆孔与盾尾之间空隙的存在,导致其对浆液扩散范围的影响相对较小,故浆液扩散范围有所扩大。实际施工中,浆液扩散柱面可能无法以完整的圆柱形呈现。而本文则将其理想化,假设注浆孔与盾尾之间的距离较小,足以使得浆液呈圆柱形进行扩散。其假设的理论推导类似于盾尾注浆,即其柱形渗透扩散模型,则浆液压力 Fg见式(30)。同步注浆在盾构尾段注浆孔内的柱形渗透扩散模型见图 8。Fg=r2P0-g4Kwt n+1-n()lnr-lnr0-14()r4(30)对比式(29)、式(30),同步注浆产生的注浆压力与盾尾注浆存在明显差距,前者一般为后者的 2 倍,但通常在实际施工中,由于注浆孔与盾尾之间的不同距离,变化范围在 12 倍之间。图 8 管片注浆柱形渗透扩散模型(3)柱形压密扩散模型由 3.2 可知,压密注浆阶段的动浮力主要由于注浆气泡在较高的压力(初始注浆压力)下挤压管片形成。当地层渗透性较差时,例如泥岩地层。浆液将跨过渗透扩散阶段直接进入压密扩散阶段。注浆压力的作用方向、大小与周围地层特征、注浆孔位置、浆液泡大小和现场施工等多因素相关,浆液压力随各项因素的变化而变化,但管片上浮不一定与之有关。当压缩密实的浆液泡聚集在管片底部时,将在管片底部形成较大的浆液压力,其分布形式为向上分布。所述的柱形压密扩散模型具体指的是浆液泡在管片环底部呈扇形分布,并且沿开挖方向呈圆柱形填充的模型,浆液柱形压密扩散模型见图 9。则此时管片641铁 道 勘 察2023 年第 4 期所受注浆压力合力 Fg为Fg=g-gBP0Rcos d=2BP0Rsin g(0 g2)(31)式中,B 为浮力作用宽度;为某点浆液压力竖向夹角;g为压密注浆浆液分布范围夹角。图 9 浆液柱形压密扩散模型示意2.4 动浮力分布结合前文可知,盾尾间隙可能存在多种形式。基于对不同的盾尾空隙形式及浆液渗透扩散原理的分析研究,将动浮力的分布形式分为两大类,主要为全周和局部分布两种分布方式,这两种分布方式有各自的分布特征和明显区别。(1)局部分布当盾尾空隙被周边地层侵限填充时,浆液将在该位置发生渗透扩散并渗入到地层中。根据前文所述,浆液压力主要分为沿扩散半径的三角形分布,在空间上为类圆锥形分布,其分布形式见图 10。而当进入压密扩散阶段时,管片所受压力分布类似于渗透扩散阶段的三角形分布,此时的浆液泡呈球形或圆柱形(见图 11)。且这种分布形式受国际隧道协会所推荐,因为在计算时考虑了管片壁后的压力分布12。图 10 动浮力三角分布形式图 11 浆液泡示意通常,与盾尾分离的管片上侧及其两侧土体在重力和互相挤压作用下易靠近管片并充填建筑空隙。刚与盾尾分离的管片,前后两端都被约束及固定,一端受盾尾千斤顶的约束作用,而另一端则受周围地层及硬化浆液固定,导致管片存在部分纵向抗弯刚度。与周围地层密切接触的管片,随着注浆浆液逐渐渗透扩散至地层中,致使其浆液压力有所减小,其相应的压力分布假设参照动浮力三角形分布形式。对于有建筑空隙的管片(见图 12),其浆液会首先填充空隙,进而向四周地层传递,管片上的注浆压力分布形式见图 13。图 12 局部盾尾空隙示意图 13 动浮力扇形分布形式(2)全周分布开挖较为稳固的坚硬地层时,由于管片和盾尾分离产生的盾尾空隙将会留存较长时间。当全周填充浆液时,管片受力形式为全周分布。若在孔隙率和渗透性较好的砂质地层中,管片会被浆液泡全周包围,此时的管片受力分布仍为全周分布。管片浆液压力全周分布大体上又可假设为全周均匀分布和全周非均匀分布2 种(见图 14)。但在实际施工中,管片的注浆压力、注浆时间以及注浆孔位置难以完全保持一致,故注浆压力在管片上的分布不均匀、不规则。图 14 浆液压力全周分布3 算例分析为验证前文所述的动、静浮力计算方法的合理性,选取成都地铁 9 号线三元站太平寺站隧道盾构区间为依托,采用 Abaqus 软件进行数值计算分析。3.1 工程概况成都地铁 9 号线太平寺站华兴路站隧道区间盾构区间隧道,区间隧道穿越强、中风化泥岩、密实卵石土、细砂等地层。区间隧道所穿越地层地下水丰富,隧741地铁盾构隧道施工期间管片上浮力分析:何永洪道拱顶埋深 14.526.3 m,地下水位埋深 4.610 m。3.2 模型建立本算例地层整体尺寸 XYZ=80 m60 m50 m盾构开挖外径 6.98 m,管片外径 6.7 m,幅宽 1.5 m,注浆圈等代层厚度为 0.28 m。现场施工过程中,日均掘进管片环数为 6 环,实施同步注浆工作,当浆液经过一段时间的凝固后形成地层-注浆层-管片三者一体的受力结构,本算例拟定上浮段管片前 12 环长度内的结构为浆液已凝固的地层-注浆层-管片结构13-16。模型示意见图 15,具体材料参数见表 1。图 15 成都地铁 9 号线太平寺站华兴站隧道区间模型示意表 1 地层、管片及注浆层物理力学参数工程材料重度/(kNm-3)弹性模量/GPa泊松比黏聚力/kPa摩擦角/()泥岩(强风化)22.00.350.183530管片(C50)25.034.50.20注浆层20.00.50.33.3 荷载施加本工程所在地层渗透性较差,施工时采用同步注浆对管片进行注浆工作,依据前文所述,在渗透性较差地层浆液将跨过渗透扩散阶段直接进入压密扩散阶段,故本算例对于动浮力的计算模式采用柱形压密扩散模型进行模拟施加。基于此,考虑在最不利情况下产生的动浮力,动浮力分布形式采用半圆形均匀分布形式,注浆压力采用 0.5 MPa(见图 16)。根据工程概况中的地下水位线情况,静浮力直接考虑在管片全环施加 10 m 的水头压力,模型纵断面荷载示意见图 17。图 16 横断面荷载示意3.4 结果分析提取管片部分整体的竖向位移云图(见图 18),在图 17 隧道区间纵断面荷载示意掌子面前方 12 环的管片受限于注浆层的凝固时间因素,导致管片受动浮力(注浆压力)和静浮力影响而大幅上浮,最大上浮量达到 113.8 mm。整理太平寺站华兴路站第 465 环525 环的实际上浮量与本算例数值模拟结果进行对比,结果见图 19。图 18 管片部分竖向位移云图图 19 实际上浮量监测值根据现场上浮量监测值和算例分析结果,现场监测管片在施工过程中最大上浮量为 133.0 mm,采用本文所推导的柱形压密扩散模型进行动浮力模拟,最后得出的管片上浮量最大为 113.8 mm,与实际检测值较为吻合。4 结论(1)盾构管片上浮主要因素有“静浮力”和“动浮力”,前者的计算依据主要为经典阿基米德原理,后者的计算方法则与浆液的扩散方式密切相关。(2)管片壁后注浆工作中,浆液的扩散过程可分为填充扩散、渗透扩散、压密扩散和劈裂扩散 4 个阶段,影响管片上浮的动浮力主要存在于渗透扩散和压密扩散阶段。(3)对不同地层中的“动浮力”计算方法进行了细化分析和适配,对渗透性较好的砂性地层,采用半球面渗透扩散模型或柱形渗透扩散模型,对渗透性较差的泥岩地层,采用柱形压密扩散模型。841铁 道 勘 察2023 年第 4 期(4)采用柱形压密扩散模型对动浮力进行模拟,静水头环向压力对静浮力进行模拟,得出的管片上浮量与实际检测值较为吻合。参考文献1 叶飞.软土盾构隧道施工期上浮机理分析及控制研究D.上海:同济大学,2007.YE Fei.Analysis and Control for Upward Movement of Shield Tunnel during ConstructionD.Shanghai:Tongji University,2007.2 叶飞,朱合华,何川.盾构隧道壁后注浆扩散模式及对管片的压力分析J.岩土力学,2009,30(5):1307-1312.YE Fei,ZHU Hehua,HE Chuan.Back-filled Grouts Diffusion Model and Its Pressure To Segments of Shield TunnelJ.Rock and Soil Mechanics,2009,30(5):1307-1312.3 叶飞,苟长飞,刘燕鹏,等.盾构隧道壁后注浆浆液时变半球面扩散模型 J.同济大 学学报(自然 科学 版),2012,40(12):1789-1794.YE Fei,GOU Changfei,LIU Yanpeng,et al.Half-spherical Surface Diffusion Model of Shield Tunnel Back-Filled GroutsJ.Journal of Tongji University(Natural Science),2012,40(12):1789-1794.4 叶飞,孙昌海,毛家骅,等.考虑黏度时效性与空间效应的 C-S 双液浆盾构隧道管片注浆机理分析J.中国公路学报,2017,30(8):49-56.YE Fei,SUN Changhai,MAO Jiahua,et al.Analysis on Grouting Mechanism For Shield Tunnel Segment By Cement and Sodium Silicate Mixed Grout In Consideration of Time-Dependency and Space Effect of ViscosityJ.China Journal of Highway and Transport,2017,30(8):49-56.5 叶飞,王斌,韩鑫,等.盾构隧道壁后注浆试验与浆液扩散机理研究进展J.中国公路学报,2020,33(12):92-104.YE Fei,WANG Bin,HAN Xin,et al.Review of Shield Tunnel Backfill Grouting Tests and Its Diffusion Mechanism J.China Journal of Highway and Transport,2020,33(12):92-104.6 李志明,廖少明,戴志仁.盾构同步注浆填充机理及压力分布研究J.岩土工程学报,2010,32(11):1752-1757.LI Zhiming,LIAO Shaoming,DAI Zhiren.Theoretical Study On Synchronous Grouting Filling Patterns and Pressure Distribution of EPB Shield Tunnels J.Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2010,32(11):1752-1757.7 胡勇.考虑施工动态影响的施工期管片上浮分析J.铁道建筑技术,2021(9):144-147.HU Yong.Analysis of the Segments Floating During Construction Considering The Influence of Construction Dynamics J.Railway Construction Technology,2021(9):144-147.8 有智慧,李雪,霍鹏,等.城市轨道交通盾构同步注浆国内外现状及发展J.都市快轨交通,2020,33(4):72-83.YOU Zhihui,LI Xue,HUO Peng,et al.Present Status and Development of Simultaneous Grouting Of Shield Tunnel In The Urban Rail Transit IndustryJ.Urban Rapid Rail Transit,2020,33(4):72-83.9 SHIRLAW J N,RICHARDS D P,RAMOND P,et al.Recent experience in automatic tail void grouting with soft ground tunnel boring machinesCProceedings of the ITA-AITES World Tunnel Congress,Singapore,2004:22-27.10 叶飞,毛家骅,纪明,等.盾构隧道壁后注浆研究现状及发展趋势J.隧道建设,2015,35(8):739-752.YE Fei,MAO Jiahua,JI Ming,et al.Research Status and Development Trend of Back-filled Grouting of Shield TunnelsJ.Tunnel Construction,2015,35(8):739-752.11 王占豪.矿山法与盾构组合施工地铁隧道管片的上浮及其控制研究D.武汉:武汉工程大学,2017.WANG Zhanhao.Study on Floating and Control of Tunnel Segments Using Method Combined with Minie Tunneling Method and Shield MethodD.Wuhan:Wuhan Institute of Technology,2017.12 No W G,International Tunnelling Association.Guidelines for the design of shield tunnel liningJ.Tunnelling and Underground Space Technology,2000,15(3):303-331.13 高翔,龚晓南,朱旻,等.盾构隧道注浆纠偏数值模拟研究J.铁道科学与工程学报,2020,17(6):1480-1490.GAO Xiang,GONG Xiaonan,ZHU Min,et al.Numerical Simulation of Grouting Remediation in Shield TunnelJ.Journal of Railway Science and Engineering,2020,17(6):1480-1490.14 林涛,赵志宏,周书明.裂隙岩体注浆块体离散元方法模拟分析J.地下空间与工程学报,2021,17(4):1080-1090.LIN Tao,ZHAO Zhihong,ZHOU Shuming.Block-based DEM Modeling on Grout Penetration in Fractured Rock Masses J.Chinese Journal of Underground Space and Engineering,2021,17(4):1080-1090.15 夏洋洋,郝燕洁,杜雪明,等.高聚物定向劈裂注浆动态过程数值模拟J.中南大学学报(自然科学版),2021,52(12):4464-4474.XIA Yangyang,HAO Yanjie,DU Xueming,et al.Numerical Simulation on Dynamic Process of Polymer Directional Fracturing Grouting J.Journal of Central South University(Science and Technology),2021,52(12):4464-4474.16 胡少银,刘泉声,李世辉,等.裂隙岩体注浆理论研究进展及展望J.煤炭科学技术,2022,50(1):112-126.HU Shaoyin,LIU Quansheng,LI Shihui,et al.Advance and Review on Grouting Critical Problems in Fractured Rock Mass J.Coal Science and Technology,2022,50(1):112-126.941地铁盾构隧道施工期间管片上浮力分析:何永洪