盾構(gòu)土艙砂卵石顆粒空間運移規(guī)律及傳力特征研究

徐前衛(wèi)，賀 翔，龔振宇，馬少坤，路林海，邢慧堂

(1.同濟大學(xué) 上海市軌道交通結(jié)構(gòu)耐久與系統(tǒng)安全重點實驗室，上海 201804；2.中鐵五局集團電務(wù)城通有限公司，湖南 長沙 710032；3.廣西大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院， 廣西 南寧 530004；4.濟南軌道交通集團有限公司， 山東 濟南 250101)

以地鐵隧道為代表的城市軌道交通快速發(fā)展，為盾構(gòu)工法的應(yīng)用提供了廣闊空間。在眾多地鐵隧道修建過程中，有近70%的隧道是采用土壓平衡盾構(gòu)施工[1]。盡管土壓平衡盾構(gòu)法相對于其他工法具有對周圍環(huán)境影響小的優(yōu)點，但在近年來盾構(gòu)隧道事故中,由于施工引起的地表變形超標(biāo)甚至塌陷事故高達(dá)60%[2]。此類事故大多是由于開挖面支護壓力不能有效平衡前方水、土壓力，致使開挖面失穩(wěn)破壞而產(chǎn)生。為此，國內(nèi)外眾多學(xué)者對盾構(gòu)開挖面失穩(wěn)機理、破壞模式及極限支護壓力開展了大量的理論解析[3-7]、試驗?zāi)M[8-10]和數(shù)值分析工作[11-19]，但這些研究大多關(guān)注的是開挖面極限破壞時的穩(wěn)定性問題。實際上，盾構(gòu)在施工過程中掘進面及刀盤開口處的壓力監(jiān)測非常困難，故開挖面支護壓力的設(shè)定往往是通過土艙隔板上的壓力傳感器來控制，即土艙壓力的管理在很大程度上影響開挖面的穩(wěn)定性。因此，精確預(yù)測及控制土艙壓力是有效預(yù)防開挖面壓力失衡的關(guān)鍵技術(shù)之一。

在工程實踐中，對土艙壓力的設(shè)定通常是依據(jù)經(jīng)驗而定，一般認(rèn)為土艙隔板壓力等于開挖面水土壓力之和，而試驗研究和現(xiàn)場實測均表明二者之間存在壓力差[20-21]，并且理論解析也證實土艙內(nèi)渣土壓力存在沿程傳遞損失[22]。不僅如此，在盾構(gòu)掘進過程中，掘削下來的渣土充滿整個密封艙，但隨著刀盤和主軸的旋轉(zhuǎn)攪拌以及螺旋機的出土，在土艙內(nèi)不同點處的土壓力呈現(xiàn)不同的變化規(guī)律。因此，常用的土艙壓力設(shè)定方法存在一定缺陷，降低了盾構(gòu)施工的安全性及掘進效率，這種情況在以砂卵石為主或卵石夾砂地層中表現(xiàn)尤為突出。究其原因，是由于砂卵石地層結(jié)構(gòu)松散，具有強烈的離散特性，與砂土、黏土等相對連續(xù)的介質(zhì)的工程性質(zhì)有本質(zhì)區(qū)別。目前，國外在該類地層中修建隧道的案例比較罕見，相關(guān)研究較少，而國內(nèi)多個城市(如北京、成都、長沙等)地鐵隧道施工過程中均有相關(guān)案例報道。因此，如何保證盾構(gòu)在砂卵石地層中安全經(jīng)濟地掘進是一個亟待解決的問題。本文依托北京地鐵8號線三期天橋站—永定門外站區(qū)間隧道工程，借助室內(nèi)試驗和數(shù)值模擬對砂卵石顆粒在密閉空間中的運動規(guī)律和局部滯流特征進行描述，從本質(zhì)上揭示復(fù)雜顆粒體系的動態(tài)行為和力學(xué)特性的細(xì)觀機理，從而為土艙壓力設(shè)定提供必要的理論依據(jù)和技術(shù)支撐。

1 工程概況

天橋站—永定門外站區(qū)間隧道設(shè)計起點里程為右K33+381.443，終點里程為右K35+006.963，全長1 625.52 m，采用2臺土壓平衡盾構(gòu)機進行掘進。第一臺盾構(gòu)完成區(qū)間風(fēng)井—天橋站左、右線掘進任務(wù)，以及區(qū)間風(fēng)井—永定門外站左線掘進任務(wù)，最后在永定門外站吊出解體；第二臺盾構(gòu)完成區(qū)間風(fēng)井—永定門外站右線掘進任務(wù)，在永定門外站解體吊出。

根據(jù)工程地質(zhì)勘察報告以及土工試驗結(jié)果，按地層成因類型、地質(zhì)年代的不同，將本區(qū)間場地內(nèi)土層劃分為人工堆積層(雜填土①層、粉土填土①2層)和一般第四紀(jì)沖洪積層(自上而下為粉質(zhì)黏土③層、粉土③2層、粉砂～細(xì)砂③3層、圓礫～卵石③6層、粉質(zhì)黏土④層、粉土④2層、粉砂～細(xì)砂④3層、卵石⑤層、細(xì)砂～中砂⑤2層、粉質(zhì)黏土⑤4層、粉質(zhì)黏土⑥層、卵石⑦層、細(xì)砂～中砂⑦2層、粉質(zhì)黏土⑦4層、卵石⑨層)，線路某區(qū)段地層的地質(zhì)剖面見圖1。

圖1 區(qū)間隧道典型地質(zhì)剖面(單位：m)

2 砂卵石土物理力學(xué)性狀分析

以盾構(gòu)穿越的全斷面卵石層⑤為試驗對象，該土樣取自中間風(fēng)井。為了解其粒組成分，對砂卵石土樣進行篩分，相應(yīng)的顆粒級配曲線見圖2。由圖2可以看出，級配曲線光滑連續(xù)，不均勻系數(shù)cu=27.5>5，表明土顆粒粒徑差異大，分布不均；曲率系數(shù)cc=0.316<1，表明土的級配不良，即曲線局部存在過于平緩的區(qū)段；平均粒徑d50在4 mm左右，粒徑超出5 mm的顆粒占比47%，而粒徑在0.5 mm之下的中細(xì)砂填充量僅25%左右，可見地層中細(xì)顆粒過少，孔隙較大，顆粒級配較差。該類地層結(jié)構(gòu)松散，膠結(jié)程度不高，卵石和礫石顆粒間點對點接觸和傳力，成拱性能差，對外部擾動反應(yīng)靈敏，屬典型的力學(xué)不穩(wěn)定地層，故盾構(gòu)施工過程中掌子面穩(wěn)定性差，刀盤、刀具磨損大，刀盤和螺旋輸土器扭矩大，砂卵石顆粒在盾構(gòu)土艙中流動性差等技術(shù)問題亟待解決。

圖2 卵石層顆粒級配曲線

3 砂卵石土渣土改良試驗

3.1 改良劑選取

改良劑的選取應(yīng)綜合考慮被改良土體的工程特性、經(jīng)濟效益、生態(tài)效益等因素。目前，常用的渣土改良劑主要有礦物類材料、界面活性材料和高分子聚合物三大類。通常情況下，若擬開挖地層中微細(xì)顆粒含量不足，則需向其中注入礦物類材料以改善流塑性；界面活性材料一般是指用發(fā)泡劑和壓縮空氣混合制作的氣泡，可用于調(diào)節(jié)土壤的流動性、塑性和防水性等；高分子聚合物是一種有機化合物，既可以單獨使用也可以與膨潤土或泡沫混合使用，其作用在于吸收地下水或者連接混合土中的微小顆粒，在土粒之間形成膠凝狀態(tài)，對防止高水壓地基噴涌有很好的效果。

由上述試驗結(jié)果可知，砂卵石土的級配極差，其內(nèi)部含有的細(xì)顆粒數(shù)量過少，故可以考慮加入膨潤土泥漿來對土體細(xì)顆粒數(shù)量進行補充，增加砂卵石顆粒之間的黏附性，使之有利于傳遞穩(wěn)定的支護壓力到開挖面。由于膨潤土對降低砂卵石顆粒間摩擦作用和改善流動性的效果不明顯，故考慮采用界面活性材料以加強潤滑效果，從而降低卵石顆粒對刀盤刀具的磨損，減小刀盤扭矩，防止土體黏附結(jié)泥餅，便于渣土的流動和運輸。

3.2 膨潤土性能測試

相對于鈣基膨潤土與水拌和后很快離析、性能不穩(wěn)定而言，納基膨潤土膨脹率高、性能優(yōu)良，故選用其對砂卵石土進行改良。對于膨潤土泥漿來說，評價其性能最主要指標(biāo)是黏度。黏度過大，泵送困難，易堵塞添加劑注入管路；黏度過低，土體改良效果差。為了使?jié){液具有必要的黏度，一般是通過調(diào)節(jié)漿液的濃度和發(fā)酵時間來實現(xiàn)。

不同質(zhì)量濃度下的漿液漏斗黏度隨發(fā)酵時間的變化曲線見圖3。由圖3可以看出，漏斗黏度隨漿液濃度的增大而增大，尤其是當(dāng)濃度由12%變?yōu)?6%時，漏斗黏度激增，但此濃度下漿液發(fā)酵一段時間會變成黏稠狀態(tài)，不滿足泵送要求，故漿液濃度宜小于16%。因此，漿液濃度可在12%附近選取，為便于現(xiàn)場稱量，取水土質(zhì)量比為8∶1，即實際濃度為12.5%。從圖3進一步看出，當(dāng)發(fā)酵時間超出20 h后，漿液黏度趨于穩(wěn)定，且不至于黏稠，也不太稀，是相對比較理想的狀態(tài)，故推薦漿液發(fā)酵時間宜大于24 h。

圖3 不同濃度漿液漏斗黏度隨發(fā)酵時間變化曲線

3.3 泡沫性能測試

利用自制的泡沫發(fā)生器生成泡沫，其基本原理是通過空壓機輸送的穩(wěn)定氣流與通過輸液泵輸送的發(fā)泡劑溶液在發(fā)生器內(nèi)混合，然后通過發(fā)泡器前面的篩網(wǎng)形成大量均質(zhì)細(xì)小氣泡。該裝置可通過調(diào)整發(fā)泡液和壓縮空氣流量及壓力而產(chǎn)生多種性能泡沫。

泡沫性能通常用發(fā)泡倍率和穩(wěn)定性兩個指標(biāo)來評價。發(fā)泡倍率是指單位體積泡沫劑溶液所產(chǎn)生的氣泡體積，而穩(wěn)定性一般用半衰期表示，即一定體積的泡沫，靜置于空氣中，體積消散一半所需的時間。根據(jù)北京地區(qū)土壓平衡盾構(gòu)的施工經(jīng)驗，泡沫劑的發(fā)泡倍率介于5～20倍，而半衰期大于6 min即可滿足施工要求。經(jīng)過一系列泡沫性能試驗，發(fā)現(xiàn)通過改變發(fā)泡液濃度、氣-液流量比兩個試驗條件可產(chǎn)生特定性能的泡沫。氣壓為0.35 MPa、氣-液流量比為20條件下發(fā)泡液體積濃度對泡沫性能的影響見圖4。由圖4可見發(fā)泡倍率在發(fā)泡液濃度為3%時取得極值，且半衰期亦滿足施工要求。

圖4 發(fā)泡液濃度對泡沫性能的影響

3.4 砂卵石土改良試驗

經(jīng)過對膨潤土、泡沫進行單因素渣土改良試驗基礎(chǔ)上，選定膨潤土和泡沫共同作為改良添加劑，其中膨潤土體積添加比暫定為7%，只改變泡沫注入量，即泡沫體積添加率從0提高到80%，坍落度隨泡沫添加率的變化見圖5。由圖5可見，最優(yōu)泡沫配比范圍應(yīng)為40%～60%。

圖5 坍落度隨泡沫添加率的變化

3.5 改性砂卵石土力學(xué)性能測試

改性砂卵石土的顆粒級配曲線見圖6。與改性前相比，粒徑在0.32～5 mm范圍的顆粒占比增加明顯，即改良后土體中的細(xì)顆粒含量得到有效改善。

圖6 改良砂卵石土顆粒級配曲線

對改良后的砂卵石土進行不固結(jié)不排水大型三軸剪切試驗研究，試樣直徑為300 mm，高度為700 mm，制樣干密度為1.96 g/cm3。相應(yīng)的莫爾圓及其包絡(luò)線見圖7，測得抗剪強度指標(biāo)為Cu=26 kPa、φu=34.57°。

圖7 莫爾圓及其包線

4 盾構(gòu)土艙砂卵石運動仿真模擬

4.1 盾構(gòu)掘削過程離散元法模擬原理

對盾構(gòu)掘進的模擬，目前大多集中在開挖面穩(wěn)定性及其對環(huán)境安全的影響等，且大多建立在經(jīng)典連續(xù)介質(zhì)力學(xué)方法和有限單元法的基礎(chǔ)上。由于砂卵石土具有強烈的離散特性，與砂土、黏土等相對連續(xù)介質(zhì)的工程性質(zhì)有本質(zhì)區(qū)別，故應(yīng)用離散單元法模擬砂卵石顆粒在盾構(gòu)土艙中的運動與傳力更為合適。根據(jù)對上述砂卵石土的渣土改良說明可知，加入膨潤土和泡沫后，砂卵石顆粒之間具有一定的黏結(jié)作用。因此，選用可描述顆粒間黏附力的Hertz-Mindlin JKR軟球接觸模型。軟球模型通常用彈簧、阻尼器、摩擦元件、黏結(jié)元件和分離器等不同元件的組合表示不同的接觸本構(gòu)模型，以此模擬顆粒間的各種物理作用。其中，接觸剛度模型用來描述剛性球顆粒間相互作用力與彈性變形的關(guān)系，可用于模擬土顆粒單元的彈性接觸力；接觸連接模型定義了顆粒單元間的法向剛度和切向剛度，即粒間接觸力一旦超出設(shè)定強度值，則連接模型自動斷開，這可用于模擬添加了膨潤土泥漿和泡沫后的砂卵石顆粒間黏性作用力；滑動模型定義了顆粒間最大摩擦力，一旦切向接觸力超出該值，顆粒發(fā)生相對滑動，可用于模擬土體材料的塑性屈服。從本質(zhì)上來說，砂卵石土的宏觀運動和變形是上述三種模型所表述的力學(xué)行為共同作用的結(jié)果，相應(yīng)的模型細(xì)觀力學(xué)參數(shù)可通過反演的方式獲取。

4.2 顆粒細(xì)觀參數(shù)獲取

離散單元法實現(xiàn)準(zhǔn)確模擬的關(guān)鍵在于模型參數(shù)的合理確定。計算模型中的待定模型參數(shù)分為材料本征參數(shù)、基本接觸參數(shù)及黏結(jié)參數(shù)三大類。本征參數(shù)是材料自身的特性，與外界無關(guān)，包括剪切模量G、泊松比ν及密度ρ；細(xì)觀接觸參數(shù)包括恢復(fù)系數(shù)e、靜摩擦系數(shù)μs及滾動摩擦系數(shù)μr；至于黏結(jié)參數(shù)，在選定的Hertz-Mindlin JKR接觸模型中，則只有表面能密度k。根據(jù)文獻[23]，選取砂卵石土的彈性模量E=5×104MPa、泊松比ν=0.15。通過溢水法測得砂卵石顆粒密度ρ=2 700 kg/m3，其他細(xì)觀參數(shù)諸如恢復(fù)系數(shù)e、靜摩擦系數(shù)μs、滾動摩擦系數(shù)μr以及表面能密度k則需要通過對前述大三軸試驗結(jié)果進行模擬來標(biāo)定。其中，靜摩擦系數(shù)μs可根據(jù)三軸剪切試驗測得的摩擦角近似取值，即μs≈tanφu=tan34.57°=0.689 1。

對前述大型三軸試驗建立離散元仿真模擬模型。由于改良土的中小粒徑顆粒含量較多，如果按實際情況建模勢必造成顆粒數(shù)太多，故采用放大土體顆粒尺寸的方法進行建模。由于砂卵石土主要依靠的是大顆粒骨架傳力，小顆粒只在其中起填充作用，為便于計算處理，故模型中將小粒徑顆粒按質(zhì)量守恒原則分別等效為較大粒徑的顆粒。此外，考慮刀盤開口處以及螺旋機的輸送通過能力，所保留的顆粒粒徑不能太大，否則容易造成螺旋機卡機。在滿足上述要求的前提下，為使得模型所含顆粒粒徑盡可能接近實際情況，將粒徑放大6倍，即采取40、25、20 mm的粒徑組合，對應(yīng)質(zhì)量百分比為10.82%、9.02%、80.16%。

圖8為圍壓為0.4 MPa時一組三軸剪切仿真試驗所得應(yīng)力-應(yīng)變曲線，該組結(jié)果與室內(nèi)試驗所得結(jié)果最為接近。因此可知，當(dāng)e=0.323 4、μr=0.035 9、k=4 523 J/m2時，建立的土體離散元模型的宏觀力學(xué)特性及流動性與真實土體基本一致。表1為離散元模擬中所采用的砂卵石土物理力學(xué)參數(shù)。

圖8 三軸壓縮試驗應(yīng)力-應(yīng)變曲線的離散元擬合

表1 砂卵石土離散元仿真模擬參數(shù)

4.3 土艙內(nèi)砂卵石顆粒運動模擬

天橋—永定門外區(qū)間隧道將先后采用兩臺土壓平衡盾構(gòu)機掘進，其中，1號盾構(gòu)機外徑為6.15 m，土艙長為0.925 m，采用輻條式刀盤，直徑為6.18 m，開口率為66%，螺旋輸送機為帶式無軸型。選擇盾構(gòu)掘進至第60環(huán)管片位置處進行模擬分析，對應(yīng)的掘進速度為55 mm/min、刀盤轉(zhuǎn)速為1.3 r/min、螺旋機轉(zhuǎn)速為5.2 r/min。限于計算能力，只能選取部分地層進行建模，仿真模型的土體尺寸為8 m×24 m×2 m，刀盤左、右側(cè)至土體外邊界的距離1 m，刀盤底至土體下邊界1.1 m，隧道拱頂埋深16.9 m，刀盤頂至上邊界16.9 m[24]。

刀盤轉(zhuǎn)動5 s后刀盤面板處顆粒速度分布以及盾構(gòu)中心縱斷面上的顆粒速度分布見圖9。圖9中速度值并未按相似比進行換算。

圖9 土艙內(nèi)顆粒速度分布(單位：m/s)

由圖9可以看出，自刀盤面板向后至土艙隔板，土艙橫斷面上土顆粒流動性差的區(qū)域逐漸增大。其次，由于采用中心支撐式刀盤，故靠近中間支撐柱區(qū)域內(nèi)土體顆粒流動相對較差，易發(fā)生堵塞和結(jié)泥餅，為此宜考慮在刀盤主軸上設(shè)置徑向攪拌棒。此外，越靠近土艙隔板處，圍繞艙壁一圈的范圍內(nèi)顆粒流動也較差，易造成砂卵石顆粒在艙底沉積，不利于排土，故應(yīng)考慮對土艙出口處進行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，可在刀盤背面靠近艙壁位置設(shè)置主動攪拌棒。

土壓平衡盾構(gòu)工作機理在于實現(xiàn)開挖面支護壓力與刀盤前方水土壓力平衡，但在實際施工過程中，由于刀盤前方水土壓力無法量測，只能通過對土艙隔板壓力控制近似實現(xiàn)開挖面壓力平衡。由于渣土在土艙中運動時存在壓力沿程傳遞損失，因此土艙隔板壓力與開挖面實際壓力之間存在差異。刀盤切削期間砂卵石土開挖面壓力與土艙隔板壓力隨時間變化曲線見圖10。由圖10可以看出，盡管開挖面支護壓力呈不規(guī)則波動狀態(tài)，但基本都高于土艙隔板壓力值。計算中刀盤開口率為66%，由此得到土艙隔板壓力與開挖面壓力之比在0.5～0.7范圍附近波動。

圖10 土艙隔板壓力與開挖面壓力隨時間變化曲線

5 盾構(gòu)土艙砂卵石荷載傳遞試驗

5.1 試驗裝置設(shè)計

為進一步探究砂卵石顆粒在盾構(gòu)土艙中的荷載傳遞機制，建立了土艙結(jié)構(gòu)工作原理，見圖11。該裝置由密封土艙、刀盤、螺旋出土器和渣土頂進裝置等部分組成。土艙長度為1.2 m，直徑為0.5 m，螺旋機直徑為0.1 m，在刀盤前方設(shè)置一可沿軸向運動的加載板，通過千斤頂施加作用于刀盤的迎面阻力，刀盤切削下來的渣土通過螺旋機排出。為分析土艙中渣土的傳力特性，分別在土艙隔板和加載板之間各布置一個壓力盒Y1和Y2。

圖11 土艙結(jié)構(gòu)工作原理

需要說明的是，該試驗不是嚴(yán)格意義上的相似模型試驗，試驗過程中須通過調(diào)節(jié)和控制加載千斤頂推進速度、刀盤轉(zhuǎn)速、螺旋機轉(zhuǎn)速等參數(shù)來滿足進出土量的平衡。此外，試驗用土依然采用取自現(xiàn)場的卵石⑤層，為避免過大的卵石顆粒導(dǎo)致卡機，將粒徑大于40 mm的顆粒剔除，然后按照與現(xiàn)場土樣相同的密實度均勻填入模型艙中。為改善渣土的流塑性，通過設(shè)在土艙壁上注入孔添加膨潤土和泡沫共同作為改良添加劑，其中，膨潤土的體積添加比例為7%，泡沫添加比例為45%。

5.2 試驗工況設(shè)計

固定刀盤轉(zhuǎn)速，通過調(diào)節(jié)推進速度和螺旋機轉(zhuǎn)速，試驗共分4個工況，見表2。表2中，工況2—工況4分別模擬了欠壓推進、常壓推進、超壓推進。

表2 模型試驗工況

5.3 試驗結(jié)果分析

由于圖11中加載板上壓力反映的并不是刀盤面板處實際壓力值，故在分析開挖面土體壓力時須將砂卵石土與土艙壁面之間的摩阻力去除，計算時取二者之間的摩擦系數(shù)為0.8。工況1試驗所得土艙隔板壓力與前方開挖面土壓力隨時間變化曲線見圖12，千斤頂推進速度控制在24 mm/min附近。

圖12 工況1下土艙隔板壓力與開挖面壓力隨時間變化曲線

由圖12可以看出，土艙隔板壓力在95～115 kPa范圍波動，開挖面處土體壓力在250～300 kPa范圍波動，二者之比在0.35～0.4，比前述計算值偏小，這與試驗精度有關(guān)，也與此處采取欠壓推進有關(guān)。

掘進過程中工況2—工況4三種情況下荷載傳遞比曲線見圖13。由圖13可以看出，欠壓推進、常壓推進、超壓推進等3種模式下的荷載傳遞比分別在0.3～0.4、0.32～0.6、0.35～0.75；結(jié)合工況1可知，荷載傳遞比受刀盤轉(zhuǎn)速影響相對較小，而螺旋機轉(zhuǎn)速和推進速度影響相對較大。

圖13 不同掘進模式下荷載傳遞比曲線

6 結(jié)論

本文結(jié)合北京地鐵8號線天橋站—永定門外區(qū)間隧道工程，通過數(shù)值模擬和模型試驗開展了砂卵石顆粒在土壓平衡盾構(gòu)土艙中運移規(guī)律和荷載傳遞性狀的研究，得出以下結(jié)論。

(1)對于北京地區(qū)砂卵石土，為確保渣土在土艙中的流塑性，需聯(lián)合使用膨潤土和泡沫進行渣土改良，推薦采用體積比7%膨潤土和45%泡沫的添加量。

(2)基于對北京地區(qū)砂卵石土的大型三軸試驗及其對應(yīng)的數(shù)值仿真，獲得砂卵石土的宏觀抗剪強度指標(biāo)為Cu=26 kPa、φu=34.57°，顆粒細(xì)觀參數(shù)：e=0.323 4，μs=0.689 1，μr=0.035 9，k=4 523 J/m2。

(3)數(shù)值仿真結(jié)果顯示，砂卵石土在土艙內(nèi)自刀盤面板向后至土艙隔板流動性逐漸降低，尤其是靠近中心支撐柱區(qū)域的渣土宜發(fā)生堵塞和結(jié)泥餅，故推薦在刀盤主軸上設(shè)置徑向攪拌棒；緊鄰?fù)僚摫趫A周范圍內(nèi)顆粒流動也較差，易造成砂卵石顆粒在艙底沉積，建議在刀盤背面靠近艙壁位置設(shè)置主動攪拌棒。

(4)數(shù)值仿真和模型試驗均表明：砂卵石地層中刀盤切削面土體壓力與土艙隔板之間存在壓力差降，其荷載傳遞系數(shù)在0.4～0.7范圍內(nèi)波動。因此，實際施工中宜采用欠壓推進，否則若按開挖面壓力理論計算值來設(shè)置土艙壓力，會因開挖面支護壓力過高導(dǎo)致地表隆起破壞。