雙圓隧道二次注漿對結構的影響研究

楊洪杰

（上海申通地鐵集團公司技術中心，201103，上海∥高級工程師）

1 工程概況

上海軌道交通2號線東延伸段的川沙站到凌空路站，采用雙圓盾構進行施工；隧道埋深約為11m，主要位于④號土層內。2010年4月22日，該區段發現產生較大差異沉降，即運營期內的不均勻沉降。沉降發生地的地層情況見圖1，土的物理力學參數見表1。其離川沙站洞口100環左右上下行隧道和近川沙站的泵站處下行隧道局部沉降較大，分別為34.6mm和41.8mm，平均沉降速率約為0.3～0.4mm／d，并于5月3日發展為43.2mm和50.7mm；導致洞口附近和泵站附近隧道局部斜率較大，為0.14%左右（見圖2和圖3）。2010年4月23日開始進行現場考察和組織召開專家會議，決定進行注漿加固。

圖1 雙圓隧道地質剖面圖

圖2 上行線實測沉降曲線

圖3 下行線實測沉降曲線

現場實際注漿施工通過管片預留注漿孔進行，位置為上下行隧道道床中心處附近，實際注漿時如果原預留注漿孔不能進行注漿，應考慮在上下行隧道道床中心向雙圓隧道中間立柱方向偏約15～20cm的位置重新開孔，每環等距上下行各一個孔，圖4為雙圓襯砌尺寸圖。注漿單節高度為17.5cm，單次注漿時間為4min，注漿總量80L，雙液漿流量為20L／min，每分鐘進行一次拔管操作，拔管高度為4.4～4.5cm。

圖4 雙圓管片尺寸圖

2 注漿影響分析

主要采用有限元法對結構和土體及注漿作用進行分析。鑒于雙圓襯砌分塊復雜，在建模時考慮用整體殼單元模擬襯砌，管片接頭方面的成果可參考文獻［1］及［2］。

2.1 有限元計算模型

首先根據隧道的埋深建立有限元計算模型，如圖5所示。

圖5 有限元計算網格

所建立的計算模型共有41 000個六面體單元，來模擬盾構隧道周圍的土體。表1為有限元計算的土體物理力學參數。進行初始位移場和應力場的計算，作為進一步分析的基礎。

表1 土的物理力學參數

2.2 襯砌管片的安裝

計算初始應力場后，進行雙圓區域的土體開挖，計算模型見圖6，并拼裝混凝土襯砌（用殼單元模擬襯砌），重新進行力學平衡計算。

圖6 雙圓隧開挖模擬

模型中的殼單元是用liner單元來模擬的。liner單元屬于殼單元的一種，可以考慮殼與土體之間的相互作用，本計算中采用2 400個三角形殼單元來模擬一環雙圓襯砌。

2.3 雙圓管片拼裝后的初始計算結果

雙圓管片拼裝好后，在土壓力的作用下，管片內部會產生內力、彎矩和位移。由于管片在土壓力作用下，管片呈現橫鴨蛋形，變形后的片（變形量放大100倍）如圖7所示。

圖7 雙圓襯砌變形前后形狀比較

2.3.1y方向的彎矩（注漿前）

y方向為水平方向，且垂直于隧道軸線，見圖8和圖9。計算結果表明，該方向的彎矩很小，拱頂海鷗塊的彎矩最大，立柱彎矩最小，只有102Nm的量級，基本可以忽略不計。

2.3.2x方向的彎矩

x方向為水平方向，且平行于隧道軸線。圖10、圖11顯示了x方向上雙圓管片拱頂、拱底的彎矩。結果表明，該方向的彎矩是y方向彎矩的10倍，拱頂海鷗塊的彎矩最大，達到約105Nm的量級，立柱的彎矩最小，只有101Nm的量級，基本可以忽略不計。

2.3.3 襯砌上的正壓力

襯砌上的正壓力是指垂直于襯砌外表面的土壓力。圖12、圖13顯示了襯砌上正壓力的計算結果，結果顯示，雙圓襯砌拱頂上的正壓力最大值約為0.36MPa，拱底的最大正壓力約為0.4MPa，與拱頂相近。這說明在雙圓隧道剛剛建成的時候，由于雙圓襯砌的特殊形狀，在土體中形成了明顯的拱作用，從而導致了拱底的正壓力略大于拱頂的正壓力。同時，結果還表明，上下海鷗塊凹槽處的正壓力很小，立柱上的正壓力明顯為0。

圖12 襯砌上部的正壓力

圖13 襯砌下部的正壓力

2.4 注漿對結構影響計算

在一側襯砌的拱底進行雙液注漿，計算注漿對襯砌拱底土體的影響和對襯砌結構的受力和位移。在實際計算過程中，注漿的模擬非常困難，采用的方法是對拱底注漿區域內的土壓力做重新初始化處理。在計算過程中對正下方拱底注漿范圍內初始化豎向土壓力為5MPa，同時在垂直向下方向上取梯度效應，即每向下1m土壓力增加2×104Pa；取水平土壓力系數為0.6，水平方向無梯度效應。該土壓力的力學效果是使模擬注漿范圍內土體的膨脹，計算由于注漿引起的土體位移、襯砌位移、襯砌內力及其它相關效應。計算開始時，把土體位移及襯砌位移歸零，以便考察純粹由注漿引起的相關結果。

圖14顯示了注漿后的土體位移場，圖15為注漿后襯徹結構的位移。可以看出由于注漿作用引起對土體的擾動擠壓，注漿區域影響范圍內土體明顯發生擠壓位移，以注漿區為中心土體向四周移動，最大位移量近1cm。同時，由于注漿的擠壓作用，注漿中心區域產生了明顯的高于臨近區域的應力。故注漿對于軟土特別是淤泥質軟黏土的擾動作用非常明顯，這也是在注漿過程中采用“少量、多次”原則的主要原因。

圖14 雙液注漿引起的土體位移場

圖15 注漿后的襯砌隆起

2.4.1 注漿后雙圓襯砌中的彎矩

2.4.1.1y方向的彎矩

圖16和17分別為注漿引起的拱頂和拱底y方向的彎矩。從圖中的計算結果來看，與注漿前的襯砌內力相差較大。注漿前和注漿后，拱頂的y方向彎矩差別不大，這是因為襯砌的上浮位移主要發生在底板，而襯砌頂部位移很小，故而上部y方向彎矩差別很小。而注漿后襯砌拱底的結構上浮位移較大，達到3mm以上，故拱底的最大y方向彎矩相差很大，注漿后的彎矩是注漿前的6倍。而拱頂海鷗塊在注漿前后相差較小，注漿后的y方向彎矩是注漿前的10%。同時拱側的y方向彎矩相差也更大，由于襯砌呈現橫鴨蛋方向變形，變形后y方向的正應力分布更加均勻，注漿后的y方向彎矩反而變小。

圖16 拱頂y方向的彎矩My

圖17 拱底y方向的彎矩My

由計算結果可知，拱頂、拱側、上下海鷗塊中間立柱的彎矩My，在注漿前后相差不大，拱底處My結果相差較大。

2.4.1.2x方向的彎矩

從圖18、圖19的計算結果來看，注漿前后結構的x方向的彎矩差別較大，且由于注漿作用僅僅發生在襯砌的拱底，故結果對拱底、下海鷗塊、及中間立柱的下部影響比較大。而拱頂、拱側及上海鷗塊注漿前后的x方向彎矩變化比較小。計算結果表明，在注漿前后，拱頂、拱側及上海鷗塊的Mx變化（增長）很小，增長在1%～2%。而拱底、下海鷗塊、及中間立柱的x向彎矩Mx分別是注漿前的3.5倍、2.1倍和40倍。

2.4.2 注漿后襯砌上的正壓力分布

襯砌上的正壓力是指垂直于襯砌外表面的土壓力。本計算給出了雙圓襯砌上部、下部、側面的正壓力，如圖20、圖21所示。

結果顯示，雙圓襯砌上拱頂的最大正壓力約為0.36MPa，拱底部位正壓力最大值約為0.67MPa，是拱頂的約2倍。這說明由于拱底注漿的作用，土體產生擠壓而導致襯砌上浮，使拱底襯砌正壓力增大，這與雙圓隧道剛剛建成的時候，由于雙圓襯砌的特殊形狀，在土體中形成了明顯的拱作用的情況明顯不同。特別是拱底區域內有一批正壓力明顯大于周圍襯砌的區域，此處即為拱底注漿的注漿孔的位置。同時與注漿之前相比，拱底的正壓力明顯增大，拱頂的正壓力則沒有發生變化。

圖21 襯砌下部的正壓力

2.5 加固體強度提高對襯砌再次發生沉降的作用

考慮注漿體的強度提高、襯砌進一步沉降，加固體對襯砌的作用。雙液注漿結束后，在襯砌底部深度為4m的范圍內，預計可以形成直徑約為1m的加固體。該加固體的強度指標、彈性模量明顯高于原狀土體。由于地鐵列車的振動荷載、土體流變等原因，襯砌在注漿結束后還會發生一定量的沉降。監測表明，注漿期間，襯砌會發生一定量的隆起，注漿結束后又會發生回落沉降，通過控制注漿參數和注漿量，可以使隆起量控制在1mm范圍內，主要目的是控制注漿環襯砌與周圍襯砌的差異沉降，從而保證襯砌受力安全。注漿后的襯砌回落沉降一般小于注漿隆起量，盡管很小，但是由于加固體的強度和模量提高，該回落沉降量對襯砌受力的具體影響如何，襯砌是否安全，在此通過有限元計算詳細分析了加固體對襯砌的影響，為實際施工提供了理論依據。按照施工參數，雙液注漿體可能在襯砌底部形成深度約4m、直徑約1m的加固體。考慮隧道襯砌周圍土體強度因施工擾動作用有一定程度的降低，按照實際測定，列車荷載的輪壓為8t，該荷載為集中力，把該荷載均勻施加在襯砌底部的相關節點上，同時考慮該荷載為動力荷載，本計算中按照靜力荷載考慮，故采用2.25的荷載系數。施加車輛荷載后，可以發現襯砌底部產生了大約0.75mm的沉降。

2.5.1 襯砌中的彎矩

2.5.1.1y方向的彎矩

關于y方向彎矩在襯砌沉降前后的比較：

根據圖22、圖23的計算結果，拱底、上下海鷗塊、中間立柱的My在襯砌沉降前后相差不大，變化量在5%以內，拱側和拱頂處My結果相差較大，最多相差20%。

圖22 襯砌沉降后拱頂y向的彎矩

圖23 拱底y向的彎矩

2.5.1.2x方向的彎矩

圖24、25分別為拱頂和拱底x方向的彎矩。從圖的計算結構來看，注漿前后結構的x方向的彎矩差別較大，且由于注漿作用僅僅發生在襯砌的拱底，故結果對拱底、下海鷗塊、及中間立柱的下部影響比較大。而拱頂、拱側及上海鷗塊注漿前后的x方向彎矩變化比較小。拱頂、拱側、中間立柱及上海鷗塊的Mx變化（增長）較大，立柱的Mx最多增長了50%。而拱底、下海鷗塊x向彎矩Mx分別略有降低，但是變化幅度很小。

圖24 拱頂x方向的彎矩

2.5.2 襯砌沉降后襯砌上的正壓力分布

襯砌上的正壓力是指垂直于襯砌外表面的土壓力。本計算給出襯砌因受到列車荷載作用后雙圓襯砌上部、下部、側面的正壓力，如圖26、27所示。

圖25 拱底x方向的彎矩

圖26、圖27顯示了雙液注漿后強度形成，襯砌沉降后考慮加固體對襯砌的正壓力的計算結果，結果顯示，由于加固體的反作用，注漿點處正壓力最大值約為0.76MPa，拱頂的最大正壓力約為0.38 MPa。這說明由于拱底注漿體的反作用，使拱底襯砌正壓力增大，此處即為拱底注漿的注漿孔位置。而在雙圓隧道剛剛建成的時候，拱底區域正壓力約為0.38MPa，即由于加固體的反作用，拱底的正壓力增加了一倍。

圖26 襯砌上部的正壓力

圖27 襯砌下部的正壓力

3 結語

對雙圓襯砌的注漿影響進行了全過程的分析和模擬，詳細分析了注漿之前隧道襯砌剛剛施工完畢、雙液注漿后、雙液加固體強度提高后襯砌進一步發生回落沉降的過程中，雙圓襯砌的各種內力變化，包括襯砌的x方向和y方向的彎矩、襯砌外表面的正壓力、注漿引起的襯砌結構的隆起和車輛荷載引起的襯砌結構的回落沉降大小、加固體對襯砌的反作用。根據計算結果可以得到如下結論。

（1）在管片拼裝后、二次注漿之前，管片內力有下述規律：①初始y方向彎矩很小，拱頂海鷗塊的彎矩最大，立柱的彎矩最小，可以忽略不計；②雙圓襯砌上拱頂部位的正壓力最大值約為0.36MPa，拱底的最大正壓力約為0.4MPa，與拱頂相近。

（2）襯砌經過二次注漿之后，內力會發生變化，表現在：①由于注漿作用引起對土體的擾動擠壓，注漿區域影響范圍內土體明顯發生擠壓位移，以注漿區為中心土體向四周移動；②注漿前的襯砌內力相差較大；③注漿前后結構的x方向的彎矩差別較大，注漿對拱底、下海鷗塊、及中間立柱的下部影響比較大。而拱頂、拱側及上海鷗塊的注漿前后的x方向彎矩變化比較小；④雙圓襯砌上拱頂的最大正壓力約為0.36MPa，拱底部位正壓力最大值約為0.67MPa，是拱頂的約2倍。

（3）再次沉降后襯砌受力分析：①y方向彎矩在襯砌沉降前后的比較：與注漿前的襯砌內力相差較小。拱底、上下海鷗塊及中間立柱的My幾乎沒有變化；②x方向的彎矩差別較大，且由于注漿作用僅僅發生在襯砌的拱底，故結果對拱底、下海鷗塊、及中間立柱的下部影響比較大。而拱頂、拱側及上海鷗塊注漿前后的x方向彎矩變化比較小；③雙液注漿強度形成后，由于加固體的反作用，注漿點處局部正壓力為0.76MPa，拱頂的最大正壓力約為0.37MPa。這說明由于拱底注漿體的反作用，使拱底襯砌正壓力增大。而在雙圓隧道剛剛建成的時候，拱底區域正壓力約為0.40MPa，即由于加固體的反作用，此處的正壓力增加了45%，但是襯砌此時還是安全的。

［1］鄭永來，韓文星，童琪華，等.軟土地鐵隧道縱向不均勻沉降導致的管片接頭環縫開裂研究［J］.巖石力學與工程學報，2005，12，24（24）：4552.

［2］袁金榮.雙圓盾構隧道襯砌結構計算模型研究［C］∥城市軌道交通工程最新技術—2003上海國際隧道工程論文集.同濟大學出版社，2003，165.