盾構(gòu)施工對盾尾漿液壓力波動變化的影響

王明年 ，黃海斌 ，湯 淵 ，王 創(chuàng) ，劉大剛

（1.西南交通大學土木工程學院，四川 成都 610031；2.上海隧道工程有限公司 上海 200032；3.珠海大橫琴股份有限公司，廣東 珠海 519031）

隨著工程建設(shè)的發(fā)展，盾構(gòu)法隧道因其安全、高效及對周邊環(huán)境影響小等特點得到廣泛的應(yīng)用[1-2].盾構(gòu)隧道壁后同步注漿是控制地層應(yīng)力釋放和地層變形從而保證施工質(zhì)量的重要舉措[3].在注漿過程中，漿液會對管片產(chǎn)生壓力，注漿壓力達到一定程度時，可能引起管片局部或整體上浮、錯臺、開裂、壓碎或其他形式的破壞，注漿壓力過小時會影響注漿效果，造成土層較大的沉降.正確認識同步注漿施工過程中管片壁后漿液壓力的變化規(guī)律對盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)設(shè)計與施工具有重要的指導意義.

針對盾構(gòu)隧道管片壁后注漿研究的方法主要有：理論分析、模型試驗、數(shù)值計算及現(xiàn)場實測等.葉飛等[4]通過理論推導認為盾構(gòu)隧道壁后注漿時漿液的擴散半徑及漿液對管片產(chǎn)生的壓力與注漿口壓力、注漿時間及漿液性質(zhì)等眾多因素有關(guān).袁小會等[5]通過室內(nèi)試驗，用賓漢姆流體描述硬性漿液的流變特性，導出了其注入盾尾空隙過程中注漿壓力的傳遞公式.Kasper 等[6]采用數(shù)值模擬方法，提出壁后漿體壓力分布形式對地層變形和管片受力具有決定性作用.Bezuijen 等[7]通過對Sohpia 隧道壁后注漿壓力進行實時監(jiān)測表明，漿體壓力表現(xiàn)為上小下大的形式，在注漿初期漿液壓力波動較大，隨時間推移，漿液壓力擴散，最終趨向于地下水壓力值.肖明清[8]依據(jù)錢江隧道的現(xiàn)場實測結(jié)果指出，在盾構(gòu)推進過程中，管片外側(cè)漿液壓力處于非常不穩(wěn)定的狀態(tài).

國內(nèi)外學者對漿液材料、注漿參數(shù)控制和漿液擴散機制進行了大量的理論研究，而對實際工程中注漿效果評估的研究很少，現(xiàn)有研究成果與工程實際情況聯(lián)系不夠緊密[9-16].理論研究未能對現(xiàn)場實測過程中漿液壓力的不穩(wěn)定變化狀態(tài)做出合理的解釋.

本文依托珠海馬騮洲交通隧道工程，依據(jù)施工過程中管片壁后漿液壓力的實測數(shù)據(jù)，結(jié)合現(xiàn)場詳細的施工資料，進行了盾構(gòu)掘進施工與管片壁后漿液壓力變化的相關(guān)分析，對施工過程中漿液壓力的不穩(wěn)定變化狀態(tài)作出了解答.

1 工程概況

馬騮洲交通隧道工程位于珠海市南灣城區(qū)和橫琴新區(qū).隧道盾構(gòu)段長約1.1 km，隧道外徑14.5 m，內(nèi)徑13.3 m，為雙管單層雙向6 車道隧道.是華南地區(qū)第一條超大直徑盾構(gòu)隧道，國內(nèi)首條超大直徑海域復合地層盾構(gòu)隧道.隧道采用一臺外徑為14.93 m的泥水平衡盾構(gòu)進行施工，采取同步注漿的方式進行注漿.盾構(gòu)共設(shè)6 個同步注漿孔.

2 測試方案

試驗人員在馬騮洲隧道埋設(shè)了4 環(huán)試驗管片，分別為西線隧道的第347 環(huán)、第348 環(huán)、第391 環(huán)及第392 環(huán)管片.采用YT-300A 標準型鋼弦式滲壓計和YT-200A 型振式高精度雙膜土壓力盒監(jiān)測試驗環(huán)管片外側(cè)的水土壓力，采用YT-2032 數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)進行測試數(shù)據(jù)的自動采集.

每環(huán)試驗管片共設(shè)5 個土壓力測點，分別位于管片環(huán)的拱頂、左右拱肩及左右拱腳；共設(shè)3 個水壓力測點，分別位于管片環(huán)的拱頂、側(cè)墻及底部.監(jiān)測儀器與注漿孔的相對位置如圖1所示.

圖1 注漿孔及監(jiān)測儀器的分布Fig.1 Distribution of grouting holes and test instruments

為防止監(jiān)測過程中泥沙堵塞滲壓計及運輸拼裝過程中的磕碰損壞滲壓計.埋設(shè)前先用醫(yī)用紗布多層纏繞滲壓計測水壓的端部，再用毛巾包裹，之后將滲壓計放入方形金屬盒內(nèi)密封埋設(shè)在鋼筋籠外側(cè).管片澆筑好后，將裝有滲壓計的金屬盒找出，敲出足夠多的孔洞使管片外側(cè)的水能與滲壓計連通，如圖2所示.土壓力盒安裝如圖3所示.

圖2 滲壓計安裝Fig.2 Installation of osmometers

管片拼裝前，人工采集初始讀數(shù).管片拼裝好后，立刻組網(wǎng)進行預埋儀器測試數(shù)據(jù)的自動采集，采集頻率為2 min/次.

圖3 土壓力盒安裝Fig.3 Installation of earth pressure cells

3 實測結(jié)果分析

由現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)可知，4 環(huán)試驗管片外側(cè)水土壓力在施工過程中總體上呈現(xiàn)相近的變化規(guī)律.考慮到盾尾通過第347 環(huán)管片時盾構(gòu)機由于機械故障因素出現(xiàn)中途停頓的現(xiàn)象，為準確分析盾構(gòu)施工與管片壁后漿液壓力變化的聯(lián)系，以第347 環(huán)管片為例，進行實測結(jié)果的分析.

圖4為第347 環(huán)管片外側(cè)水壓力時程圖（盾構(gòu)掘進第349 環(huán)時，盾尾開始通過第347 環(huán)管片），由圖可知，管片壁后漿液壓力的不穩(wěn)定變化主要出現(xiàn)在盾尾通過管片時段及通過后盾構(gòu)繼續(xù)推進2 環(huán)的時段，之后漿液發(fā)生初凝，管片外水壓力變化與盾構(gòu)施工關(guān)系逐漸變小，外水壓力按照其自身規(guī)律發(fā)展.

圖4 盾尾脫環(huán)注漿水壓力隨時間變化關(guān)系Fig.4 Variation of water pressure with time of shield tail ring grouting

根據(jù)文獻[15]及文獻[16]可知，無論地層條件如何變化，漿液壓力在消散過程中均呈穩(wěn)定狀態(tài)，不同的地層條件影響漿液的消散速率及到達穩(wěn)定所需的時間，即地層條件與注漿壓力的波動變化沒有直接的聯(lián)系.故本文忽略地層條件對漿液壓力波動的影響，重點對盾構(gòu)施工與管片壁后漿液壓力變化的關(guān)聯(lián)性進行研究.

圖5 第347 環(huán)管片外側(cè)水壓力及接觸壓力時程曲線Fig.5 Time history curve of water pressure and contact pressure of the 347th segment

圖5分別為盾尾通過第347 環(huán)管片前后第347環(huán)管片外側(cè)水壓力及土壓力時程曲線.將圖5按施工進程分為A、B、C、D 4 個階段.其中A 階段為管片脫離盾尾階段，B 階段為盾構(gòu)故障停機階段，C 階段為管片脫離盾尾后盾構(gòu)掘進階段，D 階段為管片拼裝時盾構(gòu)不推進階段.

盾構(gòu)機按施工狀態(tài)可分為停機、持續(xù)推進及啟動狀態(tài).

3.1 盾構(gòu)停機時段漿液壓力變化

圖5中的B 階段表明在盾構(gòu)故障停機的較短時間段內(nèi)，管片外側(cè)水土壓力波動很小，該階段漿液在土層中滲透擴散，其擴散速率與土層性質(zhì)緊密相關(guān)，根據(jù)張莎莎等人的研究成果[15-16]，注漿壓力在滲透擴散過程中整體上呈遞減現(xiàn)象.

圖5中的D 階段表明在管片拼裝等不進行注漿作業(yè)的長時間段內(nèi)，管片外側(cè)水土壓力平穩(wěn)消散一段時間后出現(xiàn)波動的現(xiàn)象，但波動范圍不大.造成這種波動的原因可能是注漿體與水土耦合的時效作用.

3.2 盾構(gòu)掘進時段漿液壓力變化

由圖5中的A 階段與C 階段可知，在盾構(gòu)掘進過程中，注漿壓力出現(xiàn)了較大幅度的波動.下面從漿液注入口壓力、盾構(gòu)掘進速率變化、注漿速率變化及注漿填充率等因素出發(fā)，對引起A、C 階段漿液壓力波動變化的原因進行分析.

圖6為第347 環(huán)管片脫離盾尾過程中各漿液注入口壓力時程圖.由圖可知，在進行同步注漿作業(yè)時各漿液注入口壓力是在一定的范圍內(nèi)波動變化的，且波動幅度較大，最多達到了0.2 MPa 左右.在盾構(gòu)隧道壁后注漿過程中，漿液作為載體將注漿壓力作用至盾構(gòu)管片環(huán)上[4，6]，漿液注入口壓力的變化會使得管片所受的外荷載發(fā)生變化.

圖6 第347 環(huán)管片脫離盾尾時各漿液注入口壓力時程圖Fig.6 Injection pressure of each grout when the 347th ring segments escape from the shield tail

圖7為第347 環(huán)管片脫離盾尾兩環(huán)內(nèi)盾構(gòu)行程及注漿量與時間的關(guān)系曲線.據(jù)圖可知盾構(gòu)在掘進過程中維持勻速掘進，且在掘進過程中注漿量與時間始終保持線性關(guān)系.

施工過程中，盾構(gòu)掘進速度基本保持不變，注漿速率也維持穩(wěn)定，同時根據(jù)現(xiàn)場資料可知第347 環(huán)管片壁后注漿量為理論間隙的116%.可認為盾構(gòu)掘進速率變化、注漿速率變化及注漿填充率并非是導致圖5中C 階段管片壁后漿液壓力不穩(wěn)定變化的主要因素.分析認為注漿過程中C 階段漿液壓力的波動變化主要是由漿液注入口壓力的波動變化引起.

對于A 階段，隨著盾構(gòu)的推進試驗，環(huán)管片承受的壓力逐漸由盾尾油脂壓力及盾尾刷徑向擠壓力過渡為壁后漿液壓力，該過程涉及漿液在盾尾間隙的擴散[4，10，13].故對A 階段，導致管片壁后漿液壓力波動變化的原因除漿液注入口壓力波動變化外還涉及漿液的擴散因素.

圖7 盾構(gòu)掘進第349、350 環(huán)時盾構(gòu)行程、注漿量與時間關(guān)系Fig.7 Relationship between the displacement of the shield，the amount of grouting，and the time when the shield tunneling 349th and 350th segments

3.3 盾構(gòu)啟動時段漿液壓力變化

從圖7可以看出，盾構(gòu)隧道從靜止到掘進的短段時間段內(nèi)，管片壁后注漿相較于盾構(gòu)推進存在滯后效應(yīng)，即盾構(gòu)開始推進的一段時間內(nèi)，漿液不能及時注入盾尾間隙，具體如圖8所示.根據(jù)對西線隧道施工參數(shù)的統(tǒng)計，同步注漿相較于盾構(gòu)推進的平均滯后時間為86 s，這與盾構(gòu)機自身的注漿系統(tǒng)設(shè)計有關(guān)（圖8滯后時間為3 min 左右，為工程中的特殊情況，可能與盾構(gòu)機漿液儲備量及漿液流動性等因素有關(guān)）.分析認為“滯后效應(yīng)”是導致圖5與圖6中C 階段盾構(gòu)機從靜止到推進瞬時管片壁后漿液壓力急劇降低的主要原因.下文通過推導盾尾間隙體積應(yīng)變與盾尾漿液壓力的關(guān)系對該影響因素展開討論.

圖8 盾尾注漿相較于盾構(gòu)行程的滯后效應(yīng)Fig.8 Hysteresis effect of shield tail grouting in shield tunnel

圖9為盾尾同步注漿情況，短時間內(nèi)忽略漿液滲透擴散及土層變形的影響，盾構(gòu)開始推進前將盾尾間隙視為密閉容器，漿液視為充滿密閉容器的高壓流體.由于注漿相較于盾構(gòu)的推進存在滯后效應(yīng)，盾構(gòu)推進可視為改變了密閉容器的邊界條件，將會引起密閉容器體積物理量的變化，從而導致容器內(nèi)流體的運動.

圖9 盾尾同步注漿情況Fig.9 Schematic diagram of shield tail grouting

在充滿流體的密閉容器內(nèi)取一無限小的平行六面體，邊長分別為Δx、Δy、Δz，設(shè)流體沿坐標軸方向的流動速度分量為vx、vy、vz，流體的密度為ρ，單元體體積為ΔV，時間為t.

滿足流體運動的連續(xù)性方程為

分別討論式（2）右邊兩項：

設(shè)單元體的體積應(yīng)變?yōu)棣纽?，其微分表達式為

設(shè)液體的體積彈性模量K為常數(shù)體積模量，根據(jù)體積彈性模量的定義

式中：P為漿液所承受的壓力；ΔVω為質(zhì)量守恒定律中液體體積變化量.

根據(jù)質(zhì)量守恒定律，ρΔVω=C（常數(shù)），因而其全微分為0，即d ρΔVω=0，于是

對于盾尾間隙內(nèi)填充的漿液而言，連續(xù)性方程右邊的表達式為

流體運動連續(xù)性方程的左邊為

式（8）中由于漿液壓縮性很小，相較于前項后項可忽略不計.則對于盾尾間隙內(nèi)填充的漿液，其連續(xù)性方程左邊為

當漿液處于封閉的空間內(nèi)時，盾構(gòu)起動前有

在封閉條件下，P、εθ是單值函數(shù)關(guān)系.于是：積分得ΔP=KΔεθ.

注漿漿液含有大量的水，水的體積彈性模量是2.18 × 109Pa.設(shè)漿液的體積彈性模量為2.18 × 109Pa；假設(shè)盾構(gòu)開始推進的1 mm 行程內(nèi)土層未發(fā)生變形，盾構(gòu)隧道壁后漿液影響范圍為脫離盾尾后的5 環(huán)內(nèi)，此時盾尾間隙體積應(yīng)增量為1 × 10-4，則壓力增量ΔP= 0.218 MPa.在充滿漿液的盾尾間隙密閉環(huán)境中，盾尾間隙較小的體積應(yīng)變增量會引起管片壁后漿液壓力的很大變化.

盾尾注漿相較于盾構(gòu)行程的滯后效應(yīng)短時間內(nèi)可能會使得管片壁后注漿壓力小于穩(wěn)定階段的水土壓力，從而引起地層較大的沉降，盾構(gòu)隧道施工過程中應(yīng)予以重視.

綜上所述，造成同步注漿過程中注漿壓力不穩(wěn)定變化的因素主要包括：① 漿液在盾尾間隙的擴散；② 漿液注入口壓力的波動變化；③ 盾尾注漿相較于盾構(gòu)行程的滯后效應(yīng).其中因素③對漿液壓力波動變化影響最大，工程應(yīng)對措施可包括：保持同步注漿漿液的儲備以縮短注漿滯后時間；推進過程中盡量避免中途停頓，以減少滯后效應(yīng)產(chǎn)生次數(shù)；改進同步注漿系統(tǒng).

4 分析結(jié)果的其他驗證

由于盾構(gòu)隧道脫環(huán)過程中管片外荷載數(shù)據(jù)高頻率自動采集的成本較高，盾殼內(nèi)自動采集的聯(lián)網(wǎng)布線工作量大且影響盾構(gòu)施工，目前公開發(fā)表的實現(xiàn)對管片脫環(huán)注漿過程中管片外荷載高頻自動采集的國內(nèi)案例僅錢江隧道一例，國外案例以Sophia 隧道為典型.

4.1 錢江隧道監(jiān)測結(jié)果驗證

肖明清[8]為加深對大直徑盾構(gòu)掘進力學效應(yīng)的了解，在錢江隧道開展了現(xiàn)場實測，共埋設(shè)了3 整環(huán)試驗環(huán).如圖10所示，以第二環(huán)試驗管片脫環(huán)前后頂部荷載變化進行分析.

圖10 錢江隧道施工階段第二實驗環(huán)頂部荷載變化Fig.10 Qianjiang tunnel top load changes in the second experimental ring during shield tunneling

如圖10所示，同樣根據(jù)上述的施工進程，可將頂部荷載變化曲線分為A、B、C、D 階段.A、C 階段為盾構(gòu)推進階段，隨著盾構(gòu)的推進管片頂部荷載出現(xiàn)較大的波動，其中，C 階段表明試驗環(huán)管片壁后注入漿液后，在盾構(gòu)由靜止到推進的短時間段內(nèi)管片頂部荷載急劇降低；B 階段為盾構(gòu)掘進過程中故障停機階段，頂部荷載基本維持穩(wěn)定；D 階段為管片拼裝階段，管片頂部荷載未發(fā)生較大的波動.

錢江隧道管片脫環(huán)注漿過程中管片外荷載實測值各階段的變化規(guī)律與馬騮洲隧道相應(yīng)階段外荷載實測值的變化規(guī)律基本一致，即上述分析結(jié)果適用于錢江隧道工程.

4.2 Sophia 隧道監(jiān)測結(jié)果驗證

根據(jù)文獻[7]，Sohpia 隧道不同時間注漿壓力的實測值見圖11所示.

圖11 Sohpia 隧道不同時間注漿壓力的實測值Fig.11 Grouting pressure for the Sophia rail tunnel

由圖11可知，在盾尾通過試驗環(huán)管片時，管片壁后漿液壓力出現(xiàn)較大幅度的波動，在盾構(gòu)開始推進的短時間段內(nèi)，管片壁后漿液壓力急劇降低.Sohpia隧道管片壁后漿液壓力的變化規(guī)律與馬騮洲隧道壁后漿液壓力變化規(guī)律一致.即上述分析結(jié)果同樣適用于Sohpia 隧道工程.

5 結(jié)論及建議

（1）盾構(gòu)施工過程中，影響管片壁后漿液壓力波動變化的因素包括：漿液在盾尾間隙的擴散；漿液注入口壓力的波動變化；盾尾注漿相較于盾構(gòu)行程的滯后效應(yīng).

（2）推導了盾尾體積應(yīng)變與漿液壓力的關(guān)系，驗證了同步注漿相較于盾構(gòu)行程的滯后效應(yīng)在盾推機從靜止到掘進的短時間段內(nèi)會使得管片壁后水土壓力急劇降低的現(xiàn)象.

（3）通過與錢江隧道和Sohpia 隧道現(xiàn)場漿液壓力實測結(jié)果的驗證，表明上述分析是合理的.

（4）盾構(gòu)推進時可采取保持同步注漿漿液的儲備以縮短注漿滯后時間，推進過程中盡量避免中途停頓，以減少滯后效應(yīng)發(fā)生產(chǎn)生次數(shù).

致謝：珠海大橫琴股份有限公司和上海隧道工程有限公司資助項目（2015-sk-4）.