水下圓礫地層盾構隧道施工荷載實測及其力學響應研究

路開道

(中鐵十四局集團大盾構工程有限公司， 江蘇 南京 211899)

0 引言

隨著城市規模的日益增大，有些城市需要橋隧等構筑物連接城市兩岸，而隧道相較于橋梁有不影響通航、不受天氣影響等優勢，從而越來越多的城市選擇以水下盾構隧道的方式穿越江河。通常而言，施工期間管片內力隨不同地層存在較大差異，且受到地層水土壓力和同步注漿壓力的影響較為顯著[1]。目前，對于水下盾構隧道施工期間管片受力的研究主要采用現場實測和數值模擬的手段。如： 彭祖昭[2]依托佛莞城際鐵路獅子洋隧道，采用現場監測的手段監測水土荷載和管片內力，得出管片拼裝階段結構內力響應；湯印[3]依托佛莞城際鐵路獅子洋隧道，分別采用水土分算和水土合算，對百年最高水位和最低水位進行計算分析，得出地層突變會引起縱向應力的突變；申志軍等[4]通過監測白城馬蹄形盾構隧道施工期間的內力，得出管片拼裝、同步注漿等對管片內力影響顯著；蘇彥[5]以天津軟土地層中的盾構隧道為例，以梁單元來模擬隧道結構的特性，建立盾構隧道縱向等效連續化模型，得出盾構隧道縱向抗震設計建議采用螺栓最大張開量為控制指標；盧岱岳等[6]對管片破壞開裂的形態特征、分布規律以及危害程度進行統計分析，得出縱向前裂紋數量更多，波及范圍更廣，病害程度更深，是管片結構中最危險的病害形式，并說明研究管片結構縱向受力的必要性。

綜上所述，以往研究采用現場實測和數值模擬的方法，研究地層水土壓力和同步注漿壓力對施工期間管片內力的影響，而少有涉及盾構頂推力對管片內力的影響。然而，對于盾構隧道而言，施工期間頂推力對管片內力的影響不可忽視。綜合研究地層水土壓力、同步注漿壓力、盾構頂推力對管片內力的影響，可為管片健康、判斷注漿效果、設置頂推參數等提供重要的參考依據。此外，以往研究雖能基本反映施工期間管片的受力變化，但由于采用關鍵點測量的方式，數據采集有限，難以捕捉施工期間管片受力變化的每個細節，在全面性和實際性方面存在不足。

鑒于此，本文以常德沅江越江隧道為依托，對盾構下穿典型的水下圓礫地層管片結構環向和縱向受力以及水壓力進行連續采集，并結合注漿壓力和千斤頂頂推力進行對比分析，發現并總結水下強透水圓礫地層施工期間不同階段管片內力的影響因素，以期為類似地層盾構施工提供參考。

1 工程概況

常德沅江越江隧道全長2 240 m，盾構段長1 680 m。隧址區位于沅江下游，平均水位29.69 m，現場監測期間水位30.40～31.97 m。隧道下穿河床810 m，下穿地層70%為圓礫石地層，粒徑跨度大，顆粒級配差，成分主要為粗顆粒和細顆粒，中顆粒缺失，隨著盾構的開挖，細顆粒隨地下水流失導致滲透系數較大(120 m/d)。圓礫地層顆分試驗結果如表1所示，抽水試驗結果如表2所示。

表1 圓礫地層顆分試驗結果

表2 圓礫地層抽水試驗結果

常德沅江隧道為雙向4車道公路隧道，盾構管片外徑11.3 m、厚0.5 m、內徑10.3 m、幅寬2 m。管片分塊為8塊，即5塊標準塊(B)+2塊鄰接塊(L)+1塊封頂塊(F)，環向和縱向均使用A級M36螺栓連接。管片分塊示意圖如圖1所示。

圖1 管片分塊示意圖

2 監測方案

2.1 監測斷面概況

依據隧址區地形地貌、地質構造以及水文地質，選取沅江越江隧道東線江中埋深最大處為監測斷面，埋深17.83 m，該斷面里程為DK0+774.34，對應環號為451環。監測期間江水深度為6.30～7.87 m。監測斷面位置及地層分布如圖2所示。盾構穿越地層為圓礫層，圓礫層下為中粗砂層。

圖2 監測斷面位置及地層分布

2.2 監測過程

綜合分析隧道下穿圓礫地層的物理力學性質、地下水位等因素，結合盾構施工期間對管片和地層產生的影響，測試管片環向、縱向混凝土應變和水壓力，以此獲得從管片拼裝開始至脫環、注漿、推進等過程中管片的環向和縱向內力以及外水壓力隨施工變化和沿環向分布規律。管片每一分塊布置環向混凝土應變測點、縱向混凝土應變測點和水壓力測點，測點布置如圖3所示。

C代表環向混凝土應變計； L代表縱向混凝土應變計； W代表孔隙水壓力計； 數字代表編號。

監測過程分為前期準備階段、現場安裝階段和數據采集階段[7]。前期準備階段包括應變計及傳感器的安裝(如圖4所示)和管片澆筑及養護。現場安裝階段主要包括傳感器接線、初始值測量及拼裝。數據采集階段分為采集儀的安裝(如圖5所示)和連續測量。數據采集從監測管片拼裝完成后開始，采用泰斯特3801采集儀采集數據，儀器測量頻率為1/32，連續采集管片從脫出盾尾、同步注漿、盾構推進等一系列施工過程中的數據，獲取真實的力學參數，為后期分析研究提供數據支撐。

圖4 測試元件的安裝

圖5 采集儀的安裝

3 施工參數變化情況

地層水壓力和管片內力在施工過程中的變化較為敏感，而連續測量較為全面真實地反映其變化規律，監測斷面8個分塊數據變化存在較大差異。為使結果便于研究和分析，選取數據較為完整的L1、L2、B2、B4分塊進行分析，以下分析均針對該4分塊展開。

圖6為盾構頂推油缸和注漿口位置分布圖，一共22對頂推油缸，分為6組。圖7示出L1、L2、B2、B4分塊對應位置4組頂推油缸總頂推力變化。由圖7可知，各組頂推油缸推進階段的頂推力為1 000～2 000 kN，停機拼裝階段的頂推力為0[8]。

圖8示出同步注漿壓力變化曲線。同理，為便于分析，圖8為L1、L2、B2、B4分塊對應位置4個注漿口注漿壓力變化。

G代表注漿口； D代表頂推油缸； 數字代表編號。

圖中橫坐標為試驗環與開挖面間的距離，實際以時間為線程，故每環間距存在差異，同時，盾殼長度為4 m，故試驗環在1～2環間脫出盾殼。

圖中橫坐標為試驗環與開挖面間的距離，實際以時間為線程，故每環間距存在差異，同時，盾殼長度為4 m，故試驗環在1～2環間脫出盾殼。

4 管片施工期間內力變化及影響因素

管片結構內力在施工期間受到同步注漿和盾構頂推力的影響，本節將對這2方面進行分析。

4.1 同步注漿壓力對管片內力的影響分析

4.1.1 管片環外水壓力變化及分布規律

同步注漿壓力對內力的影響主要通過改變地層滲透系數和增大地層水壓力來實現，故對環外地層水壓力進行分析。環外水壓力隨施工過程變化曲線如圖9所示。

圖9 環外水壓力隨施工過程變化曲線(東線451環)

結合圖8和圖9可知： 1)脫環(1環)前管片尚未脫出盾尾，不承受水壓力，脫環(1～2環)后管片接觸地層水壓力，各測點水壓力明顯增大。2)L2分塊在脫環后受到同步注漿的影響，水壓力顯著增大[9](簡稱跳躍)，在距開挖面3～4環時出現第1次跳躍，此時注漿口壓力增大；在距開挖面4～5環時L2水壓力再次跳躍，出現最大值0.461 8 MPa，此后L2水壓力未出現顯著變化，逐漸降低，最終穩定在0.24 MPa附近。3)L1分塊在脫出盾尾后水壓力未出現較大波動，脫出盾尾后水壓力值為0.091 8 MPa，隨后隨著注漿壓力出現微小波動，在2～3環間出現最小值0.079 12 MPa，隨后基本不變，最終穩定后在0.121 4 MPa。4)B2分塊在脫環后水壓力為0.075 46 MPa，隨著注漿壓力出現微小波動，在3～4環間出現最小值0.069 12 MPa，在7～8環間出現跳躍，最大值為0.293 4 MPa，隨后逐漸降低直至穩定，最小值為0.203 2 MPa。5)B4分塊脫環后水壓力為0.084 5 MPa，隨后在3～4環間出現最大值0.134 4 MPa，隨后逐漸降低，并穩定在0.088 9 MPa。6)整體來看，施工影響范圍為脫環后到第10環，其中L2分塊與注漿壓力配合度較高，其他分塊由于盾尾密封油脂的作用未能完全反映環外水壓力變化[10]。

監測管片環外水壓力沿環向分布如圖10所示。可知： 1)管片脫出盾尾后，注漿壓力導致環外水壓出現跳躍，最大水壓力值出現在封頂塊F附近，量值為0.483 3 MPa。2)水壓力值穩定后，除分塊L1附近水壓力略有增大以外，其余分塊測點水壓力值相較于注漿時顯著降低，穩定后各測點平均值為0.24 MPa左右，基本與計算值相符(監測斷面埋深為17.83 m，監測期間江水深度為6.30～7.87 m)。3)穩定后最大值出現在B5分塊附近，量值為0.351 3 MPa。分析可知，監測斷面穿越地層水壓力受注漿壓力的影響極大，部分測點(B4、L1)量值明顯小于其他測點，主要由于盾尾密封油脂的作用，導致水壓無法真實測量[7]。同時，注漿過程中存在漿液逸散不均勻的情況，導致管片結構上部水壓大于下部水壓[7]。穩定后漿液凝固，原地層水壓力回涌，并逐漸作用于管片，水壓呈現上小下大的狀態[7]。

圖10 環外水壓力沿環向分布

4.1.2 同步注漿對管片內力的影響

管片環向受力變化如圖11和圖12所示。

圖11 環向軸力變化曲線(東線451環)

結合圖8和圖9及圖11和圖12可知： 1)脫環(1環)前環向軸力處于受拉狀態，這是由于此時管片僅承受自重和頂推力，彎矩量值較小。2)脫環(1～2環)后管片受到的地層水壓力明顯增大，導致軸力和彎矩均出現明顯的增大，軸力和彎矩最大值出現在L2測點，分別為4 800 kN和-500 kN·m。3)2～5環經歷3次注漿，管片內力對應出現3次跳躍，其中L2測點水壓力在4～5環間出現最大值，導致軸力出現最大值，為118 00 kN，彎矩于第1次注漿時在B2測點出現最大值，為580 kN·m。4)5～12環管片內力逐漸趨于穩定，軸力穩定在4 500～5 000 kN，彎矩穩定在-200～200 kN·m。5)整體來看，管片內力受注漿壓力的影響范圍在2～5環最為顯著，此階段內力隨著注漿壓力的增大而增大，趨于穩定后管片處于軸力較大而彎矩較小的狀態，整體較為安全[11]。

圖12 環向彎矩變化曲線(東線451環)

4.2 頂推力對管片軸力的影響分析

盾構頂推力對管片軸力的影響主要通過對管片縱向受力的作用來實現，為使結果更加直觀，將管片環向受力和縱向受力置于同一圖中進行分析，如圖13—16所示。

圖13 L1分塊軸力變化曲線(東線451環)

結合圖7和圖13—16可得： 1)脫環(1環)前管片結構位于盾殼內，環向基本不受荷載，縱向受到頂推油缸頂推力作用，此時管片縱向受壓、環向受拉。具體來看： L1分塊軸力最大值為-2 000 kN，縱向受力最大值為2 000 kN；L2分塊軸力最大值為-4 000 kN，縱向受力最大值為4 000 kN； B2分塊由于現場測試原因前段數據缺失，但仍可以看出管片縱向受力由正變負的趨勢；B4分塊軸力最大值為-5 000 kN，縱向受力最大值為5 500 kN。整體來看，管片軸力量值與縱向受力基本相同，符號相反，說明脫環前頂推力對管片軸力的變化起主導因素[12]。

圖14 L2分塊軸力變化曲線(東線451環)

圖15 B2分塊軸力變化曲線(東線451環)

圖16 B4分塊軸力變化曲線(東線451環)

2)脫環(1～2環)后管片受地層水土壓力作用，縱向由受壓變為受拉，量值為負，環向由受拉變為受壓，量值為正。同時可以發現，在盾構停機拼裝時，縱向軸力量值達到最大，而在推進時，量值相對較小。此階段L1分塊軸力由-2 000 kN變為3 500 kN，縱向受力由2 000 kN變為-2 000 kN；L2分塊軸力由-4 000 kN變為4 800 kN，縱向受力由4 000 kN變為3 800 kN；B2分塊軸力為2 500 kN,縱向受力為-2 000 kN；B4分塊軸力由-5 000 kN變為3 000 kN，縱向受力由5 500 kN變為1 000 kN。整體來看，此階段管片軸力和縱向受力出現反向變化趨勢，這是由于管片脫出盾尾，受到地層作用，環向受力逐漸占據主導地位，同時對縱向受力產生負向影響。

3)2～5環經歷3次注漿，環向受力受注漿影響極為顯著，縱向受力在盾構推進期間趨近于0或量值較小。L1分塊軸力最大值為10 000 kN，縱向軸力為 -2 200 kN；L2分塊環向軸力最大值約為12 000 kN，縱向軸力在第3環拼裝期間出現極大值，約為-2 900 kN，在第4環推進期間，縱向受到的頂推力約為1 600 kN，縱向受力量值約為1 800 kN；B2分塊環向軸力最大值約為10 500 kN，縱向軸力在第3環拼裝期間出現極大值，約為-2 300 kN，在第4環推進期間，縱向受到的頂推力約為1 600 kN，縱向受力量值為-2 000～0 kN； B4分塊環向軸力最大值約為10 000 kN，縱向軸力在第3環拼裝期間出現極小值，約為1 000 kN，在第4環推進期間，縱向受到的頂推力約為1 900 kN，縱向受力量值約為2 000 kN。以上數據說明此階段各分塊軸力同時達到最大值，頂推力與環向受力產生的影響存在相互抵消的作用。反之，在停機拼裝階段縱向受力出現負值。同理，環向受力受到由于盾構推進產生的縱向受力的影響[13]。

4)5環之后，環向軸力逐漸減小并趨于穩定。L1分塊在6～7環間出現微小波動，最終穩定值約為3 700 kN；縱向軸力逐漸趨于受壓，在推進階段約為2 000 kN，在停機拼裝階段趨近于0。L2分塊軸力最終穩定值約為5 000 kN；縱向軸力逐漸趨于受壓，在推進階段約為1 500 kN，在停機拼裝階段趨近于0。B2分塊軸力最終穩定值約為3 800 kN；縱向軸力逐漸趨于受壓，在推進階段約為1 000 kN，在停機拼裝階段趨近于0。B4分塊軸力最終穩定值約為5 000 kN；縱向軸力波動逐漸減小，在推進階段約為2 500 kN，在停機拼裝階段約為1 000 kN。

5)整體而言，環向受力在脫環前受到頂推力作用較為明顯，在脫環后由于注漿作用，頂推力能夠抵消一部分由于環向受壓而產生的縱向受拉，反之頂推力抵消了部分由于注漿產生的環向受力。總體來看，在脫環和前3次注漿過程中，頂推力對環向軸力的影響是有益于管片結構的。

4.3 管片受力沿環向分布

綜合前文所述，選取脫環前、脫環后未推進、注漿+推進、穩定后4個節點，截取內力數據，繪制管片內力沿環向分布圖，如圖17和圖18所示。

圖17 軸力沿環向分布圖(單位： kN)

圖18 彎矩沿環向分布圖(單位： kN·m)

由圖17可知： 1)脫環前軸力由于泊松比原理，間接受到頂推力的影響，此時處于受拉狀態，平均量值約為 -2 500 kN； 2)脫環后環向軸力變為受壓，平均量值約為4 500 kN,此時環向受力只受到地層水土壓力的影響； 3)脫環后注漿+推進過程環向軸力主要受到地層水土壓力、注漿壓力的作用，平均量值約為10 000 kN，同時，環向軸力間接受到由于頂推力作用引起的受拉，但由于影響較小，數據無法完全體現； 4)穩定后軸力量值約為4 500 kN，與脫環后的結果相近，量值較小，較為安全[14]。

結合圖7和圖8及圖17和圖18可知： 1)脫環前管片結構除受到自重作用外，僅受到頂推力作用，此時整體彎矩量值較小，沿環向分布較為平滑； 2)脫環后管片結構受到水土壓力、頂推力的綜合影響，環向彎矩主要受到地層水土壓力的影響，此時管片環向表現為上下外側受壓、左右外側受拉，管片整體有被壓平的趨勢[7]； 3)注漿和推進過程中，管片環向受力達到最大，管片處于環向緊固狀態，表現為頂部、拱頂兩側內側受拉，拱底、拱頂兩側外側受拉； 4)穩定后彎矩環向分布與注漿時類似，但量值有所減小，分布較注漿時更為平滑[15]。

5 結論與建議

1)本文綜合分析同步注漿壓力與頂推力對管片內力的聯合影響，相較以往研究更加客觀全面地反映了施工期間管片內力的變化規律。

2)管片脫出盾尾前，僅受到自重和頂推力的作用，此時在頂推力的作用下，管片縱向受力在2 000～5 000 kN波動，導致管片軸力在-5 000～2 000 kN、彎矩量值在-200～200 kN·m波動，證明脫環前頂推力對管片受力起主導作用。

3)脫環后同步注漿壓力對管片受力影響較大，且主要通過對環外地層水壓力的作用實現對管片內力的影響，脫環后前3次注漿時，內力出現跳躍。其中在3～4環間(第2次注漿期間)內力出現最大值，軸力最大值為13 800 kN(L2測點)，彎矩最大值為420 kN·m(L1測點)。整體來看，此階段軸力大、彎矩小，管片受力較為安全。

4)脫環后，在頂推力作用下，管片縱向受力在-2 000～2 000 kN波動，通過對比縱向受力與內力可知，此時管片內力受到縱向頂推力的影響較小。

5)結合環向軸力和縱向軸力以及脫環、注漿、推進3個主要影響因素，可得管片結構在盾構推進階段同時受到3種因素的作用，管片處于三向受壓狀態，此時管片較為安全。基于此結論，施工中應盡可能減少拼裝作業時間，使管片處于三向受壓狀態。