考慮注漿壓力的泥巖地層管片上浮特性與控制

賈少東,馬杲宇,王士民,黃 興,姚超凡,何政樹

(1.南寧軌道交通集團有限責任公司,南寧 530029； 2.西南交通大學交通隧道教育部重點實驗室,成都 610031)

引言

盾構在富水地層掘進過程中，管片脫出盾尾后會出現整體上浮現象，實際工程中監測到的最大上浮量超過10 cm[1]。葉飛等[2]研究發現，引起盾構隧道管片上浮的因素可分為動態因素和靜態因素，前者包括盾構頂推力、注漿壓力等隨施工變化的荷載，后者為地下水及注漿材料產生的浮力。在施工過程中管片上浮可能導致盾構隧道出現錯臺、開裂、破損及管片滲漏等病害，威脅工程安全[3-5]。

針對施工過程中管片上浮的問題，國內外學者進行了大量研究，KASPER[6]建立了有限元模型，模擬在不同覆土厚度和注漿材料參數的條件下，富水地層盾構隧道的整體位移情況；季昌等[7]依托現場管片位移監測結果，分析注漿壓力、千斤頂推力和漿液配比等因素對隧道上浮量的影響；朱令等[8]考慮盾構隧道的縱向拼裝效應，將壁后注漿產生的壓力施加在由襯砌簡化成的彈性地基梁上，分析襯砌的縱向彎矩與變形量沿隧道軸線的分布情況；梁禹等[9]依托長沙市湘江大直徑盾構隧道，利用梁彈簧模型計算了在上浮力作用下管片的軸力和彎矩大小；魏綱等[10]對管片施工期所受的漿液浮力數值進行了理論計算，并通過修正慣用法計算考慮上浮力情況下的管片內力；舒瑤等[11]根據同步注漿材料在圍巖中的滲透效應計算漿液的凝固時間，并分析盾構縱向同步注漿作用對管片位移的影響；黃忠輝等[12]開展室內等比例試驗，對整環管片施加水土壓力及千斤頂頂推力，模擬管片上浮過程并記錄分析了管片變形和螺栓應力。

為控制管片上浮病害對盾構隧道襯砌結構的影響，陳仁鵬等[13]利用荷載結構法，通過ABAQUS有限元軟件對管片在上浮情況下的錯臺量進行計算，并分析減小漿液凝結時間和減小千斤頂推力對管片上浮的控制效果；戴志仁[14]研究了盾尾同步注漿材料的屈服強度對隧道抗浮性能的影響，結果表明提升注漿體的屈服強度能有效減小管片的上浮量；楊延棟等[15]在分析某硬巖地層盾構隧道上浮機理的情況下，提出采用豆礫石回填注漿和施加止水環的方式對管片上浮進行控制。

然而，現有研究通常采用荷載-結構計算法，將盾構管片襯砌簡化為地基梁結構，對其施加上浮荷載，以此模擬管片的上浮情況。對于施工過程中隧道襯砌與地層、注漿材料及地下水的相互作用和管片內力分布規律的研究較少。針對以上不足，綜合考慮隧道的施工過程及流固耦合效應，利用有限差分軟件建立地層-漿液-結構模型，針對盾構隧道穿越水下泥巖段的施工期變形和力學特性進行研究，在此基礎上進一步分析施工過程中采用速凝型注漿材料和管片堆載兩種抗浮措施的效果。

1 工程概況

南寧地鐵5號線旱塘站—新陽路站區間采用盾構法開挖，全長約2 101.09 m，其中，跨越邕江段長度約600 m。隧道支護結構為預制鋼筋混凝土管片，其內徑5.4 m，外徑6 m，幅寬1.5 m，混凝土強度等級為C50。施工過程中在管片背后進行同步回填注漿。隧道穿越的地層主要為第四系和古近系地層，由上至下分別為雜填土、粉質黏土、粉土、圓礫層和泥巖，隧道區間的縱斷面如圖1所示。根據地勘報告和現場抽水試驗結果，隧道穿越地層的物理力學參數如表1所示。施工期間受管片上浮影響，區間隧道部分管片之間出現了較為顯著的錯臺及滲漏水問題，如圖2所示。

圖1 旱塘站—新陽路站縱斷面

圖2 管片錯臺及滲漏

表1 地層物理力學參數

2 數值模擬

2.1 數值模型建立

現場調研結果顯示，管片上浮現象最嚴重的區域位于上覆土層厚度最小且地下水位最高的位置。因此，選取YDK19+287.534里程斷面進行管片上浮計算分析，其地質橫剖面和管片橫斷面如圖3所示。該斷面隧道整體位于泥巖地層中，覆土厚9.3 m，上部水深9.13 m。管片襯砌沿環向均勻布置16個螺栓孔，縱向螺栓長36 cm，直徑3.5 cm。施工過程中盾構與地層之間會形成寬15 cm的盾尾間隙，通過盾尾同步注漿進行填充，在注漿材料未凝結時，為管片上浮提供了空間。

圖3 地層及管片示意(單位：m)

由于管片錯臺多以環間錯臺為主，為反映盾構隧道管片的縱向接觸關系，參照文獻[16]的計算方法，利用FLAC3D軟件中的接觸面單元對管片環間的相互作用進行模擬，以獲得管片錯臺量和螺栓應力。環間螺栓可簡化為梁單元，反映螺栓對管片錯動的抑制作用。對于同一環管片而言，其環向接頭的作用采用剛度折減法進行模擬，根據規范建議[17]，折減系數η取0.85。盾構隧道管片襯砌混凝土及注漿材料的取值如表2所示。

表2 支護結構材料物理力學參數

根據盾構隧道越江泥巖段地質情況，考慮模型邊界對計算結果的影響，建立如圖4所示的計算模型，模型尺寸定為72.0 m×30.0 m×47.9 m。模型前后邊界施加縱向水平約束，左右邊界施加橫向水平約束，底面施加豎向約束，模型上表面為自由邊界，受地層表面水體的影響，根據其上覆水頭高度確定其表面的孔隙水壓力為89.47 kPa。除受到地下水壓力外，在注漿材料凝結前，襯砌受漿液的靜態上浮力影響，浮力計算公式為

圖4 盾構隧道區間數值計算模型(單位：m)

F浮=πR2ρ漿g

(1)

式中，R為管片半徑；ρ漿為注漿材料的密度；g為重力加速度。經計算漿液對單位長度襯砌造成的上浮力為472.18 kN，當注漿材料凝固后上浮力隨之消失。

在計算過程中，地層、管片、注漿圈和盾構機體均為實體單元。根據工程設計資料，盾構機體厚度為0.2 m，縱向長6 m。盾構隧道內部設備臺車等全長約70 m，自身質量約320 t，將該荷載均勻施加在隧道管片上。

2.2 模擬方法及計算工況

為對盾構隧道施工全過程進行模擬，假設隧道周邊巖土體為均質各向同性材料，在流固耦合計算時為多孔材料，流體滲流時滿足達西定律，模型邊界為不透水邊界，開挖后的核心土單元為不透水模型；管片環間的接觸為平整混凝土，不考慮凹凸榫和止水膠條等影響；忽略管片上螺栓孔和預緊力對結構力學特性的影響，并依據文獻[18]的研究成果，將環間縱向螺栓等效為直螺栓。為模擬施工中管片的上浮及管片間錯臺，需定義環間接觸形式和注漿壓力。

(1)環間接觸

在盾構施工過程中，不同管片環在荷載的作用下會發生相對錯動，傳統的耦合節點模型不能真實地反映管片襯砌的實際變形情況。因此，通過interface單元模擬不同襯砌環之間的相對錯動和張開，接觸面法向剛度與切向剛度的計算方法如式(2)[19]

(2)

式中，kn和ks分別為接觸面單元的法向剛度與切向剛度；K為材料的體積模量；G為材料的剪切模量；Δzmin為網格的最小尺寸。計算可得kn和ks均為108.61 GPa，內摩擦角為24°，管片間接觸面的黏聚力設置為0。

(2)注漿壓力

注漿壓力屬于施工產生的一種動態上浮力，其數值大小會隨注漿時間發生變化。基于張雨帆等[20]的研究成果，完全填充和部分填充漿液產生的環向注漿壓力分布規律如圖5(a)所示。注漿壓力沿管片環向自拱頂到拱底呈線性增長趨勢，當漿液未完全填充時，管片上部空間被地下水、泥漿填充，而注漿材料堆積在管片底部對隧道襯砌產生均勻分布的壓力。根據盾構施工數據，隧道底部注漿壓力為0.35 MPa，拱頂注漿壓力約為0.20 MPa。在縱向上，同步注漿壓力隨盾構掘進逐漸消散。既有研究通常假設縱向注漿壓力線性降低直至為0，如圖5(b)所示。

圖5 注漿壓力分布示意

除注漿壓力外，注漿材料在凝結硬化過程中，彈性模量、內摩擦角等參數也會隨之發生變化。當管片脫出盾尾時，同步注漿體的彈性模量較低，是導致管片上浮的主要因素，當漿液材料凝結硬化后，其對管片的上浮力作用消失，并對管片豎向變形進行約束。因此，同步注漿材料的物理力學參數不宜設為定值。根據Talmon[21]和方勇等[22]對盾構隧道注漿固結過程中彈性模量變化的研究成果，在每環管片脫出盾尾后，將注漿材料的初始彈性模量設為0.1 MPa，之后隨盾構掘進動態調整注漿材料的彈性模量等參數，令其線性增長，并在盾尾后方第4環管片位置達到定值，此時注漿壓力也隨之消散。越江段盾構隧道的具體開挖計算步驟如下。

(1)將盾構開挖前方地層設置為空單元，并施加盾殼結構。在盾構隧道掘進過程中，需考慮地層應力釋放效應，地層應力釋放系數為15%。在隧道掌子面位置施加大小為縱向不平衡力95%的反力，并固定掌子面孔隙水壓力，以模擬盾構機土倉壓力及刀盤頂推力，平衡開挖面位置的水土壓力。

(2)在掘進完畢后激活盾尾管片，建立其與前一環管片之間的接觸面，并激活盾尾后方的同步注漿層單元，在管片表面施加注漿壓力及漿液浮力。室內試驗結果顯示，注漿材料的初凝和終凝時間分別為5 h和12 h，因此，注漿壓力及漿液浮力在拼裝第四環管片后消散。

(3)隨開挖模擬向前推進，逐漸提高注漿材料的彈性模量，根據漿液終凝時間，注漿材料的彈性模量在脫出盾尾第四環管片位置達到設計值。在模擬過程中，假設注漿材料的彈性模量呈線性增長趨勢。

(4)重復(2)、(3)步的計算過程直到開挖完成。

3 盾構施工管片上浮力學特性分析

3.1 注漿材料完全填充條件下管片上浮特性

當注漿材料完全填充時，隧道襯砌施工期豎向位移的縱向分布規律如圖6所示。其中，上浮變形定義為隧道中心軸線的豎向位移量，其大小為拱頂與拱底位移的平均值。錯臺量為相鄰兩環管片軸線位移的差值。

圖6 施工期襯砌位移縱向分布曲線(注漿材料完全填充工況)

由盾構開挖過程的豎向位移變化規律可知，由于盾構機的自重較大，機體上部與下部的水、土壓力差僅能使盾構產生輕微上浮，其數值約為0.2 mm。受盾構殼體約束，未脫出盾尾管片的豎向變形量較小。管片脫出盾尾后，受注漿壓力豎向梯度和注漿材料尚未凝結等因素影響，管片的上浮量迅速增加，豎向位移增長速率達到0.27 cm/環。當同步注漿材料終凝、注漿壓力消散后，受隧道上下部水土壓力差的影響，管片繼續緩慢上浮，并逐漸趨于穩定，此時豎向位移增長率降低至0.012 cm/環。最大上浮量為1.97 cm，位于第20環管片處。

管片錯臺是沿縱向出現的環間非均勻上浮。管片脫出盾尾后，受同步注漿壓力的影響產生豎向位移，而盾尾內部管片受盾構殼體約束位移較小，因此，錯臺量迅速增加，最大錯臺量為3.63 mm，隨著注漿壓力的消散，管片所受外部荷載逐漸轉變為沿縱向均勻分布的水土壓力，故錯臺量逐漸降低。在地鐵盾構隧道中，螺栓與螺栓孔間距為1.5 mm。因此，由管片上浮引起的管片錯臺將導致螺栓與管片混凝土之間發生擠壓，使得螺栓承擔的軸力和剪力升高，并造成混凝土材料局部應力集中出現開裂和掉塊等病害威脅結構安全。

3.2 注漿材料不完全填充條件下管片上浮特性

當注漿材料未完全填充時，注漿壓力集中在管片下部，從而產生更大的上浮荷載。此時管片上浮量與環間錯臺量隨開挖步的演化趨勢如圖7所示。

圖7 施工期襯砌位移縱向分布曲線(注漿材料不完全填充工況)

受不均勻注漿壓力的影響，漿液未完全填充時盾尾管片脫環后的上浮速率顯著提升，其數值為0.50 cm/環，增加了72.4%。當注漿壓力消散后，受水土壓力差的影響，盡管管片的上浮速率逐漸降低，其豎向位移仍持續增長。由于不均勻注漿壓力在豎向產生的合力增加，最大上浮量約2.70 cm，出現在注漿壓力消散后的第6環位置，與漿液未完全填充工況相比最大上浮量增加了37.1%。由此可見，同步注漿壓力在環向的分布特征，是影響管片施工期豎向位移的重要因素。管片的最大錯臺量為6.12 mm，提升了螺栓屈服與管片破損的風險。

與管片在漿液完全填充時的計算結果不同，管片在達到最大上浮量后，其豎向位移以-0.084 mm/環的速率緩慢降低。這是由于管片在注漿過程中的上浮變形量較大，而上方巖體不受注漿材料及注漿壓力的約束產生沉降變形，管片后續上浮預留的空間較小，因此，管片豎向位移趨于穩定并呈現緩慢下降趨勢。

4 管片抗浮措施效果分析

為控制管片上浮病害，本工程在富水地層處，采用速凝型漿液進行盾尾同步注漿，并在注漿壓力未消散的位置放置混凝土管片，以抵消注漿壓力和地下水產生的上浮荷載。速凝型漿液由水泥漿液和水玻璃漿液混合而成，室內實驗結果表明，速凝型漿液能在數分鐘至數十分鐘內凝結硬化，因此，在計算中不考慮漿液對管片的浮力。速凝型注漿材料的彈性模量有所降低，其數值約為120 MPa。

4.1 壓重荷載計算

在施工過程中管片堆載用于平衡豎向注漿壓力及孔隙水壓力差產生的上浮力，單位長度上注漿壓力產生的上浮荷載如式(3)

(3)

式中，θ為管片外部節點與豎直方向的夾角；P1為管片上部注漿壓力；R為管片外徑；k為注漿壓力在豎向的梯度。由式(3)可知，單位長度注漿壓力產生的上浮力為235.50 kN。

單位長度上地下水引起的浮力與前文所述漿液浮力的計算方法類似，其數值為276.95 kN。單位長度管片的自重荷載約為177.26 kN。因此，為平衡多余的上浮力，每延米需約1.9環管片。在實際工程中管片自重荷載通過電瓶車和臨時軌道作用在混凝土襯砌上，受現場環境限制，每輛電瓶車最多運送1環管片，考慮電瓶車自身質量，堆載產生的荷載約為83.23 kN/m。在數值模擬過程中可簡化為作用在管片內部的2組對稱分布的線性荷載，管片堆載方式如圖8所示。

圖8 管片堆載控制示意

4.2 抗浮措施對隧道上浮量的影響

采取速凝型漿液和管片堆載等抗浮措施后隧道襯砌的豎向位移及管片錯臺量如圖9所示。

圖9 施工期襯砌位移縱向分布曲線及管片錯臺量(采取抗浮措施工況)

當采用抗浮措施時，隧道襯砌的豎向位移顯著降低，最大上浮量僅為1.31 cm，與漿液未完全填充和完全填充的工況相比分別降低了51.48%和33.50%。受管片堆載的影響盾尾脫環后隧道的上浮變形受到限制，隨著注漿壓力的逐漸消散，管片豎向位移增長率進一步降低，盾尾脫環段的位移增長率約為0.11 cm/環。當管片堆載移除后，受地下水浮力等因素影響，管片豎向位移增長率有所提升，隨后不斷下降直至豎向位移趨于平衡。

由圖9(b)可知，采取抗浮措施后，管片縱向錯臺曲線有2個極大值點，這是由于移除管片堆載后管片在水土壓力差下產生的上浮所導致的。管片之間的最大錯臺量位于盾尾脫環位置，其數值為1.56 mm，與前述2種工況相比分別降低了74.51%和57.02%，僅略大于螺栓與管片之間的預留間隙，有效地提升了螺栓與管片混凝土的安全性能。由計算結果可知，將管片堆載施加在注漿壓力未消散段，可以有效減小管片在上浮速率最快時期產生的變形，而后續上浮變形僅由地下水浮力和土壓力差引起，受上覆土壓力的影響該變形較小。此外，速凝型漿液能夠消除注漿材料引起的靜態上浮力，對管片的上浮起到了約束作用。

4.3 抗浮措施對隧道內力的影響

受注漿壓力、孔隙水壓力等荷載的影響，隧道襯砌在上浮過程中豎向位移大于水平位移，襯砌整體呈橫橢圓形。提取襯砌內部應力，計算模型中間斷面管片的內力。斷面軸力定義受壓為負，彎矩內側受拉為正。3組計算工況的內力環向分布規律如圖10所示。

圖10 管片的內力雷達圖

3種工況下襯砌軸力和彎矩的分布規律大致相同。隧道拱頂和拱腰位置的軸力較大，受注漿壓力和水壓力影響拱底位置軸力減小，彎矩增大，管片不同位置的軸力分布不均勻。3種工況下管片最大軸力分別為2 647.12，2 263.23，1 645.44 kN(受壓)，均位于拱腰位置。當采取抗浮措施時，管片最大軸力與前2組工況相比，分別降低了37.84%和27.30%。

受底部上浮力和隧道頂部圍巖及注漿材料約束作用的影響，隧道拱頂和拱底位置出現正彎矩，負彎矩主要位于拱腰位置。3種工況最大負彎矩分別為97.47，77.71，26.22 kN·m，最大正彎矩分別為67.27，48.06，5.96 kN·m。由此可見，襯砌彎矩在數值上顯著降低，且最大正、負彎矩的差值由164.74 kN·m減小為32.18 kN·m。因此，當采用管片堆載和速凝型漿液作為抗浮措施時，隧道襯砌內力降低，且沿環向的分布更加均勻，有效減小了襯砌發生局部破壞的風險。

4.4 抗浮措施對螺栓軸力的影響

各環管片螺栓的最大軸力沿縱向分布情況如圖11所示，螺栓受拉時軸力為正值。

圖11 螺栓最大軸力分布曲線

由圖11可知，螺栓最大軸力與管片錯臺量沿縱向的變化規律類似，縱向螺栓軸力最大值均出現在錯臺量較大的位置。管片脫離盾尾脫后螺栓軸力迅速增加。當不采取抗浮措施時，螺栓軸力在注漿壓力消散前后達到最大值；采取抗浮措施時，由于管片堆載移除后，管片錯臺量二次增長，螺栓最大軸力隨之繼續增加，隨后逐漸下降，螺栓軸力的最大值出現在第12環位置。3組工況下螺栓的最大軸力依次為372.86，217.87，106.61 kN。未采取抗浮措施2種工況最大軸力為采取抗浮措施后的螺栓最大軸力的3.50倍和2.04倍。

5 結論

依托南寧地鐵5號線旱塘站—新陽路站區間地鐵隧道，通過數值計算方法對越江泥巖段盾構隧道上浮過程中的變形和力學特性進行了研究，得出以下結論。

(1)盾尾同步注漿壓力是引起管片上浮的主要因素。漿液不均勻填充時，管片的最大上浮量和錯臺量均大于漿液完全填充的情況，管片上浮病害加重。當注漿壓力消散后，管片上下水土壓力差成為維持管片上浮的主要因素，管片上浮變形和錯臺量逐漸趨于穩定。

(2)采用速凝型漿液和管片堆載措施能有效地控制管片上浮變形，管片的最大上浮量和最大錯臺量分別為1.31 cm和1.56 mm。最大上浮量與不采取上浮措施相比分別降低超過33.50%。

(3)管片上浮病害對隧道支護結構力學特性具有顯著的影響，受上浮荷載影響，管片底部軸力降低，拱腰拱頂位置的軸力增加，正彎矩分布在拱頂和拱底位置，環向內力呈現不均勻分布。采用抗浮措施后，最大軸力下降為1645.44 kN，與不采取抗浮措施相比分別降低超過7.30%。

(4)環間螺栓軸力的最大值位于管片錯臺量較大的位置，采取抗浮措施后螺栓最大軸力降低至106.61 kN，未采取抗浮措施時螺栓最大軸力為其數值的3.50倍和2.04倍。在盾構隧道施工過程中采取的抗浮措施能夠顯著提升螺栓和混凝土管片安全性能。