盾构施工对盾尾浆液压力波动变化的影响

2019-07-11王明年黄海斌刘大刚

西南交通大学学报 2019年3期

王明年，黄海斌，汤渊，王创，刘大刚

（1.西南交通大学土木工程学院，四川成都 610031；2.上海隧道工程有限公司上海 200032；3.珠海大横琴股份有限公司，广东珠海 519031）

随着工程建设的发展，盾构法隧道因其安全、高效及对周边环境影响小等特点得到广泛的应用[1-2].盾构隧道壁后同步注浆是控制地层应力释放和地层变形从而保证施工质量的重要举措[3].在注浆过程中，浆液会对管片产生压力，注浆压力达到一定程度时，可能引起管片局部或整体上浮、错台、开裂、压碎或其他形式的破坏，注浆压力过小时会影响注浆效果，造成土层较大的沉降.正确认识同步注浆施工过程中管片壁后浆液压力的变化规律对盾构隧道结构设计与施工具有重要的指导意义.

针对盾构隧道管片壁后注浆研究的方法主要有：理论分析、模型试验、数值计算及现场实测等.叶飞等[4]通过理论推导认为盾构隧道壁后注浆时浆液的扩散半径及浆液对管片产生的压力与注浆口压力、注浆时间及浆液性质等众多因素有关.袁小会等[5]通过室内试验，用宾汉姆流体描述硬性浆液的流变特性，导出了其注入盾尾空隙过程中注浆压力的传递公式.Kasper 等[6]采用数值模拟方法，提出壁后浆体压力分布形式对地层变形和管片受力具有决定性作用.Bezuijen 等[7]通过对Sohpia 隧道壁后注浆压力进行实时监测表明，浆体压力表现为上小下大的形式，在注浆初期浆液压力波动较大，随时间推移，浆液压力扩散，最终趋向于地下水压力值.肖明清[8]依据钱江隧道的现场实测结果指出，在盾构推进过程中，管片外侧浆液压力处于非常不稳定的状态.

国内外学者对浆液材料、注浆参数控制和浆液扩散机制进行了大量的理论研究，而对实际工程中注浆效果评估的研究很少，现有研究成果与工程实际情况联系不够紧密[9-16].理论研究未能对现场实测过程中浆液压力的不稳定变化状态做出合理的解释.

本文依托珠海马骝洲交通隧道工程，依据施工过程中管片壁后浆液压力的实测数据，结合现场详细的施工资料，进行了盾构掘进施工与管片壁后浆液压力变化的相关分析，对施工过程中浆液压力的不稳定变化状态作出了解答.

1 工程概况

马骝洲交通隧道工程位于珠海市南湾城区和横琴新区.隧道盾构段长约1.1 km，隧道外径14.5 m，内径13.3 m，为双管单层双向6 车道隧道.是华南地区第一条超大直径盾构隧道，国内首条超大直径海域复合地层盾构隧道.隧道采用一台外径为14.93 m的泥水平衡盾构进行施工，采取同步注浆的方式进行注浆.盾构共设6 个同步注浆孔.

2 测试方案

试验人员在马骝洲隧道埋设了4 环试验管片，分别为西线隧道的第347 环、第348 环、第391 环及第392 环管片.采用YT-300A 标准型钢弦式渗压计和YT-200A 型振式高精度双膜土压力盒监测试验环管片外侧的水土压力，采用YT-2032 数据采集系统进行测试数据的自动采集.

每环试验管片共设5 个土压力测点，分别位于管片环的拱顶、左右拱肩及左右拱脚；共设3 个水压力测点，分别位于管片环的拱顶、侧墙及底部.监测仪器与注浆孔的相对位置如图1所示.

图1 注浆孔及监测仪器的分布Fig.1 Distribution of grouting holes and test instruments

为防止监测过程中泥沙堵塞渗压计及运输拼装过程中的磕碰损坏渗压计.埋设前先用医用纱布多层缠绕渗压计测水压的端部，再用毛巾包裹，之后将渗压计放入方形金属盒内密封埋设在钢筋笼外侧.管片浇筑好后，将装有渗压计的金属盒找出，敲出足够多的孔洞使管片外侧的水能与渗压计连通，如图2所示.土压力盒安装如图3所示.

图2 渗压计安装Fig.2 Installation of osmometers

管片拼装前，人工采集初始读数.管片拼装好后，立刻组网进行预埋仪器测试数据的自动采集，采集频率为2 min/次.

图3 土压力盒安装Fig.3 Installation of earth pressure cells

3 实测结果分析

由现场实测数据可知，4 环试验管片外侧水土压力在施工过程中总体上呈现相近的变化规律.考虑到盾尾通过第347 环管片时盾构机由于机械故障因素出现中途停顿的现象，为准确分析盾构施工与管片壁后浆液压力变化的联系，以第347 环管片为例，进行实测结果的分析.

图4为第347 环管片外侧水压力时程图（盾构掘进第349 环时，盾尾开始通过第347 环管片），由图可知，管片壁后浆液压力的不稳定变化主要出现在盾尾通过管片时段及通过后盾构继续推进2 环的时段，之后浆液发生初凝，管片外水压力变化与盾构施工关系逐渐变小，外水压力按照其自身规律发展.

图4 盾尾脱环注浆水压力随时间变化关系Fig.4 Variation of water pressure with time of shield tail ring grouting

根据文献[15]及文献[16]可知，无论地层条件如何变化，浆液压力在消散过程中均呈稳定状态，不同的地层条件影响浆液的消散速率及到达稳定所需的时间，即地层条件与注浆压力的波动变化没有直接的联系.故本文忽略地层条件对浆液压力波动的影响，重点对盾构施工与管片壁后浆液压力变化的关联性进行研究.

图5 第347 环管片外侧水压力及接触压力时程曲线Fig.5 Time history curve of water pressure and contact pressure of the 347th segment

图5分别为盾尾通过第347 环管片前后第347环管片外侧水压力及土压力时程曲线.将图5按施工进程分为A、B、C、D 4 个阶段.其中A 阶段为管片脱离盾尾阶段，B 阶段为盾构故障停机阶段，C 阶段为管片脱离盾尾后盾构掘进阶段，D 阶段为管片拼装时盾构不推进阶段.

盾构机按施工状态可分为停机、持续推进及启动状态.

3.1 盾构停机时段浆液压力变化

图5中的B 阶段表明在盾构故障停机的较短时间段内，管片外侧水土压力波动很小，该阶段浆液在土层中渗透扩散，其扩散速率与土层性质紧密相关，根据张莎莎等人的研究成果[15-16]，注浆压力在渗透扩散过程中整体上呈递减现象.

图5中的D 阶段表明在管片拼装等不进行注浆作业的长时间段内，管片外侧水土压力平稳消散一段时间后出现波动的现象，但波动范围不大.造成这种波动的原因可能是注浆体与水土耦合的时效作用.

3.2 盾构掘进时段浆液压力变化

由图5中的A 阶段与C 阶段可知，在盾构掘进过程中，注浆压力出现了较大幅度的波动.下面从浆液注入口压力、盾构掘进速率变化、注浆速率变化及注浆填充率等因素出发，对引起A、C 阶段浆液压力波动变化的原因进行分析.

图6为第347 环管片脱离盾尾过程中各浆液注入口压力时程图.由图可知，在进行同步注浆作业时各浆液注入口压力是在一定的范围内波动变化的，且波动幅度较大，最多达到了0.2 MPa 左右.在盾构隧道壁后注浆过程中，浆液作为载体将注浆压力作用至盾构管片环上[4，6]，浆液注入口压力的变化会使得管片所受的外荷载发生变化.

图6 第347 环管片脱离盾尾时各浆液注入口压力时程图Fig.6 Injection pressure of each grout when the 347th ring segments escape from the shield tail

图7为第347 环管片脱离盾尾两环内盾构行程及注浆量与时间的关系曲线.据图可知盾构在掘进过程中维持匀速掘进，且在掘进过程中注浆量与时间始终保持线性关系.

施工过程中，盾构掘进速度基本保持不变，注浆速率也维持稳定，同时根据现场资料可知第347 环管片壁后注浆量为理论间隙的116%.可认为盾构掘进速率变化、注浆速率变化及注浆填充率并非是导致图5中C 阶段管片壁后浆液压力不稳定变化的主要因素.分析认为注浆过程中C 阶段浆液压力的波动变化主要是由浆液注入口压力的波动变化引起.

对于A 阶段，随着盾构的推进试验，环管片承受的压力逐渐由盾尾油脂压力及盾尾刷径向挤压力过渡为壁后浆液压力，该过程涉及浆液在盾尾间隙的扩散[4，10，13].故对A 阶段，导致管片壁后浆液压力波动变化的原因除浆液注入口压力波动变化外还涉及浆液的扩散因素.

图7 盾构掘进第349、350 环时盾构行程、注浆量与时间关系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 盾构启动时段浆液压力变化

从图7可以看出，盾构隧道从静止到掘进的短段时间段内，管片壁后注浆相较于盾构推进存在滞后效应，即盾构开始推进的一段时间内，浆液不能及时注入盾尾间隙，具体如图8所示.根据对西线隧道施工参数的统计，同步注浆相较于盾构推进的平均滞后时间为86 s，这与盾构机自身的注浆系统设计有关（图8滞后时间为3 min 左右，为工程中的特殊情况，可能与盾构机浆液储备量及浆液流动性等因素有关）.分析认为“滞后效应”是导致图5与图6中C 阶段盾构机从静止到推进瞬时管片壁后浆液压力急剧降低的主要原因.下文通过推导盾尾间隙体积应变与盾尾浆液压力的关系对该影响因素展开讨论.

图8 盾尾注浆相较于盾构行程的滞后效应Fig.8 Hysteresis effect of shield tail grouting in shield tunnel

图9为盾尾同步注浆情况，短时间内忽略浆液渗透扩散及土层变形的影响，盾构开始推进前将盾尾间隙视为密闭容器，浆液视为充满密闭容器的高压流体.由于注浆相较于盾构的推进存在滞后效应，盾构推进可视为改变了密闭容器的边界条件，将会引起密闭容器体积物理量的变化，从而导致容器内流体的运动.

图9 盾尾同步注浆情况Fig.9 Schematic diagram of shield tail grouting

在充满流体的密闭容器内取一无限小的平行六面体，边长分别为Δx、Δy、Δz，设流体沿坐标轴方向的流动速度分量为vx、vy、vz，流体的密度为ρ，单元体体积为ΔV，时间为t.

满足流体运动的连续性方程为

分别讨论式（2）右边两项：

设单元体的体积应变为εθ，其微分表达式为

设液体的体积弹性模量K为常数体积模量，根据体积弹性模量的定义

式中：P为浆液所承受的压力；ΔVω为质量守恒定律中液体体积变化量.

根据质量守恒定律，ρΔVω=C（常数），因而其全微分为0，即d ρΔVω=0，于是

对于盾尾间隙内填充的浆液而言，连续性方程右边的表达式为

流体运动连续性方程的左边为

式（8）中由于浆液压缩性很小，相较于前项后项可忽略不计.则对于盾尾间隙内填充的浆液，其连续性方程左边为

当浆液处于封闭的空间内时，盾构起动前有

在封闭条件下，P、εθ是单值函数关系.于是：积分得ΔP=KΔεθ.

注浆浆液含有大量的水，水的体积弹性模量是2.18 × 109Pa.设浆液的体积弹性模量为2.18 × 109Pa；假设盾构开始推进的1 mm 行程内土层未发生变形，盾构隧道壁后浆液影响范围为脱离盾尾后的5 环内，此时盾尾间隙体积应增量为1 × 10-4，则压力增量ΔP= 0.218 MPa.在充满浆液的盾尾间隙密闭环境中，盾尾间隙较小的体积应变增量会引起管片壁后浆液压力的很大变化.

盾尾注浆相较于盾构行程的滞后效应短时间内可能会使得管片壁后注浆压力小于稳定阶段的水土压力，从而引起地层较大的沉降，盾构隧道施工过程中应予以重视.

综上所述，造成同步注浆过程中注浆压力不稳定变化的因素主要包括：① 浆液在盾尾间隙的扩散；② 浆液注入口压力的波动变化；③ 盾尾注浆相较于盾构行程的滞后效应.其中因素③对浆液压力波动变化影响最大，工程应对措施可包括：保持同步注浆浆液的储备以缩短注浆滞后时间；推进过程中尽量避免中途停顿，以减少滞后效应产生次数；改进同步注浆系统.

4 分析结果的其他验证

由于盾构隧道脱环过程中管片外荷载数据高频率自动采集的成本较高，盾壳内自动采集的联网布线工作量大且影响盾构施工，目前公开发表的实现对管片脱环注浆过程中管片外荷载高频自动采集的国内案例仅钱江隧道一例，国外案例以Sophia 隧道为典型.

4.1 钱江隧道监测结果验证

肖明清[8]为加深对大直径盾构掘进力学效应的了解，在钱江隧道开展了现场实测，共埋设了3 整环试验环.如图10所示，以第二环试验管片脱环前后顶部荷载变化进行分析.

图10 钱江隧道施工阶段第二实验环顶部荷载变化Fig.10 Qianjiang tunnel top load changes in the second experimental ring during shield tunneling

如图10所示，同样根据上述的施工进程，可将顶部荷载变化曲线分为A、B、C、D 阶段.A、C 阶段为盾构推进阶段，随着盾构的推进管片顶部荷载出现较大的波动，其中，C 阶段表明试验环管片壁后注入浆液后，在盾构由静止到推进的短时间段内管片顶部荷载急剧降低；B 阶段为盾构掘进过程中故障停机阶段，顶部荷载基本维持稳定；D 阶段为管片拼装阶段，管片顶部荷载未发生较大的波动.

钱江隧道管片脱环注浆过程中管片外荷载实测值各阶段的变化规律与马骝洲隧道相应阶段外荷载实测值的变化规律基本一致，即上述分析结果适用于钱江隧道工程.