富水硬岩地层盾构管片上浮机理及控制对策

2021-09-13艾国平刘维正戴晓亚李英伟

现代交通技术 2021年4期

艾国平，陈刚，刘维正，戴晓亚，李英伟

(1. 中交一公局集团有限公司，北京 100024； 2. 中南大学土木工程学院，长沙 410075)

随着我国城市地铁隧道的发展，盾构法因其安全、进度快、对地面影响小等优点被广泛应用。但在盾构隧道的施工过程中，管片上浮的现象不可避免，还会导致管片错台、轴线偏移及管片破损的问题[1]。为解决以上问题，有必要对盾构隧道施工过程中管片的上浮机理进行深入研究。

目前国内外学者主要从理论分析、数值模拟、实验几方面对管片上浮问题进行了研究。叶俊能等[2]将盾构隧道施工期管片上浮分为线性发展段、圆弧发展段、变形稳定段3个阶段，其中错台变形主要发生在线性发展段，张开变形主要发生在圆弧过渡段。胡辉等[3]在研究泥岩地层管片上浮问题时，通过数值模拟的方法，分析了地下水浮力、注浆体弹性模量、注浆压力3个因素对管片上浮的影响并得出各自的影响规律。Kasper等[4-5]通过建立三维数值模型，分析了注浆压力、浆液性质、地层性质及隧道埋深对管片上浮的影响规律。傅鹤林等[6]采用数值分析，对盾构隧道施工期渗流场、地应力场、隧道埋深、地下水位、泥水和注浆压力等因素进行分析，明确了各因素在隧道施工期间对管片上浮的影响。魏纲等[7]采用修正惯用法衬砌设计理论对盾构隧道施工阶段上浮管片进行力学分析，提出上浮阶段的衬砌环受力模型及计算公式。陈元庆[8]通过实时跟踪监测软土地层下管片上浮现象，掌握了管片上浮的基本规律及动态优化控制性技术。张军[9]在研究富水复合式地层地铁管片上浮时，通过分析造成管片上浮的主要因素、理论研究和现场实践，根据盾构掘进参数和地质情况形成一套控制管片上浮的施工技术。

现有的研究大多针对影响管片上浮的诸多因素，其中软土地层的隧道管片上浮机理及控制性措施研究较为完善。然而，硬岩富水地段中管片上浮现象也经常发生，对于其上浮机理及防控技术的研究却不够充分。本文依托长沙地铁6号线施工实例，通过现场监测和三维数值模型模拟相结合的方式对富水硬岩地层下盾构管片上浮的机理进行研究，并提出控制管片上浮的主要施工措施。

1 工程概况与管片上浮监测

经监测发现，长沙地铁6号线朝芙区间左线前100环存在不同程度的管片上浮现象。其中，左线前100环穿越地层为中风化泥质粉砂岩，上覆土层主要为沥青、混凝土层、素填土、杂填土、粉质黏土、圆砾、卵石层、强风化泥质粉砂岩，隧道顶部埋深19.2～19.5 m，地面较平整，标高约32.96～33.10 m，地下水位为29.45～30.12 m。现场施工时，前10环为盾构始发阶段，10环以后为正常掘进阶段，正常掘进阶段每天的施工量约为8环。

根据现场监测数据，将前100环成型隧道垂直偏差测量成果与盾构导航系统数据进行对比，图1为前100环管片垂直姿态差值，发现前4环由于处于始发进洞阶段，同步注浆填补不及时，管片下沉；剩余管片均存在不同程度的上浮，管片上浮值主要集中在40 mm左右。

图1 前100环管片垂直姿态差值

2 硬岩地层管片上浮原因分析

在盾构施工的过程中，盾构的构造、不可避免的超挖现象给盾构隧道的管片上浮提供了空间，同时隧道管片周围的地下水和未凝固的同步注浆浆液会为管片提供上浮力；除此之外，推进油缸的不平衡推力、同步注浆的流失均会使管片上浮。

2.1 硬岩含水地层的影响

盾构隧道所处的地层为中风化泥质粉砂岩，因地层自稳性较好，在盾构掘进后隧道拱顶土体不会立即塌落。此时如果不能及时填充拱顶外部的空间，就会为管片的上浮提供空间。同时，盾构隧道是防水性能优良的空心桶体，外部常被地下水或未凝固的浆液包裹，隧道管片承受的上浮力大于管片的自重，在此作用下管片将有上浮趋势；而且当同步注浆的浆液被地下水稀释时，会导致同步注浆质量变差，同步注浆的浆液初凝时间将被延长，从而进一步加剧管片的上浮。在计算上浮力时，因液体状态的浆液密度更大，相比水对隧道管片会产生更大的上浮力，在此以水为介质计算上浮力，根据阿基米德浮力计算公式每环管片所受的上浮力为

F浮=ρ水V排g=1.0×103×π×3.12×1.5×9.8=443.6 kN

式中，ρ水为水的密度，取1.0×103kg/m3；V排为一环管片排开水的体积；g为重力加速度，取9.8 m/s2。

每环管片的重力为

G管=ρ管V管g=2 500×π×(3.12-2.752)×1.5×9.8=236.3 kN

因此每环管片所受到的合力为

F合=F浮-G管=443.6-236.3=207.3 kN

由以上计算可知每环管片在脱出盾尾后受到207.3 kN向上的合力，每环浆液经同步注浆之后约经过3环的掘进，约10 h凝固，在这段时间之内砂浆混合液如果没有完成初凝，将会给管片提供较大的上浮力，且无法约束管片上浮。

2.2 同步注浆工艺的影响

隧道上浮的主要原因是管片与土体之间存在间隙，同步注浆的作用就是对该间隙进行填充，因此同步注浆是否将空隙100%填充将直接影响管片的位移。

在同步注浆时，因盾构掘进时开挖断面大于盾构外径、浆液失水固结及部分浆液由于劈裂作用渗透到周围地层，实际注浆量超过理论注浆量，因此实际注浆量难以确定。同时，同步注浆浆液达到初凝状态需要一段时间，在此期间浆液可能被地下水稀释，不能有效地填充隧道与地层之间的空隙。因此同步注浆浆液的注浆量和配置不合适时，隧道管片会产生上浮。此外，在注浆结束后，由于盾构的施工震动，隧道周围未凝固的浆液可能被挤到周围地层间隙，导致管片进一步上浮。

2.3 盾构机姿态的影响

盾构机在地层中掘进时，其运动轨迹是围绕隧道设计轴线做蛇形运动，在此过程中要通过不断调整各分区油缸千斤顶的推力调整盾构姿态，尽量减少盾构机与设计轴线的偏移量。在盾构掘进中，盾构机会因为自身重量导致掘进轨迹偏移至隧道的中轴线以下，且当隧道由下坡变为上坡时也会导致盾构偏移设计轴线，此时均需要加大下部分区千斤顶的推力，逐渐纠正盾构机的掘进轨迹，以满足线路的设计要求。

因此在盾构实际掘进的过程中，在某些区间不可避免地会致使隧道管片下部承受较大的千斤顶推力，导致管片在截面上受力不均，进而造成管片上浮；并且由于盾构的构造，盾构机切口环至支撑环处的重量远大于盾尾至后配套台车的重量，在管片脱离盾构支撑环后，管片将有上浮趋势。

3 数值模型建立

针对硬岩地层管片上浮问题，在分析上浮原因的基础上，为进一步探明上浮的主要原因，运用FLAC 3D仿真计算软件建立数值模型模拟盾构隧道的施工过程。

3.1 基本假设

为了便于计算结构模型和对比分析各因素，对模型进行以下简化处理：①将每环的6块管片简化为一个整体；②盾构穿越地层为中风化泥质粉砂岩，上覆土为杂填土、粉质黏土，各层土上覆厚度均取平均值，从上至下分别为3.8 m、5.3 m、14.3 m；③施工过程中纵向没有坡度变化，始终为水平开挖；④数值模型中将考虑的受力简化为均布力。

3.2 模型建立

为研究各施工因素对管片上浮的影响，对隧道的开挖过程进行模拟。模型长度为45 m，宽度为30 m，高度为36.9 m，隧道轴线埋深为22.6 m，隧道外径为3.1 m，隧道内径为2.75 m，等代层外径为3.18 m，模型共划分为127 200个单元，建模模型如图2所示。模型中土体采用Mohr-Coulomb(莫尔-库仑)本构模型，等代层浆液在凝固前强度低，因此采用Mohr-Coulomb本构模型，在等代层浆液凝固后采用弹性本构模型，盾构外壳和管片均采用弹性本构模型。

图2 建模模型

模型设定左右边界面约束X方向位移，前后边界面约束Y方向位移，底面约束X、Y、Z三个方向的位移，模拟过程中土层及材料物理力学参数如表1所示。

表1 土层及材料物理力学参数

3.3 施工过程模拟

在隧道开挖过程中考虑注浆压力、上浮力、开挖面附加推力的影响。其中注浆压力分为浆液对周围土体的环向均布压力和浆液对管片的环向均布压力，上浮力为管片所受水平向上的均布荷载，开挖面附加推力为圆形均布荷载。

建立数值模型进行地应力平衡，每次开挖长度为1.5 m，20环管片开挖过程为：①开挖第1环管片范围内土体，在开挖面处设置附加推力，并用盾壳单元支护，进行力学平衡；②按照第1环管片处开挖步骤进行第2环管片范围内土体开挖，如此重复直到开挖至第5环位置盾壳全部进入地层；③开挖第6环管片范围内土体，将第1环处盾壳单元支护删除设置液态浆液，在第1环管片位置处添加管片支护单元并给管片及周围地层设置注浆压力，给管片设置上浮力； ④按照第6环的开挖步骤进行数环后，将第1环处的注浆压力及上浮力取消，并将浆液的液态性质改为固态；⑤按照上个开挖步骤进行，直至20环管片长度开挖完成。

3.4 影响因素取值

(1) 同步注浆压力。工程中采用同步注浆的方式填充盾尾的建筑空隙，同步注浆的压力一般等于外部水土压力之和。根据长沙地铁6号线的现场施工情况注浆压力在0.25～0.35 MPa之间，建模时取0.3 MPa。

在模拟同步注浆浆液时，在浆液材料为液态时注浆压力存在，转变为固态时注浆压力消失，在此之间注浆压力逐渐减小，且当注浆材料为液态时为流体。由于以上过程难以模拟，管片与地层中空隙采用等代层替换，通过改变等代层的性质来模拟浆液的性质。工程中浆液的凝固时间为10～12 h左右，盾构日掘进量为7～9环左右，在模拟时可令浆液为液态的性质保持在3环，浆液改进配比后在4～6 h即可凝固，在模拟时可令浆液为液态的性质保持在2环左右。

(2) 附加推力。盾构附加推力是为保持盾构开挖面处稳定所施加的力，根据长沙地铁6号线的现场施工情况附加推力在0.2～0.3 MPa之间，附加推力取0.25 MPa。

(3) 上浮力。隧道管片被浆液包裹，在浆液凝固前管片受到上浮力的影响，模型中将上浮力设置为均布力，布置于管片的下半周，其大小为

4 管片上浮数值计算结果分析

通过对施工过程的模拟，发现盾尾后浆液保持3环液态性质时，除了前4环因盾构始发，使用双液瞬凝浆保证洞口附近不发生较大位移外，各环管片均发生不同程度的上浮；且管片的最大上浮量出现在第7环(35 mm左右)，模型垂直位移如图3所示。

图3 模型垂直位移

通过对第7环管片中心上浮值进行监测发现，在硬岩地段施工时，管片在距离盾尾最初的4.5 m内发生大量上浮，而后上浮量进入稳定状态，第7环上浮位移如图4所示。这与建模时考虑浆液保持液态的时间有关，而浆液凝固后，性质得到提高，可以抵抗临近管片传递的力。为探究管片上浮量的规律，下文将对液态早期弹性模量、地下水位及浆液凝固时间进行分析。

图4 第7环上浮位移

4.1 浆液早期弹性模量对上浮的影响

不同种类的浆液在早期具有不同的强度，早期具有较高弹性模量的浆液在填充盾壳与衬砌管片外侧之间的空隙后，可以更好地限制管片的上浮。本文探究了浆液的早期弹性模量为0.1 MPa、0.5 MPa、1 MPa时对管片中心最大上浮量的影响。

注浆体弹性模量对管片上浮的影响如图5所示，当注浆体在盾尾后保持3环的液态性质时，0.1 MPa 的早期弹性模量下，管片的上浮量达到32 mm 左右，而当早期弹性模量为0.5 MPa时上浮量只有22 mm左右，当早期弹性模量达到 1 MPa 时上浮值只有17 mm。可以看出注浆体初期弹性模量的增长，可以有效抑制管片上浮。同时初期的弹性模量从0.1 MPa增长到0.5 MPa时，对管片上浮的抑制作用比初期(弹性模量从0.5 MPa增长到1 MPa时)更明显，因此采用早期具有较高弹性模量的浆液可有效抑制管片的上浮。

图5 注浆体弹性模量对管片上浮的影响

4.2 地下水位对管片上浮的影响

为研究地下水水位的高低对管片上浮的影响，选取水位为18.8 m、12.8 m、6.8 m 3种工况下管片中心最大上浮量随盾尾距离改变的变化。管片中心最大上浮量随盾尾距离变化曲线如图6所示，由图可知管片中心的最大上浮量随着水位的的升高而增大。低水位情况下具有更小的水压，表现为对抑制管片的上浮更为有利，因此在施工过程中通过止水措施减小地下水的影响也很重要。

图6 管片中心最大上浮量随盾尾距离变化曲线

4.3 浆液凝固时间对上浮的影响

浆液凝固需要一定的时间，而浆液的快速凝固可很好地限制管片的上浮，为研究同步注浆浆液凝固时间对管片上浮的抑制作用，本文将浆液凝固时间等效为管片的施工时间，分别设定浆液凝固时间为施工2环管片、3环管片及4环管片的时间，管片中心的最大上浮量随盾尾距离的变化曲线如图7所示。

图7 管片中心的最大上浮量随盾尾距离的变化曲线

由图7可知，标准工况下，浆液凝固时间为施工3环所需要的时间时，管片中心最大上浮值为32 mm左右，而浆液凝固时间为施工4环所需时间时，管片中心最大上浮值为55 mm左右，当浆液凝固时间为施工2环所需的时间时，管片中心最大上浮值为11 mm 左右。按照平均施工进度施工1环管片所需的时间为3～4 h来看，每增加施工1环管片的凝固时间，上浮值增加了20 mm以上，因此在同步注浆时选择快速凝固的浆液对抑制管片上浮尤为重要。

5 硬岩地层管片上浮控制对策分析

1) 选择合适的注浆浆液

通过以上分析，可知能否有效填充管片与地层之间的空隙是解决管片上浮问题的关键。为解决此问题，在同步注浆浆液填充量合适的情况下，浆液的初凝时间越早，则可以越快地填充空隙形成整体构造物，从而有效抑制管片上浮，使管片达到稳定状态。

经研究发现，当单浆液的凝固时间为盾构施工2环距离时，可有效抑制管片上浮。经过实验同步调整注浆比例，将上浮严重位置原每方浆液中水泥用量由100 kg调整至150 kg，其他材料相应进行微小调整，同步注浆配合比参数如表2所示。经过调整的单液浆能够缩短同步注浆初凝时间，减缓浆液被稀释的状况，可在4～6 h内初凝，固结收缩率小于5%，可以很好地填充管片和土体之间的间隙。

表2 同步注浆配合比参数 (单位：kg)

2) 施作止水箍

实际施工过程中发现管片外水量较大，为避免盾构机后方与盾构机水道连通，需要对盾构后部水源进行阻断。通过在盾尾后约10环位置及时施作止水环箍，既可以减小施工过程中渗流对土体的影响，又可以降低同步注浆浆液稀释量，从而降低管片的上浮量。试验段实践证明，在同步注浆完成后，继续用聚氨酯注浆在隧道的管片周围形成止水环箍，在隧道的纵向形成止水隔离带，能够达到减缓、制约隧道上浮的效果，其中每隔10 m施作1环止水环箍。

3) 控制同步注浆

隧道管片与土体间的空隙为管片上浮提供了上浮空间，因此为了抑制管片上浮，严密地控制同步注浆的压力和注浆量从而使空隙被充分填充尤为重要。

根据试验段实践，在施工过程中，同步注浆的注浆压力为0.25～0.35 MPa，必须严格控制好注浆压力，不宜超出设定的范围。考虑到注浆时浆液在地层中的扩散作用及盾构机的超挖等情况，实际注浆量初步定为地层与隧道管片间空隙体积的150%～180%，经计算填充空隙理论上每环需要3.57 m3，根据经验则为5.4～6.5 m3。同时，在注浆时为达到控制管片上浮的良好效果，调整分区的注浆参数，上部2个注浆管的注浆量及注浆压力增大，下部2个注浆管的注浆量及注浆压力减小，其中上部注浆量与下部注浆量的比值可采用2∶1甚至 2∶0。

4) 高弹性模量浆液的应用

通过分析，发现同步注浆浆液的早期弹性模量对管片的上浮有很大的影响，而不同的浆液因其不同的性质，在应用时应该合理选择，应用的单液惰性浆的终凝弹性模量为10 MPa左右，单液硬性浆的终凝弹性模量为40 MPa左右，双液瞬凝浆的凝弹性模量为40 MPa左右，新型可塑浆的终凝弹性模量为20 MPa左右；其中单液硬性浆液和新型可塑浆液的性质较好，可在施工时根据实际地质情况直接使用，减小管片的上浮。双液瞬凝浆因其速凝特性一般根据实际监测情况在管片上浮严重地段进行二次注浆，经过实验，本工程中二次注浆浆液采用的双液浆中水泥与水玻璃溶液的比例为1∶1，其中水泥浆液水灰比(质量比)为0.8∶1，水玻璃溶液中水与水玻璃原液配比(体积比)为7∶3/6∶4，双液浆可以在30 s左右快速凝固，既可有效抑制管片的上浮，又不会堵塞注浆管。

5) 控制盾构掘进

根据管片拼装后上浮经验值，以及管片上浮规律，保证成型隧道偏差小于控制值(±40 mm)。通过在盾构机掘进时将推进轴线高程下降20 mm左右来抵消管片衬砌后期的上浮量，将施工后的隧道中心轴线与设计轴线的偏移量降至最小。同时在盾构掘进时以缓推为宜，掘进速度不应大于 3 cm/min，从而保证管片脱出盾尾时形成的空隙量可以被浆液及时、有效地填充固结，发挥浆液稳定管片的作用。