補(bǔ)償注漿對(duì)隧道變形控制試驗(yàn)研究與數(shù)值分析

白如冰 ，鄭剛 ，2，刁鈺 ，2，杜一鳴 ，程雪松 ，2

0　引言

補(bǔ)償注漿法作為一種較為成熟的變形控制技術(shù)，在控制隧道變形和基坑對(duì)環(huán)境影響方面已得到廣泛應(yīng)用。目前補(bǔ)償注漿在工程中的應(yīng)用多集中在沉降控制方面，其中以既有建筑物的抬升[1]和既有隧道的沉降控制較為常見。針對(duì)其作用機(jī)理，亦有部分學(xué)者展開了相關(guān)研究[1-3]。補(bǔ)償注漿中漿液的注入，不僅對(duì)豎向應(yīng)力具有補(bǔ)償效果，其對(duì)水平方向應(yīng)力亦有補(bǔ)償作用，Masini等[4]在研究中提及到這一現(xiàn)象。近年來，采用補(bǔ)償注漿對(duì)隧道水平變形進(jìn)行控制已得到應(yīng)用[5-6]。但對(duì)于注漿對(duì)隧道水平位移控制的研究相對(duì)較少。

本文將以天津市區(qū)某大型深基坑工程為背景，通過開展既有隧道周邊的現(xiàn)場(chǎng)原位試驗(yàn)，結(jié)合考慮注漿加固區(qū)非均勻膨脹效應(yīng)的有限元模擬方法，展開補(bǔ)償注漿法對(duì)既有隧道的變形影響研究。并結(jié)合有限元模擬進(jìn)行參數(shù)分析，對(duì)不同注漿量與不同注漿距離下的注漿效果進(jìn)一步展開研究，以期對(duì)補(bǔ)償注漿控制隧道變形施工提出合理化建議。

1　補(bǔ)償注漿對(duì)既有隧道變形控制的原位試驗(yàn)

試驗(yàn)場(chǎng)地位于天津市某基坑工程鄰側(cè)，北側(cè)為既有地鐵車站隧道。該基坑開挖深度約15.75 m，分為三期進(jìn)行開挖。本次試驗(yàn)為注漿控制隧道變形的原位試驗(yàn)，試驗(yàn)場(chǎng)地平面位置如圖1所示，剖面如圖2所示。本試驗(yàn)開展時(shí)，一期基坑地下結(jié)構(gòu)部分已經(jīng)完成，三期基坑地連墻已經(jīng)完成，但土體尚未開挖，二期基坑開挖至-13.25 m。

在三期基坑北側(cè)布置試驗(yàn)袖閥管2根，袖閥管直徑30 mm，有效長(zhǎng)度30 m，袖閥管間距4 m。注漿孔與三期基坑北側(cè)地連墻垂直距離為3.8 m，與地鐵垂直距離為10.3 m，試驗(yàn)布置情況如圖1所示。采用雙孔同時(shí)注漿，單孔注漿量為4 m3。袖閥管上設(shè)間距為0.33 m的出漿孔，注漿范圍為-15～-20 m。試驗(yàn)中采用雙液漿，體積配比為水泥∶水玻璃∶水=1∶2.5∶3.43，速凝時(shí)間 20 s，注漿速率為15～20 L/min。既有隧道管片上每隔5 m布置監(jiān)測(cè)斷面1個(gè)，右線監(jiān)測(cè)點(diǎn)編號(hào)依次為Y1—Y33，本次試驗(yàn)兩注漿孔位置如圖1所示。每個(gè)監(jiān)測(cè)斷面設(shè)置監(jiān)測(cè)點(diǎn)4個(gè)，監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置位置如圖2所示。

圖1　原位試驗(yàn)場(chǎng)地平面圖Fig.1　Site condition of in-situ field trial

圖2　試驗(yàn)場(chǎng)地剖面圖Fig.2　Profile at field trial site

2　補(bǔ)償注漿對(duì)既有隧道變形控制的數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1　有限元模型介紹

建立三維有限元模型模擬原位試驗(yàn)結(jié)果，驗(yàn)證有限元數(shù)值模擬的有效性。因本次現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)條件限制，故通過有限元模擬來進(jìn)行參數(shù)化分析。本次數(shù)值模擬采用PLAXIS 3D AE建立三維模型，模型范圍見圖1，模型圖見圖3（隱藏部分土體）。其中模型計(jì)算階段為一期基坑完成頂板，三期基坑尚未動(dòng)工，二期基坑開挖至-13.25 m并完成第三道支撐，此時(shí)進(jìn)行注漿施工。

圖3　部分有限元模型Fig.3　Part of finite element model

模型以隧道長(zhǎng)度方向?yàn)閄軸，Y軸為寬度，Z軸為土體深度方向。模型X方向取200 m，Y方向取180 m，Z方向取值50 m。其中底部邊界條件為豎向水平約束，頂部為自由邊界，四周均為水平方向約束。模型采用10節(jié)點(diǎn)四面體單元計(jì)算，共劃分單元65 578個(gè)，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為101 176個(gè)。采用薄壁取土器在現(xiàn)場(chǎng)取得原狀土樣，并進(jìn)行相應(yīng)的室內(nèi)土工試驗(yàn)，取得如表1所示的模型計(jì)算參數(shù)。模型中，土體參數(shù)采用考慮土體小應(yīng)變效應(yīng)的HSS模型。其中⑨1層及以下土層對(duì)模型影響較小，歸并為同一層土。

隧道采用線彈性模型近似模擬，隧道襯砌為C50強(qiáng)度混凝土預(yù)制管片，隧道外徑為6.2 m，管片厚度為0.35 m。根據(jù)Lee等[7]研究成果，定義盾構(gòu)隧道橫向剛度有效率為75%，用以反映管片間接頭存在對(duì)既有隧道變形產(chǎn)生的影響；根據(jù)隧道縱向結(jié)構(gòu)性能的研究成果[8]，將盾構(gòu)隧道縱向剛度有效率取為20%，隧道參數(shù)選取見表2。其余結(jié)構(gòu)參數(shù)根據(jù)實(shí)際情況進(jìn)行選取，此處不再贅述。

表1　土體的物理力學(xué)參數(shù)Table1　Physical and mechanical parameters of soils

表2　既有隧道管片力學(xué)參數(shù)Table2　Mechanical parameters of existing tunnel segments

2.2　注漿模擬方法

本文選取體積應(yīng)變法模擬補(bǔ)償注漿過程。在有限元模型中選定一個(gè)注漿加固范圍，計(jì)算假定補(bǔ)償注漿過程中壓密注漿及劈裂注漿后凝固的漿液均處在這一范圍內(nèi)，給這一選定區(qū)域施加體積應(yīng)變?chǔ)艁砟M注漿過程，ε采用式（1）計(jì)算確定。

式中：Vg為試驗(yàn)中注入的漿液體積；Vz為計(jì)算中選定的加固區(qū)域體積。

在基坑開挖前，在現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行前期注漿試驗(yàn)研究；該試驗(yàn)距離基坑及隧道均較遠(yuǎn)，由于篇幅原因?qū)υ撛囼?yàn)不再贅述。因試驗(yàn)場(chǎng)地位置為后期另一基坑項(xiàng)目場(chǎng)地，現(xiàn)場(chǎng)開挖后試驗(yàn)過程中注入的漿液得以觀測(cè)，硬化后的漿液主體呈現(xiàn)出下小上大的近似圓錐形。在注漿深度較大的情況下，漿液會(huì)在周圍壓力作用下沿著土體間隙或注漿管與土體間隙向上流動(dòng)，因此漿液凝固硬化后呈近似圓錐形。根據(jù)觀察到的漿液分布情況，選定注漿加固區(qū)域?yàn)楦叨? m，半徑0.8 m的圓柱體，并采用上大下小的非均勻膨脹模擬，模擬方法如圖4所示。將本文提出的非均勻膨脹計(jì)算方法與試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比，得到圖5的結(jié)果。圖5為距離注漿孔不同位置處的土體水平位移。由圖5可知，該有限元模型計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果能較好吻合。

圖4　注漿區(qū)域非均勻膨脹模式Fig.4　Non-uniform expansion in grouting area

圖5　土體水平位移有限元與實(shí)測(cè)對(duì)比Fig.5　Comparison of finite element and field data of soil horizontal displacement

2.3　有限元計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比分析

在基坑開挖卸荷的影響下，試驗(yàn)進(jìn)行前隧道已產(chǎn)生了一定的水平位移。對(duì)該基坑開挖過程和注漿過程進(jìn)行完整的有限元模擬。注漿前隧道4號(hào)測(cè)點(diǎn)處（如圖2所示）的水平位移如圖6所示，數(shù)值模擬結(jié)果和實(shí)測(cè)結(jié)果較為接近。有限元計(jì)算注漿之后隧道產(chǎn)生相應(yīng)的位移恢復(fù)，其和實(shí)測(cè)結(jié)果比較接近。具體對(duì)比結(jié)果如圖6所示，其中指向基坑方向的水平位移為負(fù)值。由此可以體現(xiàn)該有限元模擬方法和實(shí)際情況能較好的擬合。

圖6　補(bǔ)償注漿前后隧道水平位移Fig.6　Horizontal displacement of tunnel before and after grouting compensation

將實(shí)測(cè)結(jié)果和有限元計(jì)算結(jié)果中注漿前后隧道水平位移增量進(jìn)行整理，得出如圖7的結(jié)果。圖7中正值代表隧道水平位移的恢復(fù)值；注漿點(diǎn)對(duì)稱軸指注漿與隧道的垂線段，與注漿點(diǎn)對(duì)稱軸距離為沿隧道延伸方向，以下研究中亦是如此。研究中將隧道遠(yuǎn)離注漿點(diǎn)的位移規(guī)定為正值。其中，注漿點(diǎn)位于圖中坐標(biāo)原點(diǎn)兩側(cè)各2 m位置處。由圖中可以看出，實(shí)測(cè)隧道最大水平位移恢復(fù)值達(dá)到3.13 mm左右，有限元模擬結(jié)果為3.22 mm，有限元模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果的峰值比較接近。同時(shí)，位移模型也比較接近，實(shí)測(cè)和有限元結(jié)果的隧道水平位移均呈現(xiàn)出Guass曲線型變形。

圖7　試驗(yàn)結(jié)果與有限元模擬結(jié)果對(duì)比Fig.7　Comparison of experimental data VSfinite element simulation results

綜上所述，該有限元方法的模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果能表現(xiàn)出較好的一致性。故下面將根據(jù)該有限元方法，展開相應(yīng)的參數(shù)分析研究。

3　補(bǔ)償注漿對(duì)既有隧道變形控制的參數(shù)分析

因現(xiàn)場(chǎng)條件所限，為進(jìn)一步研究不同因素對(duì)補(bǔ)償注漿效果的影響，本節(jié)在有限元模型的基礎(chǔ)上，研究單孔注漿的規(guī)律。研究變量為注漿量和注漿距離。其中注漿距離指注漿點(diǎn)距離隧道外壁的最小距離。本節(jié)計(jì)算中不考慮基坑開挖卸荷造成的影響，因此隧道在注漿之前并無初始位移。

3.1　隧道水平位移與注漿量關(guān)系

考慮到實(shí)際施工中的注漿量，注漿量取值0.3～3 m3。注漿量取值分別為 0.3 m3、0.5 m3、0.8 m3、1 m3、1.5 m3、2 m3和 3 m3。選取注漿距離為4 m，6 m和8 m，分析不同注漿量條件下，隧道水平位移的變化規(guī)律。以注漿距離4 m為例，不同注漿量下隧道水平位移曲線如圖8所示。

圖8　不同注漿量下隧道水平位移（間距4 m）Fig.8　Horizontal displacement of tunnel under different grouting quantity(spacing 4 m)

由圖8可知，在不同注漿量下，隧道位移均呈現(xiàn)類似于高斯曲線的分布形式。隨著注漿量的增加，隧道水平位移增加的同時(shí)，隧道相鄰點(diǎn)的水平位移差值也逐漸加大。因現(xiàn)有地鐵隧道均采用螺栓連接的預(yù)制鋼筋混凝土管片形式襯砌，這種相鄰環(huán)間變形量差值的增大會(huì)加重螺栓連接處漏水漏沙風(fēng)險(xiǎn)，在實(shí)際注漿糾偏隧道施工中，應(yīng)盡量避免這種情況的發(fā)生。可根據(jù)該曲線來確定合適的注漿量。

不同注漿距離下，隧道位移的最大值和注漿量之間的關(guān)系如圖9所示。當(dāng)注漿距離為8 m時(shí)，隧道最大水平位移和注漿量成線性關(guān)系。當(dāng)注漿距離減小到6 m和4 m時(shí)，隧道最大水平位移和注漿量關(guān)系曲線偏離線性關(guān)系且隨著注漿量的增大，向類似于冪函數(shù)的形式發(fā)展；隧道最大水平位移隨著注漿量增大的趨勢(shì)逐漸放緩，且這種現(xiàn)象在距離較小時(shí)尤其明顯。由此可見，注漿距離較小時(shí)（如圖9所示≤4 m時(shí)），在小方量范圍內(nèi)提高注漿量能較好地增大注漿效果；過大的注漿量對(duì)提高注漿效果影響變小。

圖9　隧道最大水平位移與注漿量的關(guān)系Fig.9　The relationship between the maximum horizontal displacement of tunnel and the amount of grouting

3.2　隧道水平位移與注漿距離關(guān)系

注漿量的選取和上一節(jié)相同，注漿距離選取為2 m、3 m、4 m，6 m、8 m和10 m。圖10是注漿距離和隧道最大水平位移的關(guān)系曲線。由圖10可以看出，注漿距離的增加會(huì)較為明顯地降低注漿效果。當(dāng)注漿量較小時(shí)，注漿距離與隧道位移最大值關(guān)系曲線斜率絕對(duì)值較小。小方量注漿時(shí)改變注漿距離對(duì)注漿效果影響相對(duì)較小。隨著注漿量的增加，兩者關(guān)系曲線斜率的絕對(duì)值也逐漸增加。大方量注漿時(shí)改變注漿距離對(duì)注漿效果影響較為顯著。同時(shí)，可根據(jù)圖9及圖10中的曲線來對(duì)注漿量和注漿距離進(jìn)行初步的取值。

圖10　隧道最大水平位移與注漿距離的關(guān)系Fig.10　The relationship between maximum horizontal displacement of tunnel and grouting distance

4　結(jié)論與建議

本文以現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)為依托，結(jié)合有限元分析，對(duì)注漿對(duì)隧道變形的影響進(jìn)行了深入研究，得到以下結(jié)論：

1）考慮加固區(qū)非均勻膨脹效應(yīng)的體積應(yīng)變有限元分析方法，能夠較好地模擬補(bǔ)償注漿對(duì)隧道變形的影響。有限元結(jié)果和現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)數(shù)據(jù)比較接近，擬合效果較好。

2）在補(bǔ)償注漿的作用下，隧道位移最大值出現(xiàn)在注漿孔附近，其變形模式與Gauss曲線形狀接近。隧道相鄰管片的變形差值有一定的限值，因此在注漿過程中可根據(jù)曲線的形狀和數(shù)值，來確定注漿量的限值。

3）當(dāng)注漿距離較大時(shí)，隧道最大水平位移和注漿量間呈近似的線性關(guān)系；當(dāng)注漿距離較小時(shí)，隧道最大水平位移和注漿量間的關(guān)系曲線向類似于冪函數(shù)的關(guān)系過渡。小距離注漿時(shí)，在小方量范圍內(nèi)提高注漿量能較好地增大注漿效果；過大的注漿量對(duì)提高注漿效果影響變小。

4）注漿距離的增加會(huì)較為明顯地降低注漿效果，注漿量的增加會(huì)使效果的降低更為顯著。

通過本文的研究發(fā)現(xiàn)，注漿距離的增加會(huì)逐漸降低注漿對(duì)隧道糾偏效果，而過大的單孔注漿量會(huì)增加隧道相鄰管片之間的位移差值，從而增加隧道開裂以及相鄰管片滲漏的風(fēng)險(xiǎn)。因此建議補(bǔ)償注漿對(duì)隧道進(jìn)行糾偏時(shí)采取“近距離，小方量”的注漿策略。

參考文獻(xiàn)：

[1]SCHWIGERH F,KUMMERERC,OTTERBEINR,et al.Numerical modelling of settlement compensation by means of fracture grouting[J].Journal of the Japanese Geotechnical Society Soils&Foundation,2004,44(1):71-86.

[2]El-KELESH A M,MOSSAAD M E,BASHA I M.Model of compaction grouting[J].Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering,2001,127(11):955-964.

[3]AU SK A,SOGA K,BOLTON M D,et al.Laboratory investigation of multiplegrout injectionsintoclay[J].Geotechnique.2004,54(2):81-90.

[4]MASINIL,RAMPELLOS,SOGA K.An approach to evaluate the efficiency of compensation grouting[J].Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering,2014,140(12):1-11.

[5]WANG R L,CHEN Y,REN J,et al.Application of compensation groutingintheexistingtunnels'repair[J].Under Ground Engineering and Tunnels,2013(S1):51-57.

[6] 張冬梅，鄒偉彪，閆靜雅.軟土盾構(gòu)隧道橫向大變形側(cè)向注漿控制機(jī)理研究[J].巖土工程學(xué)報(bào)，2014，36（12）：2 203-2 212.ZHANGDong-mei,ZOU Wei-biao,YAN Jing-ya.Effective control of large transversedeformation of shield tunnels using grouting in soft deposits[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2014,36(12):2 203-2 212.

[7]LEEKM,GEXM.Theequivalenceof ajointed shield driven tunnel lining to a continuous ring structure[J].Canadian Geotechnical Journal,2001,38(3):461-483.

[8]MAIR R J,TAYLOR R N.Bored tunnelling in the urban environment[C]//Proceedingsof the fourteenth international conference on soil mechanicsand foundation engineering,1997:2 353-2 380.