黏土地層盾構管片上浮的力學行為研究

趙 頌

（中鐵城市發(fā)展投資集團有限公司，四川 成都 610000）

1 引言

近年來地鐵建設發(fā)展迅猛，盾構法施工在地鐵隧道應用廣泛，在盾構施工中普遍遇見盾構管片上浮問題。管片上浮會導致管片錯臺、破損、防水系統(tǒng)破壞，甚至出現(xiàn)成型隧道侵限，因此對管片上浮的原因進行分析并提出良好應對措施非常關鍵。沈征難[1]從襯砌背注漿工藝及漿液質量、盾構姿態(tài)以及掘進速度等方面研究了上浮的原因和控制措施。葉飛[2]提出襯砌環(huán)出盾尾后注漿壓力產生的動態(tài)上浮力是盾構隧道施工中產生上浮的主要原因，提出考慮隧道埋深、周圍土體特性、注漿孔分布對注漿壓力實施動態(tài)控制。陳仁朋等[3]對施工階段上浮變形規(guī)律及引起管片上浮變形、螺栓受力進行了分析，并探討了漿液初凝點位置、千斤頂推力和螺栓預緊力等因素的影響。管片上浮影響因素多，施工中因素相互干擾，分析其主導因素困難，專家學者對上浮的原因認知不一。

文章通過對西安地鐵5號線高新四路站—新桃園站區(qū)間（以下簡稱“高新區(qū)間”）盾構隧道在黏土地層中管片上浮情況規(guī)律研究，分析土壓力及注漿浮力、坡度、盾構姿態(tài)等對管片上浮的影響，從而揭示管片上浮的主要原因，并提出管片上浮控制措施，為黏土地層施工提供參考。

2 工程概況

高新區(qū)間縱斷面采用單坡設計，出高新四路站后依次以2.0‰、11.5‰、5.0‰的坡度下坡進入新桃園站。隧道拱頂埋深約9～18 m，盾構刀盤直徑6 280 mm，盾尾外徑6 130 mm，管片襯砌外徑為6000 mm，厚度和幅寬分別300 mm、1 500 mm，盾構襯砌采用標準環(huán)+左右轉彎楔形環(huán)類型。管片之間的環(huán)向和縱向均采用22根（環(huán)向12根、縱向10根）M24（8.8級）彎螺栓連接。

3 水文及地質情況

高新區(qū)間地下水埋深8.20～11.10 m，水位高程388.55～391.28 m。工程場地在勘探深度70 m范圍內的地層主要為第四系堆積物，即由全新統(tǒng)人工填土、粉質黏土、中砂、新黃土、古土壤組成。盾構穿越地層主要為粉質黏土，局部含有中砂、黃土和古土壤，巖土力學參數(shù)見表1。

表1 粉質黏土巖土參數(shù)表

4 管片上浮情況

高新區(qū)間盾構始發(fā)后一路下坡（平均坡度7.5‰），盾構機進入粉質黏土后上浮現(xiàn)象明顯，上浮量平均達到82 mm，局部上浮達到87 mm，環(huán)管片脫出盾尾后出現(xiàn)多處破損現(xiàn)象。其中一段落上浮情況如下：7月19日該區(qū)間右線盾構機完成第98環(huán)，對附近管片上浮數(shù)據(jù)進行統(tǒng)計，統(tǒng)計數(shù)據(jù)見表2。

表2 管片上浮統(tǒng)計數(shù)據(jù)

根據(jù)分析以上管片上浮變形情況總結出以下規(guī)律：（1）管片在脫出盾尾后上浮速率較快，36 h內管片上浮值就可以達到60～70 mm，完成上浮終值的75%，在隨后的時間里管片上浮速率減慢，在48 h后管片上浮量基本達到穩(wěn)定，其時間-位移曲線如圖1所示；（2）管片上浮從脫出盾尾第3環(huán)逐步開始，第4～6環(huán)（環(huán)號脫出盾尾為1環(huán)，逆掘進方向編號）緩慢上升，脫出盾尾第7～12環(huán)上浮速率較大，從13～16環(huán)上浮速率減小，上浮值趨于穩(wěn)定，其環(huán)號-位移曲線如圖2所示。

圖1 時間-位移曲線

圖2 環(huán)號-位移（mm）曲線

5 管片受力分析

5.1 管片受力模型

本研究探討?zhàn)ね恋貙又泄芷细?，黏土土質條件差、內摩擦角小、成拱效果弱。在黏土地層中管片水平向水土壓力、土體抗力受力對稱，其合力為零，對管片上浮無影響；管片上浮主要是管片周圍同步注漿產生的浮力和土壓力的合力大于約束管片上浮抗力。本研究將上浮階段按照上浮特點和受力變化分為2個階段。

第1階段為漿液初凝前管片處于流體環(huán)境中，該階段管片與圍巖間空隙在逐步填充，圍巖土壓力影響較小，管片與上覆土未完全擠壓，下部土體提供的反力在漿液包裹下未能傳到管片上，本研究認為該階段管片四周土壓力為零。管片上浮主要受漿液浮力（Fj）、注漿產生的力（Fs）、推力的分力（Fy）；管片受到的豎向抗力為：管片自重（G）、相鄰管片間摩擦力（f）、螺栓相對剪力（Q）和漿液黏滯阻力（Fn）。該階段漿液和地下水的浮力可近似運用阿基米德原理計算。管片在脫出盾尾后上浮階段受力如圖3所示。

圖3 第1階段管片上浮受力簡圖

其中：F浮為管片受到向上作用力的合力、Fj為漿液對管片的浮力、Fy為千斤頂豎向分力、F余為千斤頂殘余推力、ρ為漿液密度、g為重力加速度、V排單位長度管片環(huán)外體積、θ1為盾構俯仰角、θ2為管片設計坡度。

魏綱等[4]應用Maag球面擴散理論，在假定漿液為牛頓流體的基礎上，推導出漿液壓力對管片產生壓力的公式。

式中：pg為注漿壓力；r為漿液擴散半徑；β為漿液黏度與水黏度的比值；n為土體孔隙率；K為土體滲透系數(shù)；t'為注漿完成時間；r'為注漿孔半徑。

式中：ph為管片混凝土密度；N0為縱向管片螺栓預緊力；μ為相鄰管片間摩阻系數(shù)（近似取0.3）[5]；u為螺栓孔位置兩側管片的相對剪切位移；Kq為螺栓的簡化剛度；k0為位移折減系數(shù)。

胡云飛[6]研究中管上浮受到黏滯阻力為：

式中：k1、k2為黏度時變性參數(shù)；σ為盾尾間隙。

第2階段同步注漿強度上升，浮力作用逐步減小至消失，襯砌環(huán)和注漿環(huán)主要受土壓力影響，注漿環(huán)主要起傳遞力作用。不考慮地下水壓力影響，不計土拱效應，拱頂壓力p1=γh（γ為土的重度、h為覆土厚度），隧底壓力p2=γ（h+2R）（R為隧道半徑）。管片上浮主要受土壓力（FE），管片受到的抗力為管片自重（G）。管片受力如圖4所示。

圖4 第2階段管片受力

通過計算可得，管片環(huán)受到的豎向土壓力的合力為

式中：γ為周圍巖土重度，黏土取18 kN/m3；ph為混凝土的重度，取28.5 kN/m3（包含鋼筋重量）。

從以上2階段分析管片上浮主要受覆土壓力、地層豎向反力、漿液浮力、管片自重、盾構機推力、相鄰管片摩擦力，以及相鄰管片螺栓的約束力。

5.2 管片上浮原因分析

通過以上對管片上浮力學模型研究分析，結合實踐中采取的有效上浮控制措施分析，總結出管片上浮主要受工藝空間、地質情況、漿液浮力、注漿產生的力及土壓力、盾構機推力和盾構機姿態(tài)等因素影響。

5.2.1 盾構隧道工藝空間

該區(qū)間盾構機開挖刀盤直徑6 280 mm，盾尾外徑6 230 mm，隧道管片外徑6 000 mm。刀盤比管片半徑大140 mm，管片環(huán)與土體四周形成140 mm厚的環(huán)形空間，該空間為管片提供了上浮條件。推進過程中同步注漿填充該間隙環(huán)，該間隙空間仍處于流體環(huán)境中為管片上浮創(chuàng)造條件。

5.2.2 地質原因

盾構機推進過程中在硬巖、軟巖、上軟下硬等地層中都出現(xiàn)上浮，上浮的程度不一樣。該區(qū)間盾構管片在黏土地層中管片上浮最大，在古土壤、中砂地層上浮較小。隧道覆土厚度也與管片上浮有關，一般地覆土厚度增加，地表隆起和隧道上浮位移逐漸下降。

5.2.3 漿液浮力及土壓力

襯砌管片成環(huán)后脫出盾尾，管片位于地層間的環(huán)形空隙，用同步注漿漿液填充，將管片環(huán)受力情況按照2個階段分別計算。

（1）第1階段管片受力

同步注漿漿液一般采用惰性漿液，漿液初凝時間為6～10 h，管片脫出盾尾后處于液體環(huán)境。隧道管片兩端受到盾尾和已固結穩(wěn)定的管片約束不能上浮，該兩端中間約有16環(huán)管片，其中前10 m處于同步注漿流體環(huán)境中，管片懸浮在未初凝和一定計算值強度的同步注漿漿液中，通過計算該階段分力，計算值見表3。

表3 第1階段分力計算值（kN）

從上述計算可以得知，管片受到向上作用力為其抗力的2.7倍，在合力的作用下螺栓發(fā)生屈服變形，不能完全抑止管片上浮。其中影響管片上浮最大因素為注漿產生的力和漿液浮力，因此在該階段控制注漿工藝和同步注漿配比是控制上浮的關鍵。

（2）第2階段管片受力

襯砌環(huán)主要受土壓力合力和管片自重影響，其作用力分別為：

由此可見該階段襯砌環(huán)脫出盾尾后受到地層向上作用的合力大于襯砌環(huán)的自重，受地層土壓力影響盾構管片呈上浮趨勢。

5.2.4 盾構機推力影響

高新區(qū)間盾構隧道出高新四路站后以一路下坡進入新桃園站。盾構機底部油缸推力的增大將在設計軸線法線上產生一個向上的分力，這個分力（Fy）對管片的上浮產生較大影響。以10‰的坡度為例，油缸千斤頂殘余推力為平均為600 t時。

豎向的分力為Fy=F余×sin（θ1+θ2）=515 kN

該分力方向是垂直于隧道軸線，施工時該力反復作用在管片上，也使管片有個上浮的趨勢?？偼屏υ龃?、坡度增大及盾構俯仰角增大均能導致豎向分力增加，導致管片上浮的概率也隨之增大。

5.2.5 盾構機姿態(tài)影響

盾構機在掘進時盾構機重量沿縱向分布不均勻，在軟土地層中刀盤和前盾部分一般會出現(xiàn)下沉，盾尾表現(xiàn)為上揚，即出現(xiàn)“磕頭”現(xiàn)象。為防止以上現(xiàn)象，一般增大下部千斤頂?shù)耐屏Γ瑢е律喜颗c下部千斤頂形成推力差，管片受到偏心壓力，在已安裝的襯砌環(huán)面上產生一個力矩作用，該力矩增大了管片的上浮。

根據(jù)上述分析，盾構管片上浮影響因素中地質原因、坡度、埋深主要在設計階段確定，施工中無法調整。施工階段上浮影響因素中漿液浮力、注漿產生的力以及土壓力對管片上浮影響較大，盾構機推力和盾構姿態(tài)影響次之。

6 盾構管片上浮控制措施

根據(jù)以上述分析減少漿液浮力和注漿產生的力是消除減小的關鍵，在黏土地層中為減小管片上浮可采用以下措施。

6.1 選擇適當?shù)淖{漿液

解決管片上浮的有效方法是填充管片周圍并形成一定強度約束使其上浮，為更好地控制上浮施工中采用惰性漿液為主，輔以瞬凝型漿液約束管片上浮。瞬凝型漿液通常適用于以下情況：（1）對局部上浮嚴重地段可進行二次補漿，該漿液從管片螺栓孔注入；（2）在管片脫出盾尾后上浮的速率大于35 mm/d，通過管片注漿孔及時補充瞬凝型漿液，管片上浮空間和上浮量同步減小。

6.2 選擇適當?shù)淖{參數(shù)

同步注漿漿液浮力為管片上浮的重要因素，同步注漿漿液稠度低、初凝時間過長管片上浮概率和上浮量增大。常用方法為：優(yōu)化漿液配合比調節(jié)凝結時間，控制漿液黏度減小浮力，調整注漿位置減小管片下部壓力。

6.3 盾構掘進姿態(tài)控制

根據(jù)掌握的地層情況及盾構檢測裝置反映的數(shù)據(jù)及時調整推進參數(shù)，及時準確地調整盾構機導向趨勢，盾構掘進垂直趨勢與水平趨勢要盡可能擬合設計軸線趨勢。糾偏應按照“勤糾緩糾”的原則操作。在隧道推進中根據(jù)管片上浮值，將盾構機推進軸線高程降至設計軸線下20～40 mm，以此來抵消管片襯砌后期的上浮量，使隧道中心軸線盡可能地接近設計軸線。

6.4 管片螺栓復緊

當盾構管片脫出盾殼后，管片處于注漿漿液浮力和土壓力的復合力學作用之中，管片結構各處可能由于應力集中效應而出現(xiàn)變形破壞，如螺栓與螺栓孔壁、管片環(huán)峰處、縱向接縫處，都會由于相互擠壓而破損。同時，局部螺栓也可能由于材料的變形屈服而出現(xiàn)松動現(xiàn)象。針對以上問題，西安地鐵隧道施工過程中，采用及時緊固螺栓、提高縱向剛度的方法，有效降低了管片上的垂直分力對管片上浮量的影響。

7 結語

本研究從黏土地層盾構管片上浮的力學行為角度出發(fā)，分別研究了第1階段漿液浮力、注漿產生的力，以及第2階段土壓力合力的影響，分析管片上浮量的主要影響因素包括土壓力、漿液浮力和同步注漿壓力，盾構機姿態(tài)和盾構機推進力為次要因素。并針對盾構掘進中管片上浮規(guī)律，提出控制管片上浮行為的相關措施，從實際運行情況來看，隧道上浮情況平均值由原來的8.2 cm減少到4.5 cm，線型美觀，隧道管片接縫平順，局部破損現(xiàn)象減少，施工缺陷率降低，可見黏土地基盾構管片上浮控制措施取得了良好效果。