TBM豆礫石回填灌漿層性能與密實(shí)度對支護(hù)效果的影響

楊風(fēng)威　金俊超　楊凡杰

關(guān)鍵詞：雙護(hù)盾ＴＢＭ；隧洞施工；豆礫石回填灌漿；管片襯砌；灌漿層密實(shí)度；支護(hù)效果

中圖分類號：ＴＶ５４３ 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：Ａ ｄｏｉ：１０．３９６９／ ｊ．ｉｓｓｎ．１０００－１３７９．２０２４．０１．０２４

引用格式：楊風(fēng)威，金俊超，楊凡杰．ＴＢＭ 豆礫石回填灌漿層性能與密實(shí)度對支護(hù)效果的影響［Ｊ］．人民黃河，２０２４，４６（１）：１３９－１４５．

我國經(jīng)濟(jì)目前處于邁向高質(zhì)量發(fā)展的新階段，一批長距離引調(diào)水工程、公路鐵路隧道、城市地鐵等基礎(chǔ)設(shè)施相繼開工建設(shè)。由于掘進(jìn)速度快、隧道成型好、對圍巖擾動小以及作業(yè)安全等優(yōu)點(diǎn)，ＴＢＭ（Ｔｕｎｎｅｌ ＢｏｒｉｎｇＭａｃｈｉｎｅ）被越來越多地運(yùn)用于隧洞施工中［１－２］ 。在雙護(hù)盾ＴＢＭ 施工過程中，通常采用預(yù)制襯砌管片、回填豆礫石和灌漿的方式進(jìn)行支護(hù)。圍巖與襯砌管片之間空隙先進(jìn)行豆礫石回填，其后通過灌漿處理，使圍巖、回填層與襯砌管片形成整體支護(hù)結(jié)構(gòu)承擔(dān)荷載，同時(shí)使回填豆礫石灌漿層形成封閉防滲圈，提高隧洞防滲性能［３］ 。

豆礫石回填灌漿是ＴＢＭ 隧洞施工的重要環(huán)節(jié)，直接影響整體襯砌質(zhì)量以及工程長期正常運(yùn)行安全［４］ 。然而，由于現(xiàn)場影響因素眾多，施工難度大，常會遇到豆礫石回填灌漿層性能與密實(shí)度達(dá)不到設(shè)計(jì)要求的問題［５－８］ 。近年來，國內(nèi)外研究人員在豆礫石回填灌漿體施工質(zhì)量控制及影響因素方面進(jìn)行了大量研究［９－１６］ ，如：羅志鑫［１３］ 結(jié)合實(shí)際ＴＢＭ 豆礫石回填灌漿質(zhì)量檢驗(yàn)情況，提出了豆礫石回填灌漿體的檢驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)；楊建明［１４］ 結(jié)合達(dá)坂隧洞的工程概況及地質(zhì)情況，對該隧洞灌漿中存在的串漿不規(guī)律、原材料質(zhì)量不穩(wěn)定、后配套灌漿平臺壓力大等問題進(jìn)行了分析，并提出了一些解決方法。但是，豆礫石回填灌漿層性能與密實(shí)度缺陷會對襯砌結(jié)構(gòu)造成什么影響，是否有必要采取工程處理措施，仍缺少深入系統(tǒng)的研究。

本文以西北某雙護(hù)盾ＴＢＭ 施工的引水隧洞為工程依托，從現(xiàn)場選取回填灌漿層芯樣，進(jìn)行單軸壓縮試驗(yàn)，分析不同區(qū)域回填豆礫石灌漿體的彈性模量及強(qiáng)度變化。在此基礎(chǔ)上，借助數(shù)值模擬手段，建立管片襯砌的梁－彈簧模型，從管片受力及變形的角度，分析多種工況下豆礫石回填灌漿層性能與密實(shí)度的影響因素。

１ 工程概況

西北某輸水隧洞全長３１．２６ ｋｍ，為有壓隧洞，內(nèi)水壓力最大為１．２ ＭＰａ，常規(guī)運(yùn)行期內(nèi)水壓力為０．７ＭＰａ。其中，ＴＢＭ 洞段長約２４．４ ｋｍ，采用２ 臺直徑為５．４８ ｍ 的雙護(hù)盾ＴＢＭ 施工，相向掘進(jìn)。輸水隧洞Ⅱ類圍巖段總長度約為１４．８３ ｋｍ，Ⅲ類圍巖段總長度約為９．９５ ｋｍ，Ⅳ類圍巖段總長度為５．５９ ｋｍ，Ⅴ類圍巖基本為斷層、總長度約為０．８９ ｋｍ。

ＴＢＭ 開挖斷面為圓形，開挖直徑為５．４８ ｍ，采用預(yù)制裝配式鋼筋混凝土管片襯砌，管片內(nèi)徑４．６ ｍ、外徑５．２ ｍ、厚度３０ ｃｍ。在掘進(jìn)過程中，盾體與圍巖間隙為２５～５０ ｍｍ，管片與圍巖間隙理論值為１４ ｍｍ，隧洞開挖后圍巖與管片間的空隙采用豆礫石充填并進(jìn)行灌漿。

２ 室內(nèi)試驗(yàn)分析

為研究豆礫石缺陷體的物理力學(xué)性質(zhì)，從ＴＢＭ 開挖洞段不同部位鉆取豆礫石灌漿體巖芯，加工成高徑比為２ ∶ １ 的標(biāo)準(zhǔn)試樣，共３８ 個(gè)。每個(gè)試件的加工精度（包括平行度、平直度和垂直度）均控制在《水電水利工程巖石試驗(yàn)規(guī)程》（ＤＬ／ Ｔ ５３６８—２００７）規(guī)定的范圍之內(nèi)。

豆礫石灌漿體典型巖樣如圖１ 所示，由于豆礫石灌漿體的灌漿密實(shí)度不同，巖樣表面的蜂窩現(xiàn)象也不相同，密實(shí)度越差，巖樣表面的蜂窩現(xiàn)象越嚴(yán)重。圖中紅色物質(zhì)為樹脂材料，用于填補(bǔ)巖樣端面的坑槽，防止因端面坑槽的存在而導(dǎo)致巖樣受壓過程出現(xiàn)偏心。

單軸壓縮試驗(yàn)在多功能巖石試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行：加載階段采用軸向力控制，軸向變形采用兩個(gè)高精度差動式位移傳感器（ＬＶＤＴ）進(jìn)行測量，側(cè)向變形采用兩個(gè)粘貼在梁式彈簧片上的全橋電路進(jìn)行測量。

由圖２ 可見，不同部位豆礫石灌漿體的單軸抗壓強(qiáng)度差異較大。在３８ 個(gè)豆礫石灌漿體試樣中，單軸抗壓強(qiáng)度＜１０ ＭＰａ 的試樣比例為６３．１６％，１０ ＭＰａ≤單軸抗壓強(qiáng)度＜１５ ＭＰａ 的試樣比例為２１．０５％，單軸抗壓強(qiáng)度≥１５ ＭＰａ 的試樣比例為１５．７９％。豆礫石灌漿體單軸抗壓強(qiáng)度按照鉆孔部位進(jìn)行分類時(shí)，規(guī)律性不明顯，原因可能是取樣時(shí)鉆孔主要位于每環(huán)管片的下半部。

此外，受鉆孔條件的限制，隧洞頂部區(qū)域未能實(shí)現(xiàn)取芯，而實(shí)際隧洞頂部的灌漿效果要偏差些。

不同部位豆礫石灌漿體的變形模量差別也較大，分析豆礫石灌漿體的單軸抗壓強(qiáng)度與變形模量的試驗(yàn)結(jié)果，二者之間存在一定的正相關(guān)性（見圖３）。

試驗(yàn)后豆礫石灌漿體巖樣典型破壞情況如圖４ 所示，不同部位豆礫石灌漿體試樣的破壞類型均為沿最大主應(yīng)力方向的劈裂破壞，即試樣破壞時(shí)多條裂縫沿軸向發(fā)展，同時(shí)，試樣破壞時(shí)，其環(huán)向呈現(xiàn)不同程度的鼓脹現(xiàn)象。

３ 豆礫石回填灌漿層性能對支護(hù)效果的影響

３．１ 計(jì)算模型

采用圓形框架結(jié)構(gòu)模擬隧洞襯砌， 以梁單元ＢＥＡＭ１８８ 模擬混凝土管片襯砌， 以彈簧單元ＣＯＭＢＩＮ１４ 模擬隧洞軸向混凝土對模型的約束作用，以點(diǎn)－點(diǎn)接觸單元ＣＯＮＴＡＣ５２ 模擬襯砌外圍巖體、噴層混凝土和回填豆礫石對管片襯砌的約束作用，以彈簧單元ＣＯＭＢＩＮ３９ 模擬相鄰管片間的相互作用。圓形框架的半徑為襯砌混凝土中心線至隧洞軸線的距離２．４５ ｍ，梁單元厚度為襯砌厚度０．３ ｍ，梁單元寬度方向?yàn)樗矶摧S向，寬度取單環(huán)管片長度１．５ ｍ。

最大軸力發(fā)生在２２ 號梁單元上，位于襯砌的頂部管片Ｄ 的中部，拉力為０．３６０ ０ ＭＮ；最小軸力發(fā)生在５８ 號

梁－彈簧模型在笛卡兒直角坐標(biāo)系中建立，坐標(biāo)原點(diǎn)位于圓形框架結(jié)構(gòu)的圓心，整體坐標(biāo)系的Ｚ 軸沿隧洞軸線方向，指向上游為正，Ｙ 軸沿鉛直方向，鉛直向上為正，Ｘ 軸以右手法則確定。為便于表述，將各節(jié)管片依次編號為Ａ、Ｂ、Ｃ、Ｄ、Ｅ、Ｆ（見圖５）。

３．２ 計(jì)算條件及方案

針對Ⅳ類圍巖內(nèi)外水頭差為７５ ｍ 的情況，假定襯砌管片外圍與豆礫石均接觸良好，不存在脫空部位。根據(jù)室內(nèi)試驗(yàn)成果，確定豆礫石回填灌漿層的力學(xué)參數(shù)，進(jìn)行敏感性分析，結(jié)果見表１、表２。

３．３ 方案ＸＮ１ 結(jié)果分析

鑒于不同方案計(jì)算結(jié)果相近，以方案ＸＮ１ 為例，進(jìn)行計(jì)算結(jié)果分析。如圖６ 所示，在結(jié)構(gòu)自重和內(nèi)水壓力的作用下，管片襯砌的軸力均為正值，數(shù)值為０．０５９ ０～０．３６０ ４ ＭＮ，說明襯砌結(jié)構(gòu)為整體受拉狀態(tài)。最大軸力發(fā)生在２２ 號梁單元上，位于襯砌的頂部管片Ｄ 的中部，拉力為０．３６０ ０ ＭＮ；最小軸力發(fā)生在５８ 號梁單元上，位于底部管片Ａ 的兩個(gè)接縫附近，拉力為０．０５９ ０ ＭＮ。

管片襯砌的彎矩可近似認(rèn)為關(guān)于Ｙ 軸對稱分布，彎矩為－０．０２２ ９～０．０１２ ７ ＭＮ·ｍ，最大彎矩發(fā)生在５６號梁單元上，位于管片Ｂ 靠近管片Ａ 的接縫位置；最小彎矩發(fā)生在７０ 號單元上，位于襯砌的底部管片Ａ中部位置。

管片襯砌的剪力為－０．０４９ １～０．０５４ ８ ＭＮ，最大剪力發(fā)生在５９ 號梁單元上，位于管片Ａ 和管片Ｂ 的接縫附近；最小剪力發(fā)生在８２ 號單元上，位于管片Ａ 和管片Ｆ 的接縫附近。

對于梁－彈簧模型，根據(jù)內(nèi)力分布特征，從圖６ 可以看出管片各個(gè)斷面以受拉為主，整理分析各個(gè)截面位置的拉應(yīng)力包絡(luò)線，按下式求取襯砌環(huán)向最大拉應(yīng)力：

式中：σ_ｍａｘ為所求點(diǎn)的環(huán)向最大拉應(yīng)力；Ｍ 為由梁－彈簧模型求得該點(diǎn)的彎矩；Ｎ 為由梁－彈簧模型求得該點(diǎn)的軸力；ｙ 為該點(diǎn)距中性軸的距離，對于管片內(nèi)側(cè)或外側(cè)是出現(xiàn)拉應(yīng)力最大值的可能位置，即ｒ ＝ ２．３ ｍ 或ｒ ＝２．６ ｍ 處，ｙ ＝ ±０．１５ ｍ；Ｉ 為襯砌截面對中性軸的慣性矩；Ａ 為襯砌截面面積。

將最大拉應(yīng)力乘以荷載分項(xiàng)系數(shù)１．２，混凝土抗拉強(qiáng)度除以安全系數(shù)１．２，為強(qiáng)度允許值，比較兩者大小得到混凝土強(qiáng)度（拉應(yīng)力）包絡(luò)線校核結(jié)果。從圖７可以看出，在環(huán)向角度為１８０°（底部管片Ａ 中部）附近最大拉應(yīng)力已經(jīng)超過強(qiáng)度允許值，具體位置在環(huán)向角度為１６２° ～ １９３°處，說明在此處不能滿足強(qiáng)度校核要求。

３．４ 不同方案結(jié)果分析

將不同方案計(jì)算結(jié)果進(jìn)行整理匯總，見表３。在襯砌與豆礫石不存在脫空狀態(tài)的條件下，豆礫石參數(shù)取值不同對襯砌的受力分布并不產(chǎn)生影響，最大、最小軸力部位，最大、最小彎矩部位，最大、最小剪力部位都沒有出現(xiàn)明顯的變化，主要差異在于襯砌各個(gè)部位的應(yīng)力有所變化，因此豆礫石參數(shù)取值會對襯砌各個(gè)部位的應(yīng)力產(chǎn)生影響。在整體規(guī)律上，管片襯砌的軸力始終為正值，襯砌整體受拉，軸力隨著豆礫石變形模量增大而逐步減??；彎矩和剪力有正有負(fù)，內(nèi)力大小變化幅度不大。

由表４ 可知，在襯砌與豆礫石不存在脫空狀態(tài)和豆礫石參數(shù)取值不同的情況下，襯砌強(qiáng)度校核結(jié)果所體現(xiàn)的規(guī)律基本一致，管片Ａ 中部（環(huán)向１８０°）拉應(yīng)力超出混凝土強(qiáng)度允許值，其余部位拉應(yīng)力均未超出混凝土強(qiáng)度允許值。隨著豆礫石變形模量的增大，超出強(qiáng)度校核要求的范圍逐漸減小，由３１°（１９３°～１６２°）左右下降到８°（１８０°～１７２°）左右。

同時(shí)，考慮到梁彈簧單元計(jì)算模型，在底管片得到的應(yīng)力大于實(shí)體單元模型的，因此綜合各種因素可以估算：在豆礫石變形模量增大的過程中，應(yīng)力的超限范圍逐漸減小，但是由于豆礫石本身厚度較薄，其力學(xué)參數(shù)對管片結(jié)構(gòu)安全的影響并不是很突出，對于豆礫石變形模量不小于３．０ ＧＰａ 的情況，管片襯砌應(yīng)不會出現(xiàn)二次開裂，襯砌結(jié)構(gòu)安全性較好。

４ 豆礫石回填灌漿層密實(shí)度對支護(hù)效果影響分析

綜上所述，豆礫石與襯砌不存在脫空現(xiàn)象的情況下管片結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布以及應(yīng)力數(shù)值相差不大，但在脫空情況下有待進(jìn)一步研究。不考慮豆礫石材料性能的影響，變形模量采用設(shè)計(jì)參數(shù)３．０ ＧＰａ，計(jì)算模型及其他參數(shù)與上述保持一致。

４．１ 計(jì)算方案

受地質(zhì)條件、施工工藝以及材料特性等多種因素的影響，豆礫石回填灌漿缺陷的類型、分布及其范圍具有一定的隨機(jī)性。綜合已建工程資料，主要缺陷類型分布大致遵循如下規(guī)律：１）管片頂部位置易形成空洞或純水泥結(jié)石體；２）在管片側(cè)上部易形成灌漿不密實(shí)體；３）在管片側(cè)下部易形成純水泥芯樣；４）高巖粉缺陷最易發(fā)生在管片底部。

上述不同類型缺陷均可能導(dǎo)致管片脫空，為了全面反映不同情況，根據(jù)豆礫石回填灌漿層質(zhì)量缺陷出現(xiàn)位置，將襯砌分為底部管片Ａ、頂部管片Ｄ、腰部下方管片Ｂ 和腰部上方管片Ｃ 四個(gè)典型管片，針對各典型管片，考慮到豆礫石回填灌漿層質(zhì)量缺陷出現(xiàn)在管片端部和管片中部位置的不同（環(huán)向約６０ ｃｍ 范圍），共擬定８ 個(gè)計(jì)算方案（見表５），各方案脫空示意見圖８。

４．２ 方案ＹＸＴＫ０１結(jié)果分析

鑒于不同方案計(jì)算結(jié)果相近，以方案ＹＸＴＫ０１ 為例，進(jìn)行計(jì)算結(jié)果分析。由圖９ 可知，在結(jié)構(gòu)自重和內(nèi)水壓力的作用下，管片襯砌的軸力均為正值，數(shù)值為０．０８８ ６～０．５２４ ３ ＭＮ，說明襯砌結(jié)構(gòu)為整體受拉狀態(tài)。最大軸力發(fā)生在６４ 號梁單元上，位于襯砌底部管片Ａ豆礫石脫空部位的端部，拉力值為０．５２４ ３ ＭＮ；最小軸力發(fā)生在９６ 號梁單元上，位于管片Ｅ 與管片Ｆ 的接縫位置，拉力值為０．０８８ ６ ＭＮ。

管片襯砌的彎矩可近似認(rèn)為關(guān)于Ｙ 軸對稱分布，彎矩值為－０．０６８ ７～０．１６５ ６ ＭＮ·ｍ，最大彎矩發(fā)生在７１ 號梁單元上，位于底部管片Ａ 豆礫石脫空部位的中部，說明豆礫石脫空使得該部位襯砌出現(xiàn)較明顯的受彎現(xiàn)象；最小彎矩發(fā)生在６０ 號梁單元上，位于襯砌底部管片Ａ 的支撐腳位置。

管片襯砌的剪力值為－０．４２０ ０～０．４１６ ８ ＭＮ，最大剪力發(fā)生在７７ 號梁單元上，位于底部管片Ａ 豆礫石脫空部位的右端，最小剪力發(fā)生在６４ 號單元上，位于襯砌底部管片Ａ 豆礫石脫空部位的左端。

從管片梁－彈簧模型的內(nèi)力分布情況來看，與豆礫石不脫空情況相比，管片內(nèi)力出現(xiàn)明顯變化，內(nèi)力的最值多出現(xiàn)在脫空部位，需要引起注意。

梁－彈簧模型的混凝土強(qiáng)度和抗裂包絡(luò)線（拉應(yīng)力）如圖１０ 所示，在環(huán)向角度為１８０°（底部管片Ａ 中部）附近最大拉應(yīng)力已經(jīng)超過強(qiáng)度允許值，具體范圍為環(huán)向角度１３０°～２２６°，該區(qū)域主要為豆礫石脫空部位，說明在此處襯砌混凝土不能滿足強(qiáng)度校核要求。同時(shí)，圖１０（ｂ）中的環(huán)向應(yīng)力有超過混凝土標(biāo)準(zhǔn)抗拉強(qiáng)度的區(qū)域，該區(qū)域主要集中在豆礫石脫空部位，說明在此計(jì)算條件下，該區(qū)域管片可能開裂。

４．３ 不同方案計(jì)算結(jié)果分析

將不同方案計(jì)算結(jié)果進(jìn)行整理匯總，見表６。各方案在豆礫石脫空位置中部出現(xiàn)最大環(huán)向拉應(yīng)力，且均已超過強(qiáng)度允許值，襯砌混凝土不能滿足強(qiáng)度校核要求的區(qū)域主要集中在豆礫石脫空部位，同時(shí)各方案在底部管片Ａ 的中部附近均已超出混凝土強(qiáng)度要求，因此對于豆礫石脫空各部位以及底部管片Ａ 的中部位置需要引起注意。

５ 結(jié)論

１）從隧洞不同部位取３８ 個(gè)豆礫石灌漿充填體試樣，進(jìn)行單軸壓縮試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)不同部位豆礫石灌漿體的單軸抗壓強(qiáng)度和變形模量差異顯著，而泊松比變化相對較小，整體上豆礫石灌漿體單軸抗壓強(qiáng)度與變形模量存在正相關(guān)關(guān)系。

２）在襯砌與豆礫石不脫空的情況下，豆礫石參數(shù)取值不同對襯砌受力分布并不產(chǎn)生影響，但襯砌各部位應(yīng)力會有所變化。整體規(guī)律上，管片襯砌軸力始終為正值，襯砌整體受拉，軸力隨豆礫石變形模量增大而逐步減小；彎矩和剪力有正有負(fù)，內(nèi)力大小變化幅度不大。襯砌強(qiáng)度校核結(jié)果規(guī)律基本一致，均表現(xiàn)為環(huán)向１８０°處拉應(yīng)力超出混凝土強(qiáng)度允許值，隨著豆礫石變形模量的增大，超出強(qiáng)度校核要求的范圍逐漸減小。

３）在不考慮豆礫石回填灌漿層性能影響的情況下，襯砌與豆礫石脫空部位受力狀態(tài)與不脫空時(shí)產(chǎn)生明顯差異，脫空部位管片出現(xiàn)了較為明顯的受力現(xiàn)象，部分區(qū)域的應(yīng)力甚至超過了襯砌混凝土抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，可能出現(xiàn)裂縫。脫空部位襯砌混凝土不能滿足強(qiáng)度校核要求，同時(shí)底部管片中部附近也超出了混凝土強(qiáng)度要求。

４）本文分別分析了豆礫石回填灌漿層性能和密實(shí)度對支護(hù)效果的影響，但實(shí)際工程地質(zhì)條件、施工過程較為復(fù)雜，可能出現(xiàn)二者不利狀況的耦合。在隧洞施工中應(yīng)當(dāng)重點(diǎn)關(guān)注襯砌與豆礫石之間是否緊密結(jié)合，加強(qiáng)豆礫石回填、灌漿的質(zhì)量監(jiān)督。

【責(zé)任編輯 簡群】