傅鶴林， 史越， 陳俐光， 于藝林， 陳峰

(1.中南大學(xué) 土木工程學(xué)院， 湖南 長沙 410075； 2.中建市政工程有限公司)

1 引言

在盾構(gòu)管片脫離盾尾后，發(fā)生的局部上浮或整體上浮現(xiàn)象，稱之為管片上浮。管片上浮會引發(fā)其局部受力不均產(chǎn)生破損裂縫或錯臺，甚至?xí)a(chǎn)生掘進軸線偏離設(shè)計軸線等問題。

近年來，依托具體工程背景，原華、張君、段堅堤等對管片上浮的機理及控制方法進行了深入研究，滲流-應(yīng)力耦合效應(yīng)、注漿壓力和荷載等因素得到了量化分析，相關(guān)科研成果在工程實際中也得到了很好的應(yīng)用，取得了可觀的經(jīng)濟與社會效益。

衡陽市二環(huán)東路合江套湘江隧道工程為設(shè)計全長2.27 km的雙向四車道城市快速路。線路起于石鼓區(qū)來雁新城規(guī)劃中的北二環(huán)路與五一路交叉口，穿越后街路、濱江北路、湘江和規(guī)劃中的湘江東路后，止于珠暉區(qū)京廣鐵路上行線西北側(cè)，如圖1所示。

圖1 工程位置示意圖

隧道工區(qū)線路分東岸接線道路、東岸隧道明挖敞口段、東岸隧道明挖暗埋段、盾構(gòu)段、西岸隧道明挖暗埋段、西岸隧道明挖敞口段和西岸接線道路等，其中暗埋段隧道斷面圖如圖2所示。暗埋過湘江段分南北兩線采用盾構(gòu)法施工，其中北線長923 m，南線長921.31 m，北線縱斷面如圖3所示。

圖2 盾構(gòu)段隧道斷面

圖3 隧道北線縱斷面圖(單位:m)

隧道管片采用C50和P12高強防滲混凝土預(yù)制：內(nèi)徑10.3 m，外徑11.3 m，環(huán)片厚度500 mm，環(huán)片寬度2 m，縱向最大楔形量40 mm，每環(huán)由9塊管片組成，最后采用雙面楔形通用楔形管片封頂。隧道管片拼裝模式如圖4所示。

圖4 隧道管片拼裝示意圖

因此，弄清該工程管片上浮機理并對其進行有效控制是項目成敗的關(guān)鍵。該文采用模擬軟件對盾構(gòu)掘進過程進行分析，重點研究滲流場、地應(yīng)力場、隧道埋深、地下水位、泥水和注漿壓力等因素對管片上浮的影響效應(yīng)，明確各因素的影響程度和作用機理，力求為今后盾構(gòu)隧道的設(shè)計施工提供可靠技術(shù)對策。

2 分析模型建立

2.1 基本假設(shè)

為了便于結(jié)構(gòu)模型的計算和各因素的對比分析，對模型進行一些簡化處理：① 將管片每環(huán)六片簡化成一個整體；② 因盾構(gòu)穿越地層均為粉砂質(zhì)泥巖，所以將周圍土體全部簡化為該類土質(zhì)；③ 管片接頭視為平面；④ 開挖過程為無坡度開挖；⑤ 掌子面泥水壓力為均勻大小。

2.2 建立有限元模型

為單獨研究各因素對管片上浮的影響，對一條隧道的開挖過程進行模擬。模型長200 m，寬200 m，高55 m，覆土厚度5 m，洞外徑11.3 m，內(nèi)徑10.3 m，等代層外徑11.65 m，模型邊界均滿足3～5倍洞涇。

土體采用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型，土體、等代層和管片共劃分為46 280個八節(jié)點六面體實體單元，如圖5所示。

圖5 有限元分析模型圖

設(shè)定左右界面約束x方向位移，前后界面約束y方向的位移，地面約束x、y、z3個方向的位移，河床土層及材料的物理力學(xué)參數(shù)如表1所示。

表1 河床土層及材料物理力學(xué)參數(shù)

2.3 模擬開挖過程

隧道開挖過程中，考慮注漿力、上浮力和掌子面推力的影響。注漿力分為漿液對圍巖的壓力和漿液對管片的壓力，上浮力為管片所受的均布荷載，泥水壓力為掌子面所受的均布壓力，如圖6～9所示。

每環(huán)開挖2 m，100環(huán)管片的開挖過程為：Step0自重平衡；Step1鈍化第1環(huán)土，激活第1環(huán)管片和第1環(huán)等代層，對掌子面施加泥水壓力，同時在第1環(huán)管片外施加約束；Step2鈍化第2環(huán)土，激活第1環(huán)管片所受的注漿力和上浮力，對掌子面施加泥水壓力；Step3鈍化第3環(huán)土，激活第2環(huán)管片和等代層，激活第2環(huán)管片所受注漿力和上浮力，對掌子面施加泥水壓力，并撤除Step2上所施加的力；重復(fù)Step3，直至隧道開挖完成。

加入滲流場耦合分析時；Step0初始水位平衡；Step1自重平衡；Step2選擇滲流模式，鈍化第1環(huán)土，并在第1環(huán)掌子面和圍巖處激活水頭；Step3關(guān)閉滲流模式，選擇應(yīng)力模式，激活第1環(huán)管片和第1環(huán)等代層，同時對第1環(huán)管片外施加剛體位移約束；Step4選擇滲流模式，鈍化第2環(huán)土及Step0施加的水頭，激活第2環(huán)周圍處圍巖和掌子面水頭；Step5關(guān)閉滲流模式，選擇應(yīng)力模式，激活第2環(huán)管片及對第2環(huán)管片的注漿力；重復(fù)Step4和Step5直至開挖完成。

圖6 圍巖注漿壓力圖

圖7 管片所受的注漿壓力圖

圖8 管片所受的上浮力圖

圖9 掌子面所受的泥水壓力

2.4 各影響因素取值

(1) 注漿壓力。工程采用同步注漿方式，可達到及時填充盾尾建筑空隙、增強隧道的防水能力和為管片提供早期穩(wěn)定的作用。但在注漿過程中應(yīng)根據(jù)所處位置隨時調(diào)節(jié)注漿壓力大小，一般注漿壓力等于管片外水土壓力之和。

由于同步注漿漿體由液態(tài)逐漸硬化成固態(tài)，液態(tài)漿體難以模擬，該文采用等效均布力來模擬盾尾同步注漿：設(shè)立注漿層為等代層，在剛拼裝好的管片外圓面上施加均布壓力，方向指向隧道中心，同時在隧道洞室單元面上施加均布壓力，方向背離隧道中心。

此工程中漿液膠凝時間為3～6 h，根據(jù)地層條件和掘進速度，通過加入促凝劑及變更配比來調(diào)整膠凝時間；漿液凝固后強度不小于0.2 MPa，彈性模量0.9 MPa(相當(dāng)于軟質(zhì)巖層無側(cè)限抗壓強度)，28 d強度不小于25 MPa，彈性模量50 MPa(略大于強風(fēng)化巖天然抗壓強度)。

(2) 泥水壓力。泥水壓力即為盾構(gòu)為維持掌子面穩(wěn)定而施加的力，理論上泥水壓力應(yīng)等于側(cè)向水土壓力之和，但實際中很難精確實現(xiàn)，因此往往通過預(yù)壓來彌補理論計算與實際土壓力之間的誤差。

預(yù)壓是指考慮地下水壓和土壓的設(shè)定誤差，根據(jù)經(jīng)驗確定的壓力，通常取20～30 kPa。泥水壓力的理論計算公式為：

(1)

γ′=γ-γw

(2)

式中:σx為側(cè)向水土壓力；ki為側(cè)向土壓力系數(shù)；Hi為各土層厚度；γ′為土的干重度；γ為土的飽和重度；γw為水的重度；P為預(yù)壓值，根據(jù)中軸線上自重應(yīng)力平衡計算，模型中取為0.27 MPa。

3 數(shù)值分析結(jié)果

選取模型內(nèi)4個位置作為研究點，如圖10所示，進行滲流-應(yīng)力耦合模型和應(yīng)力模型的對比分析，研究埋深、地下水位、泥水壓力和注漿壓力等因素對管片上浮的影響。

圖10 4個主要研究點的位置

3.1 滲流-應(yīng)力耦合模型

為分析滲流場的作用效應(yīng)，從地表豎向位移和管片底部上浮量兩個方面進行對比，論證滲流-應(yīng)力耦合模型建立的合理性和必要性，結(jié)果如圖11、12所示。

圖11 模型中點(縱深100 m處)地表豎向位移

圖12 管片底部內(nèi)側(cè)上浮量

將地層開挖和注漿對土體的擾動效應(yīng)疊加，從圖11可看出：考慮滲流后地表豎向位移由“雙拱”形變?yōu)椤皢喂啊毙?，大部分區(qū)域豎向位移由上浮變?yōu)槌两?，表明滲流場的存在削弱或抵消了地層注漿引起的地表隆起，計算結(jié)果也與現(xiàn)場實際趨勢吻合。從圖12可看出：兩種工況下管片的上浮量趨勢均為先增后穩(wěn)定，但滲流會對管片底部產(chǎn)生浮力作用，使管片上浮量增大。

3.2 隧道埋深

工程中，管片埋深即拱頂上方覆土厚度，最小只有5～8 m，最大約為30 m。為研究埋深對管片上浮的影響，選取埋深為5、10、15和20 m共4種工況分別計算，泥水壓力和注漿壓力均為0.2 MPa，地下水位55 m。管片底部內(nèi)側(cè)上浮量曲線、管片頂部內(nèi)側(cè)上浮量曲線、管片頂部和底部最大上浮量對比曲線和開挖過程中模型中點(縱深100 m處)位移曲線如圖13～16所示，最大上浮量如表2所示。

由圖13～16和表2可知：① 管片底部內(nèi)側(cè)上浮量隨埋深增加而增大，管片頂部內(nèi)側(cè)上浮量隨埋深增加而降低且曲線斜率更大，埋深敏感性更強；② 等代層底頂部和管片底頂部上浮量變化規(guī)律相似；③ 等代層底部外側(cè)上浮量略大于管片底部內(nèi)側(cè)上浮量，等代層頂部外側(cè)上浮量略小于管片頂部外側(cè)上浮量。

圖13 管片底部內(nèi)側(cè)上浮量

圖14 管片頂部內(nèi)側(cè)上浮量

圖15 管片最大上浮量

圖16 開挖過程中模型中點(縱深100 m處)位移曲線圖

3.3 地下水位

越江隧道開挖過程中滲流是不可避免的，水位的高低對管片上浮也會有一定的影響。為研究水位對管片上浮的影響，選取水位為55、60、65和70 m共4種工況分別計算，泥水壓力和注漿壓力均為0.2 MPa，隧道埋深20 m。

表2 不同工況下4個研究點最大上浮量

管片底部內(nèi)側(cè)上浮量曲線和管片頂部內(nèi)側(cè)上浮量曲線如圖17、18所示，管片最大上浮量如表3所示。

圖17 管片底部內(nèi)側(cè)上浮量

圖18 管片頂部內(nèi)側(cè)上浮量

地下水位/m最大上浮量/mm管片底部管片頂部5543.088.096044.299.886545.5311.617046.2713.84

由圖17、18和表3可知：管片頂部和底部內(nèi)側(cè)上浮量均隨水位的上升而增大。開挖面處水壓基本為零，四周因存在水頭差而產(chǎn)生滲流，滲流過程中水對土體產(chǎn)生應(yīng)力作用，所以土體有局部上浮的趨勢。

3.4 泥水壓力

為研究泥水壓力對管片上浮的影響，選取壓力為0.1、0.2、0.3和0.4 MPa共4種工況分別計算，注漿壓力為0.2 MPa，隧道埋深20 m，地下水位55 m。

管片底部內(nèi)側(cè)上浮量曲線和管片頂部內(nèi)側(cè)上浮量曲線如圖19、20所示。

圖19 管片底部內(nèi)側(cè)上浮量

圖20 管片頂部內(nèi)側(cè)上浮量

由圖19、20可知：① 隨開挖縱深的增加，管片上浮量逐漸增大至穩(wěn)定；② 隨泥水壓力的增大，管片底部內(nèi)側(cè)上浮量減小，管片頂部內(nèi)側(cè)上浮量增大。

3.5 注漿壓力

在施工過程中采用盾構(gòu)機自帶的3臺雙活塞注漿泵在盾尾分6路同步注漿，注漿壓力實測值為0.2～0.4 MPa。

在模擬過程中采用均布壓力代替注漿壓力，撤掉注漿壓力后用等代層代替凝固后的注漿體。選取壓力為0.1、0.2、0.3和0.4 MPa共4種工況分別計算，泥水壓力為0.2 MPa，隧道埋深20 m，地下水位55 m。

管片底部內(nèi)側(cè)上浮量曲線和管片頂部內(nèi)側(cè)上浮量曲線如圖21、22所示。

由圖21、22可知：① 隨著注漿壓力的增大，管片上浮量逐漸增大，但增幅并不明顯；② 剛安裝的管片因受到注漿壓力的作用，和土體之間會有均勻的壓力，土體受到擠壓會向外擴散，下方土體因擠土作用會向上微微隆起，從而造成底部管片上浮量略增；③ 管片頂部土體因注漿力的作用，坍塌量減小，對管片的擠壓變小，使其相對上浮量增大。

圖21 管片底部內(nèi)側(cè)上浮量

圖22 管片頂部內(nèi)側(cè)上浮量

4 結(jié)論

以衡陽二環(huán)東路合江套湘江隧道為工程背景，采用均布環(huán)向注漿力和等代層模擬盾尾漿液變化的過程，論證了滲流-應(yīng)力耦合模型的可靠性，分析了隧道埋深、地下水位、泥水壓力及注漿壓力等因素對管片上浮的影響規(guī)律，得出以下結(jié)論：

(1) 模型加入滲流場后，地表豎向位移曲線由“雙拱”形變?yōu)椤皢喂啊毙危臃犀F(xiàn)場實際，表明在水下隧道建模分析中，滲流-應(yīng)力耦合模型更為準(zhǔn)確。

(2) 管片上浮量隨隧道埋深的增大而增大，管片頂部內(nèi)側(cè)上浮量相對于管片底部內(nèi)側(cè)上浮量對埋深因素的敏感性更強。

(3) 地下水位對管片的上浮量影響較大，地下水位越高，管片上浮量越大。

(4) 泥水壓力對管片上浮量有一定的影響，但影響并不顯著，隨著泥水壓力的增大，管片底部內(nèi)側(cè)上浮量減小，管片頂部內(nèi)側(cè)上浮量增大。

(5) 注漿壓力對管片上浮量的影響并不顯著，隨著注漿壓力的增大，管片上浮量逐漸增大。