機械法聯絡通道注漿施工影響研究*

潘鴻吉，朱瑤宏,2，馬永政，黃 強

(1.寧波大學土木與環境工程學院，浙江 寧波 315211；2.寧波大學濱海城市軌道交通協同創新中心，浙江 寧波 315211；3.寧波工程學院，浙江 寧波 315211)

0 引言

地下空間開發利用是現代化城市建設的重要方向，城市軌道交通建設工程是地下空間開發的重要載體。隨著城市軌道交通工程的蓬勃發展，增加了作為重要輔助工程的地鐵聯絡通道建設需求。傳統的隧道施工方法主要包括盾構法與頂管法，其中，盾構法機械化程度較高，可滿足復雜地質條件下長距離施工要求；頂管法主要用于短距離、小直徑的通道類地下工程建設[1]。地鐵聯絡通道施工存在空間狹小、掘進距離短、鄰接隧道結構及周圍土層易受擾動影響等問題，主要采用凍結法結合礦山法進行人工開挖。通過對材料、設備及工藝進行改進，盾構法等機械法施工技術可較好地應用于短行程聯絡通道工程中[2]。但機械法施工會造成隧道管片結構體及周圍巖土層隆沉、變形等[3-4]，在高壓縮性、低承載力、易觸變的淤泥軟土層或粉土層中，易出現設備推進姿態控制不當、管片錯臺等問題。受聯絡通道掘進距離等的限制，針對隧道結構異常隆沉進行的糾偏調整較困難。隧道底部注漿是解決隧道結構異常隆沉的常規方法，其作用體現在彌補地層損失、加固周圍土層、提高隧道結構整體性和抗滲性等方面。目前，關于壁后注漿作用機理、材料工藝等的研究仍不完善[5]。在注漿施工對隧道襯砌環抬升作用及對土層影響特性研究方面，可基于簡化力學模型并借助數值模擬軟件等進行理論分析，其中縱向變形分析模型包括梁-彈簧模型[6]、殼-彈簧模型[7]、等效連續化模型[8]、有限元實體單元數值模型等。Zhang等[9]探討了上海軟土層地鐵雙隧道結構沉降治理問題，通過采取底部注入雙液漿等措施，制止了不利縱向沉降。朱瑤宏等[10]針對寧波地鐵2號線某區間隧道施工過程中受軟弱下臥層影響導致的管片結構局部沉降過大等問題，提出底部注漿結合內部設置支撐的處治方案，使最大穩定抬升量達3cm。張成平等[11]依托北京地鐵5號線暗挖車站工程，針對上穿既有地鐵隧道結構累計沉降超限、道床與隧道脫離等問題，采用注漿方式加以解決。

機械法聯絡通道注漿施工對隧道結構和周圍土層的影響較復雜，因此對隧道結構、聯絡通道受力進行分析，結合現場監測結果等，研究注漿施工的影響。

1 隧道結構與聯絡通道受力分析

機械法聯絡通道T接施工時，需在隧道結構特殊襯砌管片位置設置支撐反力架，并通過掘進機橫向切削管片后頂推出洞，隧道結構受力情況如圖1所示。切削、頂推施工會使隧道結構發生變形，還會影響周圍土層受力。聯絡通道施工時的受力情況如圖2所示，在注漿抬升作用下，土層反力、注漿荷載等使聯絡通道發生一定變形，此時以T接方式固定在隧道上的聯絡通道類似于懸臂結構。

圖1 隧道結構受力

圖2 聯絡通道受力

隧道結構在切削、頂推荷載作用下發生橫向位移，主要表現為水平方向外伸、垂直方向內縮。聯絡通道施工荷載作用于隧道結構一側，可使隧道發生水平縱向變形。聯絡通道施工荷載還會使隧道發生橫向扭剪變形，可能導致聯絡通道縱向初始頂推轉角發生變化。

2 周圍土層擾動分析

在切削、頂推、掘進、注漿等施工影響下，聯絡通道施工荷載會對周圍土層造成擾動，這是影響設備掘進姿態、造成隧道結構沉降的重要原因。施工影響主要體現在：①頂推時盾殼及前端設備與周圍土層之間產生摩擦作用，使土層發生剪切滑動變形，其附加應力影響可參照魏綱等[12]基于Mindlin公式的推導結果；②管片拼裝完成推出尾翼時，由于管片外徑與隧道開挖直徑不同，形成的間隙會造成地層損失，從而引起周圍土層應力釋放，需預留注漿孔進行人工注漿，受注漿量及注漿位置的影響，隧道結構可能發生隆沉；③在向接收端切削掘進過程中，因接收端隧道結構橫向阻擋，使掘進前端周圍土層受到一定反向擠壓作用，當頂管機抵抗力不足時，開挖面承受主動土壓力，土體向頂管機方向移動，產生土體損失，此時隧道結構前端易發生沉降；④聯絡通道施工完成后，隨著受擾動土層孔隙水及氣體的排出，隧道結構發生后續固結沉降。

基于以上分析，對周圍土層擾動影響區域進行劃分：①T接位置周圍土層受施工擾動的影響大，可視為單獨區域，即T接施工擾動區域；②刀盤切削部位豎向受力影響因素復雜，形成刀盤擾動區域；③掘進時盾殼摩擦力造成土層剪切變形，形成土體剪切破壞區域；④隧道管片推出尾翼后，上部土層失去支撐，造成地層損失，從而引起周圍土層應力釋放，形成上覆土卸載擾動區域；⑤上部土層失去支撐后，需通過注漿填充管片與土層空隙，形成壁后注漿擾動區域；⑥管片推進過程中與周圍土層摩擦，形成管片摩擦擾動區域；⑦因接收端隧道結構橫向阻擋，使掘進前端周圍土層受到一定反向擠壓作用，形成接收端擾動區，如圖3所示。

圖3 周圍土層擾動影響分區

3 基于梁-彈簧模型的聯絡通道縱向變形分析

研究掘進、注漿等施工荷載作用下聯絡通道縱向變形特征時，本文采用較簡易的梁-彈簧模型分析聯絡通道縱向變形，假定始發鋼管片(機械法聯絡通道在始發端與接收端設置鋼管片，起調節聯絡通道長度的作用)為固定約束，靠近接收端聯絡通道前端為自由端，可將聯絡通道視為懸臂式多段地基梁組合結構，在管片縱向接頭處設置連接彈簧(剪切彈簧和抗彎彈簧)。考慮隧道壁后注漿漿液擴散過程中觀測難度較大，假設以隧道底部注漿為主，壁后注漿漿液作用在聯絡通道下部的荷載始終恒定，且方向垂直地面向上。

3.1 懸臂式多段地基梁組合結構模型

建立帶單側約束邊界的聯絡通道懸臂式多段地基梁組合結構模型，如圖4所示。

圖4 懸臂式多段地基梁組合結構模型

懸臂式多段地基梁組合結構擾動公式為：

(1)

式中：EI為管節縱向抗彎剛度；k為基床系數；x為各段地基梁距左側端面的距離；y(x)為懸臂式多段地基梁組合結構豎向撓度；b為懸臂式多段地基梁組合結構寬度；q(x)為懸臂式多段地基梁組合結構所受豎向土壓力。

初始段(OX1段)左側固定，無轉角差，邊界條件如下：

(2)

式中：y10為初始段左側撓度；θ10為初始段左側轉角。

接頭兩側滿足以下連續性條件：

(3)

式中：yi0為第i段左側撓度；y(i-1)1為第(i-1)段右側撓度；Δyi為第i段與第(i-1)段撓度差；θi0為第i段左側轉角；θ(i-1)1為第(i-1)段右側轉角；Δθi為第i段與第(i-1)段轉角差；Qi0為第i段左側剪力；Q(i-1)1為第(i-1)段右側剪力；Mi0為第i段左側彎矩；M(i-1)1為第(i-1)段右側彎矩。

末尾段Xn-1Xn邊界條件如下：

Qn1=Mn1=0

(4)

式中：Qn1為第n段(末尾段)右側剪力；Mn1為第n段(末尾段)右側彎矩。

i段管節作為懸臂式多段地基梁組合結構的初參數解如下：

(5)

懸臂式多段地基梁組合結構左側邊界參數解：

(6)

表1 模型驗證結果

3.2 模型驗證

設懸臂式多段地基梁組合結構長9m，均布荷載為1.5×103kN/m，抗彎剛度為9.3×107kN/m2。為更貼切模擬懸臂式多段地基梁組合結構撓曲規律，假定模型管片環間不發生豎向變形，僅發生彎曲變形，即設定管片接頭彈簧等效抗剪剛度系數為無窮大，管片接頭彈簧等效抗彎剛度系數取不同值，計算結果如表1所示。由表1可知，隨著管片接頭彈簧等效抗彎剛度系數的不斷增大，接頭彎曲性能不斷下降，懸臂式多段地基梁組合結構不同位置處撓度均減小，模型解逐漸趨向于解析解，表明本文模型計算結果準確有效。

3.3 參數敏感度分析

基床系數、初始頂推轉角、管片接頭彈簧等效抗彎剛度系數、管片接頭彈簧等效抗剪剛度系數對隧道結構沉降的影響如圖5～7所示。由圖5可知，隨著管片接頭彈簧等效抗彎剛度系數的增大，隧道結構沉降逐漸減小并趨于穩定；管片接頭彈簧等效抗剪剛度系數較小時，隨著基床系數的增加，隧道結構沉降逐漸減小；隨著管片接頭彈簧等效抗剪剛度系數的增大，不同基床系數對隧道結構沉降的影響逐漸減小。

圖5 基床系數與管片接頭彈簧等效抗彎剛度系數的影響

圖6 基床系數與管片接頭彈簧等效抗剪剛度系數的影響

圖7 基床系數與初始頂推轉角的影響

由圖6可知，隨著基床系數的增大，隧道結構沉降逐漸減小，當管片接頭彈簧等效抗剪剛度系數較小時，減小幅度較明顯；隨著管片接頭彈簧等效抗剪剛度系數的增大，隧道結構沉降逐漸減小并趨于穩定。

由圖7可知，隨著初始頂推轉角的增大，隧道結構沉降逐漸減小；當初始頂推轉角較小時，沉降增幅較大。

綜上所述，隧道結構沉降對初始頂推轉角最敏感，其次是管片接頭彈簧剛度系數，最后為基床系數。因此，建議提前量測始發掘進姿態，嚴格按照推進計劃定位軸線，并實時復核推進線路，以保證機械法聯絡通道安全順利貫通。

3.4 案例分析

3.4.1工程概況

杭州市某區間頂管機械法聯絡通道工程地下結構埋深(管片中心距地面的距離)18.8m，所在區域地層自上而下依次為：①雜填(素填)土層，平均天然重度18.2kN/m3，平均黏聚力2kPa，平均內摩擦角10°，總厚度1.5m；③2，③3，③5砂質粉土層，平均天然重度19.3kN/m3，平均黏聚力3kPa，平均內摩擦角26°，總厚度8.0m；③6粉砂層，天然重度19.5kN/m3，黏聚力3kPa，內摩擦角30°，厚度6.9m；⑥1-1淤泥質粉質黏土層，天然重度17.2kN/m3，黏聚力12kPa，內摩擦角9.5°，厚度9.8m。

聯絡通道施工臨近結束時，在距隧道管片約50cm處，因土壓力變化等原因，盾構導向系統測量顯示前端存在超出合理范圍的端頭錯位沉降，施工監測顯示沉降為32～36mm，為此，提出聯絡通道底部注漿處治方案，在聯絡通道每塊管片上開10個注漿孔，控制注漿壓力<0.5MPa。為提高抬升效果，以底部注漿為主，且主要在靠近端部的管片底部注漿。

3.4.2沉降與注漿模擬

對施工期間出現的異常錯位沉降及注漿進行模擬，取土體及結構自重等效均布荷載為1.22×103kN/m，懸臂式多段地基梁組合結構抗彎剛度為9.3×107kN·m2，接頭彈簧等效抗彎剛度系數為1.0×108kN·m/rad，接頭彈簧等效抗剪剛度系數為7.0×107kN/m，基床系數為5MPa/m，假設無初始位移和初始頂推轉角，管片共12環，計算得端頭沉降為33.6mm。

基于理論模型，分析不同注漿范圍及注漿壓力下的抬升效果。注漿范圍分為靠近始發端前3環、前6環、前9環、聯絡通道整體。注漿壓力設為0.2～0.5MPa，計算結果如表2所示。由表2可知，隨著注漿壓力的增大，地表抬升量逐漸增加，抬升效果較好，基本反映實際情況。

表2 注漿抬升效果

4 注漿施工對土層擾動的影響

分析注漿施工對土層擾動的影響，地表監測點布置如圖8所示，以左行線隧道右側上方監測點D1-1～D1-6所在斷面為H1橫斷面，以垂直于聯絡通道軸線正上方監測點D2-1～D2-11，D5-5所在斷面為H2橫斷面，以經過右行線T接部位上方的監測點D3-2～D3-11，D5-4所在斷面為H3橫斷面，以右行線隧道正上方監測點D4-0～D4-4，D5-3所在斷面為H4橫斷面，以沿聯絡通道縱向中心線正上方監測點D5-1～D5-8，D1-1所在斷面為Z1縱斷面。

圖8 地表監測點布置示意

以聯絡通道整體壁后注漿為例，注漿量分別為0.5，0.6，0.8，0.4，0.4，0.8，0.4，0.4，0.2，0.2，0.2，0.3t。監測結果表明，Z1縱斷面處地表最大抬升量約為1.7mm，位于第2環管片附近D5-4測點，該處注漿量最大約為0.8t；H3橫斷面處地表抬升最明顯，最大抬升量約為1.6mm；H2，H4橫斷面處地表最大抬升量約為0.5mm；H1橫斷面處地表抬升不明顯。

5 結語

1)隧道結構在切削、頂推荷載作用下發生橫向位移，主要表現為水平方向外伸、垂直方向內縮。聯絡通道施工荷載作用于隧道結構一側，可使隧道發生水平縱向變形。

2)聯絡通道施工荷載會使隧道發生橫向扭剪變形，可能導致聯絡通道縱向初始頂推轉角發生變化。

3)頂推時盾殼及前端設備與周圍土層之間產生摩擦作用，使土層發生剪切滑動變形。

4)管片拼裝完成推出尾翼時，由于管片外徑與隧道開挖直徑不同，形成的間隙會造成地層損失，從而引起周圍土層應力釋放。

5)在向接收端切削掘進過程中，因接收端隧道結構橫向阻擋，使掘進前端周圍土層受到一定反向擠壓作用，當頂管機抵抗力不足時，開挖面承受主動土壓力作用，土體向頂管機方向移動，產生土體損失，使隧道結構前端發生沉降。

6)聯絡通道施工完成后，隨著受擾動土層孔隙水及氣體的排出，隧道結構發生后續固結沉降。

7)本文建立帶單側約束邊界的聯絡通道懸臂式多段地基梁組合結構模型計算結果準確有效，可基本反映實際情況。

8)現場監測結果表明，地表抬升量與注漿位置、注漿量有關，注漿施工對地表抬升的影響較小，注漿過程較安全。