大直径盾构掘进非对称同步注浆地层扰动规律研究

       摘 要：为了研究大直径盾构施工过程中非对称同步注浆对土体扰动的影响规律，基于钱江隧道南岸始发段超大直径泥水平衡盾构施工，通过有限元方法重点模拟了盾尾同步注浆过程，并与现场监测数据进行对比分析。在既有解析解的基础上通过二次开发实现有限元模型同步注浆压力的非均匀分布模式，使其充分反映非对称注浆工况。模拟中考虑了非对称注浆压力比、注浆率和注浆缺陷分布模式（即局部注浆压力不足位置）等因素对周边地层扰动的影响。研究表明，不对称注浆压力导致沉降槽呈不规则状，注浆压力较大的一侧易发生地表隆起；不对称注浆压力比与地层损失率呈线性负相关；随着注浆率增加，深层土体沉降值不断增加，当深度增加时，这种趋势会更加明显；不同注浆缺陷分布模式对地表沉降有不同程度的影响，顶部注浆孔压力对地表沉降量的影响较大，而腰部注浆孔压力对地表沉降槽宽度系数影响较大，底部注浆孔压力对地表沉降的影响相对较小。

1 引 言

       近年来，盾构法已成为城市地下工程的主流施工方法。盾构机在掘进过程中的超挖以及刀盘和衬砌的几何尺寸差异造成衬砌与地层之间存在空隙，须通过同步注浆的方式进行填充，以减小盾构施工对周围土体的扰动。

       国内外学者围绕同步注浆对周围地层的扰动做了大量研究。在理论研究方面，徐方京等以分析软土地区盾构隧道开挖引起土体位移机理为基础，提出了预估地表沉降的计算方法，对减小地层影响的注浆参数进行系统分析。姜安龙等通过实际工程建立了盾构推进力学模型，之后以Mindlin解为基础，推导并验证了同步注浆压力及刀盘摩擦力影响地层变形的三维解析解。叶飞等将同步注浆对地层的压力效应简化为半无限弹性体中的柱形孔扩展问题，采用镜像法推导出同步注浆压力引起的地表变形计算公式，分析了注浆压力、隧道埋深、隧道开挖半径、初始水土压力、弹性模量和泊松比对地表沉降的影响。

       在试验研究方面，Imamura等采用一种微型盾构机模拟隧道开挖过程，分析了不同隧道埋深和是否存在盾尾空隙情况下，顶部土压力变化以及地层变形规律。Yukinori等通过物理模型试验发现注浆压力和土的密实度对土压力分布有重要影响。袁小会等基于浆液的宾汉姆流体假设，采用室内模型试验研究了盾尾注浆过程中注浆压力的分布模型，并与实际工程进行相互验证。张云等采用离心机试验研究了不同等代层参数对地表变形的影响，认为可以通过实测数据反算等代层参数。戴志仁等通过模型试验研究了不同注浆方式对浆液压力分布的影响，以及不同浆液注入率对地层水土压力与地层位移变化趋势的影响。高鹏鹏等通过现场对比试验，得出采用高性能同步注浆材料可以有效控制对地层的扰动。

       在数值研究方面，姜忻良等采用镜像原理结合数值积分方法对隧道开挖过程中地层损失和注浆产生的土体位移进行分析，得到隧道周围土体的空间位移分布规律并进行了工程验证。Kasper等采用数值方法对注浆压力进行参数敏感性分析，研究了注浆压力对地表沉降、盾构移动和隧道衬砌受力的影响。刘招伟使用FLAC3D模拟了盾构隧道穿越的全过程，结果表明对土层进行注浆加固能有效阻隔盾构施工扰动向上传递。孙闯等基于有限差分法研究了上海某越江隧道施工过程中壁后注浆压力对土体变形的影响，分析了注浆压力大小及分布模式对周围土体扰动和管片上浮的影响。雷华阳基于天津地铁现场对不同注浆压力分布模式的地层变形扰动规律进行研究，发现浆液非均匀分布模式最贴合实际。付艳斌等针对深圳地铁9号线盾构隧道开挖工程，探究了不同注浆压力分布模式对隧道稳定性和地表沉降及分层沉降的影响。李修然等以广州地铁三号线某盾构区间段为背景，利用数值软件对不同长度施工区间段出现注浆压力偏差时土体和衬砌的变形规律进行分析。Zhang等采用有限元方法对URUP工法进行研究，分析不同施工参数对周围土体扰动的影响规律，在数值模型中注浆压力假设为与材料密度相对应的恒定梯度，结果与现场实测数据相近。

       目前国内外已有大量关于同步注浆对地表沉降影响的研究，但对于注浆模式尤其是非对称注浆模式的研究相对较少。然而在工程中常发生注浆参数不对称的情况，比如盾构转弯以及个别注浆孔发生故障时引起的注浆压力不对称，这种注浆压力的不对称对土体扰动的影响尚不明晰。本文依托钱江隧道南岸始发段盾构工程实例，采用非线性有限元模拟盾构开挖的动态过程，并以现场实测数据对模型进行验证。在此基础上分析不同注浆参数对周围土体的扰动，揭示不对称同步注浆的土体扰动规律，为实际工程中同步注浆参数的控制提供参考。

2 工程概况

      钱江隧道是浙江省钱江通道及接线工程的关键控制性工程。该隧道北接嘉兴海宁，南接杭州市萧山区，与钱塘江河道垂直相交，距上游约2.5km，隧道外径15.43m，全长4.45km，由江中盾构段、两岸明挖矩形隧道段和U形引道段组成。其中江中段采用东西线分离的结构形式，两岸各设1个工作竖井。整个隧道的纵坡呈V字形，南北两端最大纵坡均为2.8％，江中设有0.3%和1%的两段缓坡。

     钱江隧道及其接线工程场地位于浙北平原区，为钱塘江河口冲海（湖）积平原地貌，隧道主要穿越粉质黏土、粉砂、淤泥质黏土，砂质粉土主要集中在江底。工程地质纵断面图如图1所示。

3 现场监测及分析

      盾构在始发段的现场测点布置如图2所示，沿隧道轴线每隔3环（每环2m）设置1个监测点（图2中黑色圆点），同时选取第9、18、28、49环处作为监测断面。监测断面处，在隧道轴线两侧对称各布置4个监测点（图2中红圈），间距分别为3m、4m、4m、10m，由同一横断面上的9个监测点构成1个监测断面。

      地面各监测点在开挖面抵达和盾尾经过这两个阶段的最大沉降值变化情况如图3所示。第9环和第12环在开挖面穿越过程中由于支护压力略大而出现一定程度的隆起，分别为1.88mm、1.01mm。而第43环、第46环和第49环也出现隆起，隆起值分别为2.47mm、1.2mm和5.13mm。图3中红色曲线为盾尾经过时监测点的最大沉降值变化曲线。盾尾通过后，相应的沉降会趋于稳定。但是相对刀盘穿越时的沉降值来说，第3环、第21环和第24环的监测点在盾尾经过时沉降值反而增加，增加值分别9.74mm、6.1mm和12.57mm。这可能是因为在同步注浆过程中，注浆压力过大导致盾尾间隙中注浆率过大，引起了土体隆起。

     同步注浆压力平均值和注浆率现场实时监测情况如图4所示，其中0~15环段数据缺失。由图4中浅蓝色区域可以发现该段平均注浆压力出现明显的增大，注浆率却反而减少，最小的注浆率为109%。但是地面监测数据产生的沉降值并没有明显的变化，盾尾经过阶段注浆压力对隧道周围土体起到临时支护作用，浆液此时还没进行沿径向扩散的过程，但是结合之前的研究表明，注浆率不足在后期会对周围的土体产生重要的影响。

4 盾构掘进有限元模型及验证

4.1 模型概况

       盾构掘进有限元模型如图5所示。该模型采用通用有限元软件ABAQUS建立，共143 360个单元，157 458个节点。模型尺寸为160.0m（长）×170.0m（宽）×90.2m（高），模型采用120 960个C3D8RP单元（考虑孔压自由度）模拟土体，17 920个C3D8I单元模拟隧道衬砌，4 480个C3D8I单元模拟注浆层。隧道外径15.43m，注浆层厚度（盾尾间隙）为0.865m。土体-注浆层、注浆层-衬砌之间采用绑定约束。在土体模型的X、Y、Z三个方向上施加位移边界，模拟隧道周围土体处于半无限空间状态。在地表（Z=0）处设置孔压边界以模拟地下水位。钱江隧道在施工时采用泥水平衡盾构，所以在模拟时假定开挖面为不透水边界，忽略开挖面处孔隙水向舱内的渗透。

4.2 模型参数的选取

       模型中粉质黏土采用修正剑桥模型进行模拟，其余土层采用摩尔库伦模型进行模拟，管片和注浆层假设为线弹性材料。模型计算参数取值参考钱江隧道工程地质勘察报告，具体参数如表1所示。

       注浆压力以荷载形式施加在注浆层上，注浆压力的取值根据苟长飞等提出的理论公式进行计算。考虑实际工程中注浆压力沿环向的不均匀分布模式，分别由位于盾尾45°、90°、135°、225°、270°、315°位置的6个注浆孔沿管片环向扩散，注浆孔位置如图6所示。考虑浆液为牛顿流体，注浆压力环向分布计算如式（1）：

     式中：“ ±”表示浆液向下填充取“+”，浆液向上填充取“-”；ρ为浆液密度；g为重力加速度；α为浆液的填充位置偏离竖直方向角度；b为盾尾间隙厚度；δ为沿盾构方向注浆层厚度；μ为塑性黏度系数；Pk为k号注浆孔注浆压力；αk为k号注浆孔偏离竖直方向角度；q为截面流量。

       计算出注浆压力呈非均匀分布，如图6所示。由图6可知，注浆压力变化在150~240kPa范围内且主要集中在220kPa左右，因此模拟中标准对照组注 浆压力值选用220kPa。

4.3 模拟流程

      模型采用“生死单元法”模拟盾构掘进过程。“虚拟”盾构法已被证明能够很好地模拟盾构开挖过程中土体向隧道内收敛的位移模式。采用δ表示模拟中不同角度的土体环向收敛位移，假设在盾构开挖后、支护压力施加前，周围土体向隧道中心附近某点收敛。基于上述分析，采用非均匀注浆分布模式来模拟同步注浆过程中浆液的压力分布，具体步骤如下所示：

   （1）地应力平衡以保证初始地表位移小于10-6m；

   （2）“杀死”前8环的土体单元，模拟盾构机初始进入地下所占的区域空间；在开挖区域周围土节点施加非均匀分布位移边界（图 7（a）绿色箭头），模拟盾构机引起的土体收敛位移；同时激活开挖面支护压力和盾尾注浆压力，如图7（a）黄色箭头。非均布位移边界通过用参数δ0定义收敛程度，其计算公式为：

      式中：R为刀盘直径；d为收敛圆弧圆心离刀盘圆心的距离；θ为角度。

   （3）“杀死”下一环开挖区域的土体单元，并对该区域周边的位移边界（支护压力和盾尾注浆压力） 做相应的移除或激活；激活相应的衬砌和注浆层单元，如图7（b）所示。

   （4）重复上一步骤，直至开挖结束。

4.4 有限元模型验证

       数值计算的地表沉降和监测数据的对比如图8所示。数值模拟中选用标准对照组参数，为全孔对称注浆，注浆压力为220kPa，同时作为下文参数敏感性分析的工况1，与其他工况进行对照。由图8 （a）可知，当开挖面到达时，数值计算结果和监测数据基本趋势保持一致，但是监测点WR28W-3（距隧道中心线11m处）出现隆起，这可能是开挖面泥水压力等因素导致的。黑色曲线为对监测数据进行高斯拟合所得到的沉降槽，可知与数值计算结果相比，高斯拟合所得沉降槽略窄。数值计算得到最大沉降值10.9mm略小于监测数据测得的最大值11.59mm，而数值计算所得地层损失率为0.08%，高于监测数据高斯拟合的结果0.067%。而从图8（b）可以看出，有限元计算、监测数据和Peck公式都给出了地层损失率及其相近的沉降槽，此时有限元计算所得地层损失率和Peck公式给出的地层损失率分别为0.25%和0.21%，最大沉降值分别为29.6mm和29.0mm。综上，数值计算结果与监测数据结果吻合较好，使用该模型对盾构施工过程进行研究具有一定的可靠性。同时可以发现与普通盾构掘进相比，超大直径盾构掘进影响范围较大，相应的地层损失也较大。

5 参数敏感性分析

       基于前述有限元模型，进一步研究浆液从注浆孔沿环向扩散过程中，不同注浆参数（注浆压力和注浆率）对周边土体的影响。在数值模型中，通过对标定的注浆孔压力折减50%（如表2中工况2~工况4）来模拟实际中出现注浆孔堵塞或失效造成的注浆压力不足的情况。工况5~工况8通过调整盾构掘进横断面左右侧不同注浆压力比值（压力比分别分1∶1.2、1∶1.4、1∶1.6和1∶1.8），模拟不对称注浆对地表沉降的影响。具体模拟工况如表2所示。

5.1 注浆压力不足对土体的扰动

      注浆压力不足情况下，盾尾经过监测断面时的地表沉降如图9（a）所示。模拟中将注浆孔按深度分为上部、腰部和下部注浆孔。工况2为上部（即1#和6#注浆孔）注浆压力不足时的地表沉降值，可知整个沉降槽相较于工况1（6个孔注浆压力正常）有较大的竖向位移变化，最大沉降值由29.0mm增至50.8mm。分析注浆压力不足情况下地层损失率与沉降槽宽度（图9（b）），可以发现，相较于工况1，工况2地层损失率和沉降槽宽度变化较大，分别由0.25%和12.2m增至0.47%和14.2m，说明地表沉降对上部注浆孔压力变化较为敏感。腰部注浆压力不足（即2#和5#注浆孔）时的地表沉降值（工况3）相较于工况1沉降值变化不大，最大沉降值由29.0mm增至36.3mm，但是在距离隧道中心线14.3m处，地表沉降值相较于工况2增大，而工况3的地表沉降槽宽度却显著增加（图9（b）），这是因为隧道腰部附近的土体向隧道中心移动，引起远处的土体位移，造成远处地表土体沉降。而隧道底部注浆孔（3#和4#注浆孔）压力变化对地表沉降影响较小。

       四种工况下衬砌收敛变形如图10所示，可知正常注浆状况下（工况1）管片呈典型“横鸭蛋”状。断面腰部监测变形值与工况1模拟结果吻合较好，进 一步验证了有限元模型的可靠性。当上部注浆压力存在缺陷时（工况2），管片上部向外变形，而腰部向圆心变形；当隧道腰部存在注浆缺陷时（工况3），管片顶部向内变形，最大变值为-1.89mm，管片腰部向外变形（最大变形为2.82mm），导致管片形状扁平状加剧；底部注浆压力不足时（工况4），可以发现管片顶部向圆心内变形，底部向圆心外变形，这是由于管片受到的上部挤压力大于底部土体回弹的挤压应力，导致管片向下偏移。由图10可以看出，腰部注浆压力缺失带来的衬砌“横鸭蛋”位移模式最明显，对管片的受力安全威胁最大。在工程中，可以根据实时监测结果判断注浆缺陷的位置，并在相应缺陷位置补浆以减少土体扰动。

5.2 不对称注浆对土体扰动影响

       不对称注浆情况下地表沉降如图11所示，从工况1~工况8左右侧注浆压力比值不断增大，引起隧道右边的土体出现隆起，隆起的土体体积随着注浆压力比值变大而变大，右侧土体的最大隆起量从2.81mm 增加到14.03mm，最大隆起点也从x=21m移动到x=14m处（x为土体距隧道中心线的距离），地表沉降槽变窄，隧道中心地表最大沉降值由29.0mm减少到26.5mm，之后基本保持稳定。

       盾构开挖过程中，在对称注浆情况下，地表沉降槽形状呈高斯分布，地层损失率可以通过高斯函数进行反算。但在不对称注浆条件下，沉降槽形状不对称，无法用上述方法进行计算。可以依地表处 （h=0）将地表沉降槽分为3个部分，如图12所示，土体隆起区域面积为Sa、Sc，土体沉降区域面积为Sb，其中认为土体沉降为正，隆起为负。为了计算不规则沉降槽的面积，通过积分求和得到面积，进而反算该断面的地层损失率。由图12可以发现，随着注浆压力比值的不断增加，沉降槽形状发生变化，即右侧隆起加剧，地层损失率逐渐减少，由0.25%减少到0.04%，地层损失率与左右注浆压力比近似呈线性关系。通过注浆压力比和地层损失率的关系可以进一步探究对土体扰动的影响。需要指出的是，该结论是数值模拟结果，尽管有限元模型经过了现场监测数据的验证，但该结论的应用仍需要进一步的实测数据验证。

        管片变形量与注浆压力密切相关，当左右侧注浆压力不对称时容易造成管片的偏移。不同注浆比例下的管片收敛变形如图13所示，可以发现当注浆比例不断增大时，管片向左偏移量增加（0°和180°位置处可以反映管片的水平位移）。整个管片的变形呈不规则状，左边腰部向圆形外变形，右侧由于注浆压力作用向管片圆心收敛，管片的最大变形量在157°和285°处，变形值分别为3.64mm和-5.35mm。可以发现75°和270°出现位移相反增量，虽然位移变形较小，但是较易出现剪切破坏。

5.3 注浆率对土体的扰动影响

       不同注浆率工况下深层土体的沉降值如图14所示，可以发现监测点A处土体沉降受注浆率的影响相对较小：当注浆率由100%增加到180%时，沉降值增加了3.2mm。而相应地，监测点B处沉降值增加了5.3mm。这是因为注浆率的增加使得盾尾间隙的截面流量q增大，进而使浆液剪切应力增大，导致横截面顶部注浆压力减少，进而造成靠近管片的土体沉降变大。

6 结 论

    本文基于有限元模拟和现场监测研究了盾构在掘进过程中对周围土层的扰动情况，分析了不同施工参数（注浆压力比，不对称注浆和注浆率）变化对地表沉降影响规律，得到结论如下：

   （1）通过模拟结果与现场监测数据对比，发现有限元模型可以很好模拟超大直径施工过程，便于进行多种不同工况的研究。

   （2）在已有解析解的基础上，将理论运用在有限元模型中以实现注浆压力非均匀分布模式，注浆压力分别从6个注浆孔开始沿环向衰减（或增加）。计算结果与现场实测数据吻合较好，说明非均匀注浆压力分布模式比较贴合实际。

   （3）注浆压力不足出现在不同位置注浆孔时，周围土体所受扰动有显著差异。地表沉降对顶部注浆压力较为敏感，但是沉降槽的宽度系数对腰部注浆压力较为敏感，底部注浆压力对地表沉降影响较小。管片收敛模式为“横鸭蛋”状，注浆压力不足时衬砌变形模式会发生一定的变化，向外和向内最大变形分别为2.82mm和-1.89mm。工程中可以通过监测数据判断缺陷位置从而进行补浆以减少土体扰动。

   （4）不对称注浆时沉降槽形状发生不规则变化，注浆压力较大一侧土体出现隆起破坏。通过累加方式对地层损失率进行预估，其中发现地层损失率随着不对称压力比增大而减小。管片收敛形状发生较大变形，当注浆压力比增大时，管片在157°和285°方向上向外和向内收敛，最大变形量为3.64mm和-5.35mm，此外，在75°和270°方向上易发生剪切破坏。

   （5）在注浆沿环向填充阶段，注浆率对地表沉降影响较小，在深层土体监测点处发现，随着注浆率增大，深层土体的沉降反而增加。

转载文献来源：中国知网-现代隧道技术