漿液參數(shù)時變性對軟土地區(qū)深埋盾構(gòu)隧道開挖的影響

田小聰 張孟喜 盧康明 柯寧靜

1.上海大學(xué)力學(xué)與工程科學(xué)學(xué)院，上海 200444；2.上海隧道工程有限公司，上海 200023

抗剪型漿液由于其大重度、低稠度、高抗剪的工程特性在上海及周邊軟土地區(qū)盾構(gòu)隧道施工過程中被廣泛應(yīng)用［1-2］。隨著地下工程建設(shè)逐步向大深度方向發(fā)展，同步注漿漿液性能設(shè)計不同于以往漿液指標(biāo)，應(yīng)結(jié)合工程特點選用專用漿液，以維持施工期隧道管片的穩(wěn)定。

文獻(xiàn)［3-4］通過試驗研究發(fā)現(xiàn)注漿充填劑的體積摻量影響漿液泌水率、流動度等性能。文獻(xiàn)［5-6］根據(jù)管片壁后注漿柱形擴散理論研究認(rèn)為，漿液稠度變化會影響地層滲透系數(shù)，使?jié){液擴散模式發(fā)生改變。文獻(xiàn)［7-8］基于彈性地基梁矩陣傳遞法，綜合考慮了漿液黏度時變性、上覆土體基床系數(shù)各異性以及施工荷載步疊加效應(yīng)的影響，提出了一種施工期盾構(gòu)隧道管片上浮預(yù)測方法?？傮w來說，現(xiàn)有研究對于漿液在盾尾空隙填充過程的力學(xué)效應(yīng)考慮較理想化。

本文依托上海硬X射線自由電子激光裝置工程加速器段隧道，依據(jù)室內(nèi)試驗所得的漿液性能參數(shù)，對漿液在盾尾空隙填充過程的力學(xué)效應(yīng)進(jìn)行模擬，研究不同配比漿液對施工期隧道管片縱向差異沉降的影響。

1 室內(nèi)試驗

實際工程中摻入活性材料及調(diào)整用水量是提升抗剪型漿液工作性能的簡易方法。以抗剪型漿液常見配比為基礎(chǔ)配制了6種漿液，見表1。加入水泥的1#、2#、3#漿液水泥摻量分別為9%、6%、3%，水灰比分別為0.69、0.75、0.83；未加水泥的4#、5#、6#漿液水灰比分別為0.77、0.85、0.92。分為水泥組和未加水泥組進(jìn)行對比，探究水泥摻量和用水量對抗剪型漿液基本性能的影響。

表1 漿液材料配比 kg·m-3

1.1 試驗材料及儀器設(shè)備

漿液配制材料包括細(xì)度模數(shù)2.2的天然河砂，F(xiàn)類Ⅱ級粉煤灰，氫氧化鈣含量96%的消石灰，200目細(xì)度鈉基膨潤土，P·O 42.5硅酸鹽水泥，外摻劑采用質(zhì)量分?jǐn)?shù)50∶1的聚羧酸類高效減水劑復(fù)配羥丙基甲基纖維素，根據(jù)表1配比按常規(guī)投料順序分次加水拌制。

試驗中所使用的儀器設(shè)備主要包括調(diào)速電動攪拌器、VJT5300十字板剪切儀、砂漿凝結(jié)時間儀、砂漿稠度儀、萬能試驗機等。

1.2 試驗方案及方法

對未加水泥組、水泥組分別進(jìn)行24、36 h室內(nèi)十字板剪切試驗，測取每種漿液的抗剪屈服強度，得到漿液的抗浮指標(biāo)。試驗按照BS 1377-1—2018《巖土工程土工測試規(guī)程》進(jìn)行。

對每種漿液分別進(jìn)行稠度試驗、凝結(jié)時間試驗、單軸抗壓強度試驗，得到不同配比漿液的泵送性和早期強度指標(biāo)。試驗按照J(rèn)GJ∕T 70—2009《建筑砂漿基本性能試驗方法》進(jìn)行。

1.3 結(jié)果分析

根據(jù)文獻(xiàn)［9］中對漿液抗浮特性的研究，漿液抗剪屈服強度增至某一臨界值時，漿液浮力與管片自身重力可達(dá)到平衡狀態(tài)。漿液的臨界抗剪屈服強度τc可表示為

式中：γ為漿液重度，取1 930 kN∕m3；D為直徑，取7 m；G為管片重量，取449 kN；s為注漿層厚度，取0.12 m。計算得到τc=1.318 kPa。

不同配比漿液抗剪屈服強度時程曲線見圖1?？芍孩偎嘟M的三種漿液（1#、2#、3#）抗剪屈服強度基本上呈線性變化，水泥摻量越高，強度發(fā)展越快。未加水泥組的3種漿液（4#、5#、6#）抗剪屈服強度在0～16 h增速較緩，16 h后因消石灰與粉煤灰反應(yīng)，反應(yīng)物的堆積導(dǎo)致抗剪屈服強度有一定增長。用水量越小，抗剪屈服強度增長得越早。②隨著水泥摻量減?。?#→3#）或用水量增大（4#→6#），漿液達(dá)到臨界抗剪屈服強度1.318 kPa的時間在延長，達(dá)到臨界值的時間最短5.1 h，最長33.8 h。因此適當(dāng)減小未加水泥抗剪型漿液的用水量或采用水泥摻量較大的抗剪型漿液，均可在一定程度上減小隧道管片上浮。

圖1 不同配比漿液抗剪屈服強度時程曲線

不同配比漿液初始稠度和凝結(jié)時間對比見圖2?？芍孩傥醇铀嘟M的三種漿液初始稠度近似呈線性遞增，用水量越大漿液初始稠度越大。未加水泥、用水量較小的4#漿液初始稠度，與摻入水泥的2#、3#漿液相差不大，而同樣摻入水泥的1#漿液初始稠度卻比2#、3#漿液小很多。這是因為1#漿液的水灰比為0.69，低水灰比使得漿液中部分砂未被水化產(chǎn)物中的膠凝材料包裹，流動性變差，而水灰比較高的2#—6#漿液中砂被包裹得較充分，獲得了較高的初始稠度。初始稠度曲線存在增速拐點，2#、3#漿液采用較低的水泥摻量獲得了有利于泵送的稠度。②水泥組的三種漿液初凝時間隨水泥摻量增加而減短，與用水量相同未加水泥的6#漿液相比，初凝時間大幅縮短，保持在20 h以下，1#漿液甚至達(dá)到了9.5 h。實際工程中漿液初凝時間在10 h以下時對泵送不利，可能發(fā)生堵管現(xiàn)象。未加水泥組的三種漿液初凝時間普遍較長，在49.5～68.0 h。用水量越小，大氣中脫水初凝越早。③抗剪型漿液終凝時間一般在初凝后2～3 h。

圖2 不同配比漿液初始稠度和凝結(jié)時間

不同配比漿液抗壓強度時程曲線見圖3?？芍核嘟M漿液抗壓強度增幅較大，7 d基本上能滿足大于0.15 MPa的工程要求。而未加水泥組漿液強度增長較慢，用水量較多的5#、6#漿液未達(dá)到工程要求。

圖3 不同配比漿液抗壓強度時程曲線

本次試驗得到的漿液性能參數(shù)見表2?？芍嚎辜粜蜐{液上浮力的消散時間基本上為初凝時間的1∕2左右，7 d抗壓強度與初凝時間成負(fù)相關(guān)。以表2中參數(shù)作為盾構(gòu)隧道開挖模擬取值依據(jù)。

表2 不同配比漿液性能參數(shù)

2 考慮漿液時變性的隧道開挖數(shù)值模擬

2.1 工程概況

上海硬X射線自由電子激光裝置工程加速器段隧道采用土壓平衡式盾構(gòu)機由南向北掘進(jìn)，總長1 380 m，推進(jìn)速度約200 m∕月，平均覆土厚度30 m，覆徑比約4.29。隧道采用預(yù)制裝配式鋼筋混凝土管片，混凝土強度等級C55，管片內(nèi)徑6.3 m，外徑7.0 m，厚350 mm，標(biāo)準(zhǔn)環(huán)寬1.5 m。掘進(jìn)范圍土層主要為砂質(zhì)粉土夾黏土。土層物理力學(xué)參數(shù)見表3。

表3 土層物理力學(xué)參數(shù)

大型科學(xué)實驗裝置隧道工程施工過程中對隧道管片縱向差異沉降及成環(huán)質(zhì)量要求極高，隧道管片縱向差異沉降要求在1 mm∕10 m以內(nèi)。根據(jù)地層條件采用了以3#漿液為基礎(chǔ)配制的專用可硬性漿液，水泥摻量3%～4%。

2.2 模型建立及模擬方法

2.2.1 模型建立

采用有限元軟件ABAQUS對加速器段隧道施工進(jìn)行數(shù)值模擬。計算模型見圖4。

圖4 三維數(shù)值計算模型（單位：m）

土體單元服從Mohr-Coulomb屈服準(zhǔn)則，管片采用彈性單元。模型上表面設(shè)置為自由邊界，側(cè)面以及底面施加法向位移約束。計算時將各不連續(xù)盾構(gòu)管片視為均質(zhì)圓環(huán)，管片彈性模量取C55混凝土彈性模量的85%。

2.2.2 模擬方法

通過剛度遷移法與生死單元功能模擬盾構(gòu)開挖卸載釋放地應(yīng)力過程。開挖面支護(hù)力采用90%的靜止土壓力，并考慮應(yīng)力梯度，設(shè)置為上小下大的梯形分布。根據(jù)實際盾構(gòu)機參數(shù)，千斤頂總推力取30 MN。

利用等代層和材料場變量方法模擬注漿以及漿液的硬化過程。根據(jù)文獻(xiàn)［10］的方法，等代層厚度取0.12 m。環(huán)向漿液充填擴散對管片及周圍土體的壓力呈上小下大分布。橫截面上隧道管片任一點受到的漿液壓力p為

式中：p0為注漿初始壓力，盾尾注漿泵處p0=0.6 MPa；R為管片半徑，m；θ為p與上部漿液壓力pu的夾角。

漿液壓力分布如圖5所示。其中，pb為下部漿液壓力。將盾尾后l0區(qū)段漿液視為有內(nèi)壓的低剛度材料，用垂直作用在隧道管片及周圍土體上的面荷載模擬。l1區(qū)段漿液視為短期固化材料，用具有1 d抗壓強度的彈性材料模擬，并在隧道管片及周圍土體上作用沿遠(yuǎn)離盾尾方向逐漸衰減的面荷載，荷載線性變化，通過改變l1區(qū)段長度模擬不同漿液凝結(jié)硬化過程；l1區(qū)段長度由漿液初凝時間和盾構(gòu)推進(jìn)速度決定。l2區(qū)段漿液視為長期固化材料，用具有7 d抗壓強度的彈性材料來模擬。

圖5 漿液壓力分布示意

2.3 計算方案

加速器段隧道盾構(gòu)實際推進(jìn)速度約4.4 h∕環(huán)。為簡化計算，對l1區(qū)段取2、3、4、11、13、15環(huán)進(jìn)行計算。注漿材料彈性模量與抗壓強度為線性關(guān)系［11］，故模擬時l1和l2區(qū)段漿液材料彈性模量按表2抗壓強度計算。工程區(qū)覆土較厚，為簡化分析不考慮漿液靜態(tài)上浮力的作用。

2.4 模擬結(jié)果分析

2.4.1 隧道管片豎向位移

在第10環(huán)隧道管片內(nèi)徑頂部和底部布置豎向位移測點。不同配比下隧道管片豎向位移隨開挖步變化曲線見圖6。

圖6 不同配比下隧道管片豎向位移隨開挖步變化曲線

由圖6可知：①盾尾脫出后6種配比漿液管片拱頂和拱底在10～12步（盾尾后1～3環(huán)）產(chǎn)生的豎向位移約占總位移的50%，拱頂沉降，拱底上浮。②6種漿液管片豎向位移均在漿液壓力消散后逐漸趨于穩(wěn)定。③對于內(nèi)徑頂部測點，采用凝結(jié)硬化慢的漿液（4#、5#、6#）時，隨著開挖的進(jìn)行，隧道管片豎向位移降幅比采用凝結(jié)時間短的漿液時緩慢，但隧道管片在漿液壓力持續(xù)作用下累計豎向位移較大，在3.6 mm左右。采用凝結(jié)硬化快的漿液（1#、2#、3#）時管片豎向位移迅速增大，然后隨著不同漿液壓力消散速度由快到慢豎向位移逐漸達(dá)到穩(wěn)定。對于內(nèi)徑底部測點，管片豎向位移整體上先增大后減小。這是因為隧道管片在下臥土層的回彈作用下發(fā)生初始位移，而后管片的支護(hù)作用使土體趨于穩(wěn)定，管片豎向位移減小。綜上，施工期間隧道管片豎向位移可分為激增、平緩、穩(wěn)定三個階段。

2.4.2 隧道管片縱向差異沉降

考慮到Mohr-Coulomb模型的邊界效應(yīng)，分別提取開挖完成后10～40環(huán)（長45 m）隧道管片內(nèi)徑頂部點和底部點縱向連線上的數(shù)據(jù)，繪制施工階段盾構(gòu)隧道管片累計豎向位移曲線，見圖7。可知：①沿掘進(jìn)方向拱頂管片沉降逐漸減小，拱底管片上浮逐漸增大，兩者基本上呈線性變化，且漿液凝結(jié)硬化速度越慢（1#→6#），隧道管片縱向差異沉降越大。②水泥組漿液中3#漿液產(chǎn)生的縱向差異沉降最大，拱頂和拱底管片縱向最大差異沉降分別為0.054、0.099 mm∕10 m；未加水泥組漿液中6#漿液產(chǎn)生的縱向差異沉降最大，拱頂和拱底管片縱向最大差異沉降分別為0.294、0.325 mm∕10 m。6種配比漿液的應(yīng)用均滿足依托工程管片縱向差異沉降控制指標(biāo)要求。建議施工中采用凝結(jié)硬化速度快的水泥組抗剪型漿液。

圖7 不同配比下隧道管片累計豎向位移曲線

3 現(xiàn)場監(jiān)測

盾構(gòu)隧道施工時每隔一環(huán)在隧道拱底布置測點，使用水準(zhǔn)儀定期對管片豎向位移進(jìn)行監(jiān)測。隧道施工至450環(huán)時管片累計豎向位移見圖8?？芍孩偎淼拦芷塾嬝Q向位移在2 mm左右波動，在上方有重要建（構(gòu)）筑物區(qū)段因調(diào)整盾構(gòu)參數(shù)累計豎向位移有所減小，多數(shù)區(qū)段管片上浮，上浮值沿開挖方向逐漸增大?，F(xiàn)場監(jiān)測曲線與圖7（b）中3#漿液模擬曲線變化規(guī)律相似。②對于管片上浮的連續(xù)30環(huán)區(qū)段，21～51環(huán)、195～225環(huán)、301～331環(huán)管片縱向最大差異沉降分別為0.580、0.773、0.393 mm∕10 m。③管片縱向差異沉降現(xiàn)場監(jiān)測值比模擬值大，說明實際施工中漿液凝結(jié)硬化時間更長。應(yīng)在滿足可泵性前提下選擇凝結(jié)硬化速度快的漿液，并根據(jù)實時監(jiān)測數(shù)據(jù)調(diào)控盾構(gòu)推進(jìn)參數(shù)。

圖8 隧道管片累計豎向位移

4 結(jié)論

1）低水泥摻量的抗剪型漿液兼具一定的早期抗剪能力和塑流性，相比低含水量的抗剪型漿液更易獲取良好的工程性能，水泥摻量在3%左右時應(yīng)用效果最好。

2）施工期間隧道管片豎向位移在漿液凝結(jié)硬化過程中經(jīng)歷激增、平緩、穩(wěn)定三個階段。激增段一般為盾尾后1～3環(huán)；平緩段長度則由漿液初凝時間和盾構(gòu)推進(jìn)速度決定，漿液初凝時間越短，隧道管片豎向位移越快達(dá)到穩(wěn)定。

3）漿液初始壓力相同時，漿液凝結(jié)硬化速度越慢，隧道管片縱向差異沉降越大?？蛇x用凝結(jié)硬化速度快的抗剪型漿液或減小盾構(gòu)推進(jìn)速度，以減小縱向差異沉降。