机械法联络通道注浆施工影响研究*

潘鸿吉，朱瑶宏,2，马永政，黄 强

(1.宁波大学土木与环境工程学院，浙江 宁波 315211；2.宁波大学滨海城市轨道交通协同创新中心，浙江 宁波 315211；3.宁波工程学院，浙江 宁波 315211)

0 引言

地下空间开发利用是现代化城市建设的重要方向，城市轨道交通建设工程是地下空间开发的重要载体。随着城市轨道交通工程的蓬勃发展，增加了作为重要辅助工程的地铁联络通道建设需求。传统的隧道施工方法主要包括盾构法与顶管法，其中，盾构法机械化程度较高，可满足复杂地质条件下长距离施工要求；顶管法主要用于短距离、小直径的通道类地下工程建设[1]。地铁联络通道施工存在空间狭小、掘进距离短、邻接隧道结构及周围土层易受扰动影响等问题，主要采用冻结法结合矿山法进行人工开挖。通过对材料、设备及工艺进行改进，盾构法等机械法施工技术可较好地应用于短行程联络通道工程中[2]。但机械法施工会造成隧道管片结构体及周围岩土层隆沉、变形等[3-4]，在高压缩性、低承载力、易触变的淤泥软土层或粉土层中，易出现设备推进姿态控制不当、管片错台等问题。受联络通道掘进距离等的限制，针对隧道结构异常隆沉进行的纠偏调整较困难。隧道底部注浆是解决隧道结构异常隆沉的常规方法，其作用体现在弥补地层损失、加固周围土层、提高隧道结构整体性和抗渗性等方面。目前，关于壁后注浆作用机理、材料工艺等的研究仍不完善[5]。在注浆施工对隧道衬砌环抬升作用及对土层影响特性研究方面，可基于简化力学模型并借助数值模拟软件等进行理论分析，其中纵向变形分析模型包括梁-弹簧模型[6]、壳-弹簧模型[7]、等效连续化模型[8]、有限元实体单元数值模型等。Zhang等[9]探讨了上海软土层地铁双隧道结构沉降治理问题，通过采取底部注入双液浆等措施，制止了不利纵向沉降。朱瑶宏等[10]针对宁波地铁2号线某区间隧道施工过程中受软弱下卧层影响导致的管片结构局部沉降过大等问题，提出底部注浆结合内部设置支撑的处治方案，使最大稳定抬升量达3cm。张成平等[11]依托北京地铁5号线暗挖车站工程，针对上穿既有地铁隧道结构累计沉降超限、道床与隧道脱离等问题，采用注浆方式加以解决。

机械法联络通道注浆施工对隧道结构和周围土层的影响较复杂，因此对隧道结构、联络通道受力进行分析，结合现场监测结果等，研究注浆施工的影响。

1 隧道结构与联络通道受力分析

机械法联络通道T接施工时，需在隧道结构特殊衬砌管片位置设置支撑反力架，并通过掘进机横向切削管片后顶推出洞，隧道结构受力情况如图1所示。切削、顶推施工会使隧道结构发生变形，还会影响周围土层受力。联络通道施工时的受力情况如图2所示，在注浆抬升作用下，土层反力、注浆荷载等使联络通道发生一定变形，此时以T接方式固定在隧道上的联络通道类似于悬臂结构。

图1 隧道结构受力

图2 联络通道受力

隧道结构在切削、顶推荷载作用下发生横向位移，主要表现为水平方向外伸、垂直方向内缩。联络通道施工荷载作用于隧道结构一侧，可使隧道发生水平纵向变形。联络通道施工荷载还会使隧道发生横向扭剪变形，可能导致联络通道纵向初始顶推转角发生变化。

2 周围土层扰动分析

在切削、顶推、掘进、注浆等施工影响下，联络通道施工荷载会对周围土层造成扰动，这是影响设备掘进姿态、造成隧道结构沉降的重要原因。施工影响主要体现在：①顶推时盾壳及前端设备与周围土层之间产生摩擦作用，使土层发生剪切滑动变形，其附加应力影响可参照魏纲等[12]基于Mindlin公式的推导结果；②管片拼装完成推出尾翼时，由于管片外径与隧道开挖直径不同，形成的间隙会造成地层损失，从而引起周围土层应力释放，需预留注浆孔进行人工注浆，受注浆量及注浆位置的影响，隧道结构可能发生隆沉；③在向接收端切削掘进过程中，因接收端隧道结构横向阻挡，使掘进前端周围土层受到一定反向挤压作用，当顶管机抵抗力不足时，开挖面承受主动土压力，土体向顶管机方向移动，产生土体损失，此时隧道结构前端易发生沉降；④联络通道施工完成后，随着受扰动土层孔隙水及气体的排出，隧道结构发生后续固结沉降。

基于以上分析，对周围土层扰动影响区域进行划分：①T接位置周围土层受施工扰动的影响大，可视为单独区域，即T接施工扰动区域；②刀盘切削部位竖向受力影响因素复杂，形成刀盘扰动区域；③掘进时盾壳摩擦力造成土层剪切变形，形成土体剪切破坏区域；④隧道管片推出尾翼后，上部土层失去支撑，造成地层损失，从而引起周围土层应力释放，形成上覆土卸载扰动区域；⑤上部土层失去支撑后，需通过注浆填充管片与土层空隙，形成壁后注浆扰动区域；⑥管片推进过程中与周围土层摩擦，形成管片摩擦扰动区域；⑦因接收端隧道结构横向阻挡，使掘进前端周围土层受到一定反向挤压作用，形成接收端扰动区，如图3所示。

图3 周围土层扰动影响分区

3 基于梁-弹簧模型的联络通道纵向变形分析

研究掘进、注浆等施工荷载作用下联络通道纵向变形特征时，本文采用较简易的梁-弹簧模型分析联络通道纵向变形，假定始发钢管片(机械法联络通道在始发端与接收端设置钢管片，起调节联络通道长度的作用)为固定约束，靠近接收端联络通道前端为自由端，可将联络通道视为悬臂式多段地基梁组合结构，在管片纵向接头处设置连接弹簧(剪切弹簧和抗弯弹簧)。考虑隧道壁后注浆浆液扩散过程中观测难度较大，假设以隧道底部注浆为主，壁后注浆浆液作用在联络通道下部的荷载始终恒定，且方向垂直地面向上。

3.1 悬臂式多段地基梁组合结构模型

建立带单侧约束边界的联络通道悬臂式多段地基梁组合结构模型，如图4所示。

图4 悬臂式多段地基梁组合结构模型

悬臂式多段地基梁组合结构扰动公式为：

(1)

式中：EI为管节纵向抗弯刚度；k为基床系数；x为各段地基梁距左侧端面的距离；y(x)为悬臂式多段地基梁组合结构竖向挠度；b为悬臂式多段地基梁组合结构宽度；q(x)为悬臂式多段地基梁组合结构所受竖向土压力。

初始段(OX1段)左侧固定，无转角差，边界条件如下：

(2)

式中：y10为初始段左侧挠度；θ10为初始段左侧转角。

接头两侧满足以下连续性条件：

(3)

式中：yi0为第i段左侧挠度；y(i-1)1为第(i-1)段右侧挠度；Δyi为第i段与第(i-1)段挠度差；θi0为第i段左侧转角；θ(i-1)1为第(i-1)段右侧转角；Δθi为第i段与第(i-1)段转角差；Qi0为第i段左侧剪力；Q(i-1)1为第(i-1)段右侧剪力；Mi0为第i段左侧弯矩；M(i-1)1为第(i-1)段右侧弯矩。

末尾段Xn-1Xn边界条件如下：

Qn1=Mn1=0

(4)

式中：Qn1为第n段(末尾段)右侧剪力；Mn1为第n段(末尾段)右侧弯矩。

i段管节作为悬臂式多段地基梁组合结构的初参数解如下：

(5)

悬臂式多段地基梁组合结构左侧边界参数解：

(6)

表1 模型验证结果

3.2 模型验证

设悬臂式多段地基梁组合结构长9m，均布荷载为1.5×103kN/m，抗弯刚度为9.3×107kN/m2。为更贴切模拟悬臂式多段地基梁组合结构挠曲规律，假定模型管片环间不发生竖向变形，仅发生弯曲变形，即设定管片接头弹簧等效抗剪刚度系数为无穷大，管片接头弹簧等效抗弯刚度系数取不同值，计算结果如表1所示。由表1可知，随着管片接头弹簧等效抗弯刚度系数的不断增大，接头弯曲性能不断下降，悬臂式多段地基梁组合结构不同位置处挠度均减小，模型解逐渐趋向于解析解，表明本文模型计算结果准确有效。

3.3 参数敏感度分析

基床系数、初始顶推转角、管片接头弹簧等效抗弯刚度系数、管片接头弹簧等效抗剪刚度系数对隧道结构沉降的影响如图5～7所示。由图5可知，随着管片接头弹簧等效抗弯刚度系数的增大，隧道结构沉降逐渐减小并趋于稳定；管片接头弹簧等效抗剪刚度系数较小时，随着基床系数的增加，隧道结构沉降逐渐减小；随着管片接头弹簧等效抗剪刚度系数的增大，不同基床系数对隧道结构沉降的影响逐渐减小。

图5 基床系数与管片接头弹簧等效抗弯刚度系数的影响

图6 基床系数与管片接头弹簧等效抗剪刚度系数的影响

图7 基床系数与初始顶推转角的影响

由图6可知，随着基床系数的增大，隧道结构沉降逐渐减小，当管片接头弹簧等效抗剪刚度系数较小时，减小幅度较明显；随着管片接头弹簧等效抗剪刚度系数的增大，隧道结构沉降逐渐减小并趋于稳定。

由图7可知，随着初始顶推转角的增大，隧道结构沉降逐渐减小；当初始顶推转角较小时，沉降增幅较大。

综上所述，隧道结构沉降对初始顶推转角最敏感，其次是管片接头弹簧刚度系数，最后为基床系数。因此，建议提前量测始发掘进姿态，严格按照推进计划定位轴线，并实时复核推进线路，以保证机械法联络通道安全顺利贯通。

3.4 案例分析

3.4.1工程概况

杭州市某区间顶管机械法联络通道工程地下结构埋深(管片中心距地面的距离)18.8m，所在区域地层自上而下依次为：①杂填(素填)土层，平均天然重度18.2kN/m3，平均黏聚力2kPa，平均内摩擦角10°，总厚度1.5m；③2，③3，③5砂质粉土层，平均天然重度19.3kN/m3，平均黏聚力3kPa，平均内摩擦角26°，总厚度8.0m；③6粉砂层，天然重度19.5kN/m3，黏聚力3kPa，内摩擦角30°，厚度6.9m；⑥1-1淤泥质粉质黏土层，天然重度17.2kN/m3，黏聚力12kPa，内摩擦角9.5°，厚度9.8m。

联络通道施工临近结束时，在距隧道管片约50cm处，因土压力变化等原因，盾构导向系统测量显示前端存在超出合理范围的端头错位沉降，施工监测显示沉降为32～36mm，为此，提出联络通道底部注浆处治方案，在联络通道每块管片上开10个注浆孔，控制注浆压力<0.5MPa。为提高抬升效果，以底部注浆为主，且主要在靠近端部的管片底部注浆。

3.4.2沉降与注浆模拟

对施工期间出现的异常错位沉降及注浆进行模拟，取土体及结构自重等效均布荷载为1.22×103kN/m，悬臂式多段地基梁组合结构抗弯刚度为9.3×107kN·m2，接头弹簧等效抗弯刚度系数为1.0×108kN·m/rad，接头弹簧等效抗剪刚度系数为7.0×107kN/m，基床系数为5MPa/m，假设无初始位移和初始顶推转角，管片共12环，计算得端头沉降为33.6mm。

基于理论模型，分析不同注浆范围及注浆压力下的抬升效果。注浆范围分为靠近始发端前3环、前6环、前9环、联络通道整体。注浆压力设为0.2～0.5MPa，计算结果如表2所示。由表2可知，随着注浆压力的增大，地表抬升量逐渐增加，抬升效果较好，基本反映实际情况。

表2 注浆抬升效果

4 注浆施工对土层扰动的影响

分析注浆施工对土层扰动的影响，地表监测点布置如图8所示，以左行线隧道右侧上方监测点D1-1～D1-6所在断面为H1横断面，以垂直于联络通道轴线正上方监测点D2-1～D2-11，D5-5所在断面为H2横断面，以经过右行线T接部位上方的监测点D3-2～D3-11，D5-4所在断面为H3横断面，以右行线隧道正上方监测点D4-0～D4-4，D5-3所在断面为H4横断面，以沿联络通道纵向中心线正上方监测点D5-1～D5-8，D1-1所在断面为Z1纵断面。

图8 地表监测点布置示意

以联络通道整体壁后注浆为例，注浆量分别为0.5，0.6，0.8，0.4，0.4，0.8，0.4，0.4，0.2，0.2，0.2，0.3t。监测结果表明，Z1纵断面处地表最大抬升量约为1.7mm，位于第2环管片附近D5-4测点，该处注浆量最大约为0.8t；H3横断面处地表抬升最明显，最大抬升量约为1.6mm；H2，H4横断面处地表最大抬升量约为0.5mm；H1横断面处地表抬升不明显。

5 结语

1)隧道结构在切削、顶推荷载作用下发生横向位移，主要表现为水平方向外伸、垂直方向内缩。联络通道施工荷载作用于隧道结构一侧，可使隧道发生水平纵向变形。

2)联络通道施工荷载会使隧道发生横向扭剪变形，可能导致联络通道纵向初始顶推转角发生变化。

3)顶推时盾壳及前端设备与周围土层之间产生摩擦作用，使土层发生剪切滑动变形。

4)管片拼装完成推出尾翼时，由于管片外径与隧道开挖直径不同，形成的间隙会造成地层损失，从而引起周围土层应力释放。

5)在向接收端切削掘进过程中，因接收端隧道结构横向阻挡，使掘进前端周围土层受到一定反向挤压作用，当顶管机抵抗力不足时，开挖面承受主动土压力作用，土体向顶管机方向移动，产生土体损失，使隧道结构前端发生沉降。

6)联络通道施工完成后，随着受扰动土层孔隙水及气体的排出，隧道结构发生后续固结沉降。

7)本文建立带单侧约束边界的联络通道悬臂式多段地基梁组合结构模型计算结果准确有效，可基本反映实际情况。

8)现场监测结果表明，地表抬升量与注浆位置、注浆量有关，注浆施工对地表抬升的影响较小，注浆过程较安全。