地铁盾构隧道施工期间管片上浮力分析.pdf
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1、大量盾构隧道施工实践表明,刚从盾构机尾脱离的管片有较大概率出现环间错台、裂缝展开、局部破损等病害,其原因为管片在施工期拼接环之间出现局部或者整体上浮。为研究管片在施工期的上浮原因,采用理论推导、数值模拟、现场监测相结合的方法,将不同地层、不同阶段的上浮力分为“静浮力”和“动浮力”2 部分,着重对注浆过程中不同阶段产生的动浮力大小、分布形式进行理论推导分析,并依托成都地铁 9 号线三元站太平寺站隧道盾构区间工程,对渗透性较差的中风化泥岩地层进行管片上浮工况数值模拟和现场监测,验证理论研究得出动浮力计算公式和分布形式的正确性。关键词:盾构隧道;施工期;上浮力;壁后注浆;浆液扩散;数值模拟中图分类号
2、:U231;U455.43 文献标识码:ADOI:10.19630/ki.tdkc.202208240002开放科学(资源服务)标识码(OSID):Analysis of Buoyancy Force on Segments During Metro Shield Tunnel ConstructionHE Yonghong(China Railway Sixth Bureau Group Co.,Ltd.,Beijing 100036,China)Abstract:A large number of shield tunnel construction practices have show
3、n that the assembled tunnel segments just detached from the tail of the shield machine are prone to various defects such as ring displacement,crack propagation,and local damage.The reason for these defects is that the tunnel segments tend to float locally or as a whole during the construction proces
4、s between the connecting rings.To investigate the reasons for the floating of tunnel segments during the construction period,a combination of theoretical derivation,numerical simulation,and on-site monitoring were used to roughly divide the floating force into two parts:“static floating force”and“dy
5、namic floating force”for different strata and stages.The study focused on the theoretical derivation and analysis of the dynamic floating force magnitude and distribution during the grouting process at different stages.With the support of numerical simulation and on-site monitoring of the tunnel seg
6、ment floating condition in the shield tunnel section from Sanyuanqiao station to Taiping Temple station of Chengdu metro line 9,the correctness of the formula and distribution pattern of the dynamic floating force calculation were verified for the poorly permeable and weathered mudstone stratum.Key
7、words:shield tunnel;construction period;buoyancy;grouting behind the wall;slurry diffusion;numerical simulation引言在我国大部分城市地铁的建设中,多采用较为成熟的盾构法施工。由于部分城市地下水丰富、地质条241铁 道 勘 察2023 年第 4 期件复杂、注浆工作规范性差等问题,盾构隧道施工期常出现局部或多环管片上浮问题。对于盾构隧道施工期管片上浮问题,国内学者展开了大量研究。叶飞等提出了盾构管片“静态上浮力”与“动态上浮力”概念,着重研究壁后注浆浆液在扩散时对管片所产生的压力,在此基础
8、上结合理论推导与数值模拟,分析管片部分及纵向整体抗浮问题1-5;李志明等采用牛顿流体和宾汉流体对浆液流动进行模拟,从理论上推导出盾尾间隙内浆液流动规律,并得出环向和纵向充填力学模型和计算方法6;胡勇基于半无限长弹性地基梁模型对施工期管片上浮量进行了预测,并与实测值进行对比7。不难看出,现有的研究成果鲜有对动浮力的系统性研究。以下采用理论推导、数值模拟、现场监测相结合的方法,对施工期在渗透性较差的中风化泥岩地层中所受到管片上浮力进行了系统性分析,以期为后续相关工程的管片上浮问题提供理论指导和工程实践经验。1 施工期间管片静浮力分析及计算大量盾构隧道施工实践表明,刚从盾构机尾脱离的拼装管片,在管片
9、周围液体包裹产生的静浮力、注浆压力产生的动浮力、顶推时偏心荷载产生的弯矩、泥水平衡盾构掘进过程中过大的切口水压等因素的作用下,会发生环间局部或者多环管片整体上浮现象,从而导致管片环间的错台,开裂,断裂等病害,甚至会出现由于管片的整体上浮而使隧道轴线发生明显偏位的现象。为有效控制管片的上浮,结合相关研究成果和施工经验,对“静浮力”和“动浮力”这两个主要影响因素进行计算和分析。在管片脱离盾尾这个阶段中,由于管片外径尺寸小于盾构机外径,在一段时间内,管片与岩土体间的空隙会被液体包裹,从而产生对管片的上浮力,见图 1。当盾构隧道管片在地下水混合泥浆、注浆浆液包裹状态下达到受力平衡,处于相对静止状态时,
10、可用经典阿基米德原理对其所受浮力进行计算,有F静=混gV排(1)式中,F静为管片所受静态上浮力;混为流动性混合液体密度;g 为重力加速度;V排为管片所排开混合液体体积。图 1 管片上浮区示意2 施工期间管片动浮力分析及计算2.1 动浮力分析盾构法施工的一个重要环节是通过壁后注浆填充盾尾空隙(见图 2),以有效控制地层变形、维持管片位置和防止管片在集中荷载作用下发生局部应力集中。在注浆过程中,动浮力也随之产生,其本质为注浆压力导致。图 2 管片壁后注浆示意2.2 管片壁后注浆浆液扩散过程分析浆液在盾尾管片壁后的扩散过程可归纳为充填扩散、渗透扩散、压密扩散和劈裂扩散 4 个阶段。这 4 种扩散过程
11、是相互包容、掺杂和转化的,各个扩散过程之间界限模糊。盾构管片壁后注浆浆液扩散过程见图 3。图 3 盾构管片壁后注浆浆液扩散过程示意341地铁盾构隧道施工期间管片上浮力分析:何永洪 注浆浆液于填充扩散阶段对盾尾管片壁后的建筑空隙进行充填。若土层收敛量处在一个合适的范围,浆液呈现整体圆环填充和局部月牙填充 2 种形态(见图 4);若土层收敛量过大,盾尾建筑空隙会完全被土体填充,则直接进入渗透扩散阶段。图 4 浆液填充形式在颗粒、孔隙率较大的砂性土中,由于周围土层渗透性较大,土层颗粒空隙间的水和空气将随着注浆管持续压浆注入而被浆液压出取代,这一阶段即为浆液的渗透扩散阶段,其扩散方式一般分为球面和柱面
12、(见图 5)。图 5 注浆管浆液扩散方式若开挖、注浆地层渗透性较差,浆液将跳过渗透扩散阶段,以较高的注浆压力注入至土体,并在注浆口附近堆积成浆液泡,硬化之后会挤压周围土体使其密实,这一阶段即为压密扩散阶段。当跨过压密扩散阶段后持续注浆,随着注浆工作的持续进行,浆液泡会进一步挤压周围土体。在注浆压力持续挤压作用下,地层会达到一个临界破坏状态劈裂。此时地层就会在原有裂隙和孔隙之间产生新的劈裂贯通,浆液进入劈裂扩散阶段。结合已有研究成果11,认为动浮力主要存在于渗透扩散和压密扩散两个阶段。2.3 动浮力计算方法在基本假设方面,引入地层渗透性因素,对渗透性较好的砂性地层,采用半球面渗透扩散模型、柱形渗
13、透扩散模型;对于渗透性较差的地层,采用柱形压密扩散模型。(1)半球面渗透扩散模型为简化理论推导过程并保证得到的理论解的合理性,做出如下基本假设。采用理想的半球面模型作为浆液扩散模型,此模型适用于砂性地层(采用管片同步注浆)。假设浆液在地层中渗透扩散时遵循达西定律;假设浆液为牛顿流体,均质、各向同性且不可压缩。注浆压力和注浆速率均保持恒定。在发生渗透扩散时,忽略浆液所受的重力作用。假设管片外表面和浆液半球面扩散模型所接触的面为平面。考虑壁后建筑空隙的影响,引入等效孔隙率代替土体本身的孔隙率。管片壁后注浆半球面渗透扩散模型见图 6。图 6 浆液半球面渗透扩散模型示意图 6 中,r0为注浆孔半径;r
14、 为浆液扩散半径;P0为注浆孔半径 r0处的注浆压力,即初始注浆压力;Pr为浆液扩散至距离注浆孔 r 处的压力;Pw为注浆点处地下水压。浆液在地层中的渗透系数为Kg=Kw/=g/w(2)式中,Kg为浆液在地层中的渗透系数;Kw为水在砂性土层中的渗透系数;为浆液黏度与水的黏度比;g为浆液黏度;w为水的黏度。假定浆液在 rr+dr 之间扩散,其扩散状态稳定且渗流过程遵循达西定律,则其渗流运动方程可表示为v=-Kgdh/dr(3)式中,v 为浆液渗透扩散速率;h 为浆液压力水头高度。将式(2)代入式(3),有dh=-vK-1wdr(4)又因 dh=dP/g,代入式(4)可得441铁 道 勘 察202
15、3 年第 4 期dP=-gvK-1wdr(5)式中,dP 为浆液压力差;为浆液密度。浆液半球面渗透扩散时的速率可表示为v=Q/A=Q/2r2(6)式中,Q 为单孔浆液流量;A 为浆液扩散体表面面积。将式(6)代入式(5)可得dP=-gQ(2Kwr2)-1dr(7)式(7)积分形式如下PrP0dP=-(2Kw)-1gQrr0r-2dr(8)该模型在注浆孔半径 r0处的浆液压力为 P0,浆液渗透扩散半径 r 处的浆液压力为 Pr。将上述边界条件代入式(8),化简可得Q=2Kw(P0-Pr)g(r-10-r-1)(9)假设注浆流量恒定为 Q,渗透扩散半径经时间 t达到 r,则可得浆液半球面体积 V
16、为V=Qt=2r3n/3(10)式中,V 为半球面浆液体积;t 为注浆时间;n为土体等效孔隙率。为考虑建筑空隙对浆液渗透扩散的影响,土体孔隙率将被折算为土体等效孔隙率,考虑为将管片脱离盾尾后壁后建筑空隙折算为土体本身的孔隙率,其等效计算公式为n=2r33-r2d()n+r2d2r33=n+3d(1-n)2r(11)式中,n 为土体本身孔隙率;d 为浆液扩散位置处的盾尾间隙厚度。扩散半径处的浆液压力 Pr可由式(9)式(11)求得Pr=P0-gr3(r-10-r-1)3Kwt n+3d(1-n)2r(12)令 Pr=Pw,即浆液渗透扩散半球面模型边界处的浆液压力等于地下水压,记 P0-Pr=P0
17、-Pw=P,同时考虑 rr0,即 r-10-r-1r-10,则由式(12)可求得浆液扩散半径 r,有r=33Kwtr0Pgn(13)当浆液扩散半径为 r 时,浆液对管片产生的浆液压力 Fg,结合式(12)积分可得Fg=r02rPrdr=r02rP0-gr3(r-10-r-1)n+3d(1-n)2r3Kwtdr(14)解得Fg=r2P0-gKwt2nr515r0+d(1-n)r44r0-nr46-d(1-n)r33(15)式中,Fg为浆液渗透扩散模型采用半球面扩散模型,管片上单孔注浆管注浆情况下,该注浆孔周边管片所受浆液压力;动浮力即当 Fg的受力大小和位置符合一定条件的情况下,可能会导致管片上
18、浮。(2)柱形渗透扩散模型基于简化和推导计算,作出下述假设。浆液渗透扩散模型在理想条件下,该模型可认为是柱形模型,并在砂层中能得到有效运用。考虑注入率、盾尾间隙和浆液厚度的影响,并假定浆液仅在这一区间内进行渗透与扩散。其余假设条件与半球面渗透扩散模型相同。盾尾同步注浆柱形渗透扩散模型见图 7。图 7 盾尾注浆柱形渗透扩散模型图 7 中,Dg为浆液扩散体厚度;为浆液注入率。地层中的浆液渗透系数为Kg=Kw/=g/w(16)假定浆液在半径 rr+dr 区间稳定扩散,且渗流过程服从达西定律,其渗流运动方程为v=-Kgdh/dr(17)将式(16)代入式(17),则有dh=-vK-1wdr(18)又因
19、 dh=dP/g,有541地铁盾构隧道施工期间管片上浮力分析:何永洪dP=-gvK-1wdr(19)浆液柱形渗透扩散时,其速率又可表示为v=Q/A=Q/2r2(20)将式(20)代入式(19),可得dP=-gQ(Kwrd)-1dr(21)积分形式为PrP0dP=-(Kwd)-1gQrr0r-1dr(22)注浆孔半径为 r0时,浆液压力为 P0;浆液渗透扩散半径为 r 时,压力为 Pr。将其代入式(22),化简可得到恒定流量 Q,有Q=dKw(P0-Pr)g(lnr-lnr0)(23)如果在恒定流量 Q 的条件下进行注浆,t 为注浆持续时间,r 为扩散半径,则浆液半球体积 V 为V=Qt=r2d
20、n/2(24)由于存在盾构超挖情况,管片脱离盾尾后管片与土体之间存在的建筑空隙需折算至土体等效孔隙率之中予以表征,以此考虑建筑空隙在浆液渗透扩散中产生的影响,等效孔隙率为n=r2(-1)d2n+r2d2r2d2=n+1-n(25)由式(23)式(25),扩散半径处的浆液压力 Pr为Pr=P0-gr2(lnr-lnr0)2Kwt n+1-n()(26)令 Pr=Pw,即浆液渗透扩散半球面模型边界处的浆液压力等于地下水压,记 P0-Pr=P0-Pw=P,则由式(26)可得P=gr2(lnr-lnr0)2Kwt n+1-n()(27)根据式(27),通过推导计算得到浆液扩散半径 r。根据式(28),
21、通过积分推导得到,浆液扩散半径为 r 时,管片所受浆液压力为Fg=r0rPrdr=r0r P0-gr2lnr-lnr0()2Kwt n+1-n()dr(28)求解上述公式可得Fg=r22P0-g8Kwt n+1-n()lnr-lnr0-14()r4(29)式中,在盾尾注浆条件下,Fg即为注浆管口附近管片所受注浆压力。管片上浮的主要原因与该压力作用点和大小有关,即后续将提到的动浮力。盾尾注浆和管片注浆渗透模型之间存在明显不同,主要是浆液扩散范围区别较大。盾尾注浆因为其注浆孔设计在盾壳尾端,抵消了一定的浆液压力,故减小了其浆液扩散范围;而管片注浆则因为注浆孔与盾尾之间空隙的存在,导致其对浆液扩散范
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