盾构隧道施工期上浮对结构受力、接缝防水影响的分析

摘 要 摘 要 盾构施工法已成为我国城市地下和水下隧道建设的主要方法，壁后注浆作为 盾构隧道施工中必备和关键工序，其质量的好坏不仅影响地层变形，在施工期还 可能引起隧道的上浮，对结构受力、接头防水产生较大影响。施工中管片环脱出 盾尾后上浮问题较为突出、管片损坏并形成贯通裂缝时有发生。隧道上浮主要发 生在盾尾浆液还处于液态或流塑状态，当浆液逐渐胶结转化为固态时，隧道上浮 将会停止甚至回落。分析上浮对隧道结构的影响，显然属于纵向设计问题。然而， 目前的盾构隧道设计主要是针对横向断面进行的，盾构隧道纵向问题还没有引起 足够的重视。 本文以此为背景， 针对壁后注浆产生的上浮力进行了模型试验研究， 确定隧道在壁后注浆液中浮力及其变化规律， 并在此基础上建立了纵向分析模型， 研究上浮对结构受力及接头防水的影响。主要工作和研究成果如下： （1）本文结合实际工程中常用的浆液配比关系，按正交试验方法设计了 16 种具有不同工程特性的浆液，利用研制的盾构隧道模型来测定由壁后注浆对结构 产生的上浮力。试验表明：处于浆液包裹中的隧道初期上浮力近似为浆液密度、 重力加速度和隧道的体积的乘积；上浮力随着龄期的增长而逐渐降低，表现为前 期降低快，后期降低慢，最终对隧道的上浮力为水的上浮力；上浮力的大小随着 浆液密度的增大而增大，随着流动度的增大而减小。浆液类型对初期上浮力的大 小及上浮力的降低速度都有影响，其中，水胶比是影响上浮力的关键因素。基于 以上认识，可以认为，施工期盾构隧道的上浮主要是由于壁后注浆对隧道上浮力 引起的。 （2）在上述试验确定了上浮力的基础上，基于等效连续化模型和弹性地基梁 理论，建立了盾构隧道脱出盾尾后的纵向分析模型，通过 Ansys 软件求解，研究 壁后注浆产生的上浮对结构受力、接缝防水的影响规律。结果表明：在本文确定 的基本参数条件下，得到结构的最大上浮量为 65.7mm，出现在盾尾后第 10 环附 近，接缝最大张开量为 3.61mm；管片环宽度、地基系数、掘进速度对结构受力、 接缝防水的影响均较大，纵向连接螺栓的数量对裂缝的最大张开量影响较明显； 增大管片环宽度或增加纵向连接螺栓数量，均能较大幅度地提高管片环的纵向等 效抗弯刚度，降低隧道施工期的上浮量。 关键词关键词：盾构隧道；壁后注浆；隧道上浮；纵向刚度；接缝防水 Abstract Abstract The shield method has been very popular in building the city underground and submarine tunnel in China. As an essential process and a key factor, the quality of the back-filled grouting engineering directly affects not only the deformation of the stratum around the tunnel but also the mechanics and waterproof ability of the structure. In practical projects, the issue of upward movement is relatively outstanding, and transfixion crack may happen occasionally after the lining rings go out from the shield machine. The upward movement of tunnel mostly occurs when the grout around the tunnel is of liquid to liquid-plastic state, and it will stop with the grout gradually hardening. It obviously belongs to the longitudinal issue to analysis the effects of upward movement. But the present designs of shield tunnel concentrate upon the horizontal analysis, and it hasnt received enough attention to study the longitudinal property. As the background, this dissertation designed a model test to determine the value and the reducing rules of the buoyancy caused by the grouting engineering. And the effects of the upward movement were studied by numerical simulation method through the longitudinal analysis model built in this dissertation. The detailed contents and conclusions can be summarized as follows: (1) Combining with the practical projects, 16 kinds of grouts with different grout engineering properties were designed and studied in the model test which can simulate the working environment of the linings after they go out from the shield machine. The experimental analysis results show that the value of the buoyancy at the grouts early age approximately equals the product of the grouts density, the gravity acceleration and the volume of the tunnel. It reduces with the grouts age. The reducing speed is relatively high at the early age, and it will slow down with time. At last, the value is similar with the buoyancy caused by water. The buoyancy increases with the increase of the density while it decreases with the increase of the fluidity. The value and its reducing speed vary in different grouts, and the water to binder ratio is a key factor. As a conclusion, the upward movement of shield tunnel is mainly caused by the back-filled grouting engineering. (2) Based on the conclusion obtained by the experiment, a longitudinal analysis model which can be used to simulate the shield tunnel after the linings go out from the shield machine wrapped by the grouts was designed according to the present 河海大学本科毕业论文 longitudinal equivalent continuous model theory and the elastic foundation theory. With the help of Ansys software, a research is conducted on the effect of upward movement on the mechanics of the linings and the waterproofing of the joints. The analysis results show that under the basic parameters conditions, the largest deformation is 65.7mm located near the tenth lining ring and the max splaying amount of joints is 3.61mm. The width of lining rings, the foundations elastic coefficient and the driving speed have much influence on the mechanics and waterproofing. The number of longitudinal bolts directly affects the splaying amount of joints. The linings longitudinal equivalent rigidity will improve if the width of lining ring or the number of bolts rises, which is very useful to control the structures deformation. Keyword: shield tunnel; longitudinal rigidity; back-filled grouting; upward movement; waterproof of joints. 目 录 目 录 第一章 绪论1 1.1 盾构隧道简介 1 1.2 问题的提出 2 1.3 盾构隧道上浮研究现状. 3 1.3.1 盾构隧道上浮机理研究 3 1.3.2 盾构隧道壁后注浆研究 6 1.3.3 盾构隧道纵向计算模型 9 1.3.4 盾构隧道纵向等效参数的确定. 12 1.4 研究内容和技术路线. 14 1.4.1 研究内容. 14 1.4.2 技术路线. 15 第二章 壁后注浆引起盾构隧道上浮的试验研究.16 2.1 试验材料及设备 16 2.1.1 试验材料. 16 2.1.2 试验设备. 18 2.2 试验原理 20 2.3 试验的基本方案 21 2.3.1 浆液制备方案 . 21 2.3.2 基本性质测定方案 21 2.3.3 上浮力测定方案 23 2.4 试验成果分析 24 2.4.1 浮力重度随时间的变化 24 2.4.2 浮力重度和基本性质之间的关系. 25 2.4.3 浮力重度受浆液配比的影响情况. 26 2.5 本章小结 29 第三章 壁后注浆引起盾构隧道上浮对结构影响的计算分析.30 3.1 壁后注浆引起盾构隧道上浮机理 . 30 3.1.1 壁后注浆浆液硬化滞后 30 3.1.2 衬砌自重和盾尾约束不足以抵抗上浮力. 30 3.1.3 浆液分布形式对上浮的影响 31 河海大学本科毕业论文 3.2 盾构隧道纵向设计模型的建立. 32 3.2.1 弹性地基梁理论 32 3.2.2 纵向设计模型的建立 33 3.2.3 模型求解及主要参数确定 34 3.3 盾构隧道上浮对结构的影响. 35 3.3.1 上浮对结构影响的确定 35 3.3.2 盾构隧道上浮对结构受力影响的分析. 38 3.3.3 盾构隧道上浮对接缝防水影响的分析. 51 3.4 本章小结 57 第四章 结论与展望.58 4.1 研究结论 58 4.2 存在问题与展望 59 参考文献.61 致谢64 第一章 绪论 1 第一章 绪论 1.1 盾构隧道简介 在我国的现代城市建设过程中，地下空间的开发利用已成为一个重要的组成 部分1，其中包含了大量的隧道建设工程，如南水北调中的输水隧道、水电开发 中的引水隧道、西部大开发中超长隧道等，各大主要城市更是掀起了地铁建设的 热潮。目前，我国已成为世界上隧道最多、最复杂、发展最快的国家2。 如此多的隧道工程建设，为盾构工法的应用和发展提供了广阔的空间。盾构 工法施工始于 1818 年，是法国工程师 Brunel 观察蛆虫腐蛀船底成洞的经过后得 到启发而发明的隧道掘进的一种方法， 于 1943 年首次应用在建造横穿英国泰晤士 河河底隧道成功，至今已有 168 年的历史3。盾构工法，顾名思义，包含“盾” 和“构”两个施工程序，所谓“盾”是指保持开挖面稳定性的刀盘、压力舱和支 护围岩的盾构钢壳，所谓“构”是指构成隧道衬砌的管片和壁后注浆体4。盾构 工法就是在刀盘、压力舱、钢壳的保护下进行隧道开挖，同时在盾构尾部拼装预 制的管片、砌块或者现浇混凝土以形成隧道的衬砌结构。 盾构工法属暗挖法，与传统的明挖法、钻爆法相比，具有如下一些优点3,5： 对环境影响小；掘进不受地形、地貌、江河水域等地表环境的限制；地表 占地面积小故征地费用少；适于大深度、大地下水压施工，相对而言施工成本 低；挖土、出土量少，有利于降低 成本；抗震性能好；适用地层范 围宽； 施工几乎不受气候条件的限 制，而且自动化程度高，所需作业人 员少，掘进速度快。正是由于盾构工 法存在的这些优越性， 使得其在隧道 工程建设中占有不可替代的地位， 目 前已被广泛应用于铁路及公路隧道、 污水排放隧道、引水隧道、通电、通 气及通讯共用隧道等各种场合的隧 道工程施工中，图 1.1 为盾构工法修 建的隧道。 我国应用盾构施工技术始于上世纪 50 年代末，有记载的如 1954 年在东北阜 新建造的 2.6m 圆断面疏水道以及 1957 年在北京进行的小口径下水道工程，但 图 1.1 某盾构隧道示意图 河海大学本科毕业论文 2 系统的开发、研究、设计、制造和施工是从 1963 年在上海塘桥修建的 4.2m 网 格挤压式盾构隧道正式开始起步。此后，尤其是自上世纪 90 年代开始，盾构工法 在我国进入了飞速发展的阶段5, 6。 首先是数量上的突飞猛进， 上海、 广州、 北京、 南京等大中型城市相继使用盾构工法建设地铁隧道，上海、南京等临江城市也先 后使用该法建造了过江隧道，另外，其在南水北调、西电东送、西气东输、青藏 铁路建设等大型工程中也有着广泛的运用； 其次， 盾构工法的使用范围逐渐扩大， 目前，盾构隧道已广泛应用于交通、输水、通电、通气、通讯等各个行业，所适 用的地层包含了软土、砂卵石、软岩、甚至岩层，并能在各种埋深条件下使用； 第三，盾构工法的设计、制造、施工水平都有了大幅度的提高，经过半个世纪的 努力，我国已能自主研发、制造各类盾构机（特别是 1988 年研制成功的我国第一 台土压平衡盾构，使我国的盾构技术接近了当时国际先进水平，目前，我国盾构 掘进机国产率已达 70%以上6） ，而盾构隧道也朝着大直径、超大直径方向发展， 如 2005 年建造的南京过江隧道、上中路隧道（上海） 、上海长江隧道等直径都达 到 15m 左右。 1.2 问题的提出 在各地的盾构隧道建设中，尤其是大直径、超大直径的泥水隧道，时常会出 现管片结构上浮等现象，影响隧道走向、高程和净空等，严重的甚至会造成管片 结构开裂，给接缝防水带来很大的隐患。 GB50299-1999 地下铁道工程施工验收 规范规定7：管片拼装后，隧道轴线的高程和水平位移不得超过50 mm。然 而，很多工程实例中测得的上浮值都超出了此范围。在上海大连路隧道使用的 11.22m 泥水盾构隧道中，管片脱出盾尾即有上浮，在十环后达到最大值，平均 上浮量约为80mm； 上海某盾构隧道北线出洞后的80环也出现了较大幅度的上浮， 最大上浮量达到 15cm，平均上浮量在 12cm 左右；在某城市盾构隧道施工中，管 片脱出盾尾后最大上浮量达 170mm。 事实上，盾构隧道纵向管片上浮现象存在于很多工程实际中。广州市轨道交 通三号线某区间右线盾构隧道在 2003 年 10 月 26 日完成第 407 环掘进后， 发现已 安装的管片在近日内向上垂直位移严重，其实测统计数据见表 1.1 所列8，由表 中数据可绘制该段管片环的上浮曲线如图 1.2 所示。 由表1.1中数据和图1.2中上浮曲线走势情况可以看出： 截止到26日， 388400 号管片环的上浮量均超过 100mm，最大上浮量达到 132mm（397 号管片环） ，严 重超标；各环上浮量不尽相同，相邻两环最大差距达 15mm；总体来说，随着时 间的增长，上浮速率逐渐减慢，上浮量最终趋于稳定；上浮量最大值出现在距盾 尾数环之后的地方，而并非刚脱离盾尾管片环上。 第一章 绪论 3 由此可见，盾构隧道上浮已成为一个不容忽视且亟待解决的问题，深入研究 研究盾构隧道在施工期由于壁后注浆导致的上浮及其对结构受力和接缝防水的影 响、探寻合理的解决方案是非常有必要的。 表 1.1 388400 号管片环上浮情况统计表（单位：mm） 环 号 388 389 390 391 392 393 394 395 396 397 398 399 400 25 日上浮量 91 90 83 82 82 77 74 62 57 51 36 28 34 26 日上浮量 100 110 110 112 118 119 125 130 130 132 130 129 128 24h 上浮增量 9 20 27 30 36 42 51 68 73 81 94 101 94 0 20 40 60 80 100 120 140 388 389 390 391 392 393 394 395 396 397 398 399 400 环号 实测上浮值/mm 25日上浮量 26日上浮量 24h上浮增量 图 1.2 388400 号管片环上浮情况走势图 1.3 盾构隧道上浮研究现状 1.3.1 盾构隧道上浮机理研究 随着盾构法隧道施工技术的发展和规范要求的提高，隧道上浮引起的拼装困 难和防水隐患等问题对施工和运营的影响日益凸显，也逐步得到广大技术人员的 重视9。对于上浮的原因，尚存在一些争议，通常认为隧道上浮受到工程地质、 水文地质、 壁后注浆、 管片的选型与安装质量以及盾构姿态控制等方面的影响10。 本文在现有研究的基础上，认为隧道产生上浮的两大条件11：一是要存在一定的 上浮空间（外在条件） ；二是具有引起上浮的力（内在因素） 。 1.3.1.1 产生上浮的外在条件 （1）衬砌背后的建筑空间 前已述及，管片是在盾尾部位进行连接拼装成环，随着盾构机的推进，逐步 脱离盾尾。为了拼装方便，通常在盾构机内径和管片环外径之间预留一定的操作 空间（现有的实际使用数据大多为 2040mm12） ，如图 1.3 所示。 河海大学本科毕业论文 4 图 1.3 盾尾结构示意图 因此，盾构机的切削刀盘的外径应满足下式 tXDD2 0 （1-1） 式中：D 为切削刀盘外径； D0为管片外径； X 为盾尾空隙； t 为盾尾壳板厚度。 另外，由于盾构在前行过程中，可能会存在超挖、盾构机推进过程中蛇形推 进以及外壳上粘带泥土等问题，造成盾构机实际成洞直径稍大于上式计算值。当 盾构机推进之后，如果是在软弱地层中，隧道顶部土体就有可能产生向衬砌结构 的变形，填补了一部分的建筑空间，对控制上浮是十分有利的；若处于坚硬地层 中，由于周围土体能维持自身稳定，就会造成衬砌到围岩存在一定距离，较长时 期内处于无支护状态，称之为盾尾空隙。 由于盾尾空隙的形成受很多种因素决定， 对间隙大小的计算尚存在较大争议。 Lee 等13假定土体具有弹性-完全塑性的关系，用三维弹塑性有限元分析了加拿大 安大略省的桑德贝隧道， 引入总间隙参数 G 来反映隧道开挖面推进和隧道施工引 起的地层损失，并在不考虑固结作用的前提下，提出了基于有限元方法的确定间 隙参数各分项的方法6。总间隙参数定义为： 2 * 3D UG （1-2） 式中： * 3D U为隧道开挖面引起的等效三维径向位移； 2为物理间隙，即盾构机和管片环的外径之差造成的间隙； 为与施工质量有关的参数。 通常情况下盾尾空隙在 816cm 范围内14，如不能及时填充此空间，将会给 隧道变形控制造成十分不利的影响， 实际工程中常采用壁后注浆的方式予以消除。 （2）周围土体的压缩性 众所周知，土体并非连续均匀介质，一般情况下它是由固、液、气三相组成 15，由于土体内孔隙的存在，使得其在受到外力（主要是压力）作用是会发生一 定的压缩变形，这是土的一大特性。 对于隧道结构，会受到一定的上浮力作用，如果此上浮力超过结构自重，此 盾构钢壳 盾尾空隙 管 片 盾壳厚度 盾尾操作空间 盾构尾封 第一章 绪论 5 时，不管上覆土的重量是否大于该作用力，都会对上覆土被扰动部分产生反向压 缩变形作用，为隧道结构的进一步上浮提供了可能。 1.3.1.2 产生上浮的内在因素 作用在盾构隧道上的上浮力是由多种因素产生的，包括地下水、壁后注浆以 及施工扰动等。 （1）地下水浮力作用 盾构在土中掘进时，如果地下水位较高，土的透水性较好，当管片脱离盾尾， 会迅速杯水或泥浆包裹，受到较大的浮力作用, 此时，若上部作用及自重无法抵 抗地下水引起的浮力, 将会使隧道上浮16。 （2）壁后注浆所致 管片脱出盾尾后，为防止结构变形及周围土体坍塌，常在盾尾空隙充填水泥 浆或化学浆液，该过程被称为壁后注浆。事实证明，该方法是可行而有效的，目 前已被广泛运用于实际工程中。 在注浆初期， 由于浆液的凝固需要一定的时间， 不能立即达到所需要的强度， 实际上，在相对较长的时间内，隧道是处在液态或者流态注浆浆液中，受到浆液 的产生的浮力作用。由于浆液的密度较大，该上浮力比在水的浮力要大，很容易 产生上浮现象。 （3）千斤顶的偏心荷载造成6, 8 盾构机是靠支撑在已成型管片环上的油压千斤顶向前推进的。如果隧道的设 计轴线在同一直线上，如图 1.4(a)所示，那么其后管片环受到各千斤顶的推力比 较均匀，一般不会影响上浮。事实上，由于地形地质等因素的影响，隧道的轴线 盾构机 管片环 千斤顶 设计轴线 折弯点 (a) 设计轴线在同一直线上 (b) 设计轴线不在同一直线上 图 1.4 设计轴线对管片环上浮的影响 河海大学本科毕业论文 6 一般不可能在同一条直线上，如图 1.4(b)所示，而切削刀盘所受到的阻力也不均 匀，这就会造成各千斤顶的推力变化较大，如果管片环顶部受到的推力大于底部 受到的推力，就可能造成结构的上浮。 此外，根据各工程的实际情况，还有一些产生上浮因素，例如：在泥水盾构 中，为保持开挖面的稳定，需要用较大的泥水压力与切口处的压力保持平衡，可 能会造成泥浆向隧道后方流窜，从而会产生较大的浮力，造成隧道上浮；采用管 片注浆方式时，可能由于周围土体堆积或者浆液流动性太差，造成管片局部范围 内受到较大的作用力，从而导致上浮；隧道周围其它建筑物施工对其影响从而产 生的上浮等。 1.3.2 盾构隧道壁后注浆研究 盾构施工中的壁后注浆的目的主要有三点5：防止地层变形；确保管片 衬砌的早期稳定（外力作用均匀） ；提高隧道的抗渗性。考虑到工程中盾尾空隙 大小、形状都具有不确定性，另外，壁后注浆在消灭了空间，让隧道与周围土层 紧密接触形成稳定的一体化构造共同抵抗外力的同时，也对结构产生较大的上浮 力，在此种复杂的施工环境条件下，为实现上述目的，必须对有关壁后注浆理论 和注浆影响等进行深入的研究。 壁后注浆的效果与浆液种类、注浆压力、注浆量、注浆时间、注浆方法等多 种因素有关，如果注浆压力过小或者注浆量太少，浆液不能充填全部的间隙，很 难形成有效的固化层；相反，如果注浆压力过大或者注浆量太多，将造成管片环 受到较大的压力，甚至在局部部位由于压力过大造成管片开裂、接头防水失效等 严重后果。因此，在选择注浆指标时，应全面考虑各方面的因素，并现场观察注 浆效果，不断修正各指标，从而达到最佳效果。 1.3.2.1 有关壁后注浆浆液研究 壁后注浆浆液的选择受土质条件、盾构工法的种类、施工条件、价格等因素 的支配，应在掌握浆液特性的基础上，按实际条件选择最合适的浆液。浆液选择 的合适与否直接决定着注浆效果的好坏。 张凤祥5、沈征难8等对浆液提出了具体的要求：充填性好，能不流窜到盾 尾空隙以外的其他地域（不漏失到掘削面及围岩土体中去） ；浆液流动性好、离 析少；浆液应具备不受地下水稀释的特性；应及早凝固(理论上讲越快越好， 但初凝时间太短容易造成注浆管堵塞)， 希望早期强度均匀， 数数值上与原状土强 度相当；浆液硬化后体积收缩率和渗透系数要小；无公害，价格便宜。 目前常用的壁后注浆材料主要有两类：单液型浆液和双液型浆液。前者是指 第一章 绪论 7 一次拌合成型的流动液体， 再经过液态-固态的中间状态 （流动态凝结及可塑态凝 结）后，固化形成；后者通常是化学注浆，即把 A 液（水泥类）和 B 液（通常为 水玻璃类，作硬化剂）两种浆液混合，变成胶态，混合液的粘性随时间的增长而 增长，随之进入流动态固结和可塑态固结区。 沈征难8、黄威然11、叶飞6等从不同角度对两种浆液的性能进行了比较（表 1.2） 。在以日本为代表的亚洲地区，地质条件较差，围岩稳定性不好，故泥水平 衡盾构的同步注浆主要采用双液型；而以法国、德国为代表的欧洲地区，围岩稳 定性较好，基本能维持自身稳定，故以单液型为主17。据了解，近期在苏州的地 铁盾构隧道建设中，使用了一种新型壁后注浆浆液厚浆，其施工方便，易于 控制，效果较好，有待进一步的推广。 表 1.2 各类型浆液性能比较表 单液型浆液 浆液类型 惰性浆 硬性浆 双液型浆液 浆液材料 砂、粉煤灰、水、 膨润土等 粉煤灰、砂、水泥、 水、外加剂等 水玻璃、水泥、砂、 水、粉煤灰等 注浆设备 简单 简单 复杂 管理要求 低 较低 高 初凝时间 无 可根据需要调整 很快（数秒） 早期强度 无 可根据需要调整 很快 最终强度 较小 大 大 堵塞情况 基本不堵管 存在 易堵管 流失情况 易流失 有流失 基本不流失 充 填 性 好 较好 较好 和 易 性 好控制 一般 一般 价 格 便宜 一般 贵 1.3.2.2 关于壁后注浆影响上浮的研究 近年来，盾构隧道上浮现象越来越受到人们的关注，作为引起上浮的主要因 素之一的壁后注浆也成为了隧道工程的一大主要课题。很多学者针对盾构隧道壁 后注浆复杂的施工环境，进行了大量的理论分析及模型试验研究。 同济大学丁文其等18认为在盾构施工中，浆液材料充填在衬砌管片和土层的 间隙内，将随着盾构的施工由液态逐渐凝固，其刚度是不断变化的。采用无厚度 的 Goodman 节理单元模拟注浆材料既能传递法向应力又能传递剪应力的性质， 针 河海大学本科毕业论文 8 对不同施工阶段，依据经验或由现场量测得到的位移分别选定不同的初始地应力 释放系数，据此反映注浆材料在各施工段的变化。 南京大学张云等13在分析盾构法隧道引起地表变形的原因的基础上，将盾尾 空隙的大小、注浆充填程度、隧道壁面土体受扰动的程度和范围等难以分别量化 又对地层位移影响较大的因素，概化为一均质、等厚的等代层，并分析了地表变 形对等代层参数的敏感性。 中南大学邓宗伟等19运用 FLAC3D2.0，结合盾构隧道壁后注浆的受力特点进 行二次开发，对盾构隧道壁后注浆的作用机理进行了研究，探讨了壁后注浆对支 护结构和围岩的受力、变形影响的规律性，并据此提供了一种确定壁后注浆压力 的方法。 同济大学叶飞6通过引入等效孔隙率替代土体本身的孔隙率，来考虑建筑间 隙的影响，在假定半球面扩散和弧面扩散的前提下，对盾构隧道壁后注浆的渗透 范围及因注浆而对管片造成的注浆压力进行了理论推导，得到了考虑建筑间隙影 响的浆液扩散半径及对管片产生的压力大小计算式。在此基础上，又提出了纵向 整体抗浮计算模型，将横向刚度有效率及横向刚度影响系数引入到纵向等效抗弯 刚度的分析计算中，分析了上浮力对结构受力、变形的影响。 天津大学袁杰20通过有限元分析，在保持支护压力和刚度折减系数不变的前 提下，认为：位移随着注浆压力的增大而减小，但是注浆压力的变化对位移值的 影响不是很大。 模型试验作为科学研究的一个重要手段，在与隧道开挖有关的地层位移研究 中发挥了重要作用。模型试验又可分为离心模型试验和其他物理模型试验，前者 通常利用离心力模拟土重等研究隧道掘进引起的地层位移，后者则可以考虑壁后 注浆浆液的注入及其硬化过程对地层位移和衬砌土压力的影响。 河海大学季亚平21考虑到注浆材料的强度会随着时间的增加而增加，对注浆 材料不同凝固阶段的试样进行无侧限抗压强度试验，得到注浆材料不同龄期的抗 压强度和弹模，模拟了注浆体硬化的过程，全面分析了注浆体厚度、衬砌厚度以 及隧道相对埋深对衬砌压力的影响。 广州盾建地下工程有限公司罗云峰等22通过利用现场原材料，进行了减水剂 的选择试验，采取了在砂浆中掺加膨润土的措施，进行了配合比优化试验，改善 了盾构法同步注浆浆液的施工性能，提高了浆液的稳定性,改善了浆液的可泵性， 实现了较好的注浆效果。 河海大学梁精华23针对南水北调中线穿黄隧道盾构法施工中的细纱土质地 层，比较系统的研究了同步注浆材料的物理力学性质，探讨了水胶比、胶砂比、 膨水比等对浆液流动性、凝结时间、泌水率及体积收缩率的影响，并进行了注浆 第一章 绪论 9 材料的优化配比试验，研制出满足具体施工环境的浆液优化配合比。 河海大学付磊24认为在盾构隧道施工中，盾尾空隙中的注浆材料随施工过程 逐渐固化，其力学性质也不断发生变化，影响着地层位移的分布规律。在此基础 上，对盾构机掘进的全程进行分析，用 Mindlin 解法和经验值拟合法模拟了地应 力的变化趋势；从流变的角度对注浆材料进行了恒载和变载条件下的流变试验得 到了卸载型的非线性流变模型；用半无限土体圆孔非对称收缩问题模拟了因注浆 材料固化引起的地层位移问题,并结合南京地铁一号线张府园一新街口盾构隧道 工程实际,分析了地层位移的变化规律。 河海大学韩月旺25对壁后注浆浆液进行了多层次的试验研究，通过正交试验 设计方法研究工程中常用三种浆液的各项工程特性，分析各配比关系对浆液影响 的大小，在以某一参数为目标的基础上，得到了最优配比。通过模型试验分析了 浆液的压力分布规律及固结-胶结特性，并研究了壁后注浆对地层变形的影响机 理。 1.3.3 盾构隧道纵向计算模型 盾构隧道是由管片拼装成管片环后经螺栓连接形成的细长结构，其结构分析 是一个复杂的三维问题，计算相当繁琐，目前研究中通常将其转化为纵向和横向 两个平面问题进行分析，有效地简化了计算。 尽管目前对于盾构隧道衬砌结构已展开而深入的研究，但主要集中在其横向 结构特性上，常采用的计算模型有：自由变形与侧向弹性抗力均质模型、等效刚 度模型、多铰圆环结构模型以及梁-弹簧模型等。本文主要研究盾构隧道结构纵向 上浮问题，未对横向问题展开深入研究。 实际上，在横向上，由于管片多采取柔性设计思想，衬砌周围的土压力和抗 力等荷载作用总是趋向于将管片环压紧的，只要是管片不首先破坏，衬砌的稳定 性是完全有保证的，同时，一定的位移值和收敛值对隧道防水是有利的。相反， 隧道的纵向变形特性要脆弱的多，而隧道纵向变形通常对结构是不利的，在纵向 变形或曲率达到一定量值后，隧道即可能出现环缝张开过大而漏水或者管片纵向 受拉破坏等26。 在隧道纵向上，由于环与环之间接头的存在，接头连接处的刚度会有较大程 度的消弱，导致该方向上结构的刚度并非均匀分布的，另外，隧道上浮与上覆土 厚度、土层性质等多种因素有关，在计算时要进行一定的简化方能求解。 近年来，国内外学者开始广泛关注隧道的纵向变性问题，做了很多系统的研 究，提出了一些比较合理的纵向计算模型，并不断进行改进，所取得的成果也逐 渐应用于实际工程中。 河海大学本科毕业论文 10 1.3.3.1 纵向梁-弹簧模型 纵向梁-弹簧模型是由日本学者小泉淳等提出27。该模型以梁单元模拟衬砌 环，以弹簧的轴向、剪切和转动效应模拟环向接头和螺栓，再以弹簧模拟土体与 隧道之间的相互作用，如图 1.6 所示。 该等效方法将隧道纵向等效为接头与管片的组合体，满足纵向弹性地基平衡 方程，吻合但是，梁-弹簧模型是建立在适用于线弹性介质的卡式第二定理的基础 上，它不能全面而准确地模拟管片接头的非线性性状，另外，运用该模型不能直 接、 精确地得到管片接头的内力和张开位移， 而这正是设计者非常关心的问题28。 1.3.3.2 梁-接头不连续模型 朱合华等28在分析了梁-弹簧模型优缺点的基础上， 提出了一种新的计算模型 梁-接头不连续模型。该模型从结构的非线性出发，引进了非线性介质力学数 值分析的古德曼单元思想， 并认为接 头单元具有抗拉伸作用， 以模拟螺栓 的连接作用。 此模型将管片离散成梁单元， 将 管片接头部分处理为两个不同结点， 考虑成接头单元， 用以模拟衬砌结构 的不连续性。在纵向上，采用纵向剪 切模型来模拟管片环间螺栓的纵向 联接作用， 特别是错缝拼装条件下管 片环间的加强作用，如图 1.7 所示。 该模型在考虑管片环间效应时仅仅 考虑相邻两环之间的剪切作用6。 衬砌环 扭转弹簧 切向弹簧 轴向弹簧 地基弹簧 图 1.6 纵向梁-弹簧模型 管片接头 纵向接头 n s 图 1.7 管片环纵向剪切模型 第一章 绪论 11 1.3.3.3 纵向等效连续化模型 日本学者志波由纪夫等在上世纪 80 年代末首次提出纵向等效连续化模型。 该 模型认为隧道横向为一匀质圆环，在纵向上以刚度等效的方法把由接头和管片组 成的盾构隧道等效为具有相同刚度和结构特性的均匀连续梁27，如图 1.8 所示。 该模型概念明确，计算相对简单，通过改变计算参数能够适合各种地质条件 及工况，可以直接给出管片和螺栓应力，容易为广大工程技术人员掌握，是目前 研究隧道纵向结构性能的常用方法之一。但存在的缺点是：认为隧道是弹性地基 上的直梁，忽略了错缝拼装对隧道刚度的影响；而且此模型仅从理论上进行了说 明，所得结果缺乏验证，未能充分证明其适用于各盾构隧道的情况。 廖少明29对各种地基模型下隧道纵向剪切传递效应进行了研究，结合纵向梁 -弹簧模型与纵向等效连续化模型，认为纵向接头的影响范围是有限的，并非是纵 向等效连续化模型中的整环范围，在此基础上，提出环缝影响系数的概念，对上 述模型进行了合理的修正，称之为修正纵向等效连续化模型。 臧小龙30将双参数弹性地基梁模型引入盾构隧道纵向结构性能、变形性态的 研究分析，考虑隧道周围土体通过剪切效应对隧道结构的支承作用，弥补了温克 尔弹性地基梁模型未能考虑土体剪切效应的不足。同时还对地基基床系数和剪切 模量的取值进行了探讨。 徐凌31在模型试验的基础上，结合前人研究成果，提出了广义纵向等效连续 化模型。 该模型引入环缝影响长度相对系数， 通过该值的变化反应接头影响范围。 叶飞6在分析现有纵向分析模型的基础上，考虑了横向性能对纵向抗弯性能 的影响，对纵向等效连续化模型进行了进一步的改进。 1.3.3.4 三维骨架模型 在前面的分析模型中，均将隧道的受力问题看作平面问题，单独研究横向或 纵向问题，较大程度地简化了计算却不能真实反映隧道的受力性态。日本学者小 泉淳等在研究的基础上，提出了三维骨架模型，该模型对管片的接头、环缝的接 头作了具体的建模，因而能比较准确的反映接头处的受力和变形。但是，该模型 所需要的单元数目非常庞大，模型建立比较复杂，涉及参数如接头的弹簧参数比 较多，取值有待进一步研究6, 27。 图 1.8 纵向等效连续化模型 地基弹簧 梁 河海大学本科毕业论文 12 黄钟晖32在此基础上提出新的纵向三维模型，以壳单元对管片体建模，管片 接头以轴压、剪切、旋转三个方向的弹簧单元来模拟接头的力学行为，并利用该 模型进行了隧道衬砌的纵向沉降性能研究。由于该模型以壳单元对管片体建模， 因而无法模拟管片环面传递接触压力的受力特征，也无法考虑环面摩擦的影响。 此外，W.H.N.C.vanEmpel 等基于有限元计算结果提出的另一种计算模型，其 基本思想也是将隧道在纵向上等效为一根梁，然后以弹簧模拟土与隧道间的相互 作用，隧道的纵向性态可以分为两类：管片结构与纵向接头一起受弯受剪和只有 接头受弯受剪。进行纵向等效时，依照环缝接头刚度的不同，通过有限元计算对 隧道弹性模量和剪切模量分别进行折减，该模型尚未得到试验或现场测试数据的 验证27。 1.3.4 盾构隧道纵向等效参数的确定 结构分析模型需要考虑计算目的、要求精度、分析方法等因素加以决定。目 前常用的纵向分析模型为纵向梁-弹簧模型和纵向等效连续化模型两种12， 前者宜 用于对隧道纵向的详细研究，可直接求出管片环接头部分的截面内力和位移；后 者则具有模型化简单、计算时的输入容易等优点，研究地震的影响等时常常加以 应用，尤其是在使用有限单元法的计算中，由于节点数和单元数的关系和接头部 分的模型化的关系，大多使用此种方法；另外，考虑到计算量和计算时间，有时 也会两种方法同时使用。 由于管片环接头的影响，盾构隧道衬砌结构整体的有效抗弯刚度小于均匀管 片环的抗弯刚度，常将前者与后者的比值称为刚度有效率，以表示刚度的折减程 度。部分模型所得的刚度有效率如表 1.4 所示。 表 1.4 部分模型对应的刚度有效率统计表6, 27 计算模型 梁-弹簧模型 纵向等效连续化模型 修正纵向等效连续化模型 刚度有效率 1/5 1/15 1/71/5 西野健三等曾通过盾构隧道现场载荷测试得到在黏土和砂土中隧道弯曲刚度 的实测值大约是匀质整体衬砌隧道弯曲刚度值的 1/5 左右27；余占奎33等通过室 内纵向的集中加载结构模型试验得到上海地铁盾构隧道横向刚度有效率：通缝、 错缝拼装的隧道纵向抗弯刚度分别为匀质整体衬砌隧道的 1/8.77 和 1/7.69。 根据现场和室内试验实测数据与各模型结果对比分析，为简化计算，本文拟 采用志波由纪夫等提出的纵向等效连续化模型进行上浮分析，即假定隧道横向为 均质圆环，并忽略横向变形对纵向刚度的影响，将隧道简化为一弹性地基梁进行 求解。对于该模型，推导等效刚度和等效弹簧系数两大参数成为关键问题。 第一章 绪论 13 1.3.4.1 纵向等效抗弯刚度 在推导纵向等效刚度时，作了如下假定：平截面假定，截面上的变形量与 中性轴间的距离成正比；假定中性轴的位置和管片环内的应力分布沿隧道轴向 不变；虽然螺栓是沿圆环离散分布，但是按照连续分布计算。在此前提下，绘 制管片在弯矩作用下的变形情况如图 1.9 所示，从而推导得纵向等效连续化模型 的等效刚度34为： cceq IEEI sin)2/(cos cos3 （1-3） cc cb AE lnK 2 1 cot （1-4） 式中： 表示中性轴的位置，由式（1-4）确定； Eb为螺栓弹性模量； Ab为螺栓横截面面积； lb为螺栓长度； n 为纵向螺栓个数； Ic为隧道纵向惯性矩； 为相邻两管片环中心截面的相对转角； Ec为隧道截面弹性模量； Ac为隧道横截面面积； Kb为接头螺栓的线刚度，Kb = Eb Ab / lb； lc为两环管片中心线间的距离，其数值上等于一环管片的宽度B； 1.3.4.2 等效弹簧系数 管片环处于注浆浆液的包裹，故弹簧系数应和注浆浆液与包围在隧道周边土 体两部分组成的串联弹簧等效，其表达式为35： Rc 中性轴 图 1.9 管片环间接缝变形、应力图 受压侧 /2 cmax/2 bmax/2 lc /2 管 片 环 bmax=Kbbmax cmax=Eccmax c 受拉侧 变形线 应力图 河海大学本科毕业论文 14 c r R E k )65)(1 ( 3 0 （1-5） tan2 1 tan2 111 tan2 11 1 tan2 1 0 jcscsccj cc HDHDEDHDE DHD E （1-6） 式中：kr为隧道纵向的等效弹簧系数； v 为泊松比； Rc为衬砌环半径； Dc为衬砌环中心直径； E0为隧道周围等效变形模量； Ej为浆液的变形模量； Es为土体的变形模量； 为荷载扩散角，一般取为 300； Hj为注浆填充间隙； Hs为周围土体的考虑影响厚度； H 为总的影响范围，H=Hj+Hs，一般取为 3D0（D0为衬砌环的外径） 。 值得一提的是，随着浆液强度的增大，其变形模量也不断增长，导致求得的 等效弹簧系数是一个随时间变化的量。 1.4 研究内容和技术路线 1.4.1 研究内容 盾构工法已成为我国隧道（尤其是城市地铁）建设中一种重要的施工方法， 随着施工技术及规范要求的提高，盾构隧道衬砌结构在施工期内的上浮变形及由 上浮产生的一系列问题逐渐突显出来，本文正是以此为背景，分析盾构隧道施工 期上浮原因，重点研究上浮对结构受力、接缝防水的影响。具体研究内容如下： （1）收集并整理相关的文献资料，总结关于盾构隧道结构的上浮原因、壁后 注浆及现有的纵向分析模型等方面的知识； （2） 对壁后注浆浆液开展配方和室内试验研究， 并开发一个能够模拟盾构隧 道壁后注浆的试验装置，以确定由壁后注浆引起的上浮力的大小和作用范围； （3） 确定上浮对结构受力及接缝防水影响的评价指标， 并推求各指标的求解 方法； （4） 建立盾构隧道纵向分析模型， 并根据实际工程资料确定一组基本参数 （管 片环宽度、 纵向连接螺栓数量等） ， 结合试验部分得到的上浮力计算各指标的大小 来