隧道浆体注浆压力计算模型

隧道浆体注浆压力计算模型

0壁后注浆压力在施工过程中，会导致地层变形的因素很多，主要原因是压力舱支撑压力不平衡，导致挖井时方土的移动，以及壁后注灰的不完全硬化，导致围岩土向盾尾附近移动。对盾尾空隙进行壁后注浆是控制地层应力释放和地层变形的重要手段,且硬化后的注浆体可起到防水,使土压力作用均匀及确保管片衬砌早期稳定的作用,是盾构施工的必备及关键工序。盾构壁后注浆是以一定的注浆压力把具备一定流动性的浆液泵压至盾尾空隙内,并确保对该空隙充填均匀饱满。因此,注浆压力是壁后注浆的一项重要控制参数,当注浆量达不到预定的注浆率要求时,则需增大注浆压力进行注浆,但注浆压力需设定一个上限值,防止因注浆压力过大而击穿盾尾密封装置、引起管片开裂或螺栓剪断。壁后注浆完成后,浆体压力的分布、浆体是否充填完全对于管片受力、围岩应力释放具有重要影响。可从壁后注浆完成后的浆体压力大小及形式是否与初始地层应力相适应,以及注浆率是否与浆液固结硬化后的体积收缩变形来评价壁后注浆控制地层应力释放和地层变形效果。对于浆液是否均匀饱满地充填盾尾空隙,目前较为常用的方法是利用探地雷达进行壁后注浆的无损探测,该方法可以有效地获得浆液对盾尾空隙的填充效果。北京地铁5号线的北新桥车站实行先隧道后开挖车站的施工方法,并在拆除成型隧道后对注浆体的充填效果进行了观测,为研究壁后注浆效果提供了不可多得的机会,但具有滞后性,对其他工程的推广意义不大。壁后注浆压力的控制主要以注浆管道出口处的浆液压力为准。目前注浆压力值的设定主要是依据施工经验设定,设定值通常为地层阻力加上0.1~0.2MPa的富余量。壁后注浆完成后,盾尾空隙中浆体压力的大小也有进行现场监测方面的研究。Bezuijen通过在管片吊装孔内安装压力传感器,对盾构穿越砂土层的Sophia隧道壁后注浆压力进行实时监测。浆体压力在环形盾尾空隙内整体上表现为上小下大的形式。随盾构推进浆体压力逐步减小,最终浆体压力趋向地下水压力的大小及分布形式。Hashimoto利用其发明的垫片式衬砌压力计,对管片受力变化进行了监测,发现在粘土地层进行盾构施工时,在壁后注浆阶段,管片的受力由壁后注浆压力决定,壁后注浆完成后又取决于浆体压力的消散程度。在壁后注浆完成后,管片的早期受力分布均匀,随浆体压力的消散,管片受力开始表现为上小下大的形式,并开始出现局部偏压现象。长期的管片受力大小趋于初始地层应力。朱合华利用无厚度的、非应力应变关系的Goodman接触单元模拟浆体层,采用应力释放率的方法对盾构施工进行了数值模拟。采用了均匀圆形和非均匀的上小下大的两种浆体压力分布形式对管片受力进行了模拟分析,表明非均匀的浆体压力分布形式所得管片受力结果更符合实测数据。张云则考虑土质条件、注浆充填程度等因素,在理论盾尾空隙厚度进行一定程度的折算,提出了等代层的概念。将等代层中的材料视为土体、浆体混合体,其材料参数介于土和水泥之间,可参考水泥土的性能参数选取。季亚平通过改变浆体材料的弹性模量来模拟浆体的硬化现象,且在不同的硬化阶段采用不同的应力释放系数模拟地应力的释放过程,并对地层变形规律和管片受力进行了模拟分析。Kasper也利用变刚体的方法对盾构施工过程中的壁后注浆进行了数值模拟。注浆压力的消散是通过在围岩土体的剖分节点上反向施加逐步减小的应力来实现。可见,对盾构施工过程进行数值模拟,壁后注浆压力是不可回避的问题。为了明确盾尾空隙中浆体压力的大小及分布形式,利用宾汉姆流体方程来描述浆液的流体特性,对壁后注浆压力扩散公式进行推导,并与实测值进行了对比验证。1剪切速率变化流体的流动特性主要有牛顿流体(粘性流体),其流动服从牛顿定律,只有流体的粘性影响其流动;宾汉姆流体(粘塑性流体),不仅其粘性影响流动,而且流体只有克服自身的剪切屈服强度才能发生流动;幂律流体(假塑性流体)与宾汉姆流体相似,但该流体具有一定触变性,剪切应力与剪切速率呈非线性关系。利用NXS-11A型旋转粘度计对正交试验设计的16组硬性浆液的流变参数进行测定,得到硬性浆液的流变特性符合宾汉姆流体,且塑性粘度可在1~4Pa·s之间,动切力在10~40Pa之间取值。2计算壁式后期纸浆注入的压力分布的模型2.1注浆管的布置盾构壁后同步注浆工艺一般采用内置于盾壳的注浆管,在盾构掘进的同时实施壁后注浆,注浆管数量一般采用4个或6个注浆孔实施,且注浆管的布设位置也不尽相同,如图1所示。浆液通过注浆管被压入盾尾空隙后,便同时沿着盾尾空隙的纵向和环向方向呈扇形扩散流动,逐渐充填随盾构掘进产生的盾尾空隙,如图2所示。2.2.注浆流体特性(1)浆液为不可压缩的均质、各向同性流体;(2)土体-浆液-管片接触面在注浆过程中为不透水边界;(3)浆液在土体-浆体-管片接触面上的流速为0,即壁面无滑移;(4)在壁后注浆过程中浆液的流动属于恒定层流范围;(5)在壁后注浆过程中浆液的流型保持不变,即始终符合宾汉姆流体特性,浆液的粘度和动切力不变;(6)浆液在地下水作用下不发生稀释现象,且浆液不发生堵塞;(7)在浆液未充填的盾尾空隙中充满地下水,且地下水压为初始地下水压力。2.3流核截面内流速梯度浆液注入盾尾空隙后,在环向沿产生流动,如图3所示,盾尾空隙理论厚度为b0,管片外半径为R,注浆孔沿竖直对称轴顺时针转过角度为θ0,取厚度为dr,宽度为Rdθ的微元体,考虑重力作用,浆液密度为ρ,令R1=R+b/2;R2=R+b,根据应力平衡得:式中,r为浆液流动扩散半径;ρ为浆液饱和密度;τ为浆液运动的剪切应力;g为重力加速度。对式沿z方向积分,并利用边界条件:z=0时,τ=0得浆液流动剪切应力在盾尾空隙厚度z方向上的分布:由于浆液符合宾汉姆流体特性,故有:式中,τ为浆液运动的剪切应力;τ0为浆液动切力;μ为浆液塑性粘度;u为浆液流速。设浆液流动过程中的流核高度为2be,当流核高度2be与盾尾空隙厚度2b相等时,浆液停止流动。流核截面内流速梯度为du/dz=0,流核边缘的浆液剪切应力最小,剪切应力为τ0,流速最大。从流核边缘到浆液-土体或浆液-管片交界面的截面上,流速逐渐减小,在交界面处浆液的剪切应力最大,浆液流速为0,则有:将式(4)和式(2)代入式(3)可得浆液在盾尾空隙厚度方向的流速分布:将式(5)沿z方向从be至b积分,并利用边界条件z=b,u=0得浆液在[be,b]范围内的流速分布:当式(6)中z=be时,可得流核的浆液流速:则盾尾空隙内浆液在半径为r的弧形断面上的平均流速:根据断面平均流速,可得浆液在扩散半径为r的前锋面处的平均流量:对式(9)从b到r积分,利用边界条件r=b时,p=P0可得浆液在流动过程中的压力分布:如图4所示,在dt时间段内注入的浆液量不仅要使浆液向外扩散dr,而且要使浆液填充最大扩散半径r范围内新产生的宽度为v·dt的盾尾空隙:将式(11)代入式(10)可得与浆液扩散距离r和注浆时间t相关的盾尾空隙内的浆液压力分布:3注浆孔和注浆压力Bezuijen对荷兰鹿特丹的Sophia铁路隧道的壁后注浆压力进行了现场监测。监测位置隧道所穿越地层主要为砂土层,管片外径为9.45m,隧道埋深15m,地下水位-1m,理论盾尾空隙厚度为16cm。壁后注浆采用硬性浆液,密度为2190kg/m3,注浆孔布设方式和注浆压力见表1,主要计算参数列于表2中。图5为监测得到的随掘进时间(距离)的浆体压力变化曲线。当传感器还处在盾构内部时,压力为零。接近06∶00时,盾尾密封开始通过,此时的压力主要受盾尾密封油脂和钢丝刷的影响。在06∶00时,盾尾密封通过,传感器进入盾尾空隙中。随盾构掘进和注浆的进行,浆体压力开始上升,直到盾构停止掘进。在下一次掘进前,由于浆液的流失及浆液向土体排水,浆体压力开始下降。图6为Sophia隧道壁后注浆在t时刻盾尾处浆体压力在盾尾空隙中的环向分布的计算值与实测值对比图。随注浆时间延长,浆体压力由注浆孔处向远处传递由大到小的传递。当浆液充满后,若继续进行注浆,大约在4min时,盾尾空隙中的浆体压力分布逐渐接近均匀,在17min左右达到最大值,且与实测值吻合较好,证明了所推导的盾尾空隙中浆体压力分布模型的合理性。4模型合理性验证利用宾汉姆流体方程描述盾构壁后注浆的浆液流变特性,对盾构实施同步注浆时,盾尾空隙中的浆体压力扩散过程及压力分布公式进行了理论推导,并实例验证了该模型的合理性。该公