軟土地區(qū)淺埋大直徑盾構(gòu)隧道管片上浮規(guī)律及預(yù)測:以上海機場聯(lián)絡(luò)線工程為例

高俊華, 楊光, 趙森森, 黃忠凱, 張吾渝, 張冬梅,*

(1.中交隧道工程局有限公司上海機場聯(lián)絡(luò)線項目部, 南京 211106; 2. 同濟大學(xué)土木工程學(xué)院地下建筑與工程系, 上海 200092; 3. 青海大學(xué)土木工程學(xué)院, 西寧 810016)

近年來大直徑盾構(gòu)隧道高速發(fā)展,截至2021年底,中國共修建118條大直徑盾構(gòu)隧道[1]。在盾構(gòu)隧道施工過程中管片上浮問題普遍且客觀存在[2-3],特別對于淺埋大直徑盾構(gòu)隧道,受施工參數(shù)及地層的影響,上浮問題更為突出[4],一方面導(dǎo)致管片姿態(tài)難以控制,管片中心偏離設(shè)計軸線,另一方面上浮過程伴隨著錯臺的產(chǎn)生,造成結(jié)構(gòu)損傷。因此研究大直徑盾構(gòu)隧道管片上浮規(guī)律及影響因素對于控制施工參數(shù),減少上浮對結(jié)構(gòu)安全及防水的影響具有重要意義。

針對管片上浮規(guī)律及其影響因素的研究,國內(nèi)外學(xué)者在理論分析、數(shù)值模擬和現(xiàn)場試驗等方面已有較多的研究成果。在理論分析方面,戴志仁[5]推導(dǎo)管片所受的廣義動態(tài)上浮力及靜態(tài)上浮力公式,明確了漿液強度對隧道抗浮穩(wěn)定的決定性作用;張君等[6]將管片上浮過程劃分為4個階段并提出管片從脫出盾尾到漿液初凝時上浮量計算公式;黃旭民等[7]基于彈性地基梁矩陣傳遞法理論提出管片上浮預(yù)測方法。在數(shù)值模擬方面, Lin等[8]建立梁彈簧模型分析管片的上浮力,指出掘進速度是影響隧道上浮的關(guān)鍵因素;Zhang等[9]基于2維模型研究覆土厚度對上浮的影響;黃鐘暉等[10]基于縱向等效梁彈簧模型對管片上浮影響因素進行了敏感性分析;葉俊能等[11]將管片上浮過程劃分為線性發(fā)展、圓弧發(fā)展及快速穩(wěn)定段;陳仁朋等[12]基于荷載結(jié)構(gòu)法建立3維有限元模型分析管片上浮、接頭變形及螺栓受力規(guī)律;Chen等[13]研究管片上浮過程中環(huán)縫變形規(guī)律并提出上浮量控制標(biāo)準(zhǔn);Mei等[14]基于地層結(jié)構(gòu)法研究管片上浮,考慮了地層的影響;肖明清等[15]基于梁-彈簧模型整體分析隧道受力并以此為邊界條件分析管片局部錯臺?，F(xiàn)場監(jiān)測試驗方面,季昌等[16]通過現(xiàn)場試驗分析施工期管片上浮的影響因素,指出掘進速度單因素對管片上浮無明顯影響;李明宇[17]等基于實測數(shù)據(jù),研究了管片上浮及錯臺規(guī)律并分析其與施工參數(shù)之間的相關(guān)性,指出管片在完全脫離盾尾前已經(jīng)發(fā)生了上浮;Zhou等[18]基于實測數(shù)據(jù)分析土壓平衡盾構(gòu)隧道管片上浮量影響因素;丁智等[19]基于實測數(shù)據(jù)分析了施工中盾構(gòu)姿態(tài)變化對管片結(jié)構(gòu)變形的影響;李文等[20]基于實測數(shù)據(jù)分析了運營期巖溶隧道在地下水作用下的上浮規(guī)律;鐘小春等[21]基于漿液浮力試驗分析了盾尾管片上浮特征。

綜上可見,目前對于隧道上浮規(guī)律的相關(guān)研究主要針對單一因素對隧道上浮規(guī)律的影響,且不同學(xué)者對上浮影響因素的認識有所差異[16],沒有考慮復(fù)雜施工過程的影響。由于淺埋大直徑隧道施工中盾構(gòu)呈“蛇形”掘進,盾構(gòu)姿態(tài)及施工參數(shù)動態(tài)調(diào)整而不斷變化,上述因素對于管片上浮的影響尚不清晰。而且,目前對于淺埋大直徑盾構(gòu)隧道的上浮規(guī)律及影響因素研究較少,缺乏考慮多因素共同作用的上浮量預(yù)測方法,難以反映實際施工中管片上浮量離散性強的特點。

鑒于此,現(xiàn)依托上海機場線淺埋大直徑盾構(gòu)隧道工程項目,基于實測數(shù)據(jù)研究管片上浮規(guī)律及盾構(gòu)姿態(tài)調(diào)整對于管片上浮的影響,分析上浮量與施工參數(shù)之間的相關(guān)性,最后采用非線性擬合的方式考慮因素之間共同作用預(yù)測上浮量,為盾構(gòu)施工推進參數(shù)的調(diào)整及管片姿態(tài)的控制提供參考。

1 工程概況

1.1 地層條件

上海機場聯(lián)絡(luò)線(虹橋站至上海浦東站)是中國首條大直徑全預(yù)制拼裝盾構(gòu)隧道,線路全長68.627 km,其中張江站—度假區(qū)站全長約5.65 km,中間穿越6#風(fēng)井(圖1)。選取該區(qū)間內(nèi)305～1 244環(huán)共940環(huán)管片為研究對象,所選區(qū)段內(nèi)隧道縱坡為0.3%,埋深為10～18 m?？碧綔y得地下水(潛水)靜止水位埋深為0.3～2.9 m,土體分層和主要地層參數(shù)如圖2、表1所示,洞身穿越地層主要為淤泥質(zhì)黏土及粉質(zhì)黏土,地層分布比較均勻。

表1 土層物理力學(xué)性質(zhì)Table 1 Physical and mechanical properties of soil layers

圖1 上海機場聯(lián)絡(luò)線張江站—度假區(qū)站工程示意圖Fig.1 Schematic diagram of Zhangjiang staion—Dujiaqu station of Shanghai airport contact line

圖2 地層示意圖(305～1 244環(huán))Fig.2 Stratigraphic diagram (Ring 305～1 244)

1.2 隧道結(jié)構(gòu)

隧道掘進采用泥水平衡式盾構(gòu)機進行施工,開挖直徑為14.04 m,襯砌環(huán)外徑為13.6 m,內(nèi)徑為12.5 m,管片厚度550 mm,寬度2 m,為便于拼裝定位,提高環(huán)縫抗剪能力,管片環(huán)縫設(shè)置剪力銷。內(nèi)部弧形件為預(yù)制拼裝結(jié)構(gòu),距離盾尾20環(huán)左右的位置拼裝弧形件,單塊弧形件重量約為34 t(圖3)。

圖3 內(nèi)部結(jié)構(gòu)安裝Fig.3 Internal structure installation

1.3 管片姿態(tài)監(jiān)測方案

盾構(gòu)推進過程中,不同部位千斤頂參數(shù)設(shè)定偏差容易引起推進方向的偏差,超過一定界限后可能會使隧道襯砌侵限、盾尾間隙(管片拼裝完成后管片外側(cè)和盾殼內(nèi)側(cè)的距離)變小,造成管片局部受力惡化。施工中采用演算工坊(Robotec)導(dǎo)向系統(tǒng)監(jiān)測盾構(gòu)姿態(tài)(圖4),包括切口偏差、盾尾偏差、盾尾間隙等。同時利用全站儀測量管片姿態(tài),檢查拼裝完成后管片中心與隧道設(shè)計軸線間的偏差情況,測量原理圖如圖5所示,測量時將鋁合金水平尺放置于隧道環(huán)縫附近,測量水平尺中點的反射片坐標(biāo),然后按式(1)反算隧道中心的坐標(biāo)。施工中管片姿態(tài)測量時間間隔為2～7 d,測量范圍為盾尾約30環(huán)管片范圍,考慮到管片脫出盾尾后短時間內(nèi)上浮發(fā)展顯著[3, 16],依據(jù)盾尾兩環(huán)管片兩次測量的與隧道設(shè)計軸線的豎向偏差量可以計算出管片的上浮量。

圖4 盾構(gòu)姿態(tài)及管片姿態(tài)示意圖Fig.4 Shield attitude and segment attitude diagram

圖5 隧道中心測量示意圖Fig.5 Tunnel center height measurement diagram

(1)

式(1)中:Hz為隧道中心高程;Hf為反射片中心高程;R為隧道內(nèi)徑;L為鋁合金方管長度;h2為鋁合金水平尺反射片所在面的寬度。

2 隧道上浮規(guī)律及影響因素

根據(jù)上述隧道中心高程測量方法及頻率,所選區(qū)段內(nèi)共獲得31組盾尾管片上浮數(shù)據(jù),Robotec導(dǎo)向系統(tǒng)則記錄了每環(huán)管片對應(yīng)的施工參數(shù),共計940組。盾構(gòu)隧道施工中管片脫出盾尾后受漿液靜態(tài)及動態(tài)浮力、地層抗力、千斤頂推力、環(huán)縫摩擦力等作用,當(dāng)上浮力大于抗浮力時管片發(fā)生上浮,上浮量與地層條件、漿液特性以及施工參數(shù)息息相關(guān)。本節(jié)基于上述實測數(shù)據(jù)分析盾構(gòu)隧道動態(tài)掘進過程中管片上浮規(guī)律及影響因素。

2.1 管片上浮規(guī)律

所選區(qū)間內(nèi)盾尾兩環(huán)(N、N-1)管片中心初始偏差和上浮量分布情況如圖6所示,上浮量的均值為81.1 mm,N-1環(huán)管片初始偏差與上浮量整體上低于N環(huán),說明管片在拼裝完成到開始脫離盾尾過程中,受N-2環(huán)上浮的影響,已經(jīng)發(fā)生了一定的上浮。

圖6 管片中心初始偏差及上浮量情況Fig.6 Initial deviation and uplift of segment center

管片脫出盾尾后管片中心偏差分布規(guī)律如圖7(a)所示,盾尾管片環(huán)號為886環(huán)(具體位置見圖2,下同),管片初始偏差為-104 mm,距離盾尾5環(huán)左右范圍內(nèi),管片偏差快速減小,隨著距離的增加,管片偏差反向增加,距離盾尾15環(huán)左右正向偏差達到最大,最后回到0附近。886環(huán)管片偏差變化情況如圖7(b)所示,管片經(jīng)歷了上浮和下沉兩個過程,其偏差變化規(guī)律與盾尾管片偏差分布規(guī)律相契合。

圖7 管片中心偏差Fig.7 Segment center deviation

綜合管片偏差的分布及變化規(guī)律來看,管片上浮過程可分為4個階段(圖8):首先為使隧道中心和設(shè)計軸線盡可能重合,管片拼裝完后與設(shè)計軸線有一定的初始偏差,管片中心的初始高程低于設(shè)計高程,為管片上浮提供了一定初始邊界條件;管片脫出盾尾后在漿液浮力的作用下快速上浮,影響范圍約為5環(huán);隨著漿液凝固和漿壓消散,管片在不平衡地層反力作用下緩慢上浮,范圍約為10環(huán);最后超孔隙水壓力消散,土體固結(jié),內(nèi)部弧形件此時也拼裝完成,兩者共同作用下管片沉降。

圖8 管片上浮示意圖Fig.8 Diagram of segment uplifting

2.2 盾構(gòu)姿態(tài)調(diào)整對隧道上浮的影響

所選區(qū)段內(nèi)地質(zhì)條件、埋深差異相近(圖2),管片上浮量卻表現(xiàn)出較大的差異性,為進一步分析盾構(gòu)掘進過程中盾構(gòu)姿態(tài)動態(tài)調(diào)整對上浮的影響,選取305～352環(huán)、462～525環(huán)、1 147～1 244環(huán)3個上浮量較大的區(qū)間,分析管片上浮量與上下盾尾間隙、盾尾偏差、切口偏差以及超挖量等施工參數(shù)的關(guān)系,超挖量計算公式為

(2)

式(2)中:V1為超挖量,m3;Q2為排泥流量,m3/min;Q1為送泥流量,m3/min;T為掘削時間,min;D1為開挖直徑,m。

圖9為305～352環(huán)區(qū)間內(nèi)管片姿態(tài)及對應(yīng)的施工參數(shù)。盾構(gòu)在下坡掘進(0.3%縱坡)過程中,整體上盾尾中心處于設(shè)計軸線以下,而切口中心處于設(shè)計軸線以上,盾構(gòu)呈現(xiàn)“上仰”姿態(tài),盾尾偏差-切口偏差絕對值越大,盾構(gòu)機仰角越大。305～318環(huán)區(qū)間內(nèi),盾尾偏差和盾構(gòu)機仰角不斷增加,為避免盾尾密封刷對管片造成破壞,上部盾尾間隙增加,造成管片偏差過大;318～327環(huán)區(qū)間內(nèi),盾構(gòu)機仰角降低,上部盾尾間隙減少,322環(huán)管片初始偏差為-219 mm,管片上浮后與設(shè)計軸線的豎向偏差仍較大;330～337環(huán)區(qū)間內(nèi),盾尾偏差減少,管片偏差降低,由于上部盾尾間隙較小且盾構(gòu)機仰角較大,上部盾尾密封刷對管片的擠壓作用增強,管片上浮量很小,337環(huán)管片出現(xiàn)下沉現(xiàn)象。

圖9 管片姿態(tài)及對應(yīng)的施工參數(shù)(305～352環(huán))Fig.9 Segment attitude and corresponding construction parameters (305～352 ring)

圖10所示為462～525環(huán)區(qū)間管片姿態(tài)及對應(yīng)的施工參數(shù)。該區(qū)間內(nèi)盾尾偏差大致在-20～-60 mm范圍內(nèi)變化,管片初始偏差在-100 mm左右,盾構(gòu)機仰角在2.5～5.7 mm/m范圍內(nèi)變化,均值為4.1 mm/m,兩者變化規(guī)律一致。整體來看,該區(qū)間內(nèi)盾構(gòu)呈小幅度“蛇形”掘進,沒有急劇糾偏,管片偏差量和上浮量基本可以抵消,最終管片中心和設(shè)計軸線基本一致。

圖10 管片姿態(tài)及對應(yīng)的施工參數(shù)(462～525環(huán))Fig.10 Segment attitude and corresponding construction paremeters(462～525 ring)

1 147～1 244環(huán)區(qū)間管片姿態(tài)及對應(yīng)的施工參數(shù)如圖11所示。其中1 164～1 184環(huán)區(qū)間內(nèi)盾尾偏差在-70 mm左右,盾構(gòu)機仰角在5.7 mm/m左右,盾構(gòu)姿態(tài)基本保持不變,10月4日和10月7日測得管片偏差分布規(guī)律基本一致。1 184～1 228環(huán)區(qū)間內(nèi),盾構(gòu)姿態(tài)變化較大,掘進到1 191環(huán)時發(fā)生“栽頭”現(xiàn)象,后又調(diào)整為上仰姿態(tài),掘進到1 209環(huán)盾構(gòu)機仰角突增,與462～525環(huán)區(qū)間相比,該區(qū)間內(nèi)盾構(gòu)仰角以及管片正向偏差較大,盾構(gòu)機出現(xiàn)急劇的糾偏,土體超挖量較大,為管片上浮提供更大空間,導(dǎo)致管片上浮量增加,1 228環(huán)上浮量達到187 mm。

圖11 管片姿態(tài)及對應(yīng)的施工參數(shù)(1 147～1 244環(huán))Fig.11 Segment attitude and corresponding construction parameters(1 147～1 244 ring)

從上述分析可以看出,盾構(gòu)機在下坡掘進過程中保持“仰頭”姿態(tài),呈“蛇形”掘進,掘進過程中由于盾尾間隙、盾構(gòu)姿態(tài)、超挖量等變化導(dǎo)致管片上浮表現(xiàn)出較大的差異性。管片初始偏差一方面可以抵消上浮量,另一方面與盾構(gòu)及管片姿態(tài)息息相關(guān),反過來影響管片的上浮。管片初始偏差隨著盾尾間隙差(下部盾尾間隙-上部盾尾間隙)的減小而增加(圖12),盾尾間隙差越小,上部盾尾間隙越大,為管片上浮提供了更多空間;隨著盾尾偏差的增加而增加(圖13),盾尾偏差越大,盾構(gòu)機仰角越大(圖14),千斤頂上下區(qū)不平衡推力越大(圖15),進而促進了管片上浮[3]。

圖12 管片初始偏差和盾尾間隙差關(guān)系Fig.12 Relationship between segment initial deviation and shield tail clearance difference

圖13 盾尾偏差和管片初始偏差關(guān)系Fig.13 Relationship between shield tail deviation and segment initial deviation

圖14 盾尾偏差和盾構(gòu)仰角關(guān)系Fig.14 Relationship between shield tail deviation and shield elevation

圖15 千斤頂上下分區(qū)壓力差和仰角關(guān)系Fig.15 Relationship between difference of upper and lower zone jack pressure and shield elevation

2.3 管片上浮影響因素

本節(jié)探討單一施工參數(shù)因素對管片上浮的影響,考慮到距離盾尾大約5環(huán)范圍內(nèi)管片快速上浮(圖4),推力和掘進速度取盾尾5環(huán)范圍內(nèi)的平均值。

圖16為管片上浮量與不同施工參數(shù)的相關(guān)關(guān)系。由圖可知,上浮量與平均推力、盾構(gòu)仰角、平均推進速度呈正相關(guān)[圖16(a)、圖16(b)、16(f)],盾構(gòu)機仰角越大,千斤頂上下推力差越大,管片越容易上浮;施工中同步注漿漿液在5～7 h失去流動性,在10～13 h內(nèi)凝結(jié),推進速度過快,漿液未凝固區(qū)段長度增加,上浮量有增加的趨勢。上浮量與盾尾間隙差(下部盾尾間隙-上部盾尾間隙)呈負相關(guān)[圖16(e)],盾尾間隙差越大,上部盾尾間隙越小,管片上浮空間減少,上浮量減少。同步注漿量及埋深單因素對上浮量的影響較小[圖16(c)、圖16(d)],盾構(gòu)掘進過程中理論間隙體積[計算公式見式(3)]為19.1 m3,實際工程中同步注漿量約為理論間隙體積的1.05～1.3倍,小于工程要求的1.3～2.5倍,同步注漿量改變對上浮量影響較小;所選區(qū)間段內(nèi)隧道埋深范圍為(0.74～1.3)D2,該范圍內(nèi)埋深單因素對管片上浮量的影響較小。

圖16 管片上浮與施工參數(shù)相關(guān)性Fig.16 Influence of construction parameters on the segment uplifting

(3)

式(3)中:V2為理論間隙體積,m3;D1為開挖直徑,m;D2為襯砌環(huán)外徑,m;L為管片寬度,m。

3 管片上浮預(yù)測

從2.3節(jié)分析可以看出,管片上浮量和單一施工參數(shù)因素之間的相關(guān)系數(shù)較小,擬合效果較差,主要原因是上浮量是多種因素共同作用的結(jié)果,且各因素之間相互影響。因此,本節(jié)基于2.3節(jié)中的影響因素分析,采用多元非線性擬合的方式對管片上浮量進行預(yù)測。

3.1 多元非線性擬合

隧道上浮受地層、同步注漿及施工的共同作用,影響因素復(fù)雜多樣,選取合理的影響因素對于管片上浮量的預(yù)測至關(guān)重要?？紤]到本工程地層比較均勻,選取埋深作為反映地層影響的因素;考慮到施工中為保證漿液填充效果,關(guān)閉下部的注漿口,采用自上而下的方式注漿,且注漿口的壓力和實際作用在管片上的壓力并不一致,因此選取注漿量作為反映同步注漿影響的因素;由2.2節(jié)的分析可以看出上浮量與盾構(gòu)姿態(tài)、掘進參數(shù)息息相關(guān),選取平均推力、平均掘進速度、盾尾間隙差和仰角作為反映施工影響的參數(shù)。

假定上浮量由多元函數(shù)y=f(x1,x2,x3,x4,x5,x6)決定,其中xi分別是平均推力(kN)、平均掘進速度(mm/min)、同步注漿量(m3)、埋深(m)、盾尾間隙差(mm)和仰角(mm/m)。直接建立上浮量與這些因素的非線性關(guān)系比較困難,考慮采用二次函數(shù)[19]進行擬合,該方法被用于盾構(gòu)掘進速度的預(yù)測中且取得較好的效果[22-23]。擬合函數(shù)形式為

a6x1x4+a7x2x3+a8x3x5+a9x5x6+a10

(4)

式(4)中:ai為未知參數(shù),乘積項表示因素之間的共同作用[23],主要考慮了平均推力和平均掘進速度及埋深、同步注漿量與平均掘進速度及盾尾間隙差、盾尾間隙差與仰角的共同作用,回歸系數(shù)如表2所示。

表2 回歸系數(shù)表Table 2 Regression coefficient

3.2 預(yù)測結(jié)果與實測數(shù)據(jù)對比

如圖17所示,采用非線性擬合預(yù)測的上浮量與實測結(jié)果吻合較好,R2=0.725,平均相對誤差為11.47%,相對誤差為30%以內(nèi)的樣本占比86%。注意到部分環(huán)預(yù)測值與實際偏差較大(如1 045環(huán)相對誤差達到75%),可能原因是預(yù)測模型著重考慮了施工參數(shù)對上浮的影響,對地層及漿液的考慮比較單一,同時施工過程中還伴隨著二次注漿以及預(yù)制弧形件的拼裝,影響管片上浮。整體來看該方法可以較好地預(yù)測管片上浮量。

圖17 管片上浮量預(yù)測和實測結(jié)果對比Fig.17 Comparison of nonlinear fitting and measured results

4 結(jié)論

本文依托上海機場聯(lián)絡(luò)線淺埋大直徑盾構(gòu)隧道工程,揭示了施工中大直徑盾構(gòu)隧道管片上浮規(guī)律,分析了管片上浮的影響因素,提出了基于多元非線性擬合的隧道上浮預(yù)測方法。主要得到了以下結(jié)論。

(1)隧道上浮整體分為4個階段:初始偏差及變形(脫出盾尾前)、快速上浮(約5環(huán))、緩慢上浮(約10環(huán))和沉降。在地層分布較均勻的情況下,受盾構(gòu)姿態(tài)、管片姿態(tài)及超挖的影響,管片上浮的差異性較大。

(2)管片初始偏差一方面可以抵消上浮量,另一方面也為上浮提供了一定初始條件,為保證管片中心和隧道軸線盡可能重合,施工中建議下坡掘進時盾構(gòu)保持“上仰”姿態(tài),仰角及管片初始偏差不宜過大,同時避免急劇糾偏,減少超挖量。

(3)管片上浮量與平均推力、盾構(gòu)仰角、平均推進速度呈正相關(guān),與盾尾間隙差呈負相關(guān),同步注漿量和埋深單因素對管片上浮影響較小。

(4)提出了基于多元非線性擬合的隧道上浮預(yù)測方法,擬合效果較好,可為類似大直徑盾構(gòu)施工中管片上浮量預(yù)測提供參考。