賈少東,馬杲宇,王士民,黃 興,姚超凡,何政樹

(1.南寧軌道交通集團(tuán)有限責(zé)任公司,南寧 530029； 2.西南交通大學(xué)交通隧道教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,成都 610031)

引言

盾構(gòu)在富水地層掘進(jìn)過(guò)程中，管片脫出盾尾后會(huì)出現(xiàn)整體上浮現(xiàn)象，實(shí)際工程中監(jiān)測(cè)到的最大上浮量超過(guò)10 cm[1]。葉飛等[2]研究發(fā)現(xiàn)，引起盾構(gòu)隧道管片上浮的因素可分為動(dòng)態(tài)因素和靜態(tài)因素，前者包括盾構(gòu)頂推力、注漿壓力等隨施工變化的荷載，后者為地下水及注漿材料產(chǎn)生的浮力。在施工過(guò)程中管片上浮可能導(dǎo)致盾構(gòu)隧道出現(xiàn)錯(cuò)臺(tái)、開裂、破損及管片滲漏等病害，威脅工程安全[3-5]。

針對(duì)施工過(guò)程中管片上浮的問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量研究，KASPER[6]建立了有限元模型，模擬在不同覆土厚度和注漿材料參數(shù)的條件下，富水地層盾構(gòu)隧道的整體位移情況；季昌等[7]依托現(xiàn)場(chǎng)管片位移監(jiān)測(cè)結(jié)果，分析注漿壓力、千斤頂推力和漿液配比等因素對(duì)隧道上浮量的影響；朱令等[8]考慮盾構(gòu)隧道的縱向拼裝效應(yīng)，將壁后注漿產(chǎn)生的壓力施加在由襯砌簡(jiǎn)化成的彈性地基梁上，分析襯砌的縱向彎矩與變形量沿隧道軸線的分布情況；梁禹等[9]依托長(zhǎng)沙市湘江大直徑盾構(gòu)隧道，利用梁彈簧模型計(jì)算了在上浮力作用下管片的軸力和彎矩大??；魏綱等[10]對(duì)管片施工期所受的漿液浮力數(shù)值進(jìn)行了理論計(jì)算，并通過(guò)修正慣用法計(jì)算考慮上浮力情況下的管片內(nèi)力；舒瑤等[11]根據(jù)同步注漿材料在圍巖中的滲透效應(yīng)計(jì)算漿液的凝固時(shí)間，并分析盾構(gòu)縱向同步注漿作用對(duì)管片位移的影響；黃忠輝等[12]開展室內(nèi)等比例試驗(yàn)，對(duì)整環(huán)管片施加水土壓力及千斤頂頂推力，模擬管片上浮過(guò)程并記錄分析了管片變形和螺栓應(yīng)力。

為控制管片上浮病害對(duì)盾構(gòu)隧道襯砌結(jié)構(gòu)的影響，陳仁鵬等[13]利用荷載結(jié)構(gòu)法，通過(guò)ABAQUS有限元軟件對(duì)管片在上浮情況下的錯(cuò)臺(tái)量進(jìn)行計(jì)算，并分析減小漿液凝結(jié)時(shí)間和減小千斤頂推力對(duì)管片上浮的控制效果；戴志仁[14]研究了盾尾同步注漿材料的屈服強(qiáng)度對(duì)隧道抗浮性能的影響，結(jié)果表明提升注漿體的屈服強(qiáng)度能有效減小管片的上浮量；楊延棟等[15]在分析某硬巖地層盾構(gòu)隧道上浮機(jī)理的情況下，提出采用豆礫石回填注漿和施加止水環(huán)的方式對(duì)管片上浮進(jìn)行控制。

然而，現(xiàn)有研究通常采用荷載-結(jié)構(gòu)計(jì)算法，將盾構(gòu)管片襯砌簡(jiǎn)化為地基梁結(jié)構(gòu)，對(duì)其施加上浮荷載，以此模擬管片的上浮情況。對(duì)于施工過(guò)程中隧道襯砌與地層、注漿材料及地下水的相互作用和管片內(nèi)力分布規(guī)律的研究較少。針對(duì)以上不足，綜合考慮隧道的施工過(guò)程及流固耦合效應(yīng)，利用有限差分軟件建立地層-漿液-結(jié)構(gòu)模型，針對(duì)盾構(gòu)隧道穿越水下泥巖段的施工期變形和力學(xué)特性進(jìn)行研究，在此基礎(chǔ)上進(jìn)一步分析施工過(guò)程中采用速凝型注漿材料和管片堆載兩種抗浮措施的效果。

1 工程概況

南寧地鐵5號(hào)線旱塘站—新陽(yáng)路站區(qū)間采用盾構(gòu)法開挖，全長(zhǎng)約2 101.09 m，其中，跨越邕江段長(zhǎng)度約600 m。隧道支護(hù)結(jié)構(gòu)為預(yù)制鋼筋混凝土管片，其內(nèi)徑5.4 m，外徑6 m，幅寬1.5 m，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C50。施工過(guò)程中在管片背后進(jìn)行同步回填注漿。隧道穿越的地層主要為第四系和古近系地層，由上至下分別為雜填土、粉質(zhì)黏土、粉土、圓礫層和泥巖，隧道區(qū)間的縱斷面如圖1所示。根據(jù)地勘報(bào)告和現(xiàn)場(chǎng)抽水試驗(yàn)結(jié)果，隧道穿越地層的物理力學(xué)參數(shù)如表1所示。施工期間受管片上浮影響，區(qū)間隧道部分管片之間出現(xiàn)了較為顯著的錯(cuò)臺(tái)及滲漏水問(wèn)題，如圖2所示。

圖1 旱塘站—新陽(yáng)路站縱斷面

圖2 管片錯(cuò)臺(tái)及滲漏

表1 地層物理力學(xué)參數(shù)

2 數(shù)值模擬

2.1 數(shù)值模型建立

現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研結(jié)果顯示，管片上浮現(xiàn)象最嚴(yán)重的區(qū)域位于上覆土層厚度最小且地下水位最高的位置。因此，選取YDK19+287.534里程斷面進(jìn)行管片上浮計(jì)算分析，其地質(zhì)橫剖面和管片橫斷面如圖3所示。該斷面隧道整體位于泥巖地層中，覆土厚9.3 m，上部水深9.13 m。管片襯砌沿環(huán)向均勻布置16個(gè)螺栓孔，縱向螺栓長(zhǎng)36 cm，直徑3.5 cm。施工過(guò)程中盾構(gòu)與地層之間會(huì)形成寬15 cm的盾尾間隙，通過(guò)盾尾同步注漿進(jìn)行填充，在注漿材料未凝結(jié)時(shí)，為管片上浮提供了空間。

圖3 地層及管片示意(單位：m)

由于管片錯(cuò)臺(tái)多以環(huán)間錯(cuò)臺(tái)為主，為反映盾構(gòu)隧道管片的縱向接觸關(guān)系，參照文獻(xiàn)[16]的計(jì)算方法，利用FLAC3D軟件中的接觸面單元對(duì)管片環(huán)間的相互作用進(jìn)行模擬，以獲得管片錯(cuò)臺(tái)量和螺栓應(yīng)力。環(huán)間螺栓可簡(jiǎn)化為梁?jiǎn)卧?，反映螺栓?duì)管片錯(cuò)動(dòng)的抑制作用。對(duì)于同一環(huán)管片而言，其環(huán)向接頭的作用采用剛度折減法進(jìn)行模擬，根據(jù)規(guī)范建議[17]，折減系數(shù)η取0.85。盾構(gòu)隧道管片襯砌混凝土及注漿材料的取值如表2所示。

表2 支護(hù)結(jié)構(gòu)材料物理力學(xué)參數(shù)

根據(jù)盾構(gòu)隧道越江泥巖段地質(zhì)情況，考慮模型邊界對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，建立如圖4所示的計(jì)算模型，模型尺寸定為72.0 m×30.0 m×47.9 m。模型前后邊界施加縱向水平約束，左右邊界施加橫向水平約束，底面施加豎向約束，模型上表面為自由邊界，受地層表面水體的影響，根據(jù)其上覆水頭高度確定其表面的孔隙水壓力為89.47 kPa。除受到地下水壓力外，在注漿材料凝結(jié)前，襯砌受漿液的靜態(tài)上浮力影響，浮力計(jì)算公式為

圖4 盾構(gòu)隧道區(qū)間數(shù)值計(jì)算模型(單位：m)

F浮=πR2ρ漿g

(1)

式中，R為管片半徑；ρ漿為注漿材料的密度；g為重力加速度。經(jīng)計(jì)算漿液對(duì)單位長(zhǎng)度襯砌造成的上浮力為472.18 kN，當(dāng)注漿材料凝固后上浮力隨之消失。

在計(jì)算過(guò)程中，地層、管片、注漿圈和盾構(gòu)機(jī)體均為實(shí)體單元。根據(jù)工程設(shè)計(jì)資料，盾構(gòu)機(jī)體厚度為0.2 m，縱向長(zhǎng)6 m。盾構(gòu)隧道內(nèi)部設(shè)備臺(tái)車等全長(zhǎng)約70 m，自身質(zhì)量約320 t，將該荷載均勻施加在隧道管片上。

2.2 模擬方法及計(jì)算工況

為對(duì)盾構(gòu)隧道施工全過(guò)程進(jìn)行模擬，假設(shè)隧道周邊巖土體為均質(zhì)各向同性材料，在流固耦合計(jì)算時(shí)為多孔材料，流體滲流時(shí)滿足達(dá)西定律，模型邊界為不透水邊界，開挖后的核心土單元為不透水模型；管片環(huán)間的接觸為平整混凝土，不考慮凹凸榫和止水膠條等影響；忽略管片上螺栓孔和預(yù)緊力對(duì)結(jié)構(gòu)力學(xué)特性的影響，并依據(jù)文獻(xiàn)[18]的研究成果，將環(huán)間縱向螺栓等效為直螺栓。為模擬施工中管片的上浮及管片間錯(cuò)臺(tái)，需定義環(huán)間接觸形式和注漿壓力。

(1)環(huán)間接觸

在盾構(gòu)施工過(guò)程中，不同管片環(huán)在荷載的作用下會(huì)發(fā)生相對(duì)錯(cuò)動(dòng)，傳統(tǒng)的耦合節(jié)點(diǎn)模型不能真實(shí)地反映管片襯砌的實(shí)際變形情況。因此，通過(guò)interface單元模擬不同襯砌環(huán)之間的相對(duì)錯(cuò)動(dòng)和張開，接觸面法向剛度與切向剛度的計(jì)算方法如式(2)[19]

(2)

式中，kn和ks分別為接觸面單元的法向剛度與切向剛度；K為材料的體積模量；G為材料的剪切模量；Δzmin為網(wǎng)格的最小尺寸。計(jì)算可得kn和ks均為108.61 GPa，內(nèi)摩擦角為24°，管片間接觸面的黏聚力設(shè)置為0。

(2)注漿壓力

注漿壓力屬于施工產(chǎn)生的一種動(dòng)態(tài)上浮力，其數(shù)值大小會(huì)隨注漿時(shí)間發(fā)生變化?；趶堄攴萚20]的研究成果，完全填充和部分填充漿液產(chǎn)生的環(huán)向注漿壓力分布規(guī)律如圖5(a)所示。注漿壓力沿管片環(huán)向自拱頂?shù)焦暗壮示€性增長(zhǎng)趨勢(shì)，當(dāng)漿液未完全填充時(shí)，管片上部空間被地下水、泥漿填充，而注漿材料堆積在管片底部對(duì)隧道襯砌產(chǎn)生均勻分布的壓力。根據(jù)盾構(gòu)施工數(shù)據(jù)，隧道底部注漿壓力為0.35 MPa，拱頂注漿壓力約為0.20 MPa。在縱向上，同步注漿壓力隨盾構(gòu)掘進(jìn)逐漸消散。既有研究通常假設(shè)縱向注漿壓力線性降低直至為0，如圖5(b)所示。

圖5 注漿壓力分布示意

除注漿壓力外，注漿材料在凝結(jié)硬化過(guò)程中，彈性模量、內(nèi)摩擦角等參數(shù)也會(huì)隨之發(fā)生變化。當(dāng)管片脫出盾尾時(shí)，同步注漿體的彈性模量較低，是導(dǎo)致管片上浮的主要因素，當(dāng)漿液材料凝結(jié)硬化后，其對(duì)管片的上浮力作用消失，并對(duì)管片豎向變形進(jìn)行約束。因此，同步注漿材料的物理力學(xué)參數(shù)不宜設(shè)為定值。根據(jù)Talmon[21]和方勇等[22]對(duì)盾構(gòu)隧道注漿固結(jié)過(guò)程中彈性模量變化的研究成果，在每環(huán)管片脫出盾尾后，將注漿材料的初始彈性模量設(shè)為0.1 MPa，之后隨盾構(gòu)掘進(jìn)動(dòng)態(tài)調(diào)整注漿材料的彈性模量等參數(shù)，令其線性增長(zhǎng)，并在盾尾后方第4環(huán)管片位置達(dá)到定值，此時(shí)注漿壓力也隨之消散。越江段盾構(gòu)隧道的具體開挖計(jì)算步驟如下。

(1)將盾構(gòu)開挖前方地層設(shè)置為空單元，并施加盾殼結(jié)構(gòu)。在盾構(gòu)隧道掘進(jìn)過(guò)程中，需考慮地層應(yīng)力釋放效應(yīng)，地層應(yīng)力釋放系數(shù)為15%。在隧道掌子面位置施加大小為縱向不平衡力95%的反力，并固定掌子面孔隙水壓力，以模擬盾構(gòu)機(jī)土倉(cāng)壓力及刀盤頂推力，平衡開挖面位置的水土壓力。

(2)在掘進(jìn)完畢后激活盾尾管片，建立其與前一環(huán)管片之間的接觸面，并激活盾尾后方的同步注漿層單元，在管片表面施加注漿壓力及漿液浮力。室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果顯示，注漿材料的初凝和終凝時(shí)間分別為5 h和12 h，因此，注漿壓力及漿液浮力在拼裝第四環(huán)管片后消散。

(3)隨開挖模擬向前推進(jìn)，逐漸提高注漿材料的彈性模量，根據(jù)漿液終凝時(shí)間，注漿材料的彈性模量在脫出盾尾第四環(huán)管片位置達(dá)到設(shè)計(jì)值。在模擬過(guò)程中，假設(shè)注漿材料的彈性模量呈線性增長(zhǎng)趨勢(shì)。

(4)重復(fù)(2)、(3)步的計(jì)算過(guò)程直到開挖完成。

3 盾構(gòu)施工管片上浮力學(xué)特性分析

3.1 注漿材料完全填充條件下管片上浮特性

當(dāng)注漿材料完全填充時(shí)，隧道襯砌施工期豎向位移的縱向分布規(guī)律如圖6所示。其中，上浮變形定義為隧道中心軸線的豎向位移量，其大小為拱頂與拱底位移的平均值。錯(cuò)臺(tái)量為相鄰兩環(huán)管片軸線位移的差值。

圖6 施工期襯砌位移縱向分布曲線(注漿材料完全填充工況)

由盾構(gòu)開挖過(guò)程的豎向位移變化規(guī)律可知，由于盾構(gòu)機(jī)的自重較大，機(jī)體上部與下部的水、土壓力差僅能使盾構(gòu)產(chǎn)生輕微上浮，其數(shù)值約為0.2 mm。受盾構(gòu)殼體約束，未脫出盾尾管片的豎向變形量較小。管片脫出盾尾后，受注漿壓力豎向梯度和注漿材料尚未凝結(jié)等因素影響，管片的上浮量迅速增加，豎向位移增長(zhǎng)速率達(dá)到0.27 cm/環(huán)。當(dāng)同步注漿材料終凝、注漿壓力消散后，受隧道上下部水土壓力差的影響，管片繼續(xù)緩慢上浮，并逐漸趨于穩(wěn)定，此時(shí)豎向位移增長(zhǎng)率降低至0.012 cm/環(huán)。最大上浮量為1.97 cm，位于第20環(huán)管片處。

管片錯(cuò)臺(tái)是沿縱向出現(xiàn)的環(huán)間非均勻上浮。管片脫出盾尾后，受同步注漿壓力的影響產(chǎn)生豎向位移，而盾尾內(nèi)部管片受盾構(gòu)殼體約束位移較小，因此，錯(cuò)臺(tái)量迅速增加，最大錯(cuò)臺(tái)量為3.63 mm，隨著注漿壓力的消散，管片所受外部荷載逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)檠乜v向均勻分布的水土壓力，故錯(cuò)臺(tái)量逐漸降低。在地鐵盾構(gòu)隧道中，螺栓與螺栓孔間距為1.5 mm。因此，由管片上浮引起的管片錯(cuò)臺(tái)將導(dǎo)致螺栓與管片混凝土之間發(fā)生擠壓，使得螺栓承擔(dān)的軸力和剪力升高，并造成混凝土材料局部應(yīng)力集中出現(xiàn)開裂和掉塊等病害威脅結(jié)構(gòu)安全。

3.2 注漿材料不完全填充條件下管片上浮特性

當(dāng)注漿材料未完全填充時(shí)，注漿壓力集中在管片下部，從而產(chǎn)生更大的上浮荷載。此時(shí)管片上浮量與環(huán)間錯(cuò)臺(tái)量隨開挖步的演化趨勢(shì)如圖7所示。

圖7 施工期襯砌位移縱向分布曲線(注漿材料不完全填充工況)

受不均勻注漿壓力的影響，漿液未完全填充時(shí)盾尾管片脫環(huán)后的上浮速率顯著提升，其數(shù)值為0.50 cm/環(huán)，增加了72.4%。當(dāng)注漿壓力消散后，受水土壓力差的影響，盡管管片的上浮速率逐漸降低，其豎向位移仍持續(xù)增長(zhǎng)。由于不均勻注漿壓力在豎向產(chǎn)生的合力增加，最大上浮量約2.70 cm，出現(xiàn)在注漿壓力消散后的第6環(huán)位置，與漿液未完全填充工況相比最大上浮量增加了37.1%。由此可見(jiàn)，同步注漿壓力在環(huán)向的分布特征，是影響管片施工期豎向位移的重要因素。管片的最大錯(cuò)臺(tái)量為6.12 mm，提升了螺栓屈服與管片破損的風(fēng)險(xiǎn)。

與管片在漿液完全填充時(shí)的計(jì)算結(jié)果不同，管片在達(dá)到最大上浮量后，其豎向位移以-0.084 mm/環(huán)的速率緩慢降低。這是由于管片在注漿過(guò)程中的上浮變形量較大，而上方巖體不受注漿材料及注漿壓力的約束產(chǎn)生沉降變形，管片后續(xù)上浮預(yù)留的空間較小，因此，管片豎向位移趨于穩(wěn)定并呈現(xiàn)緩慢下降趨勢(shì)。

4 管片抗浮措施效果分析

為控制管片上浮病害，本工程在富水地層處，采用速凝型漿液進(jìn)行盾尾同步注漿，并在注漿壓力未消散的位置放置混凝土管片，以抵消注漿壓力和地下水產(chǎn)生的上浮荷載。速凝型漿液由水泥漿液和水玻璃漿液混合而成，室內(nèi)實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，速凝型漿液能在數(shù)分鐘至數(shù)十分鐘內(nèi)凝結(jié)硬化，因此，在計(jì)算中不考慮漿液對(duì)管片的浮力。速凝型注漿材料的彈性模量有所降低，其數(shù)值約為120 MPa。

4.1 壓重荷載計(jì)算

在施工過(guò)程中管片堆載用于平衡豎向注漿壓力及孔隙水壓力差產(chǎn)生的上浮力，單位長(zhǎng)度上注漿壓力產(chǎn)生的上浮荷載如式(3)

(3)

式中，θ為管片外部節(jié)點(diǎn)與豎直方向的夾角；P1為管片上部注漿壓力；R為管片外徑；k為注漿壓力在豎向的梯度。由式(3)可知，單位長(zhǎng)度注漿壓力產(chǎn)生的上浮力為235.50 kN。

單位長(zhǎng)度上地下水引起的浮力與前文所述漿液浮力的計(jì)算方法類似，其數(shù)值為276.95 kN。單位長(zhǎng)度管片的自重荷載約為177.26 kN。因此，為平衡多余的上浮力，每延米需約1.9環(huán)管片。在實(shí)際工程中管片自重荷載通過(guò)電瓶車和臨時(shí)軌道作用在混凝土襯砌上，受現(xiàn)場(chǎng)環(huán)境限制，每輛電瓶車最多運(yùn)送1環(huán)管片，考慮電瓶車自身質(zhì)量，堆載產(chǎn)生的荷載約為83.23 kN/m。在數(shù)值模擬過(guò)程中可簡(jiǎn)化為作用在管片內(nèi)部的2組對(duì)稱分布的線性荷載，管片堆載方式如圖8所示。

圖8 管片堆載控制示意

4.2 抗浮措施對(duì)隧道上浮量的影響

采取速凝型漿液和管片堆載等抗浮措施后隧道襯砌的豎向位移及管片錯(cuò)臺(tái)量如圖9所示。

圖9 施工期襯砌位移縱向分布曲線及管片錯(cuò)臺(tái)量(采取抗浮措施工況)

當(dāng)采用抗浮措施時(shí)，隧道襯砌的豎向位移顯著降低，最大上浮量?jī)H為1.31 cm，與漿液未完全填充和完全填充的工況相比分別降低了51.48%和33.50%。受管片堆載的影響盾尾脫環(huán)后隧道的上浮變形受到限制，隨著注漿壓力的逐漸消散，管片豎向位移增長(zhǎng)率進(jìn)一步降低，盾尾脫環(huán)段的位移增長(zhǎng)率約為0.11 cm/環(huán)。當(dāng)管片堆載移除后，受地下水浮力等因素影響，管片豎向位移增長(zhǎng)率有所提升，隨后不斷下降直至豎向位移趨于平衡。

由圖9(b)可知，采取抗浮措施后，管片縱向錯(cuò)臺(tái)曲線有2個(gè)極大值點(diǎn)，這是由于移除管片堆載后管片在水土壓力差下產(chǎn)生的上浮所導(dǎo)致的。管片之間的最大錯(cuò)臺(tái)量位于盾尾脫環(huán)位置，其數(shù)值為1.56 mm，與前述2種工況相比分別降低了74.51%和57.02%，僅略大于螺栓與管片之間的預(yù)留間隙，有效地提升了螺栓與管片混凝土的安全性能。由計(jì)算結(jié)果可知，將管片堆載施加在注漿壓力未消散段，可以有效減小管片在上浮速率最快時(shí)期產(chǎn)生的變形，而后續(xù)上浮變形僅由地下水浮力和土壓力差引起，受上覆土壓力的影響該變形較小。此外，速凝型漿液能夠消除注漿材料引起的靜態(tài)上浮力，對(duì)管片的上浮起到了約束作用。

4.3 抗浮措施對(duì)隧道內(nèi)力的影響

受注漿壓力、孔隙水壓力等荷載的影響，隧道襯砌在上浮過(guò)程中豎向位移大于水平位移，襯砌整體呈橫橢圓形。提取襯砌內(nèi)部應(yīng)力，計(jì)算模型中間斷面管片的內(nèi)力。斷面軸力定義受壓為負(fù)，彎矩內(nèi)側(cè)受拉為正。3組計(jì)算工況的內(nèi)力環(huán)向分布規(guī)律如圖10所示。

圖10 管片的內(nèi)力雷達(dá)圖

3種工況下襯砌軸力和彎矩的分布規(guī)律大致相同。隧道拱頂和拱腰位置的軸力較大，受注漿壓力和水壓力影響拱底位置軸力減小，彎矩增大，管片不同位置的軸力分布不均勻。3種工況下管片最大軸力分別為2 647.12，2 263.23，1 645.44 kN(受壓)，均位于拱腰位置。當(dāng)采取抗浮措施時(shí)，管片最大軸力與前2組工況相比，分別降低了37.84%和27.30%。

受底部上浮力和隧道頂部圍巖及注漿材料約束作用的影響，隧道拱頂和拱底位置出現(xiàn)正彎矩，負(fù)彎矩主要位于拱腰位置。3種工況最大負(fù)彎矩分別為97.47，77.71，26.22 kN·m，最大正彎矩分別為67.27，48.06，5.96 kN·m。由此可見(jiàn)，襯砌彎矩在數(shù)值上顯著降低，且最大正、負(fù)彎矩的差值由164.74 kN·m減小為32.18 kN·m。因此，當(dāng)采用管片堆載和速凝型漿液作為抗浮措施時(shí)，隧道襯砌內(nèi)力降低，且沿環(huán)向的分布更加均勻，有效減小了襯砌發(fā)生局部破壞的風(fēng)險(xiǎn)。

4.4 抗浮措施對(duì)螺栓軸力的影響

各環(huán)管片螺栓的最大軸力沿縱向分布情況如圖11所示，螺栓受拉時(shí)軸力為正值。

圖11 螺栓最大軸力分布曲線

由圖11可知，螺栓最大軸力與管片錯(cuò)臺(tái)量沿縱向的變化規(guī)律類似，縱向螺栓軸力最大值均出現(xiàn)在錯(cuò)臺(tái)量較大的位置。管片脫離盾尾脫后螺栓軸力迅速增加。當(dāng)不采取抗浮措施時(shí)，螺栓軸力在注漿壓力消散前后達(dá)到最大值；采取抗浮措施時(shí)，由于管片堆載移除后，管片錯(cuò)臺(tái)量二次增長(zhǎng)，螺栓最大軸力隨之繼續(xù)增加，隨后逐漸下降，螺栓軸力的最大值出現(xiàn)在第12環(huán)位置。3組工況下螺栓的最大軸力依次為372.86，217.87，106.61 kN。未采取抗浮措施2種工況最大軸力為采取抗浮措施后的螺栓最大軸力的3.50倍和2.04倍。

5 結(jié)論

依托南寧地鐵5號(hào)線旱塘站—新陽(yáng)路站區(qū)間地鐵隧道，通過(guò)數(shù)值計(jì)算方法對(duì)越江泥巖段盾構(gòu)隧道上浮過(guò)程中的變形和力學(xué)特性進(jìn)行了研究，得出以下結(jié)論。

(1)盾尾同步注漿壓力是引起管片上浮的主要因素。漿液不均勻填充時(shí)，管片的最大上浮量和錯(cuò)臺(tái)量均大于漿液完全填充的情況，管片上浮病害加重。當(dāng)注漿壓力消散后，管片上下水土壓力差成為維持管片上浮的主要因素，管片上浮變形和錯(cuò)臺(tái)量逐漸趨于穩(wěn)定。

(2)采用速凝型漿液和管片堆載措施能有效地控制管片上浮變形，管片的最大上浮量和最大錯(cuò)臺(tái)量分別為1.31 cm和1.56 mm。最大上浮量與不采取上浮措施相比分別降低超過(guò)33.50%。

(3)管片上浮病害對(duì)隧道支護(hù)結(jié)構(gòu)力學(xué)特性具有顯著的影響，受上浮荷載影響，管片底部軸力降低，拱腰拱頂位置的軸力增加，正彎矩分布在拱頂和拱底位置，環(huán)向內(nèi)力呈現(xiàn)不均勻分布。采用抗浮措施后，最大軸力下降為1645.44 kN，與不采取抗浮措施相比分別降低超過(guò)7.30%。

(4)環(huán)間螺栓軸力的最大值位于管片錯(cuò)臺(tái)量較大的位置，采取抗浮措施后螺栓最大軸力降低至106.61 kN，未采取抗浮措施時(shí)螺栓最大軸力為其數(shù)值的3.50倍和2.04倍。在盾構(gòu)隧道施工過(guò)程中采取的抗浮措施能夠顯著提升螺栓和混凝土管片安全性能。