朱旻，龚晓南，高翔，刘世明，严佳佳

盾构隧道注浆纠偏模型试验研究

朱旻1, 2，龚晓南1, 2，高翔1, 2，刘世明3, 4，严佳佳3

(1. 浙江大学 滨海和城市岩土工程研究中心，浙江 杭州 310058；2. 浙江省城市地下空间开发工程技术研究中心，浙江 杭州 310058；3. 中国电建集团 华东勘测设计研究院有限公司，浙江 杭州 311122；4. 浙江省智慧轨道交通工程技术研究中心，浙江 杭州 311122)

针对已建盾构隧道注浆纠偏加固的问题，设计并进行常重力模型试验，根据纠偏试验的参数建立三维有限元模型。基于有限元模型研究不同注浆压力和注浆位置下隧道变形的发展规律。试验和数值分析结果表明，在隧道的侧下方注浆，会使已建隧道产生水平向位移和竖向抬升，隧道横断面整体受压，局部受拉，水平直径减小，竖向直径增大。随着注浆压力的增大，隧道轴线的水平位移均增大，隧道断面变形程度增加。随着注浆深度的减小，隧道轴线处的水平位移逐渐减小，断面变形程度减小。

盾构隧道；注浆；模型试验；地表隆起；隧道变形

随着我国经济的快速发展和城市规模的不断扩大，以地铁为代表的城市地下交通发展迅速。盾构隧道由衬砌管片拼装而成，对周边环境变化比较敏感[1-2]。近年来，已建地铁隧道受周边施工和长期运营等因素的影响产生过大变形，引起衬砌结构渗漏水、管片开裂、错台、道床脱开和接头破坏等结构病害的案例时有发生，严重影响城市地铁的安全运营[3-4]。针对产生病害的盾构隧道，目前主要由两大类处理方法：隧道结构加固和土体加固。隧道结构加固通过内衬芳纶纤维或钢环来加强管片的受力特性，保证管片结构的安全[5]。土体加固通过加强土体力学性质，调整土压力分布来减小已经发生的隧道变形。在隧道周围的土体中注浆是一种有效的土体加固方法，在实际工程中应用广泛[6-7]。已建盾构隧道注浆纠偏的研究，目前主要集中在工程实测分析和有限元建模模拟。张冬梅等[8-9]以上海地区由于地面堆载引起结构病害的盾构隧道为工程背景，通过FLAC有限差分程序建立三维模型，研究侧向注浆对盾构隧道收敛和接头张开量的影响规律。高永[10]结合南京地区已建盾构隧道注浆纠偏的工程实践，得到适合南京地区的注浆施工参数和终止条件。张继鹏等[11-12]基于宁波地区已建地铁注浆抬升的工程实践，建立Plaxis有限元模型，研究不同条件下隧道管片的受力变形特性和抬升效率。龚柳等[13]基于深圳地铁的注浆纠偏实践，分析了侧向注浆引起的隧道位移的发展趋势。工程案例受限于监测条件，只能对隧道位移等少部分参数开展分析研究。有限元分析中，材料参数的选择和注浆的数值模拟方法仍需更加合理。而模型试验方法可以较为精确地控制试验条件，方便地量测隧道应变、隧道位移、土压力等关键参数，有助于更好地揭示注浆过程中隧道的受力变形发展规律。本文针对已建盾构隧道侧向注浆纠偏问题设计一套室内试验装置，进行常重力室内模型试验，研究注浆过程中隧道纵向和断面的受力变形规律。并通过有限元程序ABAQUS建立三维模型，研究不同注浆压力和注浆区域位置条件下隧道变形和地表隆起的发展规律。

1 试验设计

为了使模型试验尽量贴近工程实际，综合考虑试验材料和模型尺寸，确定模型试验的容重相似比=1，几何相似比C=30。整个模型试验装置由模型箱和土体、室内注浆装置、盾构隧道衬砌和量测系统共同构成，如图1所示。

图1 模型试验装置图

1.1 模型箱和试验用土

模型箱的尺寸设计为2 000 mm×1 500 mm ×1 500 mm。内部每隔100 mm划线作为填土的分界线。模型箱两侧设计可调节高度的闸门，用于固定模型隧道。

试验用土采用福建标准砂，基本参数如表1所示。试验时模型土分层填筑，每层填筑100 mm，采用重锤轻击方式进行多次夯击至每层标高处。整个模型箱内砂土的平均密度为1.55 g/cm3，孔隙比0.69，相对密度为0.73(密实)。经三轴试验得土的静止侧压力系数约为0.56，弹性模量约为13 MPa。

表1 福建标准砂基本参数汇总

1.2 室内注浆装置

工程现场进行纠偏注浆时，根据土层性质的不同，浆液在土层中以渗透、压密及劈裂混合的方式扩散，在模型试验中完全重现现场浆液的扩散十分困难。本试验对现场注浆进行一定的简化，将注浆扩散范围内的土体和浆液视作整体，用区域的体积膨胀来模拟浆液的注入过程。通过在注浆区域内置入一扁平水袋，向水袋中注水来模拟整排注浆孔的施工。水袋的宽度为600 mm，高度为300 mm，注水量设置为2 L。注浆装置通过空气压缩机提供100 kPa的气体压力，将压力桶中的水以恒定压力挤入水袋中。

1.3 模型隧道

Kim在模型试验中采用Peck定义的柔度系数(Flexibility ratio)，作为控制隧道变形特性的主要 参数[14]：

式中：L，L和代表衬砌的弹性模量，泊松比和半径；S和是土体的弹性模量和泊松比；是衬砌的厚度。当小于10，隧道变形呈现出刚性的特点，当大于10，隧道变形呈现出柔性的特点。

本试验中模型隧道采用均质圆管等效，材料选用为PC塑料，衬砌厚度=2.5 mm。根据=0.3，S=13 MPa，L=2 320 MPa，L=0.39，=100 mm，可以计算得到=205。

1.4 传感器布置

在模型隧道表面分别布置了5个土压力盒、6对纵向应变片、8个环向应变片，分别测量注浆过程中隧道表面的土压力、纵向弯矩值和环向弯矩的变化情况，具体位置如图2所示。土压力盒量程100 kPa，采用砂标法进行标定。测量纵向弯矩的应变片采用半桥接法，抵消轴力产生的应变。在模型隧道中间断面布置4个LVDT传感器，与隧道断面的上下左右4个位置接触。当模型隧道发生位移时，LVDT的探针位置也发生变化，通过LVDT的读数，可以确定隧道位移量。

(a) 土压力盒与应变片；(b) 位移量测

2 试验结果分析

模型试验的实测数据经过处理后如图3所示。图3(a)为注浆过程中模型隧道表面的土压力变化曲线，整个注浆过程为300 s，其中有效注浆时间约为50 s。模型隧道A和C 2个断面位于注浆水袋的边界位置，B断面为模型隧道的中间断面。注浆过程中5个土压力测点测得的压力均增大，其中隧道中间断面(B断面)侧边的土压力增长最快，达到90 kPa，注浆在水平方向产生了明显的推动作用。B断面底部的土压力增加了20 kPa，表明注浆对隧道有一定的上抬作用。A和C断面侧面的土压力在注浆过程中分别增加了21 kPa和18 kPa，注浆产生的水平推力远小于中间的B断面。图3(b)为注浆过程中A，B和C 3个断面的纵向弯矩变化曲线。A和C 2个断面关于B断面对称，因此产生的竖直方向和水平方向的纵向弯矩近似相等，竖直方向的纵向弯矩大于水平方向。B断面的水平方向纵向弯矩较大，达到了15 N∙m，这是由于B断面位于注浆水袋的中心位置，受到的水平推力最为明显。

图3(c)为注浆过程中中间断面环向应变的变化曲线。在注浆过程中，只有2号测点处产生了拉应变，其余位置均产生压应变。图3(d)为注浆过程中中间断面的位移变化曲线，LVDT探针缩短时位移为正值。位于注浆侧拱腰位置的测点1产生了2.09 mm的水平位移，位于非注浆侧拱腰位置的测点3产生了0.09 mm的水平位移，均为远离注浆区的方向；隧道顶部的测点2产生了0.49 mm向上的位移，隧道底部的测点4产生了0.57 mm向下的位移。模型隧道的水平收敛减小，竖向收敛增加，注浆引起了隧道断面形状的改变。

(a) 土压力变化曲线；(b) 纵向弯矩变化曲线；(c) 环向应变变化曲线；(d) 断面位移变化曲线

3 有限元建模分析

模型试验只能采集到特定监测点的少量土压力、应变及位移数据，且重复试验的成本高昂，而通过有限元分析可以对隧道的各个截面的应力应变及位移进行全面分析，不仅可以验证模型试验结果的可靠性，还可以对试验参数进行拓展分析。本文运用ABAQUS有限元分析软件对模型试验过程进行数值模拟，并在此基础上研究注浆压力、土体模量和注浆位置对隧道受力与变形的影响。有限元模型如图4所示，几何尺寸根据模型试验确定。模型的4个侧边界约束水平向位移，底面为固定边界。参数按照表2选取。由于模型隧道会受到土体自重作用会发生一定程度的变形，在建模过程中采用先激活管道单元再移除管道所占区域内的土体单元的方法以使得模型更加接近试验的工况。注水袋是固定在架子上的，本文参考Ezzeldine[15]的方法，先移除注浆袋位置处的土体单元，再在注水袋所占单元的2个面施加相应均布压力来模拟注浆 过程。

图4 有限元计算模型

表2 有限元建模参数

3.1 有限元结果验证

图5(a)为注浆过程中模型隧道纵向弯矩的有限元分析与试验实测数据对比。位于注浆水袋边界位置的A和C截面的实测弯矩值小于有限元计算值；位于隧道中部的B截面，试验实测和有限元分析得到的水平纵向弯矩比较接近，但有限元计算得到的竖直纵向弯矩要大于模型试验的实测值。这是由于试验中的水袋是薄膜结构，注水后中间位置凸起的幅度远大于两端，纵向会形成较大的弧度，导致中间区域的土体位移较大；而有限元采用施加均布荷载的方式进行模拟，纵向形成的弧度较小，因此有限元分析的注浆纵向影响范围更大。同时，在填土过程中，模型隧道产生了一定的初始变形，水平和竖向的抗弯刚度发生改变，这在模型试验的弯矩计算中并未考虑，可能产生一定的误差。

(a) 纵向弯矩曲线；(b) 环向应变变化；(c) 断面位移变化

图5(b)和5(c)为注浆过程中模型隧道中间截面的环向应变和位移的有限元分析与实测数据对比。有限元计算结果与模型试验监测数据总体吻合，环向变形方面只有2号测点受拉，其余均受压；模型隧道断面水平直径减小，竖向直径增大。其中，2和5 2个环向测点的有限元计算结果和试验实测值正负号一致，但数值差别较大，有限元计算得到的模型隧道整体水平位移和竖向抬升更大。这可能是由于水受到重力作用在水袋的底部聚集，离模型隧道的有效作用距离较远，而有限元建模对注浆区域采用均布压力，对模型隧道的影响较为均匀。

3.2 参数影响分析

3.2.1 注浆压力

选取25，50，75，100和125 kPa 5组注浆压力进行分析，其余模型参数与上节一致。选取隧道位移和隧道横断面变形分析注浆效果，计算结果如图6所示。根据图6(a)，模型隧道轴线的水平位移随着注浆压力的增加而增大，当注浆压力大于50 kPa时，隧道轴线的水平位移增量与注浆压力增量呈现出线性关系。根据图6(b)，注浆引起了隧道断面形状的改变，其中靠近注浆侧的隧道拱腰和拱顶的变形较大，随着注浆压力的增大，变形趋势不断发展。

3.2.2 注浆位置

在注浆区位置的参数分析中，本文选取了上部、中部和下部位于3个不同竖直方向上的位置进行分析，如图7所示，其余模型参数与3.1节一致。有限元计算结果如图8所示。由图8(a)可知，在其他条件相同的情况下，在隧道侧上方注浆引起的隧道轴线处的水平位移最小，在隧道侧下方注浆引起的隧道轴线处的水平位移最大。这是由于从地表隆起范围可以看出，在侧下方注浆时土体的受影响范围最大，此时整个隧道横断面基本都在注浆的影响区内，因此产生的水平推动作用最明显。由图8(b)也可得在侧下方注浆时，模型隧道的水平位移和竖向位移都最大，此时隧道横断面的变形也最为明显，主要集中于注浆侧的拱腰位置；在侧向注浆时，隧道整体接近于发生水平方向的平动，形状改变不明显；在侧上方注浆时，隧道有向下位移的趋势，注浆侧拱顶处产生的变形比较明显。

(a) 隧道轴线水平位移；(b) 隧道中间断面变形

图7 不同注浆区域位置示意图

(a) 隧道轴线水平位移；(b) 隧道中间断面变形

4 结论

1) 在隧道的侧下方注浆可以对已建隧道产生水平向推动和竖向抬升作用。注浆产生的水平推力和纵向弯矩在注浆区域中心位置最大，在注浆区域两侧边界位置快速衰减。

2) 注浆过程中，注浆区域中心位置处的隧道断面主要产生压应变，在注浆侧的斜上45°位置产生拉应变。注浆侧的拱腰处产生较大的远离注浆区方向的水平位移，拱顶处产生较大的竖向抬升位移，隧道断面发生变形，水平直径减小，竖向直径增大。

3) 随着注浆压力增大，隧道轴线处的水平位移逐渐增大，中心断面注浆侧的拱腰至拱底的水平位移和拱顶的竖向位移显著增加，隧道断面变形程度逐渐增加。随着注浆位置逐渐向上平移，隧道轴线处的水平位移逐渐减小，中心断面竖向由上抬变为下沉，断面变形程度逐渐减小。

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Model tests of correction of displaced shield tunnel using grouting technique

ZHU Min1, 2, GONG Xiaonan1, 2, GAO Xiang1, 2, LIU Shiming3, 4, YAN Jiajia3

(1. Research Center of Coastal and Urban Geotechnical Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310058, China; 2. Engineering Research Center of Urban Underground Development of Zhejiang Province, Hangzhou 310058, China; 3. Power China Huadong Engineering Corporation Limited, Hangzhou 311122, China; 4. Engineering Research Center of Smart Rail Transportation of Zhejiang Province, Hangzhou 311122, China)

Laboratory model tests under constant gravity were carried out, and three-dimensional finite element model was established. The deformation of tunnel under different grouting pressure and locations were analyzed using the FEM model. The results show that grouting on side of the tunnel pushes the existing tunnel both in the horizontal and vertical direction. The cross section of the tunnel is compressed mainly and tensioned locally. The horizontal diameter decreases and the vertical diameter increases. With the increase of grouting pressure, the horizontal displacement of tunnel axis increase, and the deformation of central tunnel section increases. With the upward of grouting zones, the horizontal displacement at the tunnel axis decreases gradually, and the deformation of central tunnel section decreases.

shield tunnel; grouting technique; model test; ground upheaval; tunnel deformation

TU451

A

1672 − 7029(2020)03 − 0660 − 08

10.19713/j.cnki.43−1423/u.T20190433

2019−05−21

国家自然科学基金资助项目(51778575，51608477)

龚晓南(1944−)，男，浙江金华人，教授，从事复合地基和软土地基处理方面的研究工作；E−mail：13906508026@163.com

(编辑 阳丽霞)