隧道漿體注漿壓力計(jì)算模型

隧道漿體注漿壓力計(jì)算模型

0壁后注漿壓力在施工過程中，會(huì)導(dǎo)致地層變形的因素很多，主要原因是壓力艙支撐壓力不平衡，導(dǎo)致挖井時(shí)方土的移動(dòng)，以及壁后注灰的不完全硬化，導(dǎo)致圍巖土向盾尾附近移動(dòng)。對盾尾空隙進(jìn)行壁后注漿是控制地層應(yīng)力釋放和地層變形的重要手段,且硬化后的注漿體可起到防水,使土壓力作用均勻及確保管片襯砌早期穩(wěn)定的作用,是盾構(gòu)施工的必備及關(guān)鍵工序。盾構(gòu)壁后注漿是以一定的注漿壓力把具備一定流動(dòng)性的漿液泵壓至盾尾空隙內(nèi),并確保對該空隙充填均勻飽滿。因此,注漿壓力是壁后注漿的一項(xiàng)重要控制參數(shù),當(dāng)注漿量達(dá)不到預(yù)定的注漿率要求時(shí),則需增大注漿壓力進(jìn)行注漿,但注漿壓力需設(shè)定一個(gè)上限值,防止因注漿壓力過大而擊穿盾尾密封裝置、引起管片開裂或螺栓剪斷。壁后注漿完成后,漿體壓力的分布、漿體是否充填完全對于管片受力、圍巖應(yīng)力釋放具有重要影響。可從壁后注漿完成后的漿體壓力大小及形式是否與初始地層應(yīng)力相適應(yīng),以及注漿率是否與漿液固結(jié)硬化后的體積收縮變形來評價(jià)壁后注漿控制地層應(yīng)力釋放和地層變形效果。對于漿液是否均勻飽滿地充填盾尾空隙,目前較為常用的方法是利用探地雷達(dá)進(jìn)行壁后注漿的無損探測,該方法可以有效地獲得漿液對盾尾空隙的填充效果。北京地鐵5號線的北新橋車站實(shí)行先隧道后開挖車站的施工方法,并在拆除成型隧道后對注漿體的充填效果進(jìn)行了觀測,為研究壁后注漿效果提供了不可多得的機(jī)會(huì),但具有滯后性,對其他工程的推廣意義不大。壁后注漿壓力的控制主要以注漿管道出口處的漿液壓力為準(zhǔn)。目前注漿壓力值的設(shè)定主要是依據(jù)施工經(jīng)驗(yàn)設(shè)定,設(shè)定值通常為地層阻力加上0.1~0.2MPa的富余量。壁后注漿完成后,盾尾空隙中漿體壓力的大小也有進(jìn)行現(xiàn)場監(jiān)測方面的研究。Bezuijen通過在管片吊裝孔內(nèi)安裝壓力傳感器,對盾構(gòu)穿越砂土層的Sophia隧道壁后注漿壓力進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測。漿體壓力在環(huán)形盾尾空隙內(nèi)整體上表現(xiàn)為上小下大的形式。隨盾構(gòu)推進(jìn)漿體壓力逐步減小,最終漿體壓力趨向地下水壓力的大小及分布形式。Hashimoto利用其發(fā)明的墊片式襯砌壓力計(jì),對管片受力變化進(jìn)行了監(jiān)測,發(fā)現(xiàn)在粘土地層進(jìn)行盾構(gòu)施工時(shí),在壁后注漿階段,管片的受力由壁后注漿壓力決定,壁后注漿完成后又取決于漿體壓力的消散程度。在壁后注漿完成后,管片的早期受力分布均勻,隨漿體壓力的消散,管片受力開始表現(xiàn)為上小下大的形式,并開始出現(xiàn)局部偏壓現(xiàn)象。長期的管片受力大小趨于初始地層應(yīng)力。朱合華利用無厚度的、非應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系的Goodman接觸單元模擬漿體層,采用應(yīng)力釋放率的方法對盾構(gòu)施工進(jìn)行了數(shù)值模擬。采用了均勻圓形和非均勻的上小下大的兩種漿體壓力分布形式對管片受力進(jìn)行了模擬分析,表明非均勻的漿體壓力分布形式所得管片受力結(jié)果更符合實(shí)測數(shù)據(jù)。張?jiān)苿t考慮土質(zhì)條件、注漿充填程度等因素,在理論盾尾空隙厚度進(jìn)行一定程度的折算,提出了等代層的概念。將等代層中的材料視為土體、漿體混合體,其材料參數(shù)介于土和水泥之間,可參考水泥土的性能參數(shù)選取。季亞平通過改變漿體材料的彈性模量來模擬漿體的硬化現(xiàn)象,且在不同的硬化階段采用不同的應(yīng)力釋放系數(shù)模擬地應(yīng)力的釋放過程,并對地層變形規(guī)律和管片受力進(jìn)行了模擬分析。Kasper也利用變剛體的方法對盾構(gòu)施工過程中的壁后注漿進(jìn)行了數(shù)值模擬。注漿壓力的消散是通過在圍巖土體的剖分節(jié)點(diǎn)上反向施加逐步減小的應(yīng)力來實(shí)現(xiàn)。可見,對盾構(gòu)施工過程進(jìn)行數(shù)值模擬,壁后注漿壓力是不可回避的問題。為了明確盾尾空隙中漿體壓力的大小及分布形式,利用賓漢姆流體方程來描述漿液的流體特性,對壁后注漿壓力擴(kuò)散公式進(jìn)行推導(dǎo),并與實(shí)測值進(jìn)行了對比驗(yàn)證。1剪切速率變化流體的流動(dòng)特性主要有牛頓流體(粘性流體),其流動(dòng)服從牛頓定律,只有流體的粘性影響其流動(dòng);賓漢姆流體(粘塑性流體),不僅其粘性影響流動(dòng),而且流體只有克服自身的剪切屈服強(qiáng)度才能發(fā)生流動(dòng);冪律流體(假塑性流體)與賓漢姆流體相似,但該流體具有一定觸變性,剪切應(yīng)力與剪切速率呈非線性關(guān)系。利用NXS-11A型旋轉(zhuǎn)粘度計(jì)對正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)的16組硬性漿液的流變參數(shù)進(jìn)行測定,得到硬性漿液的流變特性符合賓漢姆流體,且塑性粘度可在1~4Pa·s之間,動(dòng)切力在10~40Pa之間取值。2計(jì)算壁式后期紙漿注入的壓力分布的模型2.1注漿管的布置盾構(gòu)壁后同步注漿工藝一般采用內(nèi)置于盾殼的注漿管,在盾構(gòu)掘進(jìn)的同時(shí)實(shí)施壁后注漿,注漿管數(shù)量一般采用4個(gè)或6個(gè)注漿孔實(shí)施,且注漿管的布設(shè)位置也不盡相同,如圖1所示。漿液通過注漿管被壓入盾尾空隙后,便同時(shí)沿著盾尾空隙的縱向和環(huán)向方向呈扇形擴(kuò)散流動(dòng),逐漸充填隨盾構(gòu)掘進(jìn)產(chǎn)生的盾尾空隙,如圖2所示。2.2.注漿流體特性(1)漿液為不可壓縮的均質(zhì)、各向同性流體;(2)土體-漿液-管片接觸面在注漿過程中為不透水邊界;(3)漿液在土體-漿體-管片接觸面上的流速為0,即壁面無滑移;(4)在壁后注漿過程中漿液的流動(dòng)屬于恒定層流范圍;(5)在壁后注漿過程中漿液的流型保持不變,即始終符合賓漢姆流體特性,漿液的粘度和動(dòng)切力不變;(6)漿液在地下水作用下不發(fā)生稀釋現(xiàn)象,且漿液不發(fā)生堵塞;(7)在漿液未充填的盾尾空隙中充滿地下水,且地下水壓為初始地下水壓力。2.3流核截面內(nèi)流速梯度漿液注入盾尾空隙后,在環(huán)向沿產(chǎn)生流動(dòng),如圖3所示,盾尾空隙理論厚度為b0,管片外半徑為R,注漿孔沿豎直對稱軸順時(shí)針轉(zhuǎn)過角度為θ0,取厚度為dr,寬度為Rdθ的微元體,考慮重力作用,漿液密度為ρ,令R1=R+b/2;R2=R+b,根據(jù)應(yīng)力平衡得:式中,r為漿液流動(dòng)擴(kuò)散半徑;ρ為漿液飽和密度;τ為漿液運(yùn)動(dòng)的剪切應(yīng)力;g為重力加速度。對式沿z方向積分,并利用邊界條件:z=0時(shí),τ=0得漿液流動(dòng)剪切應(yīng)力在盾尾空隙厚度z方向上的分布:由于漿液符合賓漢姆流體特性,故有:式中,τ為漿液運(yùn)動(dòng)的剪切應(yīng)力;τ0為漿液動(dòng)切力;μ為漿液塑性粘度;u為漿液流速。設(shè)漿液流動(dòng)過程中的流核高度為2be,當(dāng)流核高度2be與盾尾空隙厚度2b相等時(shí),漿液停止流動(dòng)。流核截面內(nèi)流速梯度為du/dz=0,流核邊緣的漿液剪切應(yīng)力最小,剪切應(yīng)力為τ0,流速最大。從流核邊緣到漿液-土體或漿液-管片交界面的截面上,流速逐漸減小,在交界面處漿液的剪切應(yīng)力最大,漿液流速為0,則有:將式(4)和式(2)代入式(3)可得漿液在盾尾空隙厚度方向的流速分布:將式(5)沿z方向從be至b積分,并利用邊界條件z=b,u=0得漿液在[be,b]范圍內(nèi)的流速分布:當(dāng)式(6)中z=be時(shí),可得流核的漿液流速:則盾尾空隙內(nèi)漿液在半徑為r的弧形斷面上的平均流速:根據(jù)斷面平均流速,可得漿液在擴(kuò)散半徑為r的前鋒面處的平均流量:對式(9)從b到r積分,利用邊界條件r=b時(shí),p=P0可得漿液在流動(dòng)過程中的壓力分布:如圖4所示,在dt時(shí)間段內(nèi)注入的漿液量不僅要使?jié){液向外擴(kuò)散dr,而且要使?jié){液填充最大擴(kuò)散半徑r范圍內(nèi)新產(chǎn)生的寬度為v·dt的盾尾空隙:將式(11)代入式(10)可得與漿液擴(kuò)散距離r和注漿時(shí)間t相關(guān)的盾尾空隙內(nèi)的漿液壓力分布:3注漿孔和注漿壓力Bezuijen對荷蘭鹿特丹的Sophia鐵路隧道的壁后注漿壓力進(jìn)行了現(xiàn)場監(jiān)測。監(jiān)測位置隧道所穿越地層主要為砂土層,管片外徑為9.45m,隧道埋深15m,地下水位-1m,理論盾尾空隙厚度為16cm。壁后注漿采用硬性漿液,密度為2190kg/m3,注漿孔布設(shè)方式和注漿壓力見表1,主要計(jì)算參數(shù)列于表2中。圖5為監(jiān)測得到的隨掘進(jìn)時(shí)間(距離)的漿體壓力變化曲線。當(dāng)傳感器還處在盾構(gòu)內(nèi)部時(shí),壓力為零。接近06∶00時(shí),盾尾密封開始通過,此時(shí)的壓力主要受盾尾密封油脂和鋼絲刷的影響。在06∶00時(shí),盾尾密封通過,傳感器進(jìn)入盾尾空隙中。隨盾構(gòu)掘進(jìn)和注漿的進(jìn)行,漿體壓力開始上升,直到盾構(gòu)停止掘進(jìn)。在下一次掘進(jìn)前,由于漿液的流失及漿液向土體排水,漿體壓力開始下降。圖6為Sophia隧道壁后注漿在t時(shí)刻盾尾處漿體壓力在盾尾空隙中的環(huán)向分布的計(jì)算值與實(shí)測值對比圖。隨注漿時(shí)間延長,漿體壓力由注漿孔處向遠(yuǎn)處傳遞由大到小的傳遞。當(dāng)漿液充滿后,若繼續(xù)進(jìn)行注漿,大約在4min時(shí),盾尾空隙中的漿體壓力分布逐漸接近均勻,在17min左右達(dá)到最大值,且與實(shí)測值吻合較好,證明了所推導(dǎo)的盾尾空隙中漿體壓力分布模型的合理性。4模型合理性驗(yàn)證利用賓漢姆流體方程描述盾構(gòu)壁后注漿的漿液流變特性,對盾構(gòu)實(shí)施同步注漿時(shí),盾尾空隙中的漿體壓力擴(kuò)散過程及壓力分布公式進(jìn)行了理論推導(dǎo),并實(shí)例驗(yàn)證了該模型的合理性。該公