侧部注浆对已建盾构隧道受荷变形影响试验研究

黄大维; 赵梽錡; 徐长节; 罗文俊; 耿大新; 石钰锋

doi:10.11779/CJGE20221422

侧部注浆对已建盾构隧道受荷变形影响试验研究 English Version

黄大维^{1, 2,},
赵梽錡^{1, 2},
徐长节^{1, 2, ,},
罗文俊^{1, 2},
耿大新^{1, 2},
石钰锋^{1, 2}

1.
华东交通大学轨道交通基础设施性能监测与保障国家重点实验室, 江西南昌 330013
2.
华东交通大学江西省防灾减灾及应急管理重点实验室, 江西南昌 330013

基金项目:

国家自然科学基金项目 52378398

国家自然科学基金项目 52078213

国家自然科学基金项目 52238009

江西省主要学科学术和技术带头人领军人才项目 20232BCJ22009

详细信息

作者简介:
黄大维(1984—)，男，湖南郴州人，博士，教授，博士生导师，主要从事地下铁道与岩土工程相关的研究工作。E-mail: gddthdw@126.com

通讯作者:
徐长节, E-mail: xucj@zju.edu.cn

中图分类号: U451
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出版历程
- 收稿日期: 2022-11-16
- 网络出版日期: 2023-07-05
- 刊出日期: 2024-02-29

Experimental study on influences of side grouting on deformation of shield tunnels under loads

HUANG Dawei^{1, 2,},
ZHAO Zhiqi^{1, 2},
XU Changjie^{1, 2, ,},
LUO Wenjun^{1, 2},
GENG Daxin^{1, 2},
SHI Yufeng^{1, 2}

1.
State Key Laboratory of Performance Monitoring and Protecting of Rail Transit Infrastructure, East China Jiaotong University, Nanchang 330013, China
2.
Jiangxi Key Laboratory of Disaster Prevention-mitigation and Emergency Management, East China Jiaotong University, Nanchang 330013, China

摘要

摘要: 采用侧部注浆法整治盾构隧道横椭圆变形超限过程中，盾构隧道周围附加土压力及隧道变形特性暂不明晰。通过几何相似比为1∶10的缩尺寸模型试验开展了侧部注浆对已建盾构隧道的影响试验研究，试验结果分析表明：在注浆挤压作用下，将导致隧道周围的土压力在注浆点处局部增大，两边有一定程度的减小，产生了明显的水平被动土拱现象；在注浆附加荷载影响下，模型盾构隧道在注浆点附近发生了竖椭圆变形，而在离注浆点较远处则发生了横椭圆变形，且隧道发生了反弯现象；注浆过程中发生了“渗透→挤密→劈裂”扩散模式与“挤密→劈裂→渗透”扩散模式，并阐明了两种浆液扩散模式的扩散机制；隧道外壁附加荷载主要由浆液通过渗透扩散与劈裂扩散的浆液压力所形成，同时浆液挤压土体变形对隧道周围的浆液也将形成一定的挤压荷载。
- 盾构隧道 /
- 侧部注浆 /
- 隧道纠偏 /
- 模型试验 /
- 被动土拱
Abstract: When the lateral grouting method is used to control the transverse elliptic deformation of a shield tunnel, the additional earth pressure around the shield tunnel and the deformation characteristics of the tunnel are not clear. The effects of side grouting on the existing shield tunnel are studied through the shrinkage model tests with the geometric similarity ratio of 1∶10. The test results show that under the action of grouting extrusion, when the soil pressure around the tunnel increases locally at the grouting point, both sides decrease to a certain extent, resulting in an obvious horizontal passive soil arching phenomenon. Under the influences of additional grouting loads, the vertical elliptic deformation occurs near the grouting point, while the transverse elliptic deformation occurs farther away from the grouting point, and the tunnel has reverse bending phenomenon. In the process of grouting, the diffusion mode of "penetration→compaction→splitting" and the diffusion mode of "compaction→splitting→penetration" occurr, and the diffusion mechanism of the two grouting diffusion modes is clarified. The additional loads on the outer wall of the tunnel are mainly formed by the grouting pressure through osmotic diffusion and splitting diffusion. Meanwhile, the grout compresses the soil deformation of the grout to a certain extent on the grout around the tunnel.
- shield tunnel /
- side grouting /
- correction of tunnel /
- model test /
- passive earth arching

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0. 引言

钙质砂是由珊瑚骨骼、贝类、虫黄藻类等海洋生物残骸沉积而成，其主要组成成分是碳酸钙^[1-3]，是我国南海岛礁吹填的主要材料。因其生成环境、成因以及物质组成等因素影响，钙质砂具有颗粒易破碎、形状极不规则、内孔隙发育、微观结构复杂等显著区别于陆源石英砂的特点^[4-6]。随着“一带一路”国家战略和建设“海洋强国”政策方针的推进，研究钙质砂工程力学特性具有重要意义^[7-9]。

钙质砂作为填方工程的天然材料，其应力状态复杂多变，土体受到各向异性应力状态影响而产生初始静剪应力，在建（构）筑物的自重和动荷载（波浪、地震和交通荷载等）作用下，易引起地基强度降低、变形过大以及液化失稳等灾害。实际上，动荷载作用下剪切应力做功将导致材料损伤效应的累积，不排水条件下表现为孔压增长。因此，可以将孔压的升高与土体颗粒在运动或重排过程中所耗损的能量建立关联。损耗能作为标量，相较于应力、应变等矢量，可直接数学叠加，大幅度降低分析难度。Nemat-Nasser等^[10]首先提出了耗散能量的概念，建立其与残余孔压的关系，来有效地评估孔隙水压力的产生和发展过程。Kokusho^[11]和Pan等^[12]提出了土骨架破坏产生的单位体积耗散能与应变和残余孔压累积直接相关，为评价砂土在不规则循环应力条件下的抗液化能力提供了有效方法。总体而言，上述研究主要针对石英砂，能否适用于钙质砂仍需进一步探究。

本文以饱和钙质砂为研究对象，开展不排水条件下循环剪切三轴试验，探究相对密实度、初始静剪应力以及循环应力对其孔压发展的影响；同时，引入能量法，建立钙质砂孔压与损耗能之间联系，提出基于能量损耗的液化评价方法，为钙质砂地基稳定性分析提供理论依据和技术支撑。

1. 试验材料与方案

1.1 试验材料

本文试验材料为中国南海某岛礁的天然钙质砂，颗粒多呈灰白色，形状有片状、块状、棒状等，颗粒内孔隙多、微观结构复杂，如图 1所示。

图 1 典型钙质砂颗粒电镜扫描（SEM）图像

Figure 1. SEM image of typical calcareous sand particles

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经过现场取材、清水冲洗、烘干等过程后，对粒径大于5 mm的颗粒进行剔除，处理后颗粒分布级配曲线如图 2所示，主要基本物理性质参数见表 1。不难发现，试样基本不含0.1 mm以下的细颗粒，不均匀系数和曲率系数分别为6.84和0.78，属于不良级配砂土。

图 2 钙质砂颗分级配曲线

Figure 2. Grain-size distribution curve of calcareous sand

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表 1 钙质砂物理性质指标

Table 1. Physical properties of calcareous sand

相对质量密度	d₅₀/ mm	不均匀系数	曲率系数	最大孔隙比	最小孔隙比
2.79	2.0	6.84	0.78	1.15	0.87

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1.2 试验方案

结合实际工况，采用CKC三轴试验系统模拟复杂应力条件下饱和钙质砂循环剪切试验，先进行有效围压为100 kPa的等向固结后再根据试验设计的初始静偏应力状态进行非等向固结，具体方案如表 2所示。初始静剪应力比SSR和循环应力比CSR可通过式（1）和（2）计算。

表 2 不排水循环剪切试验方案

Table 2. Summary of undrained cyclic triaxial tests

试验系列	相对密实度 D_r	${q_{\text{s}}}$ / kPa	${q_{{\text{cyc}}}}$ / kPa	SSR	CSR	N_f
Ⅰ	70% （密砂）	0	20	0	0.1	232
		0	25	0	0.125	74
		0	30	0	0.15	17
		0	40	0	0.2	6
		20	30	0.1	0.15	168
		20	45	0.1	0.225	19
		20	50	0.1	0.25	3
		50	50	0.25	0.25	53
		50	60	0.25	0.3	11
		50	70	0.25	0.35	6
		80	70	0.4	0.35	14
		80	80	0.4	0.4	7
		-10	25	-0.05	0.125	78
		-10	30	-0.05	0.15	39
		-10	35	-0.05	0.175	8
		-20	20	-0.1	0.1	210
		-20	25	-0.1	0.125	11
		-20	30	-0.1	0.15	8
		-40	20	-0.2	0.1	57
		-40	25	-0.2	0.125	16
		-40	30	-0.2	0.15	8
Ⅱ	30% （松砂）	0	15	0	0.075	943
		0	20	0	0.1	120
		0	25	0	0.125	37
		0	30	0	0.15	18
		24	30	0.12	0.15	61
		24	35	0.12	0.175	16
		24	40	0.12	0.2	5
		40	15	0.2	0.075	175
		40	20	0.2	0.1	9
		50	12.5	0.25	0.0625	17
		50	15	0.25	0.075	2
		-10	12.5	-0.05	0.0625	382
		-10	15	-0.05	0.075	180
		-10	20	-0.05	0.1	11
		-20	10	-0.1	0.05	246
		-20	12.5	-0.1	0.0625	202
		-20	15	-0.1	0.075	12
		-40	5	-0.2	0.025	104
		-40	7.5	-0.2	0.0375	13
		-40	10	-0.2	0.05	2

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${\text{SSR}} = \frac{{{q_{\text{s}}}}}{{2{{p'}_0}}}\text{，}$

(1)

${\text{CSR}} = \frac{{{q_{{\text{cyc}}}}}}{{2{{p'}_0}}}。$

(2)

式中： ${q_{\text{s}}}$ 为初始静剪偏应力； ${q_{{\text{cyc}}}}$ 为循环偏应力； ${p'_0}$ 为平均有效正应力。

2. 试验结果与分析

2.1 孔压特性发展规律

图 3给出不同初始偏应力作用下饱和密砂的孔压发展规律曲线。孔隙水压力可分为两类：①随着循环荷载作用实时变化的孔压，即实线所示的瞬态孔压，这种孔压会随着循环荷载的卸载而快速消散；②每个循环加载结束，试样未及时恢复的孔压，即虚线所示的残余孔压。从图 3（a）中可以看出，对于等向固结的试样，残余孔压在前期随着荷载的施加而逐渐累积，而在后期快速增长，直至达到荷载施加前的有效围压，u_lim=100 kPa。如图 3（b）所示，在压缩静偏应力作用下，孔压在加载初期迅速累积，随着循环荷载持续进行，残余孔压逐渐趋于稳定，u_lim=64.6 kPa。在拉伸静偏应力作用下，孔压发展与压缩静偏应力时有类似的变化趋势，孔压在加载初期累积较快而后基本保持不变，u_lim=34.68 kPa。

图 3 钙质砂孔压增长变化规律

Figure 3. Development of pore water pressure of calcareous sand

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同时，通过式（3）和（4）定义固结应力比K_c和残余孔压比u_r。

${K_{\text{c}}} = \frac{{{\sigma _{{\text{v}}0}}}}{{{\sigma _{{\text{h}}0}}}}\text{，}$

(3)

${u_{\text{r}}} = \frac{u}{{{\sigma _{{\text{h}}0}}}}。$

(4)

式中： ${\sigma _{{\text{v}}0}}$ 和 ${\sigma _{{\text{h}}0}}$ 分别为初始有效竖向应力和水平应力，u为残余孔压。

图 4给出了饱和密砂的极限残余孔压比和固结应力比的关系曲线。从图中可以看出，饱和密砂的极限残余孔压比随着固结应力比的增大呈先增大后减小的趋势，在K_c=1（等向固结）时，极限残余孔压比达到最大值u_{r, lim}=1，且大致上呈线性分布，与循环应力幅值大小无明显关系。

图 4 极限残余孔压比与固结应力比的关系

Figure 4. Relationship between ultimate residual pore pressure ratio and consolidation stress ratio

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对于同一材料的砂土，其在循环荷载作用下有效应力路径将沿着平行于等向固结线（ICL）的方向逐渐靠近临界状态线（CSL），而与循环应力幅值无关，如图 5所示。因此，对于给定的初始应力状态（σ_h0，σ_v0），会与临界状态线相交于一点，且理论上初始应力点与最终应力点之间的水平距离 $\Delta u$ 为试验中的极限残余孔压，如式（5）所示。根据u_r和K_c定义，可得到两者关系如式（6），符合图 4所示的线性关系。

${u_{\lim }} = \Delta u = {\sigma _{{\text{h}}0}} - \frac{{{\sigma _{{\text{v}}0}} - {\sigma _{{\text{h}}0}}}}{{m - 1}}\text{，}$

(5)

${u_{{\text{r, lim}}}} = \frac{{{u_{\lim }}}}{{{\sigma _{{\text{h0}}}}}} = 1 - \frac{{{K_{\text{c}}} - 1}}{{m - 1}}。$

(6)

图 5 初始静剪应力状态对残余孔压影响示意图

Figure 5. Influences of initial static shear stress on residual pore pressure

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2.2 损耗能演化规律

动荷载作用下饱和砂土损耗的能量主要用于颗粒的相对运动和重新排列。因此，引入能量法，提出基于损耗能的砂土液化评价方法。循环加载过程中一个振次的损耗能W可用应力-应变滞回圈的面积表示，即：

$W = \sum\limits_{i = 1}^{n - 1} {\frac{1}{2}} ({q_{i + 1}} + {q_i})({\varepsilon _{{\text{a, }}i + 1}} - {\varepsilon _{{\text{a, }}i}}) 。$

(7)

式中：n为计算增量的总个数， ${q_i}$ 和 ${\varepsilon _{{\text{a, }}i}}$ 分别为第i个增量的偏应力和轴向应变。

图 6分别给出饱和钙质砂在不同初始静偏应力作用下残余孔压比与正交化损耗能的内在关系，正交化损耗能W_n为损耗能W与初始有效水平正应力 ${\sigma _{{\text{h0}}}}$ 的比值。结果显示：饱和密砂的残余孔压初期增长缓慢，随着W_n的增大而较快增长，最后趋于稳定；在饱和松砂中也观察到类似的变化趋势。这说明残余孔压与损耗能的关系主要取决于初始应力条件。

图 6 残余孔压比与损耗能的关系

Figure 6. Relationship between residual pore pressure ratio and dissipated energy

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从图 7可以看出，饱和钙质砂在失稳破坏时所积累的损耗能随着初始静剪应力的增加而增加；对于同一初始应力状态，密砂所需能量始终大于松砂。研究表明^[13-14]，饱和砂土在循环荷载作用下损耗能主要与初始应力和相对密实度有关，受循环荷载幅值影响极小，具体可用式（8）表示：

${W'_{\text{n}}} = {10^{a\left( {{D_{\text{r}}} - 0.78} \right)}}{10^{b\left( {{\text{SSR}} - 1.0} \right)}}。$

(8)

图 7 损耗能与初始静剪应力比的关系

Figure 7. Relationship between dissipated energy and initial static shear stress ratio

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式中：a和b为经验参数，根据本次试验数据可分别取0.65，1.5。图 8对损耗能的试验实测值与通过式（8）所得的预测值进行对比，发现两者基本落在斜率为1的对角线两侧，表明能量模型可较好地预测不同试验条件下饱和钙质砂的损耗能。

图 8 损耗能实测值与预测值

Figure 8. Measured and predicted values of dissipated energy

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3. 结论

（1）饱和钙质砂的极限残余孔压比随固结应力比呈先增大后减小的趋势，在K_c=1时存在最大值，临界状态理论可以解释此现象。

（2）不排水循环加载条件下饱和钙质砂的损耗能与试样的初始静剪应力比和相对密实度有关，受循环应力比影响极小，可通过构建的能量模型较好地预测不同试验条件下饱和钙质砂所累积的损耗能。

图 1 模型盾构隧道管片环连接

Figure 1. Connection of segment ring of model shield tunnel

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图 2 简支梁法纵向刚度测试

Figure 2. Longitudinal stiffnesses measured by simply supported beam method

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图 3 不同加载时模型隧道竖向挠曲变形

Figure 3. Vertical deflections of model tunnel under different loading conditions

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图 4 填土的级配曲线表

Figure 4. Grain-size distribution curves of fill

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图 5 测量元件布置示意图

Figure 5. Layout of measuring elements

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图 6 测试元件

Figure 6. Elements of tests

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图 7 注浆管

Figure 7. Grouting pipe

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图 8 注浆机

Figure 8. Slip casting machine

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图 9 侧部注浆导致的隧道周围附加土压力

Figure 9. Additional earth pressures around tunnel caused by side grouting

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图 10 侧部注浆导致的隧道直径变形

Figure 10. Tunnel diameter deformation caused by side grouting

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图 11 部注浆导致的隧道水平挠曲变形

Figure 11. Horizontal deflections of tunnel caused by side grouting

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图 12 浆液扩散形态

Figure 12. Patterns of slurry diffusion

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图 13 不同浆液扩散模式对应的发展过程

Figure 13. Corresponding development of different slurry diffusion modes

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图 14 模型隧道外壁及其聚集的浆液

Figure 14. Model tunnel wall and its accumulated grout

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图 15 水平被动土拱作用下模型隧道土压力与变形示意图

Figure 15. Schematic diagram of soil pressure and deformation in a model tunnel under horizontal passive soil arching

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表 1 填土参数

Table 1 Parameters of soil fill

参数	河砂	橡胶粒
填筑密度/(g·cm^-3)	1.093	0.617
压缩系数	0.617	1.612
压缩模量/MPa	0.617	1.333
抗剪强度/kPa	35.989	120.596
弹性模量/MPa	4.51	0.35
泊松比	0.40	0.45
重度/(kN·m^-³)	15.68	9.80
黏聚力/kPa	0	22
摩擦角/(°)	20	12

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参考文献(14)

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