一種跨海地鐵隧道盾構始發端頭加固方法

杜寶義， 宋超業， 賀維國， 李 凱

(1.中鐵隧道勘測設計院有限公司， 天津 300131；2.中鐵一局集團有限公司， 陜西 西安 710100)

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一種跨海地鐵隧道盾構始發端頭加固方法

杜寶義1， 宋超業1， 賀維國1， 李 凱2

(1.中鐵隧道勘測設計院有限公司， 天津 300131；2.中鐵一局集團有限公司， 陜西 西安 710100)

海濱地區的地下水貯藏豐富，且常常同海水存在水力聯系。為了降低跨海地鐵隧道的盾構始發風險，以廈門地鐵3號線跨海區間工程為例，遵循“先封閉降水，后土體加固”的技術思路，提出了一種素混凝土地下連續墻與高壓旋噴樁相結合的盾構始發端頭加固方法，并針對該加固方法給出了配套的施工降水及洞門防水設計方案。實踐表明：該方法在海濱富水砂層可以有效阻斷地下承壓水，保障土體加固效果，降低盾構始發風險。此外，為防止素混凝土地下連續墻在盾構推力作用下發生脆性破裂，影響施工安全，利用FLAC3D數值模擬軟件對不同盾構推力作用下的墻體應力狀態進行分析，得出保證素混凝土地下連續墻完整性的盾構有效推力控制范圍值。

跨海地鐵隧道；端頭加固；素混凝土地下連續墻；高壓旋噴樁；盾構始發

0 引言

伴隨著我國沿海城市地下軌道交通事業的發展，跨海地鐵隧道的建設正在如火如荼地開展。目前在建的廈門地鐵2號線和3號線及青島地鐵1號線和8號線工程均存在較長的跨海區間，此類區間的端頭地層往往是夾有砂性土的松散巖土介質，地下水受海水的影響，滲流速度較快，這使得改良土體的水泥漿液在固化之前就被地下水稀釋、沖走，無法達到預期的效果。因此，盾構端頭加固是跨海地鐵隧道建設過程中比較突出的一項技術難題。

目前國內外有關端頭加固技術的研究主要是基于城市內陸環境，對跨海地鐵隧道端頭加固的研究則較少。其中：朱世友等[1]通過對以往盾構始發與到達工程的資料進行總結和分析，指出當地下承壓水位或潛水水位較高時，為降低盾構始發與接收風險，宜預先進行降水；賁志江等[2]根據南京地鐵10號線過江隧道工程實際，認為富水砂層大直徑盾構接收中，采用深層攪拌樁+高壓旋噴樁+垂直凍結的端頭加固方案能夠保證洞門后方土體的自立性和穩定性；韋良文[3]認為若進出洞段地下水豐富且土性為滲透系數大的砂質地層時，應考慮用凍結法加固；江玉生[4]通過總結天津海河共同溝隧道始發事故的教訓，指出高壓旋噴樁加固法不適用于富水砂層盾構始發與到達端頭加固，砂層中旋噴加固不能保證良好的成樁效果，可能會形成滲流通道，容易導致涌水、涌砂、塌方、淹井事故的發生，而水平深孔前進式注漿用于加固富含粉土、粉質黏土、飽和粉細砂層的富水地層是有效可行的。

以往研究成果針對強滲流富水砂層通常推薦采用凍結法及洞內注漿法進行端頭加固，有的提出了預降水的方法，但是未深入闡述實施方案。本文結合廈門地鐵3號線五緣灣站—劉五店站跨海區間工程實例，介紹了一種地下連續墻與高壓旋噴樁相結合的盾構始發端頭加固方法，可為今后的跨海地鐵隧道建設提供借鑒。

1 工程概況

廈門地鐵3號線工程五緣灣站—劉五店站區間穿越廈門東海域，連接本島和翔安區，位于翔安海底隧道西北側。區間全長4.9 km，過海段長3.9 km。區間主隧道為雙洞單線結構，采用盾構+礦山的組合施工工法，2臺泥水平衡盾構先后自翔安區一側的劉五店站始發，在海中同礦山法隧道對接。盾構隧道外徑6.7 m，內徑6.0 m，管片寬1.5 m。

劉五店站始發端頭的地層分布為：0～-6.8 m為填砂；-6.8～-10.0 m為淤泥質砂；-10.0～-15.6 m為黏土、粉質黏土；-15.6～-26.4 m為中、粗、礫砂；-26.4～-30 m為全風化花崗巖。盾構始發處的頂部埋深約為14.3 m，洞身主要處于中、粗、礫砂層。

盾構始發端的場區地下水主要為松散巖類裂隙水，上部潛水接受大氣及海水補給；下部承壓水貯藏于中、粗、礫砂層，同海水存在水力聯系，水位受潮汐影響，變幅2～3 m，低潮時承壓水位相對標高-4.6 m。場區地下水貯藏豐富，滲流發育，地層加固措施的止水效果是決定盾構始發成敗的關鍵。

2 端頭加固技術

2.1 總體方案

端頭土體的加固方法取決于地層條件、水文條件、盾構選型等多種因素，常用的有深層攪拌樁、高壓旋噴樁、素混凝土灌注樁、洞內水平注漿以及凍結等方法[5]。根據毗鄰工程——翔安隧道的建設經驗，攪拌樁、旋噴樁及洞內水平注漿在潮間帶富水砂層中加固效果不佳，檢測取芯呈松散狀或夾有泥沙的短柱[6]；而凍結法在強滲流地層中也存在一定的實施難度，且施工成本較高[7]。綜合考慮經濟性與安全性，本工程采用素混凝土地下連續墻(以下簡稱素連墻)+高壓旋噴樁的組合方法對盾構始發端頭進行加固。

具體施工步驟為：1)在區間始發端施作1道素連墻，該墻同車站始發端墻形成一個矩形的閉合區域，如圖1所示；2)在素連墻閉合區域內進行井點降水，將地下水位降低至待建隧道底板以下2 m；3)采用高壓旋噴樁對始發區域一定范圍內的土體進行加固，如圖2所示；4)盾構始發，切削破除素連墻。

圖1 端頭加固平面圖(單位：mm)Fig.1 Plan of end soil reinforcement (mm)

圖2 端頭加固立剖面圖(單位：mm)Fig.2 Profile of end soil reinforcement (mm)

2.2 素連墻止水方案

素連墻采用C20混凝土材料，墻厚800 mm，主要起到止水帷幕的作用，不需要布設鋼筋。

本區間隧道始發端的洞身處于中、粗、礫砂層中。為了阻斷承壓水，素連墻設計深度穿越砂層，嵌入下部全風化花崗巖地層中，嵌固深度為3 m。地質勘察資料顯示，該全風化層滲透系數為0.2 m/d，給水度為0.10，地層的透水性及富水性均較弱,可有效阻斷封閉區內外側的水力聯系。此外，由于本區域地表以下10 m均為填砂及淤泥質砂層，素連墻的槽壁自穩性較差，因此成槽前先采用φ800@600的咬合高壓旋噴樁對槽壁進行加固，如圖1所示。

封閉區設計長度為泥水盾構機頭長度12 m+2環管片的長度3 m，共計15 m。該長度可以確保盾構破除素連墻前，在盾尾處拼裝2環管片，并借助同步注漿對洞門接縫進行堵水，降低洞門涌水、涌砂的風險[8]。

盾構始發車站的圍護結構為鋼筋混凝土地下連續墻。在其對接素連墻一側預埋型鋼接頭，該接頭是在工字鋼上焊接一塊T形型鋼，并將T形型鋼錨入相鄰素連墻，如圖3所示，它不僅能提高接縫的防水性能，而且能增加接縫的抗剪性能。各幅素連墻之間采用鎖口管接頭，并在接縫處施作3根咬合旋噴樁進行封堵，如圖4所示。

圖3 素連墻同車站地連墻接縫防水(單位：mm)Fig.3 Waterproofing design of seam between water-stopping curtain wall and underground diaphragm wall of metro station (mm)

圖4 素連墻接縫防水(單位：mm)Fig.4 Waterproofing design of seam of underground plain concrete diaphragm walls (mm)

2.3 井點降水方案

本工程采用封閉型疏干降水，井身使用大口徑無砂混凝土管，井徑600 mm，井壁填充5～10 mm豆礫石濾料。

降水井分布在素連墻內側非旋噴加固區域，其數量根據封閉區域面積及單井有效疏干降水面積進行估算。單井有效疏干面積與地層條件密切相關，黏性土層中一般為200～300 m2，砂性土層的含水量有效降低標準高于黏性土層，單井有效疏干降水面積通常為120～180 m2[9]。本工程在此基礎上進一步考慮隧道線位條件，共設置4口降水井J-1—J-4(兼作觀測井)，其中左右線隧道的外側各1口，兩線之間設置2口。降水井深度27 m，穿越承壓層達到擬建隧道底板以下6 m。

降水效果從2方面進行檢驗：1)觀測井水位是否達到底板以下2 m；2)通過觀測疏干降水的總排水量，判別土體含水量是否下降到有效范圍內。對于黏性土層，土體含水量的有效降低幅度不宜小于8%；對于砂性土層，土體含水量的有效降低幅度不宜小于10%[9]。

盾構始發前，提前2周進行預降水，并在左右線隧道都貫穿素連墻之前保持降水作業，確保地下水位在控制水位線以下。

2.4 高壓旋噴樁加固方案

采用φ800@600的三重高壓旋噴樁對端頭一定長度范圍內的地層進行加固。此工序的主要目的有：1)增加端頭土體的強度與穩定性，防止其失穩、坍塌；2)滿足盾構建艙始發階段的土體變形要求；3)增強洞周土體的隔水性，進一步降低洞門涌水、涌砂及盾尾密封失效的風險。

根據國內以往工程的施工經驗，針對不透水地層或地下水得到有效控制的地層，始發端頭加固范圍為隧道頂板輪廓線以上3 m至底板以下3 m，縱向加固長度為6 m[10-12]，如圖1和圖2所示。

3 洞門密封裝置

洞門密封裝置一方面可以預防洞門突水、涌泥，另一方面可以幫助盾構在進洞階段保持一定的泥水壓力，是盾構端頭止水加固體系的重要組成部分。

本工程采用2道折頁式簾布橡膠板+2道密封鋼絲刷對洞門進行密封，同時通過預留注脂孔在2道簾布橡膠板之間及2道鋼絲刷之間注滿潤滑油脂，如圖5所示。為了防止循環泥漿泄露，在進洞的關鍵環節補充注脂，使油脂壓力始終高于泥水壓力0.1 MPa。

4 盾構破墻推力控制數值分析

本方案具體實施過程中存在以下技術難點：素連墻為素混凝土澆筑，抗彎拉強度與抗剪強度很低，在刀盤推力作用下易發生不規則破碎，混凝土碎塊可能會導致盾構刀具磨損、刀盤卡殼；再者，區間右線盾構先于左線始發，若先行洞破除素連墻的洞口不規整，會破壞止水帷幕的密封性，進而影響后行洞的始發安全。

圖5 始發洞門防水裝置(單位：mm)Fig.5 Waterproofing device for shield launching tunnel entrance (mm)

為了防止此種情況的發生，應嚴格控制盾構推力，將素連墻應力控制在容許值以內，使刀盤勻速切削成洞。

4.1 計算模型與計算參數

為分析素連墻在刀盤切削推力作用下的應力變化特點，針對盾構始發端頭地層建立三維數值模型，如圖6所示，并按照具體的施工工序進行模擬。

計算模型寬46.8 m、高31 m、長25 m，共劃分為62 478個實體單元。模型頂面為自由邊界，底面采用固定約束，側面采用法向約束，始發車站端墻采用法向約束簡化代替。

圖6 計算模型Fig.6 Calculation model

土體采用基于Mohr-Coulomb屈服準則的彈塑性模型，素連墻采用線彈性模型，兩者之間的接觸面采用interface單元模擬，管片、盾構機殼采用線彈性模型。計算中考慮降水區的孔隙壓力變化。根據地質勘察報告及隧道方案資料，地層與人工材料計算參數見表1和表2。

表1 地層基本力學參數Table 1 Basic mechanical parameters of strata

表2 人工材料力學參數Table 2 Mechanical parameters of artificial materials

4.2 計算荷載

刀盤作用在墻體上的荷載主要為法向的推力與切向的扭矩。推力通過盾構液壓系統進行控制，在模型中以切削面正應力的形式施加。扭矩則以切削面切應力的方式施加[13]。

(1)

τ=p·f。

(2)

式(1)—(2)中：p為刀盤作用在切削面的正應力；N為盾構有效推力；A為刀盤面積；τ為刀盤作用在切削面的切應力；f為刀盤摩擦阻力系數，一般取為0.15～0.2[14]。

洞身范圍內的素連墻迎土一側承受水土壓力，另一側承受盾構泥水壓力，即盾構有效推力。當兩者處于相對平衡狀態時，墻體拉應力及剪應力最小；當兩者嚴重失衡時，墻體應力將超過容許值，可能發生破碎。

4.3 計算結果分析

根據現場盾構掘進參數，選取有效推力N=0、5 000、8 000、10 000、12 000…20 000 kN等工況進行對比分析。墻體拉應力與剪應力隨盾構有效推力的變化曲線如圖7所示。

關鍵工況N=4 000 kN和N=17 000 kN時的素連墻應力分布情況如圖8所示。

(a)墻體拉應力(b)墻體剪應力

圖7 墻體應力隨盾構有效推力的變化Fig.7 Variation of wall stress with effective thrusting force of shield

圖8 關鍵工況墻體應力云圖(單位：N/m2)
Fig.8 Stress nephograms of concrete wall in critical conditions (N/m2)

由圖7和圖8可知：

1)當盾構有效推力N≤4 000 kN時，泥水艙壓力p≤0.10 MPa，墻體向盾構推進側發生撓曲，板中心彎拉應力σ0≥[σ]=0.43 MPa[15]([σ]為C20混凝土容許拉應力)；N=4 000 kN時，墻體洞周最大剪應力τ0=0.21 MPa≤[τ]=0.85 MPa[15]([τ]為C20混凝土容許剪應力)。墻體受彎拉應力控制發生破壞。

2)當盾構有效推力N≥17 000 kN時，泥水艙壓力p≥0.44 MPa，墻體向迎土側發生撓曲，板中心彎拉應力σ1≥[σ]；N=17 000 kN時，墻體洞周最大剪應力τ1=0.25 MPa≤[τ]。墻體受彎拉應力控制發生破壞。

3)當盾構有效推力10 000 kN≤N≤12 000 kN時，泥水艙壓力0.26 MPa≤p≤0.31 MPa，墻體最大主應力σmax<0，不存在彎拉應力。此時，墻體洞周剪應力τ<0.10 MPa<[τ]，墻體的整體安全性最高。

5 方案實施情況及討論

5.1 降水效果

為了驗證素連墻的隔水性能，施工現場利用現有的4口管井組織了抽水試驗，每口降水井布置1臺流量為3 m3/h的潛水泵。試驗過程及基本參數如表3所示。

表3 抽水試驗過程及基本參數Table 3 Pumping test parameters

注：標高值為以整平地面為零點的相對標高。

試驗結果表明，采用目前設備抽水約12 h，地下水位降深即可達到底板以下2～3 m，滿足盾構始發要求。

根據地質勘查報告，始發端頭地層的滲透系數如表1所示，利用承壓完整井流量公式[16]計算自然條件下管井的出水量。

(3)

式中：Q為管井出水量；K為含水層滲透系數；M為含水層厚度；S為地下水降深；R為影響半徑；rw為井的半徑。

計算結果顯示：自然條件下進行管井降水，達到相同降深，管井的出水量約為1 830 m3/d，遠大于目前單井的出水量72 m3/d，止水帷幕隔水性能良好。

5.2 盾構掘進情況

端頭加固完畢后，對土體加固效果進行了檢測：1)對加固體進行抽芯取樣，芯樣強度≥1.0 MPa，滿足設計要求；2)在拱頂及兩側拱肩布置了3個水平探孔，探孔均無滲水。

主機進洞階段，為確保盾構能正常切割土體加固區，控制推進軸線,防止排泥管路吸口堵塞，泥水艙中心壓力控制在0.1 MPa左右，掘進速度控制在5 mm/min以內，使盾構緩慢穩步前進。主機全部進入加固區后，根據現場出渣及地表隆沉情況，適當提升工作壓力。具體參數如表4所示。

表4 盾構始發段掘進參數Table 4 Excavation parameters of shield launching

在盾構接近素連墻時，嚴密監測刀盤扭矩及渣土變化情況，準確掌握與素連墻的接觸時機。同時，為平衡墻體破除過程中突然出現的外部涌水壓力，相應提高泥水艙壓力。掘進參數如表5所示。

表5 盾構破除素連墻段掘進參數Table 5 Excavation parameters of shield for wall cutting

始發過程中盾構推進平穩，地面未出現明顯變形；先行盾構破除素連墻后，地下水位基本保持平穩，洞門密封性良好，無滲流。端頭加固方案達到了預期目標。

6 結論與建議

結合廈門地鐵3號線跨海區間工程實例，系統介紹了一種適用于海濱地區的盾構始發端頭加固方法及施工降水、洞門防水方案，探討了采用素連墻作為止水帷幕時的盾構推進控制問題，對類似工程具有一定的參考。主要結論及建議如下。

1)跨海區間端頭地下水豐富且同海水存在水力聯系時，宜采取先封閉降水后土體加固的預處理方案。

2)在海濱富水地層中，為了降低洞門涌水涌砂風險，始發洞門建議布置2道簾布橡膠板，必要時增設密封鋼刷。

3)采用素連墻作為止水帷幕時，盾構破墻應遵循“小貫入度、低轉速”的施工原則，慎重選擇掘進參數，以避免素連墻脆性破裂發生。

4)止水帷幕類型、土體加固方法、盾構掘進參數等受地層及水文條件的影響較大。本工程方案依據廈門地區的水文地質情況而定，具有一定的局限性。其他海濱地區的施工方法還有待進一步總結。

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A Method for End Soil Reinforcement for Shield Launching in a Sea-crossing Metro Tunnel

DU Baoyi1,SONG Chaoye1,HE Weiguo1,LI Kai2

(1.ChinaRailwayTunnelSurveyandDesignInstituteCo.,Ltd.,Tianjin300131,China; 2.ChinaRailwayFirstGroupCo.,Ltd.,Xi’an710100,Shaanxi,China)

The groundwater in coastal area is rich and always in contact with the sea,which brings a great risk to the shield launching of sea-crossing metro.Taking sea-crossing section on Xiamen Metro Line No.3 for example,an end soil reinforcement method which combines high-pressurized jet grouting pile and underground plain concrete diaphragm wall is put forward,in accordance with the technical idea of “sealing and dewatering first and then soil reinforcement”.Meanwhile,corresponding programs of construction dewatering and tunnel entrance sealing are proposed.The construction practice shows that the above-mentioned method can effectively block the hydraulic connections between tunnel and sea; thus ensuring the soil reinforcement quality and reducing the risk of shield launching.In addition,the stress state of the underground diaphragm wall under different shield trusting forces is analyzed by numerical simulation software FLAC3D;and then effective control range of shield thrusting force which can guarantee the integrity of underground plain concrete diaphragm wall is obtained,so as to prevent nonplastic fracture of underground plain concrete diaphragm wall.

sea-crossing metro tunnel; end soil reinforcement; underground plain concrete diaphragm wall; high-pressurized jet grouting pile; shield launching

2016-10-10;

2017-02-20

杜寶義(1989—)，男，河北衡水人，2015年畢業于西南交通大學，橋梁與隧道工程專業，碩士，助理工程師，現從事地鐵設計工作。E-mail：dubaoyi89@163.com。

10.3973/j.issn.1672-741X.2017.06.017

U 455

B

1672-741X(2017)06-0761-07