淤泥質土層中盾構隧道最小覆土厚度研究

彭文 PENG Wen

（江蘇中車城市發展有限公司，無錫 214104）

0 引言

隨著經濟社會的不斷發展，城市軌道交通建設正處于發展的高峰期，而城市軌道交通工程地下區間隧道最常用的施工方法為盾構法，采用盾構法施工的隧道常常要求頂部覆土要達到一定的厚度，以保證隧道正常施工和結構抗浮安全，當覆土厚度不足時，隧道將會發生局部或整體上浮，隧道上浮過大容易引起管片錯臺、開裂、漏水及隧道軸線偏位等問題，從而影響隧道成型質量。《地鐵設計規范》規定盾構法施工區間隧道的覆土厚度不宜小于隧道外輪廓直徑[1]，因此，一般情況下盾構隧道頂部的覆土厚度都是滿足要求的，只有在下穿河道等特殊條件下，可能會出現隧道頂部覆土厚度小于隧道外輪廓直徑的情況，因此，當盾構隧道下穿河道時，必須對隧道頂部的覆土厚度進行研究，以保證盾構隧道的施工質量和安全。

在盾構隧道穿越河道等特殊情況時，目前常采用簡化計算方法來研究隧道上覆土層的最小厚度，通過分析管片受到的上浮力與管片、上覆土柱自重力學平衡條件來計算隧道上覆土層的最小厚度[2]。戴小平等認為簡化計算方法沒有考慮隧道上方土柱在管片浮力作用下向上運動時周圍土體對他的反向約束作用，因此他對簡化計算方法進行了改進，考慮了周圍土體對隧道上方土柱的約束摩擦力，進而提出了改進最小埋深計算法，認為盾構隧道的最小埋深與土體的重度、漿體的重度、管片內外徑密切相關，改進計算方法考慮了土體的黏聚力和內摩擦角，其計算方法更為合理，隨著盾構直徑增大，簡化計算方法與改進計算方法的差異越大，因此，當隧道直徑較大時，應采用改進計算方法[3]。沈林沖等認為先施工的管片處于固化漿液的包裹中，后施工的管片處于流動狀態漿液的包裹中，其上覆將受到先拼裝管片環的剪切約束作用，在進行隧道抗浮研究時，應考慮管片環間連接螺栓對結構抗浮安全的影響，管片環間連接螺栓能夠大幅度提升結構抗浮安全系數，施工過程中應確保螺栓安裝正確，及時擰緊松動的螺栓[4]。王新、姜弘等針對非水下盾構隧道的施工要求和和結構抗浮安全，對隧道頂部最小覆土厚度的解析方法進行了探究，確定了盾構施工控制的最小覆土厚度解析解，通過對隧道結構抗浮安全的研究，確定了非水下盾構隧道施工階段和使用階段結構抗浮控制的最小覆土厚度的解析解，認為研究施工階段結構抗浮安全時，計算隧道所受到的上浮力宜采用同步注漿漿液重度[5]。

本文采用理論分析方法對淤泥質土層中盾構隧道的最小覆土厚度進行了研究，并結合浙江省臺州地區的工程實例對理論分析結果進行了驗證，以期能為類似工程項目提供經驗支撐和參考依據。

1 工程概況

臺州市域鐵路S1線商騰盾構區間下穿南官河，南官河寬度約為20m，河底距離隧道頂部的最小覆土厚度為5m。采用土壓平衡盾構機進行隧道施工，管片內直徑為7700mm，管片外直徑為8500mm，刀盤開挖直徑為8710mm，管片外部與土體之間的空隙采用同步注漿漿液進行填充，同步注漿漿液的密度為1.76g/cm3。隧道洞身范圍內土層及頂部覆土均為淤泥質土層，淤泥質土層的天然含水率為61.1%，天然孔隙比為1.73，天然密度為1.63g/cm3，通過不固結不排水三軸試驗測試淤泥質土的抗剪強度指標，黏聚力為12.67kPa，內摩擦角為0.68°。

2 最小埋深理論計算

2.1 簡化計算方法

由于淤泥質土層的含水率較高、孔隙比較大，土體處于流塑狀態，同時淤泥質土的抗剪切強度指標較低，當隧道上方土柱向上運動時，周圍土體對它的約束作用并不明顯，因此，本文在理論分析中不考慮周圍土體對隧道上方土柱的約束作用，采用簡化計算方法來計算隧道上覆土層的最小厚度，同時，由于剛脫出盾尾的管片處于同步注漿漿液包裹中，在進行隧道所受浮力計算時采用同步注漿漿液的密度。隧道頂部最小覆土厚度計算簡圖如圖1所示，通過簡要分析隧道所受浮力、管片自重、隧道上方土體自重三者力學平衡關系來估算隧道頂部的最小覆土厚度。

圖1 最小覆土厚度計算簡圖

單位長度的管片自重可按式（1）計算。

單位長度管片所受到的浮力可按式（2）計算。

單位長度管片上覆土體有效重量可按式（3）計算。

式中：R為管片外徑，r為管片內徑，γc為鋼筋混凝土管片重度，γm為同步注漿漿液重度，γs為管片上方土體的飽和重度，γw為水的重度。

根據《地鐵設計規范》，在不計土層側摩阻力時，結構的抗浮安全系數不應小于1.05[1]，盾構隧道的抗浮安全系數K可以按照（4）式進行計算。

將（1）（2）（3）式帶入（4）式求解可得盾構隧道最小覆土厚度計算公式。

將各參數數值代入（5）式可求得d≥13.9m，而本工程實例中，盾構隧道下穿南官河段，隧道頂部的最小覆土厚度僅為5m，實際覆土厚度小于根據公式計算出的最小覆土厚度，可見在僅考慮上覆土層重量和管片自重的情況下，隧道的抗浮安全系數不滿足規范要求，因此，在進行盾構隧道抗浮驗算時，還應考慮管片環間連接螺栓提供的抗剪切力對隧道抗浮性能的影響。

2.2 考慮管片環間連接螺栓的影響

在本工程實例中，盾構隧道管片環之間采用19根M30高強螺栓進行連接，通常情況下，管片環之間的摩擦阻力及連接螺栓本身的抗剪切力都會起到限制管片上浮的作用，但是由于隧道管片在漿液浮力作用下，會產生向上運動的趨勢，隧道環縫上半部分會略微張開，從而使管片環間的摩擦阻力減小，因此，本文在計算中不考慮管片環間摩擦阻力對管片上浮的限制作用，僅考慮連接螺栓本身的抗剪切力對管片上浮的限制作用。

在盾構施工過程中，當管片脫出盾尾后即開始受到同步注漿漿液的浮力作用，而漿液失去懸浮力的時間大約為9小時，盾構施工速度為3小時/環，因此，可以考慮盾尾后面的三環管片處于承受同步注漿漿液浮力的狀態，該三環管片通過環間螺栓連接在一起，一端受到后方水泥砂漿固結體的嵌固作用，另一端受到盾尾的約束作用，相當于兩端固定的彈性梁。通常情況下，考慮管片環上部的兩根螺栓先參與抗剪切作用，提供限制管片向上移動的抗剪切力，當上部兩根螺栓的剪應力達到其抗剪強度時，相鄰的下部螺栓開始承受剪切作用，隨著變形的發展，剪切應力依次傳遞給下部螺栓，形成連鎖效應。

連接螺栓提供的抗剪切力可以用（6）式計算。

式中：Fs表示連接螺栓提供的抗剪切力，n表示最先參與剪切的螺栓數量，A表示螺栓的面積，τ表示螺栓的抗剪切強度，由（6）式可以計算連接螺栓提供的抗剪切力。

因此，盾構隧道的抗浮安全系數可以按（7）式計算。

在本工程實例中，隧道頂部最小覆土厚度為5m，根據式（7）可以得出隧道的抗浮安全系數k為1.23，隧道的抗浮安全系數滿足規范要求。

3 工程實例分析

臺州市域鐵路S1線商騰盾構區間總長度為400m，隧道管片采用通用環，管片的最大楔形量為42mm，平均環寬為1.6m，整個區間總共250環管片，其中第193環至第205環位于南官河底部，為了使隧道下穿南官河段的抗浮性能滿足要求，原設計在河底設置了厚0.9m的抗浮板，由于施工期河床水位較高，水流較大，且為通航河道，在河底施工抗浮板難度較大，因此，在進行充分理論計算的基礎上，施工階段對原設計方案進行了優化，取消了河底的抗浮板，采取在河底拋擲沙袋的措施來增加隧道頂部的覆土厚度，預先將泥沙裝入編織袋內，用小船運至河中，在隧道中線兩側各5m范圍內拋擲1m厚的沙袋，提升隧道的抗浮安全系數。

由于管片上浮是盾構施工過程中常見的現象，當隧道穿越河道時，由于上覆土層厚度較小，管片上浮的幅度相比于普通地段較大。為了使隧道上浮穩定后實際軸線盡量靠近設計軸線，在施工過程中，以隧道設計軸線為基準線，將盾構機的垂直姿態降至隧道設計軸線以下30-40mm，使盾構機在設計軸線以下位置推進。在隧道上浮穩定之后，每隔兩環采集一次管片姿態數據，本文取第181-220環的掘進數據及測量數據對管片的上浮情況進行分析，第181-192環位于南官河北岸，第193-205環位于南官河底部，第206-220環位于南官河南岸。隧道的掘進姿態及穩定后的成型姿態如表1所示。

由表1可以看出，在盾構掘進過程中，第181-220環管片均呈現出上浮趨勢，其中第181-192環和第206-220環管片的上浮量較小，最大上浮量為74mm，第193-205環管片的上浮量較大，最大上浮量為92mm。第181-220環管片的上浮量如圖2所示。

表1 第181-220環管片的掘進、成型姿態（mm）

圖2 第181-220環管片上浮量

由表1可以看出，第181-192環和第206-220環管片上浮后隧道實際軸線偏離設計軸線最大值為41mm，而第193-205環管片上浮后隧道偏離設計軸線最大值為55mm。第181-220環盾構掘進姿態及隧道成型姿態如圖3所示。

圖3 第182-220環掘進及成型姿態

《地下鐵道工程施工質量驗收標準》（GB/T50299-2018）規定采用盾構法施工的隧道，隧道軸線平面位置和高程的允許偏差均不得超過50mm[6]。第181-192環和第206-220環管片上浮后隧道實際軸線與設計軸線的偏差滿足規范要求。第193-205環中僅第199環管片上浮后隧道實際軸線與設計軸線偏差比規范規定的極限偏差值大5mm，其余管片環的偏差均小于規范允許偏差值。由此可見，在臺州地區淤泥質土層中，當隧道頂部覆土厚度只有5m時，在河底不設置抗浮板的情況下，隧道的抗浮性能也滿足要求，管片上浮后隧道的實際軸線與設計軸線的偏差滿足規范要求。

4 盾構隧道抗浮安全措施

為了提升盾構隧道的抗浮安全系數，在實際施工過程中，應采取相應的技術措施，減小管片上浮的趨勢，保障盾構施工安全。

4.1 控制盾構施工的速度

從管片拼裝到隧道成型各不同階段的工況來看，盾構隧道管片就如同一條兩端固定的彈性梁，兩固定端之間的隧道管片處于尚未凝固的同步注漿漿液中，受到漿液懸浮力作用。如果盾構施工速度過快，就會使兩固定端之間處于懸浮狀態的隧道管片長度加大，連接螺栓不能充分約束管片上浮，隧道管片容易出現較大幅度的上浮，因此，盾構機在下穿河流時，宜控制盾構施工速度不快于3小時/環，以使處于漿液懸浮狀態的管片長度減小。

4.2 調整同步注漿漿液配比

同步注漿的目的是及時固結穩定隧道管片，使管片與周圍的土體形成一個整體，限制管片的位移，在本區間隧道施工過程中，同步注漿漿液的配合比如表2所示。

表2 同步注漿漿液配合比（kg/m3）

在施工下穿南官河段的第181-220環時，對同步注漿漿液配合比進行了調整，減小水灰比，增加水泥用量，水泥用量由90kg/m3增加至120kg/m3，同時摻加適量的減水劑，以減少漿液的凝結時間，使漿液的流動性損失速度加快，隧道管片受漿液懸浮力作用的時間減少，同時，固結體的后期強度增加，隧道上浮后的穩定性增強。

5 結論

①由于淤泥質土層具有孔隙比大、含水率高、抗剪強度底的特點，因此，在進行盾構隧道的抗浮驗算時，一般不考慮周圍土體對隧道上方土體的約束作用；②當隧道頂部的覆土厚度不足時，管片環間的連接螺栓就會逐漸發揮其抗剪切強度，限制管片上浮，因此，在進行隧道的抗浮驗算時，應考慮管片環間連接螺栓的抗剪切力；③當隧道頂部的覆土厚度僅有5m時，考慮管片環間連接螺栓的抗剪切力后，盾構隧道的抗浮安全系數滿足規范要求；同時，河流底部可以不設置抗浮板，可以采用在河流底部拋擲沙袋的措施來增加隧道頂部覆土厚度，隧道上浮穩定后的實際軸線與設計軸線的偏差滿足規范的要求；④在盾構施工過程，為了增加隧道管片的抗浮穩定性，減小施工風險，還應控制盾構施工的速度，減小處于漿液懸浮狀態的管片的長度，減少管片受到的上浮力，同時，也要調整同步注漿漿液的配合比，減少漿液的凝固時間，減少管片處于漿液懸浮狀態的時間。