一种跨海地铁隧道盾构始发端头加固方法

杜宝义， 宋超业， 贺维国， 李 凯

(1.中铁隧道勘测设计院有限公司， 天津 300131；2.中铁一局集团有限公司， 陕西 西安 710100)



一种跨海地铁隧道盾构始发端头加固方法

杜宝义1， 宋超业1， 贺维国1， 李 凯2

(1.中铁隧道勘测设计院有限公司， 天津 300131；2.中铁一局集团有限公司， 陕西 西安 710100)

海滨地区的地下水贮藏丰富，且常常同海水存在水力联系。为了降低跨海地铁隧道的盾构始发风险，以厦门地铁3号线跨海区间工程为例，遵循“先封闭降水，后土体加固”的技术思路，提出了一种素混凝土地下连续墙与高压旋喷桩相结合的盾构始发端头加固方法，并针对该加固方法给出了配套的施工降水及洞门防水设计方案。实践表明：该方法在海滨富水砂层可以有效阻断地下承压水，保障土体加固效果，降低盾构始发风险。此外，为防止素混凝土地下连续墙在盾构推力作用下发生脆性破裂，影响施工安全，利用FLAC3D数值模拟软件对不同盾构推力作用下的墙体应力状态进行分析，得出保证素混凝土地下连续墙完整性的盾构有效推力控制范围值。

跨海地铁隧道；端头加固；素混凝土地下连续墙；高压旋喷桩；盾构始发

0 引言

伴随着我国沿海城市地下轨道交通事业的发展，跨海地铁隧道的建设正在如火如荼地开展。目前在建的厦门地铁2号线和3号线及青岛地铁1号线和8号线工程均存在较长的跨海区间，此类区间的端头地层往往是夹有砂性土的松散岩土介质，地下水受海水的影响，渗流速度较快，这使得改良土体的水泥浆液在固化之前就被地下水稀释、冲走，无法达到预期的效果。因此，盾构端头加固是跨海地铁隧道建设过程中比较突出的一项技术难题。

目前国内外有关端头加固技术的研究主要是基于城市内陆环境，对跨海地铁隧道端头加固的研究则较少。其中：朱世友等[1]通过对以往盾构始发与到达工程的资料进行总结和分析，指出当地下承压水位或潜水水位较高时，为降低盾构始发与接收风险，宜预先进行降水；贲志江等[2]根据南京地铁10号线过江隧道工程实际，认为富水砂层大直径盾构接收中，采用深层搅拌桩+高压旋喷桩+垂直冻结的端头加固方案能够保证洞门后方土体的自立性和稳定性；韦良文[3]认为若进出洞段地下水丰富且土性为渗透系数大的砂质地层时，应考虑用冻结法加固；江玉生[4]通过总结天津海河共同沟隧道始发事故的教训，指出高压旋喷桩加固法不适用于富水砂层盾构始发与到达端头加固，砂层中旋喷加固不能保证良好的成桩效果，可能会形成渗流通道，容易导致涌水、涌砂、塌方、淹井事故的发生，而水平深孔前进式注浆用于加固富含粉土、粉质黏土、饱和粉细砂层的富水地层是有效可行的。

以往研究成果针对强渗流富水砂层通常推荐采用冻结法及洞内注浆法进行端头加固，有的提出了预降水的方法，但是未深入阐述实施方案。本文结合厦门地铁3号线五缘湾站—刘五店站跨海区间工程实例，介绍了一种地下连续墙与高压旋喷桩相结合的盾构始发端头加固方法，可为今后的跨海地铁隧道建设提供借鉴。

1 工程概况

厦门地铁3号线工程五缘湾站—刘五店站区间穿越厦门东海域，连接本岛和翔安区，位于翔安海底隧道西北侧。区间全长4.9 km，过海段长3.9 km。区间主隧道为双洞单线结构，采用盾构+矿山的组合施工工法，2台泥水平衡盾构先后自翔安区一侧的刘五店站始发，在海中同矿山法隧道对接。盾构隧道外径6.7 m，内径6.0 m，管片宽1.5 m。

刘五店站始发端头的地层分布为：0～-6.8 m为填砂；-6.8～-10.0 m为淤泥质砂；-10.0～-15.6 m为黏土、粉质黏土；-15.6～-26.4 m为中、粗、砾砂；-26.4～-30 m为全风化花岗岩。盾构始发处的顶部埋深约为14.3 m，洞身主要处于中、粗、砾砂层。

盾构始发端的场区地下水主要为松散岩类裂隙水，上部潜水接受大气及海水补给；下部承压水贮藏于中、粗、砾砂层，同海水存在水力联系，水位受潮汐影响，变幅2～3 m，低潮时承压水位相对标高-4.6 m。场区地下水贮藏丰富，渗流发育，地层加固措施的止水效果是决定盾构始发成败的关键。

2 端头加固技术

2.1 总体方案

端头土体的加固方法取决于地层条件、水文条件、盾构选型等多种因素，常用的有深层搅拌桩、高压旋喷桩、素混凝土灌注桩、洞内水平注浆以及冻结等方法[5]。根据毗邻工程——翔安隧道的建设经验，搅拌桩、旋喷桩及洞内水平注浆在潮间带富水砂层中加固效果不佳，检测取芯呈松散状或夹有泥沙的短柱[6]；而冻结法在强渗流地层中也存在一定的实施难度，且施工成本较高[7]。综合考虑经济性与安全性，本工程采用素混凝土地下连续墙(以下简称素连墙)+高压旋喷桩的组合方法对盾构始发端头进行加固。

具体施工步骤为：1)在区间始发端施作1道素连墙，该墙同车站始发端墙形成一个矩形的闭合区域，如图1所示；2)在素连墙闭合区域内进行井点降水，将地下水位降低至待建隧道底板以下2 m；3)采用高压旋喷桩对始发区域一定范围内的土体进行加固，如图2所示；4)盾构始发，切削破除素连墙。

图1 端头加固平面图(单位：mm)Fig.1 Plan of end soil reinforcement (mm)

图2 端头加固立剖面图(单位：mm)Fig.2 Profile of end soil reinforcement (mm)

2.2 素连墙止水方案

素连墙采用C20混凝土材料，墙厚800 mm，主要起到止水帷幕的作用，不需要布设钢筋。

本区间隧道始发端的洞身处于中、粗、砾砂层中。为了阻断承压水，素连墙设计深度穿越砂层，嵌入下部全风化花岗岩地层中，嵌固深度为3 m。地质勘察资料显示，该全风化层渗透系数为0.2 m/d，给水度为0.10，地层的透水性及富水性均较弱,可有效阻断封闭区内外侧的水力联系。此外，由于本区域地表以下10 m均为填砂及淤泥质砂层，素连墙的槽壁自稳性较差，因此成槽前先采用φ800@600的咬合高压旋喷桩对槽壁进行加固，如图1所示。

封闭区设计长度为泥水盾构机头长度12 m+2环管片的长度3 m，共计15 m。该长度可以确保盾构破除素连墙前，在盾尾处拼装2环管片，并借助同步注浆对洞门接缝进行堵水，降低洞门涌水、涌砂的风险[8]。

盾构始发车站的围护结构为钢筋混凝土地下连续墙。在其对接素连墙一侧预埋型钢接头，该接头是在工字钢上焊接一块T形型钢，并将T形型钢锚入相邻素连墙，如图3所示，它不仅能提高接缝的防水性能，而且能增加接缝的抗剪性能。各幅素连墙之间采用锁口管接头，并在接缝处施作3根咬合旋喷桩进行封堵，如图4所示。

图3 素连墙同车站地连墙接缝防水(单位：mm)Fig.3 Waterproofing design of seam between water-stopping curtain wall and underground diaphragm wall of metro station (mm)

图4 素连墙接缝防水(单位：mm)Fig.4 Waterproofing design of seam of underground plain concrete diaphragm walls (mm)

2.3 井点降水方案

本工程采用封闭型疏干降水，井身使用大口径无砂混凝土管，井径600 mm，井壁填充5～10 mm豆砾石滤料。

降水井分布在素连墙内侧非旋喷加固区域，其数量根据封闭区域面积及单井有效疏干降水面积进行估算。单井有效疏干面积与地层条件密切相关，黏性土层中一般为200～300 m2，砂性土层的含水量有效降低标准高于黏性土层，单井有效疏干降水面积通常为120～180 m2[9]。本工程在此基础上进一步考虑隧道线位条件，共设置4口降水井J-1—J-4(兼作观测井)，其中左右线隧道的外侧各1口，两线之间设置2口。降水井深度27 m，穿越承压层达到拟建隧道底板以下6 m。

降水效果从2方面进行检验：1)观测井水位是否达到底板以下2 m；2)通过观测疏干降水的总排水量，判别土体含水量是否下降到有效范围内。对于黏性土层，土体含水量的有效降低幅度不宜小于8%；对于砂性土层，土体含水量的有效降低幅度不宜小于10%[9]。

盾构始发前，提前2周进行预降水，并在左右线隧道都贯穿素连墙之前保持降水作业，确保地下水位在控制水位线以下。

2.4 高压旋喷桩加固方案

采用φ800@600的三重高压旋喷桩对端头一定长度范围内的地层进行加固。此工序的主要目的有：1)增加端头土体的强度与稳定性，防止其失稳、坍塌；2)满足盾构建舱始发阶段的土体变形要求；3)增强洞周土体的隔水性，进一步降低洞门涌水、涌砂及盾尾密封失效的风险。

根据国内以往工程的施工经验，针对不透水地层或地下水得到有效控制的地层，始发端头加固范围为隧道顶板轮廓线以上3 m至底板以下3 m，纵向加固长度为6 m[10-12]，如图1和图2所示。

3 洞门密封装置

洞门密封装置一方面可以预防洞门突水、涌泥，另一方面可以帮助盾构在进洞阶段保持一定的泥水压力，是盾构端头止水加固体系的重要组成部分。

本工程采用2道折页式帘布橡胶板+2道密封钢丝刷对洞门进行密封，同时通过预留注脂孔在2道帘布橡胶板之间及2道钢丝刷之间注满润滑油脂，如图5所示。为了防止循环泥浆泄露，在进洞的关键环节补充注脂，使油脂压力始终高于泥水压力0.1 MPa。

4 盾构破墙推力控制数值分析

本方案具体实施过程中存在以下技术难点：素连墙为素混凝土浇筑，抗弯拉强度与抗剪强度很低，在刀盘推力作用下易发生不规则破碎，混凝土碎块可能会导致盾构刀具磨损、刀盘卡壳；再者，区间右线盾构先于左线始发，若先行洞破除素连墙的洞口不规整，会破坏止水帷幕的密封性，进而影响后行洞的始发安全。

图5 始发洞门防水装置(单位：mm)Fig.5 Waterproofing device for shield launching tunnel entrance (mm)

为了防止此种情况的发生，应严格控制盾构推力，将素连墙应力控制在容许值以内，使刀盘匀速切削成洞。

4.1 计算模型与计算参数

为分析素连墙在刀盘切削推力作用下的应力变化特点，针对盾构始发端头地层建立三维数值模型，如图6所示，并按照具体的施工工序进行模拟。

计算模型宽46.8 m、高31 m、长25 m，共划分为62 478个实体单元。模型顶面为自由边界，底面采用固定约束，侧面采用法向约束，始发车站端墙采用法向约束简化代替。

图6 计算模型Fig.6 Calculation model

土体采用基于Mohr-Coulomb屈服准则的弹塑性模型，素连墙采用线弹性模型，两者之间的接触面采用interface单元模拟，管片、盾构机壳采用线弹性模型。计算中考虑降水区的孔隙压力变化。根据地质勘察报告及隧道方案资料，地层与人工材料计算参数见表1和表2。

表1 地层基本力学参数Table 1 Basic mechanical parameters of strata

表2 人工材料力学参数Table 2 Mechanical parameters of artificial materials

4.2 计算荷载

刀盘作用在墙体上的荷载主要为法向的推力与切向的扭矩。推力通过盾构液压系统进行控制，在模型中以切削面正应力的形式施加。扭矩则以切削面切应力的方式施加[13]。

(1)

τ=p·f。

(2)

式(1)—(2)中：p为刀盘作用在切削面的正应力；N为盾构有效推力；A为刀盘面积；τ为刀盘作用在切削面的切应力；f为刀盘摩擦阻力系数，一般取为0.15～0.2[14]。

洞身范围内的素连墙迎土一侧承受水土压力，另一侧承受盾构泥水压力，即盾构有效推力。当两者处于相对平衡状态时，墙体拉应力及剪应力最小；当两者严重失衡时，墙体应力将超过容许值，可能发生破碎。

4.3 计算结果分析

根据现场盾构掘进参数，选取有效推力N=0、5 000、8 000、10 000、12 000…20 000 kN等工况进行对比分析。墙体拉应力与剪应力随盾构有效推力的变化曲线如图7所示。

关键工况N=4 000 kN和N=17 000 kN时的素连墙应力分布情况如图8所示。

(a)墙体拉应力(b)墙体剪应力

图7 墙体应力随盾构有效推力的变化Fig.7 Variation of wall stress with effective thrusting force of shield

图8 关键工况墙体应力云图(单位：N/m2)
Fig.8 Stress nephograms of concrete wall in critical conditions (N/m2)

由图7和图8可知：

1)当盾构有效推力N≤4 000 kN时，泥水舱压力p≤0.10 MPa，墙体向盾构推进侧发生挠曲，板中心弯拉应力σ0≥[σ]=0.43 MPa[15]([σ]为C20混凝土容许拉应力)；N=4 000 kN时，墙体洞周最大剪应力τ0=0.21 MPa≤[τ]=0.85 MPa[15]([τ]为C20混凝土容许剪应力)。墙体受弯拉应力控制发生破坏。

2)当盾构有效推力N≥17 000 kN时，泥水舱压力p≥0.44 MPa，墙体向迎土侧发生挠曲，板中心弯拉应力σ1≥[σ]；N=17 000 kN时，墙体洞周最大剪应力τ1=0.25 MPa≤[τ]。墙体受弯拉应力控制发生破坏。

3)当盾构有效推力10 000 kN≤N≤12 000 kN时，泥水舱压力0.26 MPa≤p≤0.31 MPa，墙体最大主应力σmax<0，不存在弯拉应力。此时，墙体洞周剪应力τ<0.10 MPa<[τ]，墙体的整体安全性最高。

5 方案实施情况及讨论

5.1 降水效果

为了验证素连墙的隔水性能，施工现场利用现有的4口管井组织了抽水试验，每口降水井布置1台流量为3 m3/h的潜水泵。试验过程及基本参数如表3所示。

表3 抽水试验过程及基本参数Table 3 Pumping test parameters

注：标高值为以整平地面为零点的相对标高。

试验结果表明，采用目前设备抽水约12 h，地下水位降深即可达到底板以下2～3 m，满足盾构始发要求。

根据地质勘查报告，始发端头地层的渗透系数如表1所示，利用承压完整井流量公式[16]计算自然条件下管井的出水量。

(3)

式中：Q为管井出水量；K为含水层渗透系数；M为含水层厚度；S为地下水降深；R为影响半径；rw为井的半径。

计算结果显示：自然条件下进行管井降水，达到相同降深，管井的出水量约为1 830 m3/d，远大于目前单井的出水量72 m3/d，止水帷幕隔水性能良好。

5.2 盾构掘进情况

端头加固完毕后，对土体加固效果进行了检测：1)对加固体进行抽芯取样，芯样强度≥1.0 MPa，满足设计要求；2)在拱顶及两侧拱肩布置了3个水平探孔，探孔均无渗水。

主机进洞阶段，为确保盾构能正常切割土体加固区，控制推进轴线,防止排泥管路吸口堵塞，泥水舱中心压力控制在0.1 MPa左右，掘进速度控制在5 mm/min以内，使盾构缓慢稳步前进。主机全部进入加固区后，根据现场出渣及地表隆沉情况，适当提升工作压力。具体参数如表4所示。

表4 盾构始发段掘进参数Table 4 Excavation parameters of shield launching

在盾构接近素连墙时，严密监测刀盘扭矩及渣土变化情况，准确掌握与素连墙的接触时机。同时，为平衡墙体破除过程中突然出现的外部涌水压力，相应提高泥水舱压力。掘进参数如表5所示。

表5 盾构破除素连墙段掘进参数Table 5 Excavation parameters of shield for wall cutting

始发过程中盾构推进平稳，地面未出现明显变形；先行盾构破除素连墙后，地下水位基本保持平稳，洞门密封性良好，无渗流。端头加固方案达到了预期目标。

6 结论与建议

结合厦门地铁3号线跨海区间工程实例，系统介绍了一种适用于海滨地区的盾构始发端头加固方法及施工降水、洞门防水方案，探讨了采用素连墙作为止水帷幕时的盾构推进控制问题，对类似工程具有一定的参考。主要结论及建议如下。

1)跨海区间端头地下水丰富且同海水存在水力联系时，宜采取先封闭降水后土体加固的预处理方案。

2)在海滨富水地层中，为了降低洞门涌水涌砂风险，始发洞门建议布置2道帘布橡胶板，必要时增设密封钢刷。

3)采用素连墙作为止水帷幕时，盾构破墙应遵循“小贯入度、低转速”的施工原则，慎重选择掘进参数，以避免素连墙脆性破裂发生。

4)止水帷幕类型、土体加固方法、盾构掘进参数等受地层及水文条件的影响较大。本工程方案依据厦门地区的水文地质情况而定，具有一定的局限性。其他海滨地区的施工方法还有待进一步总结。

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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

杜宝义(1989—)，男，河北衡水人，2015年毕业于西南交通大学，桥梁与隧道工程专业，硕士，助理工程师，现从事地铁设计工作。E-mail：dubaoyi89@163.com。

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

U 455

B

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