地铁隧道下穿人工河在城市轨道交通建设中已经越来越普遍, 由于上覆河道的影响, 不可控因素和危险源也随之增多, 比如:隧道开挖势必会引起河底地层变形, 如果变形过大势必会影响河道的正常运营;此外, 由于受到盾尾推进油缸 (千斤顶) 向上分力及管片周围液体 (地下水及浆体) 浮力的共同作用, 管片易出现上浮现象。

国内许多学者针对上述问题做了大量研究^[1,2,3], 晏胜荣^[4]对大直径土压平衡盾构下穿河流施工风险控制进行详细研究;黄昌富等^[5]对大直径泥水盾构隧道下穿海河引起的河底隆沉进行了数值模拟与现场监测的深入研究;朱玉龙等^[6]基于有限元软件对土压平衡盾构隧道下穿城市景观河道受力特性进行数值模拟分析, 发现由于河道处上覆土厚度骤然减小和盾构机前方的挤土效应, 导致河道底部产生了隆起位移。谢录科、梁禹等^[7,8]对隧道开挖引起的管片上浮做了详尽分析, 并提出了一系列抗浮措施, 为以后的隧道开挖工程管片抗浮提供了依据。

上述研究很少有在淤泥、上软下硬及全断面复合复杂地层条件下对盾构下穿水道时掘进参数优化及综合施工技术研究的。因此本文以珠机城际铁路横琴隧道盾构下穿马骝洲水道为工程依托, 采用理论计算、数值模拟及现场监测结合的方法, 通过设置试验段对掘进参数不断调整达到盾构综合施工技术的优化目的。

橫琴隧道金融岛车站—3号工作井区间位于珠海市横琴新区金融岛, 左线盾构隧道长1 539.6m (DK7+975.9—DK9+497.1) , 右线盾构隧道长1 553.45m (YDK7+987.85—YDK9+541.30) 。本盾构区间采用1台铁建重工DZ191土压平衡盾构机由金融岛站左线始发, 掘进至3号工作井小里程盾构井吊出运至金融岛站再次始发右线, 掘进至3号工作井吊出。盾构隧道管片长度1 600mm, 外径8 500mm, 内径7 700mm, 厚度400mm, DZ191刀盘直径为8 850mm。其隧道下穿马骝洲水道平面如图1所示。

在进入马骝洲水道岸边 (DK8+600) 设置转弯R=500m, 转弯处无建筑物管线等。区间盾构段纵断面为下坡, 最大坡度为24.00‰, 隧道洞顶覆土厚度水下段20～30m, 一般地段隧道洞顶埋深10～20m。线路在DK8+100—DK8+700里程范围下穿马骝洲水道, 水道宽约600m, 水深5～8m。盾构机穿越马骝洲隧道过程中水位高度受潮汐影响较大, 地质复杂, 盾构穿越马骝洲水道主要地质包括粉质黏土、粉砂、中砂、粗砂、全风化花岗岩。岩面变化起伏大, 开挖过程中先是全淤泥段, 然后上软下硬段, 最后全硬岩段。隧道位于城市下方, 交通拥堵, 周边建筑密集, 众多项目同时施工, 相互影响大。所以在施工建设过程中需要采取严谨可靠的技术措施。

本文选用FLAC3D软件对盾构下穿水道过程进行模拟分析, 根据现有的水文地质资料和钻孔数据, 结合河道宽度及其影响范围, 选取钻孔号DK7+957.5—DK8+777 (YDK7+958—YDK8+778) 作为模拟范围。由于实际盾构的区域长度过长, 考虑到建模的复杂性, 此处建模采用1∶2的比例, 即模型尺寸大致为410m×220m×150m, 划分出353 187个单元, 65 609个节点。盾构隧道左线中心坐标为 (0, 127.5, 93) , 右线中心坐标为 (0, 93.5, 93) , 隧道左、右线中心相距34m, 模型坐标原点在 (0, 0, 0) 点, 沿隧道轴线向里为x轴正方向, 垂直隧道向上为z轴正方向, 垂直隧道轴线向里为y轴正方向, 河道底部通过Fish语言对河流施加重力荷载。其数值模型图如图2所示。

由于模型的尺寸较大, 因此采用深埋工程初始应力场的生成方法, 即快速应力边界法 (S-B法) , 岩土体采用弹塑性本构模型, 屈服条件满足MohrCoulomb准则^[9]。采用C50钢筋混凝土预制管片, 管片采用线弹性体。盾构机掘进过程中采用盾尾壁后注浆, 注浆体为线弹性体, 假设注浆体厚度不变且注浆圈全部注满。

根据现场取样和岩石力学试验结果, 并考虑到岩石的尺度效应, 模拟计算采用的参数如表1所示, 管片采用C50混凝土, 具体力学参数如表2所示。

通过FLAC3D中的null命令进行隧道开挖, 编写Fish语言实现隧道的循环开挖, 管片的实际长度为1.6m, 所以设置循环开挖单次进尺为1.6m。一个循环的分析步骤如下: (1) 计算初始应力场; (2) 左隧道开挖掉一个管片长度; (3) 应力释放; (4) 管片安装; (5) 壁后注浆 (注浆通过对管片施加环向荷载实现) 。

分段反复循环开挖, 直到左洞开通后通过一个空分析步模拟施工, 间隔的一段时间后再对右洞进行开挖, 直至隧道完全开挖完成^[10]。

由于马骝洲水道下覆地层比较复杂, 属于典型的上软下硬工程地质情况, 淤泥层较厚, 且砂土层中有承压含水层。水浮力会使管片受到上浮力^[11], 为了更好地分析盾构隧道下穿马骝洲水道过程中地表变形情况, 通过下述公式计算出单个管片所受到的上浮力和管片重力:

式中:F_浮为向上产生的水浮力;R₀为管片外半径;γ_j为混合物容重。

式中:F_重为管片自重产生的重力;r₀为管片内半径;γ_混凝土为混凝土重度;B为管片环宽。

利用计算出的管片所受到上浮力和管片重力, 得出其差值, 在模拟盾构下穿河道底部时, 对单个管片施加了等值的上浮力, 通过对盾构下穿马骝洲水道施工模拟, 得到了开挖完成后河底的沉降云图如图3所示。

当考虑上浮力对管片的作用时, 河底发生了明显的隆起现象, 最大隆起值为11.14mm。主要是因为管片发生上浮后压缩上覆土体, 开挖面支护压力对刀盘前方土体产生挤压效应, 且隧道底部为全风化花岗岩, 开挖扰动后势必会会对管片产生一个向上的反作用力, 导致地表产生轻微隆起。由此可见, 盾构在此地层条件下掘进, 管片上浮对地表沉隆影响较为显著。

隧道的掘进过程, 由于盾尾间隙、出土、掘进速度等多种因素的共同作用, 会导致上方地面发生沉降, 近似呈高斯曲线分布, 形成一个沉降槽。在盾构隧道下穿河流时, 由于浅覆土区段, 主要受水浮力作用, 因此可等效为隆起槽 (见图4) 。

由图4可知, 管片底部隆起较为明显, 最大隆起位移量达到了11.2mm, 位置在河道的正下方, 因为此处河道最深, 上覆土体较少, 因此此处隆起位移量最大。

盾构下穿马骝洲水道期间, 对管片底部进行了沉降监测, 将右线施工监测数据整理得到了测点随时间的沉降曲线, 实际监测管片底部最大隆起位移量为10.8mm, 通过对比数值模拟和实测值可知, 模拟值和实测值结果比较接近, 说明所建立的有限元模型能够模拟双盾构下穿河底施工, 对管道施加一定的上浮力是有必要的, 对变形预测有一定的指导意义。

管片由于上覆土压力和底部上浮力的作用, 顶部产生向下的压力, 而底部产生向上的浮力, 上覆最大土压力为1 000kPa, 最大水浮力为2 203kPa, 约为上覆土压力的2倍 (见图5) 。因此, 在盾构机通过河道前, 必须进行管片抗浮计算, 若浮力太大, 可以采用如下抗浮措施: (1) 严格控制管片质量, 减小管片的变形和损伤; (2) 适当提高砂浆的密度和黏稠度, 抵消管片浮力; (3) 控制盾构机掘进方向, 降低设计轴线, 克服隧道上浮产生的界限损失。

本工程采用的是土压平衡式盾构机, 土仓压力过大则会导致地表隆起;土仓压力过小则直接影响开挖工作面的稳定性。严重的会导致河流与隧道贯通, 河水倒流入工作面, 导致涌水事件, 所以正确调整土仓压力是土压式盾构隧道掘进关键。

为了严格控制土仓压力, 将盾构上部土体分为3层, 即上部、中部、下部。先计算上部土仓压力, 其次计算中部, 最后将土仓压力传递至底部。各层的土仓压力计算如下:

式中:γ为土的容重;z为埋置深度;θ为土的内摩擦角;c为土的黏聚力;σ_α为主动土压力;为上覆底层自重应力σ_z, 其中γ_水z_水为地表上水体自重应力σ_水将水体压力视为底面, 堆载参数与土压力计算。其中为隧道上覆土体自重应力σ_土, 其值为各不同地层容重与埋置深度相乘。

盾构机在掘进过程中, 土仓压力处于原始土压力值附近, 考虑到地层中压力水头的存在和地层的渗透系数, 开挖面的水压力为:

式中:q为土层渗透系数决定的经验参数, 一般砂土取0.5～1.0, 黏性土取0.1～0.5, 风化岩层取0～0.5;γ为水的容重;h为水位与开挖面顶部的距离。

式中:k为安全系数, 取1.1。因隧道范围内砂层可能存在承压水, 因此水压增加, 乘以此安全系数。

根据钻孔号检测结果, 综合上述公式, 分析计算出土仓压力, 如表3所示。

为了能更真实准确掌握盾构机在掘进穿越马骝洲水道时的各项掘进参数, 确定在盾构机到达马骝洲水道岸边之前设置模拟穿越马骝洲水道试验段。试验段设置起止里程DK8+795—DK8+706, 由于试验段地质与马骝洲水道下方地质非常相似, 因此模拟推进施工过程中做好监测工作, 通过试验段的掘进施工, 收集整理施工中各项施工参数, 结合理论计算值及数值模拟结果进行分析总结, 从而确定盾构机通过马骝洲水道期间的掘进参数。试验段盾构掘进流程如图6所示。

按照以上施工流程进行监测试验掘进, 通过对地面和深层土体的监测数据分析对比选择合理的掘进参数。试验段掘进过程中如果监测深层土体有变化, 通过调节土仓压力、油缸推力、掘进速度等进一步优化相关参数, 直至地面及深层土体稳定。当管片拼装完成脱出盾尾后深层土体监测有异样, 立即采取二次注浆进行处理。若经过二次注浆土体稳定, 说明推进施工中同步注浆量不够, 需加强同步注浆量的补充或及时进行洞内二次注浆。如此循环试掘进, 记录相关参数, 结合理论计算结果和数值模拟值进行现场监测数据分析讨论对比, 获取最终的盾构掘进通过马骝洲水道的施工参数如表4所示。

根据前述理论计算值和数值模拟结果, 结合试验段现场监测情况, 综合分析优化了掘进过程中随着地层的不断变化, 盾构机的速度和注浆压力等一系列掘进参数, 并总结出如下施工关键技术。

1) 盾构机在下穿马骝洲水道之前, 对其进行检查, 确保在穿越河道施工时不会出现因盾构机故障导致的停机事故。当带压检查过程中发现掌子面不稳定时, 为确保万无一失, 对换刀位置进行注浆加固。

2) 根据计算出的理论土压力值及时调整土仓压力, 时刻监测马骝洲水道水位变化, 掘进过程中根据水位变化及时调整土仓压力, 避免由于潮汐变化, 造成土仓压力的波动。

3) 采用螺旋输送机双闸门控制, 加注泥浆或高效聚合物, 防喷涌、防涌水, 必要时采用保压泵碴装置。同时, 利用盾构机配套的二次注浆设备及时注浆, 在管片外周形成连续的封闭环, 防止管片周围的地下水串通, 避免喷涌。

4) 盾构穿越外环河区段应调慢速度均匀推进, 速度控制在6mm/min左右。

5) 同步注浆量减少至2.5m³/环, 注浆压力≤0.35 MPa, 浆液稠度降到11cm以内, 在保证注浆顺畅同时, 减小浆液对管片产生的浮力。

6) 拼装管片时, 应防止千斤顶回缩导致盾构机后退, 引起前方土体流失;注意止水条是否粘贴牢固和拼装质量, 管片拼装不当可造成渗漏水, 特别是管片背面不得有破损。

7) 二次注浆的水泥浆注浆压力为0.25～0.4MPa, 浆液流量为10～15L/min, 使浆液能沿管片外壁较均匀渗流, 而不致劈裂土体, 形成团状加固区, 影响注浆效果。水泥、水玻璃双液浆注浆压力为0.3～0.5MPa。

1) 马骝洲水道下覆地层围岩上软下硬, 淤泥层较厚, 且砂土层中有承压含水层。数值模拟结果表明:水浮力会使管片受到上浮力, 管片发生上浮后压缩上覆土体, 同时开挖面支护压力对刀盘前方土体产生挤压效应, 且隧道底部为全风化花岗岩, 开挖扰动后会对管片产生一个向上的反作用力, 所以盾构下穿河流须做好管片的抗浮计算, 并进行相应的抗浮处理, 同时要对河底做好监测, 避免河床隆起。

2) 盾构机在穿越马骝洲隧道过程中, 管片同时受上覆土压力和底部上浮力的作用, 由于管片拱底的上浮值大于拱顶的上浮值, 导致隧道偏离轴线, 所以施工过程中须做好监控量测, 及时调整盾构机的前进方向。

3) 根据理论计算值和数值模拟结果, 结合试验段现场监测情况, 得出在不同地层中优化后的盾构掘进参数, 并总结出一套盾构隧道下穿水道施工关键技术, 可为类似工程提供指导和依据。