在上部软土下部硬岩的盾构掘进中，存在推力大、易结泥饼、刀具易损坏和破岩效率低的难题。一旦需要开舱换刀或停机清理刀盘泥饼，对于地表沉降以及施工风险的增加都是成倍的 ^[1]。同时，在上软下硬复合地层条件下，盾构掘进容易引起地表坍塌、建(构)筑物失稳等风险，如何选择合理的掘进参数同时对围岩稳定性进行有效控制至关重要。

　　 在提高掘进效率方面，当前研究主要集中在:(1)降低刀具磨损问题竺维彬等 ^[2]对滚刀磨损做了定性分类，并根据滚刀磨损的影响因素提出相应的滚刀磨损对策。曹利等 ^[3]分析了盾构总推力、刀盘扭矩、推进速度和刀盘转速四项主要的推进参数对刀具磨损的影响规律，并分析影响规律产生的内在原因。(2)防止刀盘结泥饼问题陈玉亮等 ^[4]总结得出在可塑、硬塑状的黏土类地层中进行盾构掘进施工时容易结泥饼，需在盾构机设计制造阶段对结构和系统进行改进，合理布置土体改良剂注入口位置。董祥宽 ^[5]采取了渣土改良、调整复合式掘进参数、降低外循环水温度等措施，预防刀盘结泥饼或轻度结泥饼但不影响掘进。严辉 ^[6]分析了结泥饼的机理，得出土舱内土压设定值过高、渣土改良不到位是主要原因，提出渣土改良、适当降低土压、快速均衡施工的预防措施。(3)掘进参数优化问题何祥凡等 ^[7]提出当隧道掘进穿越上软下硬地层时，为调整盾构姿态，实际工程中会适当增大盾构机掌子面下方千斤顶的顶推力，而减小上方分区内千斤顶的顶推力。赵博剑等 ^[8]研究了盾构掘进参数与地层的相关性，得出不同地层中总推力的平均值差异不大，推进速度和贯入度的平均值差距较大。陈桥等 ^[9]采用工程现场的岩样开展软硬不均地层盾构掘进参数模拟试验，获取了软硬不均地层条件下贯入度、刀间距与破岩推力、扭矩、破岩效果的关系。(4)硬岩的处理方法对于复合地层段有硬岩侵入的情况，廖鸿雁 ^[10]提出当地面有条件时，可考虑盾构法与地面预爆破处理结合。

　　 在上软下硬复合地层围岩稳定控制方面，现有研究主要集中在:(1)掌子面前方上部软土失稳机理李宏安 ^[11]研究了砂黏复合地层土压平衡盾构隧道开挖面稳定性。李康 ^[12]对上软下硬复合地层盾构开挖面支护压力及地表位移进行研究。(2)盾构掘进对地表建筑物的影响李振等 ^[1]采用“欠土压推进”模式，穿越重要构筑物区间时地面沉降可控制在允许范围内，并提出欠压模式可以在坚硬岩石地层中施工时最大程度地保护刀具。李增理等 ^[13]提出上软下硬地层盾构半敞开式掘进技术，并用地表沉降监测验证了该施工方法的可行性。

　　 现有的研究较少关于上部软土下部极硬岩的复合地层盾构空舱(敞开式)快速掘进，以及相应的围岩稳定控制问题。本文以某城市地铁工程为依托，提出了上软下硬复合地层盾构空舱快速掘进方法，开发了空舱掘进配套的综合注浆围岩稳定控制技术，并通过建立的盾构掘进动态数值模型，分析揭示了复合地层空舱掘进模式下掌子面前方的围岩变形模式和地表沉降规律。

　　 某城市地铁盾构区间含有连续的上软下硬复合地层段195m，该复合地层段地质剖面如图1所示，该段下部为中风化凝灰岩，单轴饱和抗压平均强度为120MPa，最高单轴饱和抗压强度为158MPa，上部为软流塑状黏质粉土，形成典型的“上软下硬”复合地层(见表1)。其土层和岩层之间的过渡层往往很薄甚至没有，分界线明显，物理力学特性差异大，基岩风化界面起伏大，断层破碎带分布密集，含水量差异明显，风险因素多。多种复杂外界影响因素的影响使得盾构掘进参数存在非线性、时变性等不确定性因素，极易造成盾构机刀盘磨损与姿态偏移等危害。并且该不良地质段地表分布有市委党校教学楼及别墅住宅楼，穿越建筑物区间时需严格控制地表沉降。

　　 采用土压平衡法在复合地层施工中，刀盘表面和土舱内经常出现结泥饼的现象，随之出现推力增大、掘进速度缓慢、产生喷涌、超方严重、刀盘及刀具磨损甚至损坏等影响正常施工的问题。采用传统的土压平衡式掘进优势在于通过土舱中的受压碴土与开挖面水土压力保持平衡，进而维持掌子面的稳定，不易出现软土层坍塌和地表沉降。但是在实际掘进工作中，由于需要在土舱内建立平衡压力，这就导致舱内渣土堆积，同时滚刀破岩产生的高温将刀箱中的渣土烧结成泥饼，阻碍滚刀破岩，导致滚刀偏磨和刀箱损毁的事故。

　　 本工程采用空舱掘进模式很好地解决了该问题。空舱掘进模式是在上软下硬地质条件中，选择土压平衡盾构机，掌子面没有支护压力情况下能够保持一段时间稳定，或经过加固处理后掌子面能够维持相对稳定，将盾构机土舱大部分排空，滚刀能够更加明确地发挥破岩功能，其他刀具能够更好地开挖土体的掘进模式。该模式解决了土压平衡模式易结泥饼问题，同时获得了更快的掘进速度，稳定了施工参数，提高了施工效率。空舱掘进模式由于将土舱中的渣土超排，刀盘上带土量相对于土压平衡模式大大减少，从而减少了刀箱土的来源，降低了结泥饼的概率。实际工程应用中，60m长的复合地层施工段刀具未发生异常破坏，整个区间最大正常磨损量仅为7mm。

　　 如图2a所示，上软下硬地层掘进参数试验中空舱掘进推力较小，且曲线没有较大波动;土压平衡模式推力较大，出现因刀具损坏引起较大的波动。空舱掘进模式因刀盘没有附着的土体，刀具滚动和破岩功能较好发挥，刀具受力明确，受损破坏较少。土压平衡模式刀盘扭矩较大(见图2b)，刀箱容易板结泥土，刀具破坏较多。空舱掘进速度明显高于土压平衡和欠压模式(见图2c)。在上软下极硬的复合地层，采用地层加固后的空舱掘进模式具有更好的掘进效果。

　　 空舱掘进模式在岩土复合地层中掘进，滚刀每转动1圈均会在岩石交界面处与岩层进行1次“碰撞”。若盲目增加推力和掘进速度，刀圈局部受集中荷载容易导致导致刀圈崩坏 ^[14]。故应严格限制刀盘转速，控制推力和扭矩，选取合理贯入度。

　　 为加快掘进速度(速度快地层扰动小)，推力<1×10⁴k N时，应优先保证掘进速度，其次选择刀盘转速低的参数(刀具剧烈撞击岩土交界面容易产生损坏)。通过掘进试验得到参数如表2所示，综合考虑选择2.3r/min，贯入度8.3mm/r。

　　 在实际施工中总结了空舱掘进的复合地层适用范围:(1)在上部土体为硬塑的粉质黏土、黏土以及遇水稳定的全风化岩等地层条件下，因其开挖后自身具有较长时间的稳定性，可直接采用空舱掘进;(2)上部为可塑、软塑、流塑状粉质黏土、黏质粉土、黏土，需要进行注浆加固并达到要求后，方可进行空舱掘进。不适用范围:上部为含水砂层、粉土、砂卵石等自稳性差的地层。由于下部硬岩具有良好的自稳性，故空舱模式对复合地层下部硬岩的地质条件不做要求。

　　 复合地层段采用空舱模式解决了刀盘结泥饼问题，提高了掘进效率，但由于上层土体没有土舱压力支撑，容易导致掌子面失稳以及地表沉降，故需要提前对上层土体进行预加固。注浆形式以静压注浆为主，以提高掌子面上部及拱顶土体稳定性及承载力，防止掘进施工过程中地面坍塌。综合注浆技术包括掌子面预加固、包裹膜技术、建筑物预加固和跟踪注浆。如图3所示，综合注浆加固后监测隧道正上方的地表沉降，盾尾拖出24h后沉降趋于稳定，最大沉降量为24mm，满足规范要求。

　　 综合现场勘查施工条件及以往施工经验，采用外包封闭注浆加固和封闭体内加固注浆，封闭体内注浆孔位呈梅花形布置，孔位间距为1.5m。加固范围为:掌子面前方3m，隧道轮廓外1.5m。

　　 注浆方式为后退式分段注浆。垂直方向从岩土交界面开始，自下而上进行，单次注浆时间4min，流量20L/min，每分钟进行1次拔管操作，拔管高度约20～30cm。采用跳孔施工，可根据地表监测情况即时调整注浆顺序。采用水泥-水玻璃双液浆，凝结时间控制在30～40s，水灰比0.8～1，水玻璃浓度取20°Be'，水泥水玻璃体积比1∶1。注浆压力以接近覆土压力为宜，约为1.2MPa，理论每孔注浆量在5m³左右。当达到设计注浆量或达到最大注浆压力时，立即暂停注浆。

　　 盾构在进行空舱掘进时，由于上层土体超排，掌子面前方可能存在空腔。此时需要进行注浆充填，有可能造成盾构机壳体和刀盘被浆液包裹，导致刀盘无法转动，推力超出极限。同时水泥砂浆填舱、同步注浆、二次注浆均有可能造成盾构机“抱死”。本文提出两种处理方法进行盾构机包裹隔离处理，防止盾构机被“抱死”。

　　 1)膨润土砂浆保护

　　 如图4a所示，使用加泥系统将预制膨润土砂浆注入土舱，膨润土砂浆在压力驱动下填满土舱和盾构壳体与围岩建筑空隙，能够隔离凝结性浆液对盾构机的“抱死”效应。该方法具有材料造价低、流动性好、可操作性强、包裹速度快等优点，缺点是需要提前预制和长距离运输。测量人员随时观察管片的变形以及收敛情况，当发现管片有较大变形和管片开裂，必须及时通知注浆人员，停止注浆，并分析原因。

　　 2)改性水玻璃或油性聚氨酯保护膜

　　 如图4b所示，通过盾体径向预留孔，通过活塞泵在盾体四周注入改性水玻璃或油性聚氨酯。在压力作用下改性水玻璃或油性聚氨酯填充盾体四周建筑空隙。固化后的改性水玻璃或油性聚氨酯在盾体四周形成1层保护膜，防止了凝结性浆液对盾体的“抱死”效应。改性水玻璃浆液配合比为水玻璃溶液与磷酸溶液体积比为1∶1，其中水玻璃原液(37°Bé)与水体积比1∶1，磷酸原液与水体积比1∶16。优点是部位填充针对性强，缺点是注浆速度慢，同时聚氨酯气味较大，不利于有限空间作业。

　　 采取空舱掘进模式时，除了对上层土体进行预加固，同时还需采用水泥-水玻璃双液浆对建筑物进行跟踪注浆。注浆时需记录注浆量与注浆压力，监测房屋隆降与变形情况，控制建筑物沉降，然后对建筑物深层基础进行注浆预加固。在盾构穿越时，需不间断安全巡视和施工监测，如发现较大沉降或速率突变，需分析沉降原因及时调整施工参数，进行跟踪注浆，并在盾构穿越后及时二次注浆。

　　 当采用空舱模式时，由于渣土超排，上部土层无法得到支撑，从而产生向刀盘面的坍塌和地表沉降。在获得施工效率提升的同时，还需要对该掘进模式情况下的上部土层失稳模式进行研究，为地层加固提供参考。

　　 采用FLAC3D作为模拟工具，研究复合盾构动态开挖过程对围岩的影响作用。建立的三维数值模型充分考虑了开挖面附近地层内的空间应力重分布，因此，避免了由平面应变假设引起的计算误差，同时也对不同盾构组件及其界面进行了详细模拟。

　　 本文开展了3组数值模拟试验(见图5):(1)空舱掘进模式即推力只作用于下部硬岩层，上部黏质粉土不受支护力作用;(2)土压平衡模式即推力均布于整个掌子面上。(3)欠压掘进模式即推力均布于整个掌子面上，但应力折减一半。分别建立盾构与围岩的模型，在两者之间建立接触单元来模拟盾构与围岩的相互作用。

　　 所建隧道位于地下埋深10m，复合地层岩层交界面穿过隧道中轴线，地层岩性物理力学参数如表1所示，上部模型采用(3)₃黏质粉土，下部模型采用(15)₃中风化凝灰岩，复合盾构几何尺寸及技术参数如表3和表4所示。盾构与围岩间为非均匀间隙，拱顶间隙大于两侧边墙。在模型构建时需要考虑非均匀间隙，更真实地模拟围岩与盾构开挖的相互作用。

　　 复合盾构施工模拟的实现步骤如下。

　　 1)建立几何模型(见图6)，盾体与围岩分别建模，模型实体单元总数为81 800个。模型材料采用莫尔-库仑准则和大应变变形模型计算，建立interface接触面单元模拟支护结构和围岩的相互作用。除顶面外其余5个面均约束法向位移，生成初始地应力场，位移清零。

　　 2)启动刀盘进洞(见图7a)。

　　 3)盾体进洞(见图7b)复合盾构扩挖量均为50mm，在围岩和盾体表面设置接触界面，盾构沿着轴线方向每次前进1环。在开挖面施加掌子面推力，并在下一个循环之前删除掌子面推力(其中空舱模式模型不施加推力)。

　　 4)衬砌拼装与同步注浆(见图7c)当管片在盾尾开始拼装时，对于前两环管片，模型将衬砌模拟单元的材料属性更新为同步浆液(初凝)。需要指出的是，模型不考虑管片之间的拼接缝。并在盾构前进两环后，材料属性更新为同步浆液(硬化)。

　　 由空舱模式、欠压模式和土压平衡模式三者的纵断面素描图(见图8a)可知，空舱模式的失稳区呈现“L”形，由掌子面向刀盘外侧向地表延伸。土压平衡和欠压模式的失稳区都呈现“C”形，欠压模式由于支护力较小，失稳区范围明显大于土压平衡模式，具有明显的渐进破坏特征。空舱模式土体产生明显向刀盘的位移趋势，且位移矢量倾斜向地表，土压平衡模式的掌子面则较为稳定，欠压模式土体同样具有向刀盘面的位移趋势，位移幅度相对居中。其中土压平衡模式和欠压模式掌子面前方的位移矢量相对水平，而空舱模式则有明显向地表倾斜的趋势。

　　 在复合盾构掘进过程中，由于刀盘的推力改变了原岩的应力状态，从而使上层软土产生主动或被动土压力。当处于欠压和空舱模式时，推力偏低，掌子面前方的土体向盾构刀盘方向发生一个微小的滑动，土体出现向下滑动的趋势，为了抵抗土体向下滑动趋势的产生，土体中的抗剪力逐渐增大，当达到土体的最大抗剪强度就会发生失稳破坏;当土压平衡时，上层土体与刀盘推力达到应力平衡，不会产生滑移破坏。空舱模式时(见图8b)，掌子面前方土体沿着螺旋线方向 ^[15]向刀盘面滑移，形成剪切滑移破坏。

　　 如图8地表沉降曲线位移大小排序可知，空舱模式﹥欠压模式﹥土压平衡模式，三种模式具有相同的变化趋势。其中图9a为轴向地表沉降曲线(图7中1号沉降监测线)，在掌子面前方，欠压和土压平衡模式引起的地层沉降较小，而空舱模式则有明显变形，说明空舱模式已经对上方的地表沉降产生明显影响，需要及时进行注浆加固。图9b为横向地表沉降曲线(图7中2号沉降监测线)，3种模式均在拱顶上方变形达到最大值，随与隧道距离的增加，沉降变形减小。由于盾构模式为动态掘进，前后盾的进洞、同步注浆以及衬砌的回填导致了沉降曲线的波动阶段性，陡升段均是由于掘进引起的超挖间隙和掌子面变形所致。

　　 在实际施工时，需要对上层的粉质黏土进行提前预加固，注浆形式以静压注浆为主，以提高掌子面上部及拱顶土体稳定性及承载力，防止掘进施工过程中地表坍塌。掌子面前方变形集中区域为掌子面前方1.91m，地层分界面至拱顶3.83m，变形区域范围确定能够为实际注浆加固施工提供参考。

　　 1)提出了上部软土下部极硬岩的复合地层盾构空舱快速掘进方法，解决了复合地层段盾构推力大、易结泥饼、刀具易损坏和破岩效率低等难题，稳定了盾构掘进参数，同时获得了更快的掘进速度，大幅提高了施工效率，节约了施工成本。

　　 2)开发了复合地层段空舱掘进配套的综合注浆围岩稳定控制技术，控制了地层损失，防止了隧道塌方灾害，同时，采用包裹膜技术消除了盾构机在注浆地层中可能存在的“抱死”问题。

　　 3)通过建立的盾构掘进动态数值模型，分析揭示了复合地层空舱掘进模式下掌子面前方的围岩变形模式和地表沉降规律。掌子面前方变形集中区域为掌子面前方1.91m，地层分界面至拱顶3.83m，变形区域范围的确定能够为实际的注浆加固施工提供参考。

　　 4)复合地层盾构空舱快速掘进方法并不适用于上部为含水砂层、粉土、砂卵石等自稳性差的地层，同时配套的综合注浆技术会增加相应的施工成本，需要综合考量施工方案。

　　 5)针对上部软土下部极硬岩复合地层的盾构掘进中存在的刀盘易结泥饼、刀具易损坏和破岩效率低等难题，今后还需在盾构机设计层面做进一步研究。