杨延栋，陈 馈，李凤远，周建军

(盾构及掘进技术国家重点实验室，河南郑州 450001)

0 引言

管片衬砌作为一种安全快捷的隧道衬砌结构被广泛地应用于城市地铁建设中。然而，在我国多处城市的地铁建设中，出现了不同程度的隧道管片结构上浮现象。管片上浮往往导致管片错台、裂缝、轴线偏移，甚至管片防水结构失效等，已严重影响了隧道衬砌结构的工程质量，因此，有必要对造成管片上浮的原因与机制进行深入研究，提出有针对性的对策，为制定控制管片上浮措施提供参考。

李铁军等［1］总结了盾构隧道管片上浮的原因，主要有地质条件、盾构工法特性及施工参数、盾构姿态、覆土厚度、管片接头、施工扰动、注浆工艺和浆液特性等，并提出了控制管片上浮的措施;杜闯东等［2］针对管片环之间规律性的错台问题进行了分析，并针对管片环间摩擦阻力不足的原因，提出了取消传力垫和改变定位销材质的建议;沈征难［3］从地质条件、衬背注浆、盾构姿态入手，对管片上浮的原因进行了分析，并提出了控制措施。

上述研究分析了管片上浮的诸多原因，并提出了多种措施，但对管片在软土地层和硬岩地层的上浮问题上未进行明确的区分，而在2种不同的地层下，管片的上浮机制是完全不同的。软土地层管片上浮的本质是管片外围的地层发生变形后地层应力重新分布的过程，需要的时间较长［4］;硬岩地层管片上浮则是在满足力学条件和空间条件的情况下，管片在较稳定的空间内发生位移的结果。本文对广州地铁7号线某盾构区间全断面硬岩地层遇到的管片上浮问题进行分析。

1 工程概况与管片上浮监测

广州地铁7号线某盾构区间设计为双线圆形隧道，隧道内径5 400 mm，外径6 000 mm，采用C50P12预制钢筋混凝土管片衬砌，宽度1 500 mm，每环管片采用“3+2+1”(3块标准块、2块邻接块和1块封顶块)型式、错缝拼装，弯曲螺栓连接，环与环间以10根纵向螺栓相连，块与块之间以12根环向螺栓紧密相连，接缝处设密封垫沟槽，采用三元乙丙橡胶弹性密封垫止水，管片背后注浆回填。隧道线路纵向为连续上坡，最大坡度为25.396‰，隧道顶覆土10.42～45.73 m。

该区段范围内地层自上而下分布有人工填土层、淤泥层及淤泥质粉细砂层、粉细砂及中粗砂层、黏性土层、冲积－洪积土层、坡积土层、残积土层、混合花岗岩全风化带、混合花岗岩强风化带、混合花岗岩中风化带和混合花岗岩微风化带。隧道洞身范围穿越的主要地层有残积土层、混合花岗岩全风化带、混合花岗岩强风化带、混合花岗岩中风化带和混合花岗岩微风化带。标段前600 m，盾构基本在稳定性较好的中风化、微风化地层中掘进，属于全断面硬岩段，平均饱和抗压强度33.9 MPa，局部夹有最大饱和单轴极限抗压强度达到87.7 MPa的微风化花岗岩。该硬岩段填土层、砂层以及积土层的地下水类型主要为第四系松散孔隙水，渗透系数可达9.23 m/d，属中等透水层;全风化、强风化、中风化、微风化花岗岩的地下水类型主要为基岩裂隙水，虽然渗透系数仅约0.5 m/d，但地表沥滘水道与第四系松散孔隙水、基岩裂隙水相互水力联系密切，相互补给，隧道经过岩石强、中风化带时，开挖面和围岩有较大的地下水涌出。

表1为右线259～264环盾构掘进15 d后的管片上浮量，最大达到118 mm，严重破坏了管片的防水能力，导致隧道内该段连续漏水。

表1 右线259～264环的管片上浮量Table 1 Up-floating values of No.259 to No.264 segment rings of right tunnel tube mm

2 全断面硬岩地层管片上浮原因分析

盾构施工中，隧道管片同时具备上浮的力学条件和空间条件之后才可能发生上浮。盾构工法的特性为管片上浮提供了外部条件，而浆液包裹或地下水包裹所产生的浮力是管片上浮的内在原因。除此之外，推进油缸对管片的偏心载荷、管片壁后填充浆液的流失、盾构栽头导致盾尾上抬等都会导致管片上浮。

2.1 盾构工法特性是管片上浮的外部条件

为了保证盾构掘进和管片拼装的顺畅性，盾构的开挖直径必须与管片的外径有一定的差值。如该项目采用的土压平衡盾构开挖直径为6 280 mm，管片外径为6 000 mm，管片与围岩之间平均存在140 mm的间隙。盾构在中风化、微风化地层中掘进，围岩自稳性较好，管片与围岩之间的间隙一直存在，围岩对管片不能产生抗浮作用。硬岩含水地层管片后方容易汇水，加之土压平衡盾构在全断面硬岩地层中往往采用敞开式掘进，同步注浆浆液容易被稀释和冲走，无法及时填充空隙，为管片上浮提供了外部条件。由表1可知，现场测量的管片上浮量最大值达118 mm，接近管片壁后间隙的理论平均值140 mm(可能由于刀具磨损，开挖直径减小)，这说明，由于盾构工法特性造成的管片壁后环形建筑空间是导致管片上浮的根本原因。

2.2 注浆浆液或地下水包裹产生的浮力

对于管片受到的浮力，戴志仁［5］认为包括由注浆浆液或地下水包裹而产生的静态上浮力和随地层条件与隧道埋深而变化的广义动态上浮力。广义动态浮力是由于管片受上下地层压力差造成的，仅在不能自稳的软土地层存在。对于硬岩地层，围岩能够自稳，对管片不产生地层压力，因此，硬岩地层管片不受广义动态上浮力。叶飞［6］认为管片受到的浮力包括由注浆浆液或地下水包裹产生的静态浮力和注浆压力引起的动态浮力。杨方勤［7］认为动态浮力属于瞬间压力，将会随着空间被填和盾壳的移动而消失，实测表明，上海长江隧道管片上浮与注浆压力关系不大。根据上述分析，硬岩地层管片上浮所受到的浮力主要为注浆浆液或地下水包裹而产生的静态上浮力。

由于管片连接螺栓与螺栓孔之间有5 mm左右的间隙，在不考虑螺栓约束的条件下，管片受到的浮力为

式中:R为管片外环半径;B为管片宽度;γ1为包裹管片浆液的重度，介于水的容重10 kN/m3与水泥砂浆容重20 kN/m3之间。

管片自重为

式中:t为管片厚度，一般而言，管片厚度t与管片外环半径R的比值近似为一个常数，如常用的管片外环半径为3 000 mm的管片厚度为300 mm，取t=0.1 R;γ2为钢筋混凝土重度，取25 kN/m3。

管片受到的浮力与自重的比值

根据包裹管片浆液或地下水的重度与钢筋混凝土重度的取值，管片受到的浮力与自重的比值K的计算值为2～4，可见管片受到的浮力远比重力大。因此，管片环刚脱出盾尾时完全具备管片上浮的力学条件，且与管片尺寸无关。

2.3 浆液流失构成上浮空间

管片壁后填充的浆液是通过盾构的止浆板防止浆液沿盾体的外壁与围岩的间隙流向刀盘前部。通过向3道密封刷与管片形成的2个腔体内注盾尾油脂，防止浆液沿盾尾内壁与管片环外壁的间隙流向盾体内部，盾尾密封结构如图1所示。随着掘进距离的增大，止浆板会发生磨损，尤其在硬岩中掘进，磨损尤为严重，导致止浆板起不到封堵浆液的作用。浆液流失后，管片壁后与围岩之间出现无浆液填充的间隙，随着管片从盾尾脱出，间隙进一步增大，为管片上浮提供了空间条件。

图1 盾尾密封结构Fig.1 Structure of shield tail sealing

2.4 盾构栽头导致盾尾上抬

盾构设计存在头重脚轻的问题，盾构主机的质量大部分集中在刀盘和前盾上，该项目使用的盾构主机各部件质量如表2所示。刀盘与前盾的质量约占整个主机质量的50%，当土仓有碴土时质量更大。因此，盾构在掘进时容易出现头朝下栽的现象，导致盾尾朝上抬起，而管片在脱出盾尾之前在盾尾内和盾尾一起向上抬起，导致管片上浮。

表2 某6 m级盾构主机各部件的质量分布Table 2 Weight of main parts of a φ6 m shield machine t

2.5 推进油缸的偏心载荷

由于盾构栽头前行，为了调整盾构姿态，需要通过下部油缸组与上部油缸组的压力差和行程差来使盾构抬头，尽可能不偏离设计轴线。该工程盾构下部油缸组的压力约为15 MPa左右，而上部油缸组的压力仅为5 MPa左右，大约要达到3∶1的比例关系。管片受到推进油缸的偏心反力，使整个管片环受到如图2所示的弯矩，导致整个管片纵向向上弯曲，致使部分管片上浮。

图2 管片纵向受弯矩上浮Fig.2 Up-floating of segment rings caused by longitudinal bending moment

2.6 导致管片上浮的其他原因

对于全断面硬岩地层，除了上述导致管片上浮的主要原因外，还有以下影响因素。1)浆液特性与注浆工艺。一般双液浆(水泥+水玻璃)的抗浮性优于单液浆(水泥砂浆)，但双液浆作为同步注浆材料容易堵管，单液浆通过改变配比来缩短初凝时间，可以提高抗浮能力;注浆时由管片上部向下部注浆更有利于防止管片上浮。2)管片接头的形式和抗剪强度。一般斜螺栓比弯螺栓抗剪性更好，抗剪强度越高，管片越不易上浮。3)盾构主机、后配套和电瓶车的振动造成注浆浆液离析，使混凝土强度大幅度降低，且降低了混凝土的防渗能力，不利于管片抗浮。

3 全断面硬岩地层防止管片上浮新措施

为了防止全断面硬岩地层的管片上浮，需要通过有效的方式来克服导致管片上浮的力学条件和空间条件。主要新措施包括:采用豆砾石回填注浆工艺进行管片壁后填充、利用止浆环与隔水环防止浆液流失、采用前盾底部设计液压千斤顶防止盾构栽头等。

3.1 采用豆砾石回填灌浆工艺进行管片壁后填充

现阶段盾构施工广泛采用水泥砂浆回填管片壁后间隙的工艺，当盾尾止浆板磨损时易返浆而导致卡盾;同步注浆浆液产生的浮力远远超过管片自重，容易导致管片上浮;水泥砂浆凝固时，在管片后形成较大的收缩空间，易导致管片止水结构失效，而豆砾石回填灌浆工艺可以避免上述缺陷［8］。

豆砾石回填灌浆工艺已经在盾构过空推段施工中得到了广泛应用，在盾构正常掘进阶段使用较少。盾构过空推段时，豆砾石通过干喷钢管由刀盘向刚脱出盾尾的管片与成型隧道之间的间隙喷射［9］，但在盾构正常掘进中，条件不允许。要将豆砾石回填灌浆工艺用于盾构在全断面硬岩段正常掘进时管片的壁后填充，需要解决的主要问题是豆砾石填充途径。由于管片二次注浆孔的有效直径仅有32 mm，喷射豆砾石容易堵塞，若通过管片二次注浆孔进行豆砾石填充，则需要在预制管片时，在不影响管片强度的情况下尽可能增大二次注浆孔的有效直径;另外，也可以在盾构壳体上预设用于豆砾石填充的专用管道。

豆砾石回填灌浆的管片壁后填充工艺减少了液体浆液的注入量，豆砾石亦占据了浆液或地下水的空间，因此，注浆浆液和地下水对管片的浮力大大减小，克服了管片上浮的力学条件;另外，豆砾石密实地填充了管片与围岩之间的间隙，克服了管片上浮的空间条件;再则，水泥浆凝固产生的收缩空间小，有利于止水。

3.2 利用止浆环与隔水环防止浆液流失

由于盾尾止浆板的磨损，同步注浆浆液在地下水的冲刷下容易沿盾体的外壁与围岩的间隙向前流失。为了阻止浆液的流失，需要在盾体外壁与围岩之间形成一道止浆环来代替盾尾止浆板的功能，采用传统的双液浆(水泥浆+水玻璃)会将盾构抱死，因此，需要注入一种可以止浆但又不会抱死盾构的填充材料。

克泥效工法是一种不会硬化的壁后填充方法，它是一种双液型注入材料，用特制黏土的泥浆与强塑剂(水玻璃)以一定比例混合后，瞬间形成的一种可塑性黏土添加材料［10］。通过中盾的超前注浆孔向盾构壳体外围径向注入克泥效材料，将盾构包裹，在盾构壳体周圈形成一道可靠的密封阻水黏土环，有效隔绝盾构壳体与围岩间的间隙，防止同步注浆浆液沿该间隙向刀盘前部流失。

另外，为了减少地下水对浆液的冲刷作用，可利用水泥砂浆与水玻璃双液浆在盾尾后5环打设隔水环，隔断盾构后部的来水。通过止浆环与隔水环的共同作用，能够有效地防止同步注浆浆液的流失，同步注浆浆液充分填充管片外的间隙后，管片上浮便没有了空间条件。

3.3 半敞开式掘进提高同步注浆的填充效果

在全断面硬岩地层中，由于盾尾止浆板的磨损，同步注浆浆液在地下水的冲刷下容易流向盾构前方的土仓。为了阻止浆液的流失，盾构采用半敞开模式掘进(又称局部气压模式)，掘进中土仓内的渣土只填充了一部分，尚有很大的空间，通过盾构的泡沫注入系统向土仓内输入压缩空气，提高土仓内的压力，防止同步注浆浆液向土仓流动;同时，可减缓地下水的渗入，降低地下水对同步注浆浆液的冲刷和稀释，使同步注浆填充更饱满，限制管片上浮的空间。

3.4 采用前盾底部设计千斤顶防止盾构栽头

为了防止盾构由于栽头而导致的管片上浮，光靠利用推进油缸下方油缸组与上方油缸组的推力和行程差是不够的。盾构在硬岩段掘进时，围岩可以自稳，在前盾底部两侧对称增设径向千斤顶(如图3所示)，通过千斤顶伸出盾体撑围岩壁来获得反力，使盾构强行抬头。通过这种特殊设计，克服盾构结构本身质量分布不均的缺陷。

图3 前盾底部千斤顶设计Fig.3 Cylinders at bottom of front shield

3.5 防止管片上浮的其他措施

对于全断面硬岩地层，除了上述防止管片上浮的新措施外，还有其他一些常规措施。在隧道内堆放重物，抵消注浆浆液和地下水对管片的浮力;加设剪力销增加接头抗剪强度，增大对管片浮力的抗力;改善浆液特性和注浆工艺，缩短浆液初凝时间，使浆液由上向下填充;盾构掘进轴线适当低于隧道设计中线，抵消管片部分上浮量。

4 结论与讨论

为了减少全断面硬岩地层的管片上浮，分析了管片上浮的原因和机制，其根本原因在于导致管片上浮的力学条件和空间条件。针对管片上浮的原因，提出了有针对性的防止管片上浮的新措施，包括采用豆砾石回填灌浆工艺进行管片壁后填充、利用止浆环与隔水环防止浆液流失、半敞开式掘进提高同步注浆效果、采用前盾底部设计千斤顶防止盾构栽头等。新措施的抗浮效果需要通过现场施工来验证。另外，对于管片上浮问题，还需要进一步延伸到软土地层，并结合地层沉降问题做更深层次的研究工作。

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