青草沙過江管隧道防水技術

張 軼

（上海隧道工程股份有限公司,上海200062）

1 工程概況

為大大提高上海市民飲用水的水質，上海市政府啟動了青草沙原水引水工程。工程將青草沙水庫的原水經輸水隧道穿越長興島后，再經過江管輸送到浦東陸域管線直至水廠。隧道工程包括浦東工作井、長興島工作井及兩條過江隧道。隧道南起浦東五好溝工作井，北至長興島新開港工作井，東線隧道長7 173 m，西線隧道長7 176 m，采用海瑞克的兩臺直徑為7 085 mm的泥水氣壓平衡式盾構機一次性完成。隧道最大坡度為4.5%，最小平面曲線半徑為R992.5 m，隧道頂覆土最深處（33.8 m）位于長興島大堤段，覆土最淺處（16.08m）位于江中段浦東側，東西線隧道外壁凈距最小為8.2 m。

2 工程地質及環境條件

青草沙過江管工程作為引水隧道，正常工作狀態下內部須承受0.45 MPa的水壓力。

隧道的主體部分處在⑤1、⑤2、⑤3粉質粘土層中，但是出洞段隧道頂部土層有②3灰色砂質粉土、③1灰色淤泥質粉質粘土、④淤泥質粘土，進洞段隧道頂部土層有②3灰色砂質粉土、④淤泥質粘土（見圖 1）。

圖1 青草沙隧道穿越的主要地層圖

青草沙原水過江管隧道工程距離長、埋深大、隧道所處地層含水量極為豐富，這對隧道防水工作提出了很高的要求。隧道防水不但包括隧道自身的防水，也包括施工中各環節，以及各關鍵部位的防水。

3 管片防水及結構設計

3.1 管片防水設計

青草沙過江管隧道意義重大，防水要求高，在設計上青草沙所使用的管片與以前同等直徑的隧道管片有所不同，如防水形式、管片厚度、管片分塊及連接方式上有所改進（見圖2）。

圖2 青草沙過江管隧道管片接縫材料粘貼方式示意圖（單位：mm）

該工程管片防水的最大特點是采用雙道三元乙丙止水帶(EPDM)，另外加一道吸水海綿進行防水（見圖 3）。

圖3 管片雙道防水層示意圖

3.2 管片外形設計

青草沙隧道所使用管片外徑6800 mm，內徑5840 mm，環寬 1500 mm，楔形量為13.6 mm，管片厚度為480 mm。表1為幾類隧道襯砌厚度比較表。

表1 幾類隧道襯砌厚度比較表

青草沙過江管工程采用加厚的襯砌主要有以下幾點優勢：

（1）拼裝精度控制提高；（2）隧道抗浮性能提高；（3）施工過程中，結構受力更好。

3.3 管片分塊

在拼裝方式上青草沙過江管工程應用小封頂塊通用楔形形式，每環由6塊管片構成。其中標準塊 3 塊(B1，B2，B3)，鄰接塊 2 塊(L1，L2)，封頂塊 1塊(F)，其封頂塊尺寸是標準管片的1/3，這種小封頂的形式在滿足隧道軸線擬合的情況下每環管片封頂塊選擇的位置更多，且完全避免通縫情況的發生（見圖 4）。

圖4 青草沙襯砌結構圖

3.4 管片連接設計

青草沙隧道管片環與環之間用16根M30的縱向直螺栓相連接，每環管片塊與塊間以4根M36的環向短螺栓連接，環向短螺栓共24根（見圖 5）。

圖5 一般隧道與青草沙隧道管片環向螺栓孔比較實景

考慮到隧道將同時承受內壓，經過計算，管片端部環向連接位置設置鑄鐵連接件增強管片的環向受力。

4 雙道防水的試驗研究

4.1 密封墊防水技術研究

4.1.1 雙道密封墊失效模式探討

由于管片襯砌為拼裝結構，完全依靠螺栓的擠壓力壓緊密封墊，如前所述若密封墊的壓縮力超過外水壓力，則能起到防水作用。如果由于本身密封墊拼裝過程中尚未閉合、錯縫張開嚴重或密封墊松弛導致壓縮接觸力嚴重下降，則防水失效。圖6列出了管片接縫防水失效的四種模式。可以看出：對于A、B、D模式無論單道密封墊和雙道密封墊的失效都是相同的，而對于模式C，則由于縱縫的張角不同導致了內外道密封墊的張開量不同，因此與單道密封墊失效模式存在著差異。

圖6 接縫防水失效模式

模式C產生的原因，主要是拼裝過程中，管片每環不同位置管片接縫的張角不同引起的，以拼裝過程中比較普遍的“橫鴨蛋”為例，在管片的拱頂出現內張角，而在管片的側壁出現外張角。圖7所示為雙道密封墊的失效后果，可以看出第一道密封墊接觸壓力不足導致失效，而第二道仍能正常工作情況下，水從螺栓孔滲出，而在兩道密封墊均失效時，水則直接從第二道密封墊滲出。?

圖7 雙道密封墊張角引發的失效模式

4.1.2 雙道密封墊張角分析

該工程所采用的通用管片拼裝點位有8個位置（此為相對位置，假定前一環封頂塊中心在0°位置，當前環封頂塊位置即為繞逆時針旋轉22.5°、45°、112.5°、180°、247.5°、315°、337.5°）。

根據封頂塊的不同位置，建立7個有限元模型。根據橢圓度為 2‰D，4‰D，6‰D，8‰D，10‰D，計算出模型中隧道斷面上部和下部的張角情況。從計算中可以看出：在橢圓度2‰D情況下的張角為0.499～0.829°；在橢圓度4‰D情況下的張角為0.991～1.012°，個別達到了1.418°；在橢圓度6‰ D情況下的張角為1.065～1.520°，個別達到了2.026°；在橢圓度8‰ 情況下的張角為1.069～2.026°；在橢圓度10‰D情況下的張角為2.401～2.529°，全部都在2°以上。

4.1.3 雙道密封墊防水能力分析

4.1.3.1 實際可能失效工況分析

前面已對不同拼裝橢圓度情況下的相鄰管片接縫處張角進行了估算，此處將結合張角計算結果對實際可能的防水失效工況再進一步分析。

（1）外道密封墊失效角度為外張角1°。

在外張角為1°時，外道密封墊無法接觸，處于失效狀態，此時隧道外壁的張開量為15 mm。

（2）內道密封墊失效角度為內張角0.9°。

在內張角為0.9°時，內道密封墊失效。隧道內壁的張開量為16.7 mm（此處忽略錯臺情況）。這說明只有在張角小于1°時，內外道密封墊才能同時起作用。

（3）0°張角時失效張開量為14 mm。

密封墊在0°張角時失效。完全失效時為14 mm。這說明只要管片張開量為14 mm，無論張角多少，則一定發生滲漏。

經過分析表明通過控制橢圓度在4‰D以內即張角小于1°情況下，才有可能保證雙道密封墊都能正常工作。

4.1.3.2 密封墊防水性能分析

基于以上討論，為更深入地探討接縫防水線的防水性能，首先必須研究內張角，外張角情況下防水機理，以及雙道密封墊的工作機理。

在《上海地鐵盾構管片彈性密封墊生產工藝和技術標準》(STB-DQ-010201)中規定：盾構彈性密封墊的防水能力可通過水密性試驗裝置來驗證（見圖 8、圖 9）。

但是此試驗裝置僅能模擬張角在0°情況下的水密性情況，對于考慮內張角和外張角對于防水的影響，以及雙道密封墊的特殊工況則需要研發一套新的裝置。為此專門設計了3套試驗裝置，分別模擬外張角3°，內張角3°及在0°張角時內外道密封墊共同作用的試驗裝置。

圖8 水擊穿密封墊原理示意圖

圖9 有限元模型

根據試驗結果，將內張角3°、外張角3°及張角為0°情況下的錯縫6 mm時的張開量與極限水壓的關系匯總于圖10中，可以看出：內張角情況下的極限水壓下降明顯，而外張角3°和張角為0的兩種情況接近。

圖10 錯縫6 m極限水壓與張開量和張角的關系曲線圖

4.1.4 雙道密封墊水密性分析

采用雙道密封墊水密性測試裝置（見圖11）模擬水從外部侵入隧道內部的過程，可以看出，外道密封墊先行失效，后水填充內道與外道密封墊之間的空間后，內道密封墊再行失效，理論上雙道密封墊情況下測試得到極限工作水壓應與各自單道密封墊的工作狀態測試的極限水壓接近。

該項試驗分為兩部分組成，先測試由內道密封墊組成的單道密封系統的極限工作水壓，再測試雙道密封墊的極限工作水壓。模擬的工況為張開5 mm，錯縫0 mm,2 mm,6 mm,10 mm。將試驗結果匯總于表2。

圖11 雙道密封墊水密性測試裝置示意圖（單位：mm）

表2 張角0° 張開量5 mm時單、雙道密封墊試驗情況一覽表

4.1.5 外張角1°單道密封墊水密性分析

如前所述，對應于4‰D橢圓度的張角約為1°，由于施工中嚴格控制管片內壁的張開量，因此討論外張角1°的單道密封墊的防水能力更有意義。基于前述對于外張角的密封墊極限工作壓力的判別經驗，本節假設外道密封墊完全失效，擬采用數值分析方法研究內道密封墊在外張角1°情況下，錯縫量5 mm時張開量與密封墊極限工作壓力的關系，以期對于現場管片拼裝具有一定的指導意義，圖12所示為建立的有限元模型。

圖12 外張角1°密封墊防水性能計算有限元模型

采用如前所述方法，判別各工況下滲漏時的擊穿水壓，將其匯總于表3中。

實驗結果外張角1°情況下的極限水壓與張開量之間的關系曲線與外張角3°時的關系曲線是相仿的，在張開量低于4 mm時，極限水壓增長明顯。只有在張開量小于4 mm后，才能滿足外張角1°，錯縫量5 mm，極限水壓0.85 MPa的設計要求。這是在拼裝施工中尤其需要注意的。

表3 外張角1°密封墊張開量與極限水壓關系一覽表

4.2 管片拼裝質量主要指標

（1）經過綜合比較分析，為保證不發生內滲，外漏，提出其工作條件為：0°外張角，錯縫5 mm，張開量6 mm。

（2）通過研究，如拼裝橢圓度超過4‰D，將可能導致一道密封墊失效，因此在拼裝過程中確保其不超過4‰D。

（3）通過研究，如在拼裝中橢圓拼裝度達到4‰D，即可能外張角為1°管片內壁的錯臺量為5 mm的情況下，必須將管片的拼裝張開量限制在4 mm以內，這樣才能保證管片接縫可經受0.85 MPa的水壓。

5 主要施工技術

5.1 管片高精度拼裝控制措施

5.1.1 管片選型

在管片拼裝前應先確定管片旋轉的角度，即選擇“key”的拼裝位置，選型必須考慮以下因素：

（1）管片外弧面與盾殼內弧面的四周間隙；（2）盾構機姿態與管片姿態的相對關系；（3）錯縫拼裝；（4）盾構機與設計軸線之間的關系。現將各個影響因素具體分析如下。

5.1.1.1 盾尾四周間隙

管片與盾殼之間的間隙是管片選型的最主要因素之一，盾尾間隙報表如表4所列。

表4 青草沙管片通縫列表

每環推進結束前專人對管片一周4點的間隙進行測量，并及時輸入管片選型系統中，管片選型便可根據間隙計算出前一環管片與盾殼之間的同心度關系，并計算一些相關數據對下一環管片位置的選擇做出選擇。

5.1.1.2 盾構機姿態與管片姿態的相對關系對管片選型的影響

這點主要通過千斤頂的行程來進行判斷，可以判斷出管片環面法相量與盾構機軸線的夾角（可以通過千斤頂的行程差來判別），管片選型要保持這個夾角在一個比較小的范圍內。

根據青草沙隧道的施工經驗，施工過程中千斤頂的行程差盡量保持在2倍楔形量以內。

5.1.1.3 錯縫拼裝對管片選型的影響

管片之所以要錯縫，主要原因有兩點：第一個就是受力；第二點是管片防水。

對于青草沙隧道這種封頂塊尺寸為其他管片尺寸三分之一的這種形式，管片選型的自由度還是比較大的，表4即為管片選型的通縫列表。從表中可以看出，0條通縫的情況下，每環管片有5種選擇，且基本能全圓周覆蓋。

5.1.1.4 設計軸線與管片選型之間的關系

設計軸線對于管片的選型也存在一定的影響，因為不同的軸線管片的排列也不同，而青草沙隧道采用的是通用管片，管片的類型只有一種，軸線的擬合是通過封頂塊位置的選擇進行的，這一點上通用管片的選擇為軸線擬合帶來了便利。

5.1.2 橢圓度控制措施

隧道橢圓度主要是由管片拼裝的效果決定的，所以在拼裝時須對隧道的橢圓度加以控制，主要的控制措施有：

（1）要求掘進中盾構機姿態控制良好并且四周盾尾間隙均勻。每環推進快結束時量取四周的盾尾間隙，及時輸入管片選型系統中。

（2）保持盾構姿態與管片姿態良好狀態。確保千斤頂行程差在一定范圍內。

（3）保持同步注漿的均勻性和連續性。由于管片周圍充滿著單液漿，若注漿不充分或者不均勻，則會使管片周圍受力極度不均，拼裝完管片的橢圓度不能得到保證。

5.1.3 環高差及接縫張開量控制措施

環高差的過大會引起管片間軸向受力的增大，破壞隧道的穩定性，對隧道的防水造成負面影響。產生過大環高差的原因較多，主要原因是管片拼裝過程中沒有很好地控制盾尾間隙，控制環高差的措施主要有：

（1）嚴格控制盾構推進軸線和盾構姿態；

（2）拼裝過程中，管片不能和盾殼接觸，確保在居中拼裝管片；

（3）同步有效地進行同步注漿，使漿液及時包裹管片；

（4）拼裝中，若發現新拼裝的管片與前一環管片的環高差過大，可松動連接螺栓，逐塊調整管片的位置。

5.2 隧道穩定性控制

5.2.1 隧道上浮現象分析

由于盾構法施工是在土體內部進行的，無論其埋深大小，盾構法施工將不可避免地擾動土體，破壞了原有的平衡狀態，而向新的平衡狀態轉化。無論選用何種先進的盾構機進行隧道施工，盾構隧道施工技術如何改進，由施工技術、工藝質量、周圍的環境和巖土介質的特點等引起的地層擾動是不可能完全消除的，從而引起地層移動、隧道結構變形，導致不同程度的隧道穩定性問題。掌握隧道變形規律、地層變形規律，預先評估其影響程度，采取合理的施工技術措施，特別是在上海這樣的富含水軟弱地層中建設隧道的穩定性控制將，對工程的順利實施具有重要意義。

管片脫出盾尾后要受到自身重力、周圍水土壓力的作用。當周圍的水土壓力合力向上且大于管片自重時，隧道產生向上移動的趨勢。而使得管片向上的力即是浮力。

盾構掘進施工過程中，管片周圍充填著同步注漿，它能很好地阻斷正面泥水的后竄并同時能有效地填充空隙，阻止地下水或后竄的泥水對隧道的直接作用，起到阻止隧道上浮的作用。

管片所受漿液的浮力并不是一成不變的，隨盾構的推進，管片周圍的同步注漿逐漸凝結硬化，在漿液強度逐漸形成并逐步增大這一過程中，管片所受漿液浮力逐漸減弱，隧道上浮力變化如圖13所示，所以隧道高程也會發生相應變化。

圖13 管片所受漿液浮力發展趨勢曲線圖

通過圖14可以看出，圖中把隧道上浮分為三個階段：

第一個階段為盾尾內的管片，其受到盾殼的包裹；

圖14 管片上浮階段圖

第二個階段為脫出盾尾的管片，這個部位的管片處于新鮮漿液的包裹，上浮幅度最大的部位；

第三個階段為上浮趨于穩定的隧道部分，這個位置的隧道由于漿液的逐步固化，其上浮趨勢趨于穩定。

5.2.2 隧道穩定性控制措施

5.2.2.1 隧道穩定性監測

為保證施工階段沿線建（構）筑物、地下管線及隧道結構的穩定，必須采取相應的監測手段來指導隧道施工。監測主要是隧道上浮情況和隧道橫豎徑。

針對管片脫出盾尾上浮情況，施工過程中通過對盾尾內成環的管片脫出盾尾過程中的高程變化進行監測，以了解管片在隧道最易發生上浮的階段內的穩定性情況。每5環布設一個監測點，每環監測一次。最終，在隧道貫通后對隧道管片工程進行復測。

針對隧道橫豎徑，主要內容是盾尾內常規測量、車架尾部監測和貫通監測。

5.2.2.2 同步注漿控制

盾構推進時，采用同步注漿工藝對管片周圍的環形建筑空隙進行同步注漿，使漿液完全填充空隙，防止隧道管片上浮以及周圍土體移動導致大的地面沉降，確保隧道管片自身結構受力穩定。該工程盾構同步注漿采用4點注漿，利用盾構機上的施維英注漿設備，及時進行壓注,如圖15所示。

圖15 盾尾注漿管位置分布圖

（1）漿液：

在漿液的專項研究中，考慮了漿液對隧道穩定的作用，提出了坍落度的指標。坍落度是新拌漿液的一個重要性能指標，一般情況下，坍落度越小對于隧道穩定性越有利，但是其泵送性能越低，因此施工過程中應在滿足漿液泵送的情況下，最大限度的降低漿液坍落度指標。青草沙工程同步漿液的坍落度控制在12±2 cm。

（2）注漿壓力：

經計算注漿壓力一般略大于土體壓力以及注漿管路阻力之和。

（3）注漿量：

理論注漿量為：V＝π/4×(7.0852－6.82)×1.5=4.66（m3）

壓漿量視地面沉降情況以及隧道穩定性情況而定，一般情況下注漿量為理論注漿量的110%～130%。

5.2.3 保持隧道穩定性的經驗總結

通過分析隧道穩定性的影響因素及控制措施，從實施后效果得出以下幾點結論：

（1）加強隧道監測。

（2）加強對施工數據的采集整理并分析。

（3）嚴格控制同步注漿漿液指標，坍落度指標控制在12+2 cm。

（4）加強同步注漿管理。提早漿液膠凝時間，使其遇泥水后不產生劣化。同步注漿漿液內拌入適量的水泥，可以提早其膠凝時間。

（5）在該工程中，注漿可按理論注漿量110%進行設定，每環注漿量控制在5 m3時隧道上浮控制比較好，能較好地滿足隧道穩定性控制要求。

（6）隧道上浮與注漿量的上下部分配有直接關系，注漿量的上下分配控制在60%：40%對于隧道上浮的控制效果較好。

（7）確保每環管片之間緊密連接，在管片脫出盾尾后重新擰緊所有縱環向螺栓。

5.3 隧道防水輔助施工工藝

5.3.1 隧道嵌縫、手孔封堵工藝

地鐵隧道由于只需要防隧道外部的地下水滲流至隧道內，因此嵌縫只在隧道的重點部位進行，如盾構進出洞段，旁通道前后段。主要的材料為：遇水膨脹單組份聚氨酯，外加聚合物水泥砂漿，如圖16所示。

而青草沙過江管隧道考慮隧道防水的耐久性和原水具有的腐蝕性，在該工程中采用隧道全環嵌縫。同時材料采用柔性材料：聚氨酯密封膠。為保證聚氨酯密封膠能有效的與管片進行黏貼，在嵌縫的底部放置聚乙烯隔離膜，如表5所列。

圖16 隧道嵌縫和手孔封堵施工實景

表5 高模量聚氨酯密封膠性能指標一覽表

工程中采用硫鋁酸鹽水泥進行手孔封堵，其界面處理劑為：丙烯酸酯乳液。

5.3.2 洞門接頭

洞門接頭，亦稱井接頭，其構造為單圓環形鋼筋混凝土保護圈。

根據管片與內襯的相對位置的不同，大致可將井接頭形式分為內包式和外包式。制作內包式井接頭時，管片環面需預埋鋼板，要求管片環面不超過工作井內襯結構，且兩者距離在30～50 cm為宜，井接頭制作后結構與內襯平齊，如圖17、圖18所示。

外包式井接頭主要是利用超出工作井內襯的管片環面進行制作，常規外包式井接頭要求特定管片的環面和外弧面預埋鋼板，以便進行井接頭制作。

內包式接頭由于其要求拆除洞口環，存在一定風險，并且不經濟，在空間條件允許情況下，內包式井接頭有逐漸被外包式接頭替代的趨勢。常規外包式井接頭最大特點是無需拆除洞口環，規避了在制作井接頭時可能發生洞圈漏水的事故。兩種井接頭比較如圖19所示。

圖17 內包井接頭結構圖

圖18 外包井接頭結構圖

圖19 常規外包井接頭外觀實景

青草沙工程進洞段采取外包式井接頭施工是必然的選擇。為了安全起見，決定盾構進洞過程中將盾尾留在洞圈內，如圖20所示。將盾尾留在洞圈內，以一個比較小的代價，規避了青草沙進洞過程中的一些較大的泄漏風險。

圖20 青草沙保留盾尾的外包式井接頭示意圖

由于盾尾的保留，洞口附近的襯砌管片外弧面不再需要預埋鋼板，使得井接頭制作非常方便。另外，盾尾的存在使得洞門圈注漿更加平穩和密實，有效地保持了隧道的穩定性。

6 工程應用和驗證

（1）管片橫豎徑統計：

管片橫豎徑每環一測,所有橫徑、豎徑之差小于等于28 mm（設計值4‰D），兩條隧道最大橢圓度為27 mm。

（2）管片環高差統計：

兩條隧道所有環高差小于等于4 mm，其中最大值為3.8 mm。

（3）管片滲水情況：

東西線無明顯滲流水現象。經檢測，管片最大濕漬面積為0.1 m2，小于防水指標0.2 m2的要求，且任意100 m2防水面積上的濕漬不超過3處，符合防水指標要求。如圖21所示。

圖21 東西線隧道管片碎裂情況統計圖示