深圳地鐵盾構隧道施工技術與經驗

劉建國

(深圳市市政設計研究院有限公司，廣東深圳 518026)

0 引言

深圳地鐵建設10多年來，從零開始進行著盾構施工的實踐，由于深圳特區地質條件復雜，在施工中遇到了許多困難和問題，甚至發生過慘痛的事故。深圳地鐵盾構工程具有地質條件復雜、周邊建(構)筑物密集、地下水位高等特點，各單位組織開展了一系列技術研究，取得了一些成果，這些技術成果研究的成功應用，為實現深圳地鐵5號線盾構工程安全施工發揮了非常重要的作用［1］。深圳復合地層盾構施工技術，拓寬了土壓平衡盾構的適應范圍，為國內外類似盾構隧道工程的設計與施工提供了非常有價值的經驗［2］。作者一直從事深圳地鐵的技術研究工作，希望通過本文能把具有深圳特色的盾構隧道施工技術和經驗介紹給同行。

1 深圳地質特點和盾構適應性

1.1 深圳地質特點

深圳地鐵的地質及周邊環境的特點特別突出，尤其是非均質差異性大、軟硬不均的地層在其他城市地鐵建設中很少遇到。該復合地層對于盾構施工來講是極其困難的，且因沒有太多類似工程經驗，施工風險和施工難度相當大。深圳地鐵盾構隧道穿越淤泥、黏土、砂卵、孤石、硬巖和軟硬不均等多種復雜地層，該區域地下水豐富，施工難度極大。主要不良工程地質情況有:

1)淤泥質地層。填海片區淤泥層，結構松軟，承載力低，含水量高，容易產生觸變、流變。盾構主要在淤泥層下黏性土層中通過，其掘進時會對地層產生較大擾動，引起地基變形和失穩，刀盤中心區域容易結泥餅，降低掘進速度，增大切削扭矩，同時造成土倉內溫度升高，影響主軸承密封的壽命，嚴重時會造成主軸承密封老化破壞。螺旋輸送機由于排土不暢而無法形成土塞，排土口易產生噴涌，且上層淤泥土流變性強，易下陷，可能會造成開挖面失穩，引發地層坍塌。

2)軟硬不均地層。深圳地質起伏較大，軟硬不均現象明顯，地鐵施工時常遇到巖性變化較大的地層，其中以上軟下硬現象居多，致使盾構掘進姿態控制困難，易使盾構向上偏移，同時工況轉換頻繁也會對地層產生擾動，易造成較大地表變形。5302標洪浪—興東區間盾構隧道所穿越地層同一斷面軟硬不均現象尤為突出，且變化頻次多，硬巖單軸強度高達154 MPa，施工難度大、技術要求高。

3)硬巖地層。在5302標翻身—靈芝區間部分地段以及長龍—百鴿籠區間大部分地段，隧道所穿越的地層是硬巖。巖質堅硬，最大單軸抗壓強度達到295 MPa。盾構在硬巖中掘進，刀具磨損嚴重，換刀頻率加大，甚至有可能損壞刀盤，從而導致工期延誤。

4)孤石地段。5302標寶安—翻身區間、翻身—靈芝區間和5304標民治—五和區間盾構線路均遇到孤石。根據以往盾構掘進施工經驗，孤石處理非常困難，如果處理不當，可能造成長時間停機、損壞刀盤以及盾構轉向偏離隧道軸線等嚴重問題。

5)斷裂帶。5307標怡景—黃貝嶺區間盾構隧道穿過3條斷裂帶，其中F7斷裂帶在右線投影長度為4.8m，F8斷裂帶在右線投影長度為10.5m，F9斷裂帶在左右線投影長度分別為31.5 m和14.6 m。

1.2 深圳地鐵盾構選型及適應性

深圳地鐵根據深圳地區工程地質和水文地質狀況、盾構特性、工程經濟性和環境等條件，結合施工經驗，綜合考慮全部采用土壓平衡盾構［3］。如地鐵5號線，根據其穿越淤泥、黏土、軟硬不均、孤石和微風化花崗巖等各種情況，對盾構性能提出了更高的要求。經過綜合比較，最終確定全部選用改進后的復合式土壓平衡盾構(德國海瑞克)，該機針對深圳特殊地質具有良好的適應性。

2 深圳盾構施工關鍵技術和經驗

2.1 特定地層條件下盾構掘進合理刀具配置技術

盾構刀具的布置方式應根據工程地質情況進行針對性設計，不同的工程地質特點采用不同的刀具配置方式，以獲得良好的切削效果和掘進速度。

2.1.1 黏土地層條件下合理刀具配置技術

在黏土地層盾構掘進時，應該在復合式土壓平衡盾構刀盤的中心區和正面區配置盡可能多的齒刀。此地層由于土體強度不高，很難給滾刀提供足夠的滾刀力矩，同時由于土體黏性較高，滾刀刀箱內堆滿了渣土，不易塌落，在盾構推進過程中產生的大量熱量會使刀箱內土體的水分越來越少而逐漸變硬，最終形成泥餅。滾刀極易因結泥餅無法轉動而造成偏磨現象。在刀盤中心較易結泥餅的位置(刀盤中心區直徑2.0 m范圍內)宜少設或不設滾刀，應將滾刀換為齒刀和魚尾形中心刀，既能確保刀具切削黏土的有效性，又能增加刀盤的開口率，大大降低刀具結泥餅的可能性;同時，刀具的布置要層次清楚，其中滾刀和齒刀的高差宜大于35 mm，既可增加滾刀和齒刀的切削效率，又能減少刀具磨損。

2.1.2 硬巖地層條件下合理刀具配置技術

在純硬巖地層(如混合花崗巖2種巖石)中掘進，刀具應全部選用滾刀，不用齒刀，且滾刀為重型刀具，耐磨性更強。有時，在刀盤面板周邊開口處配備刮渣刮刀板。在城市地鐵盾構隧道施工中，遇到長距離的硬巖地段，則應該將正面區的一部分切刀更換為滾刀，既能提高盾構的破巖能力，又能避免切刀和刀盤的磨損。

在深圳地鐵的硬巖盾構施工中，布設的刀具種類有滾刀(包括單刃滾刀和雙刃滾刀)、齒刀、刮刀，其中滾刀和齒刀的刀座形式相同。用于制造刀盤鋼結構的材質為16Mn，其剛度和強度均滿足掘進要求。刀具具體布置為:雙刃滾刀4把，單刃滾刀32把(其中周邊滾刀12把)，周邊刮刀16把，正面切刀64把。滾刀高出齒刀35 mm，以便在硬巖地段掘進時保護齒刀和刮刀;滾刀與齒刀層次間距為40mm，以利于硬巖的破碎。

2.1.3 軟硬不均地層條件下合理刀具配置技術

盾構在軟硬不均地層中掘進，需要同時配置破碎硬巖的滾刀和適應于軟土地層的切削刀具。首先通過滾刀進行破巖，然后切刀將初步破碎的巖土刮削下來以達到配合破巖的效果。滾刀的超前量應大于切刀的超前量，在滾刀磨損后仍能避免切刀進行破巖，確保切刀的使用壽命。在小半徑曲線隧道掘進時，為保證盾構的調向和避免盾殼被卡死，需要有較大的開挖直徑，刀盤上需配置滾刀型的超挖刀。為提高刀盤的壽命，刀盤面板及周邊焊有耐磨條。

5號線工程中滾刀刀刃距刀盤面板的高度為175 mm，齒刀和刮刀刀刃距刀盤面板的高度為140 mm。滾刀高出齒刀35mm，以便在硬巖地段掘進時保護齒刀和刮刀;滾刀與齒刀層次間距為40 mm，以利于硬巖的破碎。滾刀的刀間距過大或過小都不利于破巖，間距過大，滾刀間會出現“巖脊”現象;間距過小，滾刀間會出現小碎塊現象，降低破巖功效。在復合地層中周邊滾刀的間距一般應小于90 mm，正面滾刀的間距為100～120 mm;當巖石強度高時，滾刀的間距控制在70～90 mm比較合理。

2.2 盾構始發施工關鍵技術

2.2.1 始發階段掘進參數的選擇

盾構始發技術中，尤以始發階段掘進參數的選擇最為關鍵。以翻身站始發端頭為例，根據該處的地質條件選擇半敞開式平衡模式推進，即保持土倉內一半的渣土來平衡掌子面土體的穩定。在初始掘進段內，由于反力架的剛度和強度的要求以及要考慮洞門密封所能承受的最大水壓，總推力不宜過大，對盾構的推進速度、土倉壓力、注漿壓力均應作相應的降低。盾構總推力保持在7 000～9 000 kN，推進速度控制在20～30 mm/min，刀盤扭矩保持在0.8 ～1.1 MN·m，刀盤轉速控制在1.3～1.4 r/min。建議土倉壓力為0.9 MPa，同步注漿壓力設定為0.2～0.3MPa，管片二次注漿的注漿壓力為0.2 ～0.4MPa，每環注漿量為 6 m3左右［4］。實際盾構始發各掘進參數值隨施工變化如圖1所示。

圖1 盾構始發掘進參數隨施工變化曲線Fig.1 Curvesofvariationsofshield boring parameters during launching

始發時優先選用下部千斤頂，推力增加要遵守循序漸進原則。負環管片脫出盾構后周圍無約束，在推力作用下易變形，應在管片兩側用型鋼支撐加固，并用鋼絲繩將管片和始發托架箍緊。當盾構外殼脫離洞門密封圈后及時進行同步注漿，盾構穿過洞口土體加固段時，土層由硬至軟，要加強盾構的方向控制，并根據地層情況和地面建筑物的情況綜合確定始發試掘進的參數。始發階段宜采用小推力、低速度、微調向、低壓力的掘進模式。

2.2.2 盾構掘進姿態控制

由于刀盤切削開挖面土體產生的扭矩大于盾構殼體與隧道洞壁之間的摩擦力矩，盾構會產生滾動偏差;由于受土層界面起伏大、強度不均等原因，盾構也會產生方向偏差;過大的滾動旋轉和方向偏差會影響管片的拼裝，也會引起隧道軸線的偏斜。因此，需要對盾構的姿態進行實時監測。

2.3 盾構平移施工技術

在盾構掘進完某區間隧道后到達接收井，往往需要將盾構平移調出、轉場進行下一個區間的掘進或者是將盾構平移、通過地鐵車站、進入下一掘進區間?，F以洪浪—興東區間盾構下落平移工程為例對盾構平移進行闡述。盾構在洪浪站出站后，由于洪浪站左線盾構井正上方交通疏解的軍用貝雷梁影響，盾構不能從左線盾構井吊出，只能在車站底板上平移至右線盾構井再吊出。盾構下落平移施工技術措施如下:

1)盾構接收及下落平移準備。首先對盾構到達時的實際隧道中線及實際洞門中線進行測量，得出盾構姿態與設計隧道中線及設計洞門位置的偏差值;然后結合實測車站底板高程，計算出鋼板及接收托架的安裝高程。

2)盾構下落。盾構主體到達托架預定位置后，先分離主機與臺車，然后用4根鋼絲繩將盾構與托架牢固固定，防止盾構下落和平移時在托架上移動甚至側翻。

盾構下落采用4臺200 t液壓千斤頂，計劃將接收托架下縱向和橫向30 cm×20 cm H型鋼全部抽掉，然后鋪上平移鋼軌，將盾構下落40 cm，這樣就能滿足盾構橫移要求。液壓千斤頂高度為700 mm，行程為350 mm，需進行2次頂升才能將接收托架與盾構下落到位。頂升結束后，盾構下落及其平移示意圖如圖2和圖3所示。

圖2 頂升結束后盾構下落Fig.2 Lowering of shield machine after lifting

圖3 盾構平移示意圖Fig.3 Sketch of transverse moving of shield machine

3)盾構平移施工措施。盾構平移主要采用6套10 t手拉葫蘆橫向拉動，車站底板澆注混凝土時，在底板右側預埋6個φ20 mm鋼筋拉環，用于掛設手拉葫蘆。采用2臺100 t液壓千斤頂作為輔助平移措施，千斤頂高度為80 cm，其前部頂在接收架下部H30型鋼上，后部頂在牛腿上，該牛腿用連接鋼板和螺栓固定在行走鋼軌上，以此來形成推動盾構平移的反力［5］。盾構下落及平移施工如圖4和圖5所示。

2.4 復合地層盾構施工地表沉降分析及控沉技術

盾構法施工引起周圍地層變形的內在原因是土體的初始應力狀態發生了變化，使得原狀土經歷了擠壓、剪切、扭曲等應力路徑。地層擾動的影響范圍和程度取決于多種因素，包括盾構型式、隧道幾何尺寸、施工參數(土倉壓力、刀盤扭矩、推進力、出土量、注漿量、注漿壓力、盾尾間隙等)、土體的性質及隧道所處的環境、上部荷載的影響等。在實際盾構隧道開挖過程中，對地面沉降起關鍵作用的是盾尾注漿量的多少以及注漿量強度的大小。由于盾構殼具有一定的厚度，為便于管片的拼裝和盾構的糾偏而在盾構殼與襯砌之間留有一定的空隙。千斤頂推動盾構前行時，在盾尾襯砌管片外圍形成了盾尾空隙，使得周圍土體由于填充盾尾空隙而發生趨向隧道的位移從而引起地面沉降，工程中普遍采用同步注漿或二次注漿的方法來減小由盾尾空隙引起的地層損失，從而減小地面沉降。當注漿量較小時，可以抵消上部土體的部分沉降，當注漿量很大時也可能會引起地表隆起［6］。

2.4.1 注漿壓力對地表沉降的影響分析

為了反映盾尾注漿壓力對地表沉降的影響，分別取注漿壓力為0.15，0.2，0.25，0.3MPa 進行有限差分模擬計算。不同注漿壓力對地表沉降的影響見圖6和圖7。

圖6 盾尾注漿壓力對地表沉降影響圖Fig.6 Influence of shield tail grouting pressure on ground surface settlement

從圖6可以得出:隧道上方的土體在重力作用下向隧道方向運動，從而引起地表沉降;隧道底部的土體由于隧道的開挖出現有卸荷的過程，隧道底部土體向上隆起。

圖7 不同注漿壓力隧道軸線上方地表沉降圖Fig.7 Ground surface settlement above the tunnel axis under different grouting pressures

從圖7可以看出:地表沉降值與注漿壓力成反比，注漿壓力越大，地表沉降越小。注漿壓力從0.15 MPa升到0.2 MPa時，地表最大沉降值降低了1.11 mm;注漿壓力從0.20 MPa升到0.25 MPa時，地表最大沉降值降低了0.88 mm;注漿壓力從0.25 MPa升到0.3 MPa時，地表最大沉降值降低了1.13 mm。其原因是在土體壓力一定時，注漿壓力越大，注漿體的變形越小，所以提高注漿壓力可以有效降低地表沉降。同步注漿要求注漿是填充土體間隙而不是劈裂土體，在壓入口的壓力稍大于該點的靜止水壓力與土壓力之和。注漿壓力過大，管片外的土層被劈裂擾動而造成較大的后期沉降以及跑漿;反之，注漿壓力過小，漿液充填速度過慢，間隙充填不密實，地表變形也會增大。

2.4.2 土倉壓力對地表沉降的影響分析

土壓平衡盾構施工是盾構推進過程中靠土倉內的泥土壓力，即倉壓與盾構前方土體壓力相平衡來保持開挖面的土體穩定。實際施工過程中設定的盾構土倉壓力難以和開挖面土體原來的土壓力達到完全平衡，總會存在一定的差值，從而引起開挖面土體的位移。開挖面處土體的位移又會進一步影響地面沉降。為反映開挖面土倉壓力變化對地面沉降的影響，分別取開挖面土倉壓力為0.05，0.1，0.15，0.2MPa 進行有限差分計算。不同土倉壓力對地面沉降的影響見圖8和圖9。

從圖8可以看出，隨著土倉壓力的增大，開挖面前方的土體向開挖面移動的位移減小。

從圖9可以看出:土倉壓力與土體的原始側向壓力接近時的地表沉降量最小，當土倉壓力設置過大或過小時，地表的最大沉降值都會增大。其原因為:當土倉壓力小于地層原始應力時，土體會向土倉坍塌，導致地層損失;當土倉壓力大于土體原始應力時，會對開挖面前方土體產生擾動，使開挖面的土體向遠離開挖面的方向擠出，開挖面處土體的位移又會進一步引起沉降。

2.4.3 實測地表沉降與掘進參數的關系

見圖10—15。從圖10中可以看出，在施工過程中土壓得到了比較好的控制，地表沉降都控制在10 mm內。圖11為洪浪—興東區間右線DK7+185～+110范圍內的土倉壓力統計值，其大小隨盾構推進過程不斷變化，基本穩定在 0.08 ～0.11 MPa。

當盾構隧道掘進到65環時土倉壓力較大，為0.12 MPa，注漿量控制較好，為6.5 m3;而此處的地表微微隆起，隆起值為0.13 mm。當盾構隧道掘進到103環時土倉壓力較小，為0.07 MPa，注漿量控制較好，為6.5m3;而此處的地表沉降值較小，為8.3mm。由此可知當注漿量一定時(比理論注漿量稍大)，地面沉降隨土倉壓力的增加而減小，所以通過改變土倉壓力對控制地表沉降有一定的效果。

圖12 左線225～280環地表沉降統計圖Fig.12 Ground surface settlement from No.225 ring to No.280 ring of left tunnel tube

盾尾注漿量及注漿壓力將直接影響最終沉降量，注漿量越多，注漿壓力適當增大，則注入的漿液將被壓縮產生一定的壓力抵抗外周土體的移動，使沉降量減小。從圖12—15可以看出:左線265～273環附近注漿量為7 m3，注漿壓力為0.29 MPa，地表產生了1 mm左右的隆起。由此可以說明:地表沉降隨注漿量及注漿壓力的增大而減小，改變盾尾注漿量及注漿壓力是控制地表沉降的有效途徑;但注漿量及注漿壓力過大時，可能會引起地表隆起和增大管片變形。

掘進過程中的各種掘進參數取值是否合理，應控制在什么范圍內，需要地面沉降的結果來驗證。只有將理論計算、實際應用和監測結果三者有機地結合起來，實施信息化施工和管理才能真正地控制好土壓，保持開挖面穩定，保證盾構掘進的安全、順利。

2.5 長距離礦山法段盾構空推技術

目前國內使用的復合式土壓平衡盾構對于長度超過100 m巖石單軸抗壓強度超過100 MPa的地層，直接采用盾構法施工存在較大難度。

2.5.1 過礦山法段盾構設計技術

2.5.1.1 盾構空推反力計算

為保證盾構過空推段時的管片拼裝質量，盾構前方必須提供足夠的合力以將管片環縫隙擠壓密實。翻身—靈芝靈盾構區間采用在刀盤前方堆放豆礫石來提供反力，其堆積方式為隧道半斷面堆積，共長6 m。若礦山法隧道內漏水和積水不多，也可以堆土。盾構空推時的反力F由混凝土導臺與盾構的摩擦阻力F1、推動刀盤前所堆豆礫石受到的摩擦阻力F2、刀盤支撐豆礫石所受側向阻力F3、盾尾刷與管片間的摩擦阻力F4和臺車所需牽引力F5構成。F要大于止水條最小防水擠壓力(2 500 kN)的要求。

2.5.1.2 刀盤前方堆土(豆礫石)計算

當礦山法隧道初期支護施作質量較高，隧道內幾乎不滲漏水時，刀盤前方可以堆土;若隧道內滲漏水嚴重時，所堆渣土與水結合變為稀泥，在盾構空推時不能對刀盤形成有效的反力。因此，在初期支護效果不是很理想的情況下，需要在刀盤前方堆積豆礫石。根據盾構空推反力計算結果，采用半斷面堆積豆礫石，堆積長度為6 m，堆土總方量為102.64 m3。堆積豆礫石可以采用人工配合機械施工或者可以在隧道正上方的地表鉆孔，從地表將豆礫石卸入礦山法隧道段指定位置。

2.5.1.3 端頭墻設計

端頭墻的周邊密排3排鋼格柵，玻璃纖維筋格柵水平設置，每個格柵橫排有4排玻璃纖維筋，外側為2排密排的φ28 mm的玻璃纖維筋，中間和內側為2排φ22 mm的玻璃纖維筋，豎向排3排玻璃纖維筋，格柵要錨固入隧道初期支護30 cm。全斷面設置單層玻璃纖維筋網，初噴40 mm混凝土后掛φ6 mm玻璃纖維筋網。端頭處玻璃纖維筋格柵間距300 mm，噴800 mm厚的C20混凝土，保護層厚度為40 mm;然后在玻璃纖維筋格柵噴射完的混凝土后面設置一道混凝土環梁，環梁鋼筋與礦山法隧道初期支護鋼格柵焊接。

2.5.2 過礦山法段盾構施工關鍵技術

2.5.2.1 端頭加固

由于礦山法施工和盾構推進相隔時間較長，隧道開挖掌子面暴露時間較長會導致地質變差;同時，為保證盾構到達時其推進力不至于將礦山法隧道掌子面推擠坍塌，在礦山法隧道與盾構隧道連接處設置端頭墻。礦山法在施工到與盾構隧道連接處時密排3排鋼格柵，水平放置的玻璃纖維筋格柵隨隧道端頭最后3排格柵鋼架同步架設，全斷面設置單層玻璃纖維筋網，初噴40 mm混凝土后掛φ6 mm玻璃纖維筋網。翻身—靈芝區間2#豎井端頭墻小里程方向50 m處上覆有碧海花園小區建筑物，為避免由于盾構刀盤對端頭墻的擠壓而造成端頭墻的瞬間垮塌，進而導致建筑物隨上覆地層產生較大沉降，從而危及建筑物安全，在盾構掘進至端頭墻之前對端頭墻進行注漿加固。注漿漿液為水泥－水玻璃雙液漿，注漿有效長度為15 m，橫向及豎向加固范圍為隧道拱腰以上及拱頂周圍2 m土體。

2.5.2.2 導臺施工

為保證盾構安全、高效、優質通過礦山段，在礦山開挖段設置鋼筋混凝土導臺為盾構提供精確導向，確保盾構保持良好的推進姿態，確保管片拼裝質量，從而達到預期的防水效果。

2.5.2.3 盾構進入空推段施工措施

1)調整盾構姿態。盾構進入礦山空推前50 m測定管片姿態，人工測量檢查盾構姿態，校正VMT測量導向系統，測定盾構推進姿態偏差(水平偏差為0，垂直偏差為+50 mm)，開始糾偏。在此段進行二次注漿，保證二次注漿效果，穩定管片姿態，確保VMT導向系統能精確、高效工作;同時，復測礦山段斷面情況，監測礦山段拱頂沉降量，檢查端頭墻洞門尺寸，確保凈空，保證盾構能準確安全進入礦山空推段隧道。

2)盾構步進。盾構直接掘削破除玻璃纖維筋格柵和水泥－水玻璃注漿加固過的C20混凝土墻之后，步上提前施工完畢的混凝土導臺。啟動盾構向前掘進，根據刀盤與導向平臺之間的關系調整各組推進油缸的行程，使盾構姿態沿線路方向進行推進。盾構推動刀盤前方的豆礫石在刀盤前逐漸形成較為密實的礫石堆，管片與已開挖成型隧道間靠噴射豆礫石充填，同時進行同步注漿。盾構在礦山法隧道中步進情況如圖16所示。

圖16 盾構過礦山法隧道施工示意圖Fig.16 Shield machine advancing through tunnel section constructed by mining method

盾構掘進模式采用不建壓模式，掘進推力控制在6 000 kN以內(主要以掘進速度控制在10～25 mm/min來控制推力大小)，當掘進推力＞6 000 kN以后，可啟動螺旋輸送機出土，但要控制出土量。掘進過程中，土倉內不加氣壓和泡沫。

盾構在掘進至橫通道前15m，前方土體以半斷面封堵了橫通道，此時應開始減少掘進推力和速度，掘進推力控制在5 000kN以內，掘進速度控制在10mm/min左右;在橫通道位置加大噴射豆礫石和同步注漿量，在保證隧道內豆礫石和管片背后漿液不外流的前提下，充分填實管片與橫通道之間的空隙;在靠近豎井段安裝型鋼作為帷幕的支撐，確保帷幕的穩定。盾構空推掘進施工如圖17所示。

圖17 盾構空推掘進施工圖Fig.17 Shield machine advancing without load

當盾構刀盤掘進至距另一側端頭墻12 m處，在保證推力≥4 500 kN前提下啟動螺旋輸送機，將刀盤前方豆礫石往外運輸?？刂凭蜻M速度及出渣量，當刀盤頂住封堵墻掌子面時，確保土倉內為滿倉土。繼續轉動刀盤，掘削封堵墻掌子面噴射混凝土，土倉不出土，以建立土壓。當倉內土壓達到設定值(0.22 MPa)時，開啟螺旋輸送機出土，盾構進入正常掘進施工。

3)管片拼裝。管片安裝是盾構法施工的重要環節，其安裝質量不僅直接關系到成洞的質量和隧道防水的效果，而且對盾構能否繼續順利推進有直接的影響。管片在安裝前仍要進行一次檢查，再確認管片種類正確、質量完好無缺和密封墊粘結無脫落，才允許安裝。安裝每一片管片時，先人工將管片連接螺栓進行初步緊固;待安裝完一環后，用風動扳手對螺栓進行進一步緊固;每塊管片安裝時須擰緊螺栓一次，在每環管片安裝結束后要再次及時擰緊各個方向的螺栓，且在該環脫出盾尾后再次擰緊。

4)管片背襯回填。包括噴射豆礫石、同步注漿和二次補注漿3部分:①噴射豆礫石。管片外徑為6 000 mm，礦山隧道初期支護內徑為6 600 mm，管片與礦山隧道之間空隙達到300 mm，首先采用5～10 mm連續級配的花崗巖豆礫石來填充空隙，在管片拼裝時即可進行噴射豆礫石回填。每延米填充量為5.9 m3，即每環至少需要填充豆礫石8.89 m3。由于隧道開挖不規整，每環豆礫石量不完全相等。每隔4.5～6 m在盾構的切口四周60～300°的范圍用袋裝砂石料圍成一個圍堰，防止管片背后的豆礫石、砂漿前竄，利用混凝土噴射機從刀盤前方向盾構后方吹填豆礫石(見圖18)，噴射壓力為0.25 ～0.3 MPa。②同步注漿。利用盾構自身的同步注漿系統壓注水泥砂漿，其漿液與正常掘進時同步注漿漿液相同。該漿液采用水泥砂漿，水泥、膨潤土、粉煤灰、砂、水的質量配合比為179∶65∶253∶1 165∶338。漿液可填充豆礫石之間的間隙，將豆礫石固結為一體，使管片與礦山隧道初期支護緊密接觸，以提高支護效果?？刂谱{壓力既要保證達到對環形空隙的有效填充，又要確保管片結構不因注漿產生位移、變形和損壞，同時還要防止砂漿前竄至盾構刀盤前方。保證同步注漿質量，漿液將會在圍巖和管片間形成一層致密的防水層，對盾構隧道防水起到第一層保護作用;因此，同步注漿質量的好壞是隧道防水的關鍵。注漿結束標準可以采用注漿量控制，當注漿量達到小碎石理論孔隙率的80%以上時即可暫停注漿。小碎石理論孔隙率為37%，則每環同步注漿量≥V漿=8.89 ×0.37 ×0.8=2.6 m3。③二次補注漿。盾構空推段施工時，由于管片與礦山隧道空隙已經填有一層密實的豆礫石，有可能導致同步注漿不充分，同步注漿壓力將控制在一定范圍內;因此，同步注漿很難完全填充所有的間隙。管片安裝10環后，間隔6 m在管片吊裝處開口檢查注漿效果。若注漿效果不好，則進行回填注漿。

圖18 吹填豆礫石的混凝土噴射機Fig.18 Shotcreting machine used to backfill pea gravel

2.6 端頭墻玻璃纖維筋格柵加固技術

盾構進出洞為盾構隧道施工過程中的關鍵環節，盾構進出洞前處理端頭井圍護結構中鋼筋的傳統方法是:采用注漿或臨時圍護樁等措施對井壁背后的土體進行加固后，在降水條件下進行人工鑿除。由于結構被開鑿破壞、結構背后土體暴露、地下水較難控制等原因，盾構進出洞時易出現地層土體坍塌而導致地表下沉并危及地下管線和附近的建(構)筑物。近幾年來，隨著大深度、大斷面的盾構需求迅速增加，盾構直接掘削纖維筋混凝土工法問世，即把盾構要穿過的擋土墻上的相應部位用纖維筋混凝土制作，可用一般盾構的切削刀具直接切削，達到盾構的直接進洞、出洞［7］。

2.6.1 玻璃纖維筋的特性

玻璃纖維筋是以玻璃纖維為增強材料，以合成樹脂及輔助劑等為基本材料，在光電熱一體的高速聚合裝置內受熱固化，經拉擠牽引成型的一種新型復合材料(其英文名稱為glass fiber reinforced polymer rebar，簡稱GFRP筋)。它是一種具有較好的抗拉、耐腐蝕和抗電、磁等性能的纖維復合材料，在特殊環境下可以用來代替普通鋼筋。其外形根據需要可以加工成光圓、螺紋、矩形及工字形等。玻璃纖維筋見圖19。

圖19 玻璃纖維筋Fig.19 Fiber glass

玻璃纖維筋作為新型的筋材，與傳統鋼筋相比，具有抗拉強度高、質量輕、彈性模量小、易脆斷、耐腐蝕、易切割、防爆防靜電和抗剪強度低等特性。

2.6.2 玻璃纖維筋在地鐵端頭墻加固中的應用

盾構法或盾構過硬巖礦山法施工進出洞，若采用傳統的鋼筋混凝土端頭墻，則在盾構推進前先要人工破除該端頭墻，存在一定的施工風險，而且也將影響施工進度。采用剪切強度低、易脆斷的玻璃纖維筋代替傳統鋼筋施作端頭墻優勢明顯，在深圳地鐵施工中得到了推廣應用。若采用玻璃纖維筋端頭墻，盾構推進至端頭墻時，只需降低速度，直接推進，不需人工破除，加快了施工的連續性，保證了盾構施工的安全性。

2.6.2.1 端頭墻施工措施

盾構端頭墻周邊采用3排鋼格柵，墻體使用玻璃纖維筋，主筋之間及主筋和箍筋之間均采用綁扎連接，搭接長度是普通鋼筋搭接長度的1.3倍。全斷面設置單層玻璃纖維筋網，初噴40 mm混凝土后掛φ6 mm玻璃纖維筋網。端頭處玻璃纖維筋格柵間距300 mm，噴800 mm厚的C20混凝土，保護層厚度為40 mm;然后在玻璃纖維筋格柵噴射完的混凝土后面設置一道混凝土環梁，環梁鋼筋與礦山法隧道初期支護鋼格柵焊接［8］。盾構切削端頭墻時玻璃纖維格柵力學行為如圖20所示。

2.6.2.2 應用效果

從玻璃纖維筋的斷裂情況可以發現，玻璃纖維筋多數都是在周邊的位置發生斷裂，這是由于隨著盾構的擠壓，玻璃纖維筋中間部位有較大的空間使其產生自身能夠承受的形變來釋放所受到的擠壓力;但是端頭墻周邊位置的玻璃纖維格柵隨著盾構的擠壓，則沒有足夠的空間去產生變形來釋放擠壓造成的拉力，從而在與盾構的刀盤接觸后的擠壓中產生了脆斷。首先被拉斷的并不是主筋，而是直徑較小的玻璃纖維箍筋。盾構從盾構隧道進入礦山法施工段的整個施工過程中，盾構段與礦山法段連接處并未出現垮塌，端頭墻體也未出現瞬間坍塌，這證明了采用玻璃纖維格柵施作端頭墻完全是可行的，不僅節省了施工的時間和成本，而且安全、高效。

圖20 盾構切削端頭墻時玻璃纖維筋格柵力學行為Fig.20 Mechanical behavior of fiber glass grating when shield machine cutting the end wall

3 深圳地鐵盾構施工典型實例

3.1 黏土地層盾構掘進實例

3.1.1 工程概況

5301標前海灣—臨海灣區間通過填海片區淤泥層，結構松軟，承載力低，含水量高，容易產生觸變、流變。盾構主要在淤泥層下黏性土層中通過，如圖21所示。盾構掘進時會對地層產生較大擾動，引起地基變形和失穩;刀盤中心區域容易結泥餅，降低掘進速度，增大切削扭矩;同時造成土倉內溫度升高，影響主軸承密封的壽命，嚴重時會造成主軸承密封老化破壞。螺旋輸送機由于排土不暢而無法形成土塞，排土口易產生噴涌，且上層淤泥土流變性強，易下陷，可能會造成開挖面失穩，引發地層坍塌。

3.1.2 盾構掘進技術措施

在盾構掘進過程中，刀盤結泥餅及刀箱被糊容易造成刀具偏磨;盾構推力大、速度低、扭矩變化不靈敏;渣土呈塊狀，基本不具有流動性，渣土溫度偏高，嚴重時出現出渣口冒白氣甚至阻塞螺旋機等癥狀。為解決這些問題，施工時應該按照如下措施進行操作。

圖21 前臨區間地質斷面圖Fig.21 Geological profile of tunnel section from Qianhaiwan station to Linhaiwan station

1)在淺埋隧道施工、刀盤開口率小于40%并且地層標貫值大于20的情況下，即地層相對自穩時，設定的出土壓力不宜超過主動土壓力，并且最好控制在0.1 MPa以下，即宜采用欠土壓平衡模式掘進。

2)在保證地面安全的情況下，掘進過程中可以適當降低土倉壓力。若地層穩定性較差，但隔氣性較好時，宜采用輔助氣壓作業，掘進也宜采用欠土壓平衡模式。

3)控制掘進速度＜60 mm/min，關注連續幾環的參數變化，尤其注意推力和扭矩的變化，黏土地層掘進參數如圖22所示。

4)應特別注重渣土改良并及時關注渣土溫度變化情況，避免掘進過程中不出渣，向土倉擠土，保證足夠的加水量及添加劑注入量。

5)長時間掘進或是發現有糊刀盤或結泥餅的征兆時應停機加水并向刀盤前方注入分散劑空轉刀盤，采用冷卻措施，避免土倉高溫高熱。

3.1.3 形成泥餅的原因及防止措施

探究泥餅的成因，應該從地質、盾構選型及施工3個方面著手，其中地質是客觀自然因素，是形成泥餅的基礎。預防結泥餅的相應對策如下:

1)認真研究地質資料，施工全過程現場跟蹤地質條件的變化，并根據地質條件調整施工措施。

2)當隧道洞身為黏土層、黏土質砂土層、泥巖、泥質粉砂巖、殘積花崗巖、全風化花崗巖等軟巖類(單軸抗壓強度＜30 MPa)地層，并且黏土礦物含量超過25%時，盾構選型需考慮預防結泥餅的(措施)設施、如刀具的布置要層次清楚，其中滾刀和刮刀的高差宜大于35mm;刀盤中心區直徑2.0m范圍內宜少設或不設滾刀，可盡可能增大開口率，也可設置獨立驅動的中心子刀盤或高出面板40 cm以上的中心刀群，刀盤的扭矩也應相應增大;宜設置攪拌棒，尤其是能進行注泥漿、注泡沫、注水的固定攪拌棒必須設置，位置宜設計在軸承密封圈內側。

3)裝備有泡沫生產機、輔助氣壓作業和盾構冷卻設備等。

圖22 盾構在黏土地層中的掘進參數Fig.22 Parameters of shield boring in clay strata

3.2 上軟下硬地層盾構掘進實例

由于軟硬不均地層巖性變化較大，局部存在不均勻風化夾層，致使盾構掘進姿態控制困難，易發生盾構向上偏移事故且易造成刀口折斷，同時工況轉換頻繁也對地層產生擾動，易造成較大地表變形。

3.2.1 工程概況

5302標工程西起翻身站(DK4+196.04)，終點到興東南明挖段(DK7+534.91)，全標段長3 339 m。區間盾構隧道主要穿越礫質黏性土、全風化花崗巖、強風化花崗巖，部分穿越中、微風化巖層(地質縱斷面見圖23)，盾構隧道穿越地層同一斷面軟硬不均現象突出，而且存在不均勻現象，且變化頻次多，硬巖單軸抗壓強度高達154 MPa。

圖23 洪浪—興東盾構區間隧道地質縱斷面圖Fig.23 Geological profile of tunnel section from Honglang to Xingdong

3.2.2 穿越軟硬不均地層盾構施工措施

1)探明工程地質情況。設計選線時應盡量避開軟硬不均地層，使隧道位于均質地層中，以減少盾構施工的風險。施工前必須掌握工程地質及水文地質情況，為科學選擇掘進參數提供依據。

2)掘進模式選擇。由于軟硬不均地層是一種特殊的地質，既有軟巖地層的不穩定性，又具有硬巖的強度。為確保地表及地面建(構)筑物的穩定，必須采用土壓平衡掘進模式。

3)掘進參數選擇。在軟硬不均地層中掘進，局部巖石硬度較高，硬巖處刀盤的滾刀受力較大，而軟巖部分只需對掌子面進行切削即可破壞土層，但局部硬巖對刀具即刀盤的損傷較大，應適當降低刀盤轉速，刀盤的轉速要控制在1.0 r/min左右;土壓力的設定需要考慮多方面的因素，以靜止土壓力為計算依據，結合0.01～0.02 MPa的預備壓力設置;為了防止盾構抬頭，掘進過程中適當加大頂部千斤頂的頂推力;要保證掌子面的穩定性，需要保持較高的土壓;要求螺旋輸送機的出渣量小，轉速一般保持在3～8 r/min。

4)刀具布置。增加邊緣滾刀的數量，減小刀間距，增強邊緣的破巖能力;同時，利用安裝在刀盤上的超挖刀，便于掘進方向發生偏差時能夠對硬巖進行超挖，及時糾正偏差，確保盾構前進方向與隧道設計軸線一致。

5)盾構掘進方向控制。由于地層軟硬不均、隧道曲線和坡度變化以及操作等因素的影響，盾構推進不可能完全按照設計的隧道軸線前進，而會產生一定的偏差。當這種偏差超過一定界限時就會使隧道襯砌侵限、盾尾間隙變小使管片局部受力惡化，并造成地層損失增大而使地表沉降加大。因此，盾構施工中應采取有效技術措施控制掘進方向，及時有效糾正掘進偏差。

6)科學更換刀具。盾構在軟硬不均地層中施工，為了保護盾構刀盤和確保刀具磨損達到極限值時能夠及時換刀，應注意總結刀具在類似地層中的磨損規律，超前制定刀具配件計劃，并結合工程地質及地面環境等因素，提前確定開倉檢查刀具的位置，做到開倉的計劃性、可控性。在軟硬不均及硬巖地層施工時，當邊緣滾刀磨損量為15 mm、正面區滾刀磨損量為20 mm、中心區滾刀磨損量為20～25 mm時需要進行更換;當刮刀合金齒缺損達到1/2以上或耐磨層磨損量達2/3以上時需要進行更換。

3.3 花崗巖球狀風化體和基巖突起處理實例

3.3.1 工程概況

5號線工程在寶安—翻身區間、翻身—靈芝區間和民治—五和區間盾構線路均遇到孤石。寶安—翻身區間盾構隧道開挖范圍以砂質黏性土和砂層為主，拱頂以上地層以雜填土、淤泥、粉質黏性土為主。根據勘察報告，本區間左線發現5塊孤石，其中2塊位于隧道范圍內;右線發現6塊孤石，其中3塊位于隧道范圍內。翻身—靈芝區間隧道主要穿越的巖層為礫質黏性土和全風化花崗巖，含水量豐富并且與海水存在動力聯系，同時隧道下穿諸多構建筑物，如碧?；▓@、創業立交橋、107國道等。

3.3.2 孤石的物理性質及主要特征

孤石屬于花崗巖殘積土的不均勻風化，包括囊狀風化巖和球狀風化巖。本工程盾構隧道工程中孤石主要為球狀風化巖，即殘積土中存在球狀中等風化、微風化巖體。一般于地形平緩、風化帶厚度較大的地區較發育。孤石形狀各異，大小從幾十cm到幾m，單軸抗壓強度大部分為80～200 MPa，相對周邊的風化土體，孤石的強度要大得多，主要賦存在花崗巖的全風化、強風化巖體中，其空間分布具有較大的隨機性，很難找到規律。從土倉取出的孤石見圖24。

圖24 從土倉中取出的孤石Fig.24 Boulders taken from excavation chamber

3.3.3 孤石爆破處理方法

孤石處理方法應根據孤石的大小、位置、形狀、周邊環境等因素確定。當隧道上方地面具備沖孔、挖孔條件時，采取地面處理方式;當地面不具備沖孔、挖孔條件時，采用洞內處理。深圳地鐵采取深孔爆破法處理較為成功，效果好、速度快。具體處理方法為:地質勘探過程中遇到孤石時，首先查明孤石的產狀、大小、形狀，并依此來制定爆破孔的數量、分布和裝藥量，利用小口徑鉆頭從地面下鉆，在孤石上鉆出爆破眼;然后在小孔內安放適量的靜爆炸藥對孤石進行爆破，達到分裂、瓦解孤石的目的。考慮盾構的出渣能力，通過螺旋輸送機的石塊尺寸不能超過40cm，爆破后石塊的單邊長度應控制在30 cm以下，以利于螺旋輸送機順利出渣。爆破后石塊大小通過調整爆破孔間距和用藥量來進行控制［9］。具體鉆孔裝藥結構如圖25所示。

圖25 孤石爆破鉆孔裝藥結構示意圖Fig.25 Boulder removing by drilling and blasting

3.3.4 孤石破碎后盾構推進參數控制

大的孤石雖然已經爆破成為體積較小的碎石，但由于爆破位置處于地下14～22m，鉆孔質量、裝藥位置和爆破效果都不能完全保證;因此，孤石最終不一定都能破碎成單邊長度小于30 cm的碎石，體積較大石塊的存在仍會對盾構施工帶來較大的困難。盾構進入孤石爆破區段后要密切注意推進油缸的推力變化、盾構姿態的突變及土倉壓力和出渣量的變化，采取優化掘進參數、降低螺旋輸送機轉速、加大泡沫注入量等措施，采用“高轉速、低扭矩、小推力”的原則謹慎掘進穿越孤石爆破群;同時，盾構司機應根據渣樣特征、掘進時刀盤發出的聲音、盾構震動等情況判斷刀盤前方碎石的情況、盾構的工作狀態以及刀具磨損的情況。翻身—靈芝區間盾構掘進參數隨施工變化曲線見圖26。

從圖26可以得出，在孤石爆破后地層中(在30環開始進入孤石爆破地段)盾構掘進參數(推力、扭矩、推進速度和轉速)控制如下:1)盾構總推力比平常掘進時小，控制在9 000～11 000 kN;2)保持較低的推進速度，控制在5～20 mm/min;3)刀盤扭矩要相應降低，保持在0.5～1.2 MN·m;4)加快刀盤轉速，使其從1.4 ～1.5 r/min增加到1.6 r/min左右。

圖26 掘進參數隨施工變化曲線Fig.26 Shield boring parameters

3.4 盾構下穿廣深鐵路施工關鍵技術

3.4.1 工程概述

長龍站—布吉站區間，線路出長龍站后沿吉華路下穿金鵬路，之后下穿布吉公園、廣深鐵路，到達布吉站(如圖27所示)。區間隧道在左DK31+317.569～+392.037(16～66環)范圍內平面斜交穿越廣深鐵路，隧道中心線與鐵路平交角為77°，左線斜交的鐵路里程為DK138+282，共計8股道，穿越長度約58 m。區間和鐵路的豎向凈距為13.7 m，土層從上到下分別為素填土、礫砂、粉質黏土、全風化角巖、強風化角巖和中風化角巖。隧道在DK31+350處覆土最淺，約為 13.3 m。

3.4.2 盾構下穿鐵路關鍵技術

廣深鐵路作為國家準高速鐵路，對地表沉降的要求極高。由于其運行著動車組，在下穿時對其監測極其重要，為重點監測區域。

圖27 下穿廣深鐵路平、縱斷面圖Fig.27 Shield boring crossing underneath Guangzhou-Shenzhen railway

3.4.2.1 推進前預加固

盾構推進前，鐵路線路應進行預加固。下穿區域鐵路線路兩側設4排旋噴樁，樁間范圍內路基分層注漿加固。加固剖面圖如圖28所示。

圖28 鐵路線路加固剖面圖Fig.28 Profile of railway line reinforcement

首先進行廣深鐵路路兩側(B區)的旋噴樁施工，起加固、隔斷及控制變形的作用。加固過程應控制施工速度，以減小施工對廣深鐵路的影響;旋噴樁施工期間必須對廣深鐵路進行監護和監測，根據監測結果調整施工參數，并通知鐵路部門對線路進行及時養護。旋噴樁單樁直徑為0.8 m，樁與樁相互咬合量為0.2 m，加固土體無側限抗壓強度＞0.8 MPa，滲透系數≤10－8cm/s。采用普通硅酸鹽R32.5水泥。

3.4.2.2 合理選擇掘進參數

在掘進過程中盾構掘進參數的正確選擇，直接關系到盾構的正常掘進。由于參數選擇不當或者操作失誤而導致參數設定錯誤，在實際工程中將會釀成巨大災難。

1)土倉壓力。由于該區域地層絕大部分為軟土，局部夾雜強風化角巖，渣土黏性大，含水量小，極易形成泥餅;自穩性較差，不具備開倉條件。一旦形成泥餅，推進將變得非常艱難。推進過程中必須全程加水以調整土倉渣土稠度，以出土為流塑狀為宜。另外，通過調整盾構的排土量來實現土壓平衡，控制地層壓力與土倉壓力的差值在一定范圍，將土倉壓力波動控制在最小幅度，以控制地面沉降。盾構在穿越廣深鐵路推進過程中頂部土倉壓力不宜過大，土倉壓力平均值控制在0.11 MPa左右，否則場內過多的積土難以與水均勻攪拌，將導致出土不暢，形成泥餅。

2)轉速和扭矩。下穿鐵路時應適當提高刀盤轉速，以充分混合渣土與水，但同時需要保持一個比較穩定的值，防止土體擾動過大。盾構穿越廣深鐵路推進過程中平均轉速為1.8 r/min，由于易結泥餅，扭矩一般比較大，平均扭矩為2.0 MN·m。

3)推力和掘進速度。推進速度受到推力大小的控制，盾構穿越廣深鐵路推進過程中平均掘進速度為37 mm/min，平均推力為10 440 kN。掘進過程中不能因為提高速度而加大推力，推力增大將會導致前方土體隆起。如需要適當加大推力，應該緩慢加大，切忌猛推。

4)出土量大小。推進過程中要嚴格控制出土量，保證掘進進尺與出土量匹配。一般來說，每掘進100 m，所出松散土方量為4.3 m3，每環控制在6 m3以內。廣深鐵路掘進過程中要杜絕開倉，保證土倉壓力足夠平衡掌子面的反力，使前方土體穩定。如果在推進過程中發現進尺與出土量不匹配，有超挖趨勢或判斷因刀盤位置土體塌方導致土倉壓力突然大幅度增加，應立即停止出土，加力、保壓繼續推進至土倉壓力穩定后停機。推進過程中加入的水量和出土含水量都不能作為出土超量的合理原因。

5)盾構姿態控制。盾構掘進中不可避免地會有糾偏，下穿廣深鐵路時應該做到糾偏量少和高精度控制軸線。盾構姿態一旦發生偏差，需要及時糾正。糾偏關鍵在于“逐步糾正，不得猛糾硬調”，具體應做到如下幾點:①盾構下坡推進時，要防止盾構“磕頭”;盾構上坡推進時，要防止“抬頭”，每次糾偏幅度不得過大，調整切口水壓設定值，確保切口土體不下沉、不隆起或少隆起。②控制盾構軸線，利用控制盾構縱坡來控制盾構高程位置;利用2個對稱千斤頂伸出的差值控制盾構平面位置。③選擇合理的壓漿位置，利用壓漿的壓力調整管片和盾構的相對位置，改善盾構的糾偏條件。

6)監控量測。在整個下穿過程中，將通過各項監測數據不斷調整盾構掘進參數，從而保證盾構正常進行。

根據鐵路沉降相關規范，監測設計基準值如表1所示。

表1 監測設計基準值Table 1 Thresholds of deformation

觀測時間從2009年5月15日至22日，以DKZ31+317～+356中隧道中心線測點D－3為研究對象，建立各斷面隧道中線測點縱剖面變化曲線(見圖29)。

圖29 各斷面D－3隧道中心測點隨時間變化曲線圖(2009年)Fig.29 Settlement curves in 2009

從圖29可以看出:各斷面中心點沉降點在21號后開始收斂，隧道中心里程各點最大累計沉降量為DK31+353中的D－3點，累計沉降量為3.79 mm;最大隆起點為DK31+334中的D－3點，在5月19日時隆起值達到3.83 mm，隨后開始下沉，并保持穩定。由此可以說明，通過實時監測不斷調整掘進參數，地表沉降沒有較大變化，能夠保證廣深準高速鐵路和施工的正常進行。

3.5 盾構下穿河流施工關鍵技術

3.5.1 工程概況

布吉—百鴿籠區間于DK31+649～+683處下穿布吉河，河底控制高程為18.32 m，軌面高程為8.0～8.8 m，拱頂最小覆土約5 m。布吉河在里程DK31+639.533地質自上而下依次為粉質黏土(層厚2.864 m)、全風化角巖(層厚 1.498 m)、強風化角巖(層厚7.114 m)、中等風化角巖(層厚1.524 m)、微風化角巖(布吉河河床頂面13 m往下均為微風化角巖)。布吉河段工程地質情況如圖30和圖31所示。

3.5.2 盾構掘進施工技術措施

3.5.2.1 掘進模式的選擇

由于下穿布吉河為強風化地層，地層中巖石整體性差，結構松軟，抗壓強度低，掌子面自穩性較弱，為避免掌子面涌水、涌泥等情況發生采用土壓平衡掘進模式。采用這種掘進模式，盾構切削下來的渣土直接進入土倉內，并未即刻被螺旋輸送機排出，而是充滿整個土倉，形成土塞效應，達到土倉壓力始終與掌子面壓力平衡的效果，從而保證盾構前方土體不坍塌，也不會出現切口冒頂的現象，使盾構安全順利地通過。

3.5.2.2 盾構姿態的控制

下穿布吉河時盾構姿態的控制非常重要，姿態控制得好，可以減少超挖及糾偏，從而減少對圍巖的擾動，避免河床開裂滲水。由于下穿地層為強風化角礫巖層，巖層較軟，在此巖段進行開挖，容易造成盾構抬頭、低頭以及偏移軸線等問題。如果盾構偏離了設定掘進線路，糾偏難度較大。調整千斤頂推力太大，稍不留意，會引起糾偏過猛從而導致盾構蛇形前進;因此，要控制好各組推進油缸的行程，保持盾構的正確姿態，使盾構安全快速地通過布吉河段。

3.5.2.3 掘進參數的設定

在盾構掘進過程中應設置合理的掘進參數。根據水深及上覆土層的厚度設定土倉壓力，其波動值控制在±0.02 MPa以內，穿越河道中段推進速度應適當提高，一方面可快速通過河中段，另一方面可降低渣土中水的比例，改善出土狀況，保證盾構掘進的安全。

盾構進入布吉河下方時，隧道上層覆土厚度有一個突變，掌子面水土壓力變化較大，此時應按照以下掘進參數來控制盾構掘進:盾構推進速度控制在2 cm/min以內;土倉壓力設置在根據實際計算的參數上增加0.01～0.02MPa;嚴格出渣管理，每環出土量控制在55 m3以內，減少土體擾動;總推力控制在8 000～10 000 kN;刀盤扭矩控制在2 000～3 000 kN·m;刀盤轉速控制在 1.6 ～2 r/min［10］。

盾構軸線控制偏離設計軸線不大于±20 mm，河床沉降量控制在+5～－10 mm，并及時糾偏，盡量避免在過河時超量糾偏、蛇形擺動;施工過程中對管片及河床加強監測，控制盾構姿態，防止盾構抬頭，出現上浮現象立即進行壓重處理。

3.6 盾構下穿淺基建筑物施工關鍵技術

深圳地鐵5號線盾構隧道正穿或是斜穿多棟建筑物。如翻身—靈芝區間的碧?；▓@、寶安汽車站、白金酒店;西麗—大學城區間盾構隧道于DK11+040～+070位置側穿人才公寓;民治—五和區間盾構隧道穿越民興工業區廠房、萬科四季花城茉莉苑;布吉—百鴿籠區間盾構隧道穿過龍翔花園、牡丹苑等;怡景—黃貝嶺區間盾構在DK38+320處下穿黃貝嶺小區5棟房屋。

3.6.1 工程概況

翻身至靈芝盾構區間右線下穿碧?；▓@小區，穿越長度為99.75m，穿越部分為2層和8層的混凝土框架樓房。碧?；▓@樁基采用柱下獨立基礎，承臺下樁基采用φ480 mm沉管灌注樁，單樁設計承載力600 kN/根，貫入度≤3.5mm，有效樁長為17m。按17m有效樁長計算，該建筑物樁基與隧道拱頂最近距離為1.14 m，掘進風險大，盾構姿態必須嚴格控制。該斷面埋深20.5 m，地下水位埋深3.2 m，隧道位于礫質黏性土、全風化花崗巖及強風化花崗巖3種不同硬度的地層中，局部有硬巖突起，突起硬巖裂隙發育，地質條件復雜。區間隧道下穿碧?；▓@樁基立面關系見圖32。

圖32 隧道與碧?；▓@樁基位置關系圖(單位:m)Fig.32 Relationship between tunnel and pile foundations of Bihaihuayuan building(m)

3.6.2 下穿建筑前的準備工作

為防止地面下沉而引起地面及建筑物沉降、開裂等安全問題，在盾構通過前對小區內地質進行補勘，以進一步了解建筑物下方地質情況，同時在受影響的房子外側布置好監測點，嚴密監測房子沉降變形情況及地表沉降情況。

1)地質補勘。在詳勘的基礎上對勘探點進行加密，以進一步了解地層情況。因隧道從小區樓房下穿過，難以全部對隧道范圍進行地質加密補勘，一部分在隧道外側進行加密補勘。

2)地面注漿措施。盾構通過過程及通過前后對地面及樓房進行監測，當地面沉降超過30 mm時或房屋傾斜超過2‰時進行補強注漿加固。注漿方式可采用水泥－水玻璃雙液漿、袖閥管注漿等。注漿孔位布置于沉降較大位置，間距按1.5～2 m布置，注漿深度為地面下3～5 m。對于樓房發生傾斜超限時，直接在沉降較大處從房子外側打斜孔進行注漿，注漿量及注漿壓力以監測數據為依據進行調整，確保房子在原沉降基礎上盡量回復到初始值。

3)設備檢修換刀。在盾構通過前進行全面檢修，對其存在的一些問題徹底解決，為盾構過建筑物做好準備。在盾構掘進進入碧?；▓@樓房之前15 m處(DK4+466)對刀具進行檢查更換。

3.6.3 掘進參數控制

盾構通過樓房時嚴格控制掘進參數以及管片拼裝、注漿質量，保證盾構平穩、快速通過，并將地表及建筑物沉降控制在設計值之內。

1)控制掘進速度。保證盾構正常掘進，在盾構通過樓房過程中將掘進速度控制為30～50 mm/min，以便保證出土量、正面土壓力及注漿均勻、及時。

2)嚴格控制正面土壓力、注漿量和注漿壓力。一般情況下，正面土壓力、注漿量和注漿壓力過大將可能導致地面隆起，反之將可能導致地面沉降;因此，盾構掘進時必須加強施工監測，并根據監測結果嚴格按照地面下沉及隆起量控制正面土壓力、注漿量和注漿壓力。根據類似工程施工經驗，注漿壓力等于土壓力加上0.1～0.2 MPa。盾構過樓房時注漿壓力暫取2.0～4.0 MPa，注漿量≥6 m3/環。根據始發段掘進情況及實際監測情況，在理論計算的土壓力、注漿量、注漿壓力值基礎上進行調整。

3)二次注漿。當管片與巖壁間的空隙充填密實性差，致使地表沉降得不到有效控制或管片襯砌出現較嚴重滲漏時，采取二次注漿措施。施工時每隔10 m進行二次注漿，通過二次補強注漿有效控制地表沉降。

二次注漿采用雙液漿作為注漿材料，能對同步注漿起到進一步補充和加強作用，同時也對管片周圍的地層起到充填和加固作用。二次補強注漿根據地質情況及注漿記錄情況分析注漿效果，結合監測情況由注漿壓力控制。注漿壓力控制在0.3～0.4 MPa。

4)出土量控制。每掘進一環對應理論開挖土體體積≥60 m3，掘進過程中時刻注意控制掘進速度和螺旋輸送機出土速度，使掘削土量等于出土量，做到不多出土，從而保證掌子面及拱頂土體穩定。

4 結論與建議

深圳地鐵盾構施工從一期工程開始就遇到許多預想不到的技術難題，尤其是在5號線的設計施工中碰到了軟弱地層、上軟下硬、球狀風化體、穿越建(構)筑物、托換等盾構施工技術難題，但諸多盾構隧道施工技術難關都被攻克，使施工順利進行，并確保了施工及建(構)筑物安全。

4.1 結論

1)土壓平衡盾構在黏土地層中掘進，主要經驗是盡量采用欠土壓平衡模式，控制土倉壓力，在保證地面安全的情況下，掘進過程中可以適當降低土倉壓力。若刀盤結泥餅，要采取增加泡沫量、正反轉刀盤，嚴重情況下要停機進行人工處理。

2)盾構長距離穿越硬巖地段采用敞開式掘進模式，設定合理的掘進參數和同步注漿參數、配置適應于硬巖掘進的刀具和使用泡沫劑改良渣土等措施，輔助采用“壓重車”的方法減少管片上浮;在軟硬不均地層盾構施工時，要重點控制盾構的姿態，避免盾構在軟硬不均地層中發生抬頭或低頭、盾構軸線與設計軸線偏離過大等現象的發生。

3)始發和到達是盾構工法建造隧道的關鍵工序，始發施工直接影響隧道軸線的質量和工程施工的成敗。端頭加固、洞門破除施工、洞門密封及止水裝置的安裝是始發施工的關鍵工序。

4)孤石對盾構施工影響較大，施工中有地層注漿加固、鉆孔爆破、人工挖孔樁破碎和沖擊破碎等地面處理方法。處理孤石或基巖隆起采用深孔爆破法是有效、快速、安全的方法，值得推廣。

5)對盾構下穿鐵路、河流和建筑物，適當加大注漿壓力能有效控制地表沉降;但注漿壓力過大，管片外的土層被劈裂擾動會造成較大的后期沉降，土倉壓力與土體原始側向壓力接近時地表沉降量最少。

6)盾構空推施工，端頭墻以及接收井圍護墻采用玻璃纖維筋代替傳統鋼筋，盾構可以直接推進，避免了人工破除端頭墻的繁雜工序，經驗表明該工法不僅能節省時間和成本，而且能夠保證盾構進出洞安全。

4.2 建議

本文所介紹的盾構施工技術和經驗是根據深圳地區特點創立的一整套適合深圳復合地層，不同于上海軟土均質地層的盾構施工技術。雖然取得了很大成功，但仍存在一些新問題有待進一步研究解決。建議一方面對盾構的管片配筋率、防裂防水、防腐蝕及耐久性等問題進行進一步研究;另一方面對盾構施工新問題(如深圳地鐵11號線將采用時速120 km/h的快線標準，其盾構內徑為6 m)，建議進行專題研究。

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