深圳地鐵盾構隧道接收端近距離下穿既有線加固技術

孫國慶

(北京瑞威世紀巖土工程有限公司，北京 100055)

0 引言

隨著城市建設的不斷發展，修建地鐵成為改善城市交通狀況的主要手段［1］。同時大量的新建地鐵線必須下穿既有線路，而在下穿過程中不可避免地對地層產生擾動，造成臨近既有線過大的變形，對車輛的運營安全造成不利影響。陳廣道［2］根據理論分析，未采取措施情況下，在風化花崗巖地層，盾構下穿既有線引起的最大沉降達－19.2 mm，遠超過±10 mm的沉降控制標準［3］。因此，在隧道下穿既有線時必須采取措施進行沉降控制。而本項目是盾構出洞的接收端近距離下穿既有線，盾構進出端本身是盾構施工關鍵環節，也是施工的難點之一［4］。當盾構出洞范圍地層自穩能力差、透水性強時，盾構到達端頭土艙將經歷從有壓狀態到無壓狀態過程［5］，很容易導致水土流失;如果土體不具備一定的自穩性，必然造成坍塌，對臨近既有線的運營安全帶來極大的隱患，故必須采取可靠的措施對盾構端頭進行加固。端頭常用的加固方法有洞內水平注漿、地表旋噴注漿、地面攪拌樁、凍結法等。施工中應結合具體工程對加固方案進行比選，若方法選擇不當既不能達到加固效果，還有可能在加固施工過程引起既有線的變形超限。程雄志［6］通過旋噴樁加固分析，旋噴主加固區在加固過程即引起既有線變形超標，軌面最大變形量為15.88 mm，導致列車停運或限速運行，造成安全事故。本文結合工程實際，合理地進行加固方案比選，并通過關鍵施工技術研究控制，達到端頭井加固效果要求，確保盾構安全出洞，臨近既有線豎向最大變形量為7.6 mm，水平最大變形量為9.4 mm，滿足隧道結構水平位移及豎向沉降±10 mm控制標準，行車左右軌道最大高差1.5 mm，小于4 mm的控制標準值，取得理想的效果。

1 工程概況

1.1 工程及水文地質

根據補勘鉆孔資料及基坑開挖揭露地層顯示，盾構接收端掘進工作面地層大部分為全、強風化花崗巖地層，靠近基坑連續墻下部局部存在中、微風化花崗巖層。地下水按賦存介質可分為孔隙潛水和基巖裂隙水地下，水位埋深0.70～4.60 m。孔隙潛水主要賦存于第四系礫砂中，黏土、粉質黏土、殘積土中也含有少量孔隙潛水，主要補給來源為大氣降水。基巖裂隙水主要賦存于花崗巖的強風化、中等風化帶中，略帶承壓性，地層滲透系數為 2.8 ×10－3cm/s。

1.2 在建線與既有線路位置關系

深圳地鐵7號線農林站－車公廟站區間左、右線隧道和9號線車公廟站－香梅站區間左、右線隧道均采用φ6 280 mm復合土壓平衡盾構機掘進施工，4條隧道平行進站于車公廟站接收，接收端圍護結構為厚80 cm連續墻，隧道埋深約18.8 m，正交下穿既有1號線香車區間隧道。與既有1號線隧道底板凈距2.6～2.95 m。

既有1號線香車區間雙線隧道采取礦山法開挖，斷面尺寸為6.6 m ×6.85 m，初期支護厚 0.4 m，二次襯砌厚0.3 m，底板基本位于礫質黏性土層。在對應7號線與9號線左線處有豎井開挖，土體曾受多次擾動。根據對該洞內調查觀察，由于1號線運營時間較長，隧道結構整體性較差，襯砌環向、縱向裂縫較為明顯，局部已經產生滲漏水、混凝土腐蝕剝落等明顯的病害，抗變形能力較弱。

在建7號線和9號線與既有1號線位置關系如圖1和圖2所示。

2 施工難點

該項目既要考慮端頭井加固效果，避免盾構出洞時涌水、塌方及下穿既有線過程沉降超標，又要防止加固施工過程造成正上方既有1號線的變形超標，影響行車安全，風險高，難度大。存在的主要難點有以下4點。

圖1 盾構隧道接收端平面位置圖Fig.1 Plan showing relationship between shield-bored tunnels and existing Metro line

圖2 擬建隧道下穿既有線剖面圖(單位:m)Fig.2 Profile showing relationship between shield-bored tunnels and existing Metro line(m)

1)地質因素。下穿的1號線區間隧道底部位于礫質黏性土中，隧道工作面區域主要為全、強風化花崗巖地層，地層富水，介質膠結能力差，地層致密、可注性差，加固難度大。

2)環境因素。在建線4條隧道4次近距離下穿既有線，最近凈距只有2.6 m，且既有1號線本身抗變形能力較差。多次下穿擾動，變形疊加，對既有線變形控制極為不利，且既有線仍在正常運營，安全風險極高。

3)施工因素。在建線埋深大，受既有線影響，只能采取洞內水平加固端頭，鉆孔施工過程中，易造成地下水土流失，極有可能導致既有線沉降超標。另外，地層致密可注性差，注漿壓力小，漿液難以擴散，加固效果無法保證;而增加注漿壓力，提高地層的吸漿量，雖然能夠保證加固效果，但由于本項目近距離下穿既有線，若注漿壓力不能精細化控制，壓力瞬間上升，注漿施工過程必然造引起既有線過大變形。

4)工期因素。為了保證幾條盾構隧道按既定目標出洞，4個端頭井加固總工期為40 d(根據現場場地條件，只能提供單工作面作業，順次作業)。

3 加固方案比選

根據工程實際情況，對盾構出洞接收對套筒法、水平冷凍法、水平注漿法等工法進行比選，以確定出既適合本工程環境，又能保證效果的方案。這3種端頭加固方法優缺點比較如表1所示。

表1 盾構端頭加固方法比較Table 1 Comparison and contrast among different shield receiving schemes

通過這幾種方法的對比分析，重點從端頭井加固效果及對既有線沉降控制方面考慮，結合本工程實際，確定采用可實施性強、工藝較為成熟的水平帷幕注漿工法進行端頭井加固。為了保證加固效果和過程精細化控制，作業施工需選擇實踐經驗豐富的專業化隊伍施工。

4 施工過程控制技術

4.1 施工方案設計

根據工程所處環境及地質情況，超前帷幕注漿加固縱向長度為10 m(盾構護盾長8 m)，注漿加固范圍為開挖輪廓線外2.5 m。為了便于過程控制及保證加固效果，按照多孔少注的原則，漿液擴散半徑為1.2 m，注漿壓力0.5～0.8 MPa。為避免鉆孔過程地下水及地層介質的大量流失，采用前進式分段注漿工藝，注漿孔徑φ90 mm，孔口安設φ100 mmPVC管并通過水囊式止漿塞進行孔口止漿、注漿作業。為了提高地層的整體抗變形能力，必要時在注漿結束后，可在注漿孔內放入PE管，達到支護和錨固作用，作為安全儲備，更好地控制既有線沉降變形。超前水平帷幕注漿設計如圖3和圖4所示。

圖3 超前帷幕注漿終孔交圈圖(單位:mm)Fig.3 Cross-section showing consolidation scope of advance curtain grouting(mm)

圖4 超前帷幕注漿縱剖面圖(單位:mm)Fig.4 Longitudinal profile showing consolidation scope of advance curtain grouting(mm)

4.2 注漿材料選擇

注漿材料不僅是保證注漿效果的前提，而且對控制沉降和提高加固體的穩定性起著重要的作用。常用注漿加固材料主要為普通水泥單液漿液和普通水泥－水玻璃雙液漿。普通水泥單液漿凝膠時間較長，當水灰質量比為0.8∶1～1∶1時，其初凝時間為10～14 h，可注性較好;但由于初凝時間較長，遇水易被稀釋，尤其對于富水軟弱地層，水泥漿液被稀釋后分散在地層介質中，難以形成膠結體及網狀漿脈，加固效果較差。水泥－水玻璃雙液漿為保證順利注入地層，凝膠時間一般控制約為3 min，在軟弱地層容易形成漿脈，堵水效果明顯;但是其可注性差，結石體強度較低，當地層介質較為致密時，在設計壓力范圍內，漿液持續注入會造成已經形成的漿脈被反復擠壓、劈裂，繼而引起近距離既有1號線抬升，對變形控制不利。

而快硬硫鋁酸鹽水泥，兼顧了普通水泥單液可注性好、雙液漿凝膠時間可控的特點，且其在富水條件下抗分散性強，易形成漿脈，漿脈強度上升快［7］，不易造成漿脈的反復被劈裂，既能滿足加固效果的要求，對控制地層隆起較為有利。因此，本項目注漿加固采用快硬硫鋁酸鹽水泥單液漿作為注漿加固主材。硫鋁酸鹽水泥單液漿性能測試如表2所示。

表2 硫鋁酸鹽水泥單液漿性能指標Table 2 Performance of sulphate aluminium cement grout MPa

4.3 循環注漿工藝

常規的水平超前注漿工藝采取的為孔口靜壓注漿方式。該方式隨著注漿的進行，地層的密實度逐漸提高，裂隙減小，地層吸漿量越來越小，在注漿泵正常工作狀態下，很容易造成注漿壓力快速升高，對結構變形控制不利。有可能在短時間內會引起上覆既有1號線的變形，隆起，造成安全事故［8］。

而循環注漿可以在整個注漿過程，通過灌漿自動記錄儀，實時記錄注漿流量、壓力變化，在注漿泵流量一定的情況下，通過調節回漿閥的回漿量，使得進入孔內的漿液量隨著地層吸漿能力的變化而得到調節，注漿壓力可維持在允許范圍內。不會造成注漿壓力的大范圍波動，滿足信息化施工要求，可根據監測變形數值，及時調整注漿參數，實現"低壓慢注"，做到精確施工，對加固區域近距離的既有1號地鐵線結構的變形控制，起到了重要的作用。

4.4 動態實時監測

由于4條隧道均近距離下穿既有地鐵1號線，既有1號線隧道采取礦山法開挖，對地層擾動大，地質條件差，且投入使用時間已久，構筑物本身抗變形能力差;且施工期間既有1號線處于正常運營狀態，每5 min就有一輛車通過，對安全要求高，其水平位移及沉降控制標準為±10 mm。

施工期間在既有線隧道內注漿影響區域左、右線90 m范圍內，共布置15個監測斷面，采用全站儀自動化監測手段對既有線結構水平位移及豎向位移進行24 h監測，數據通過網絡不間斷采集分析，監測信息及時反饋施工，現場作業根據監測反饋及時調節施工參數及施工順序。施工結束后，根據監測既有1號線水平變形最大值為9.4 mm，結構隆起最大數值為7.6 mm，左右軌道高差為1.5 mm，均在安全控制范圍內，取得了理想效果。

5 注漿效果檢查評定

注漿結束后，結合注漿目的、地質情況以及開挖施工工法，分別采取了分析法、檢查孔法，并計算滲透系數對注漿效果進行檢查評定。

5.1 分析法

根據施工過程中地層吸收漿量及注漿壓力隨時間變化情況，繪制P－Q－t曲線分析，P－Q－t曲線存在明顯反復劈裂的變化趨勢，與全強風化花崗巖地層注漿加固擠壓、劈裂的加固機制一致［9］。根據設計地層孔隙率20%，注漿量102.8 m3，單洞加固體積633.8 m3進行反算，地層空隙填充率為81.1% ＞70%，滿足安全要求。

5.2 檢查孔及取芯法

注漿結束后，在注漿薄弱區進行鉆孔檢查，全斷面布設5個檢查孔，根據檢查孔反映，注漿結束后地層穩定性明顯提高，無涌水、涌砂及坍孔情況，檢查孔最大出水量為0.09 L/(min·m)，滿足鉆孔出水量不大于0.2 L/(min·m)的設計要求。由于對全強風化花崗巖地層注漿加固以擠壓劈裂機理為主，地層介質無膠結能力，受取芯工藝及機械破壞作用影響，未取到完整的芯樣，膠結強度也難以達到1.5 MPa，但根據所取芯樣，漿脈分布明顯，均勻，達到加固地層目的。

5.3 地層滲透系數反算

含有地下水的砂土類地層，要求端頭加固后的土體在端頭井圍護結構鑿除后能有良好的自穩性、勻質性及不透水性［10］。注漿結束后，對檢查孔進行注水試驗(為避免注水對地層的不利影響，采用水灰質量比1.2∶1的水泥單液漿，測試值比實際值略小)測試地層滲透系數。

注水試驗采用φ90 mm鉆孔，孔深10 m，注水壓力為 0.2 MPa，試驗結果為地層吸水量為 0.8 L/min，根據水平孔壓水試驗公式

式中:k為滲透系數，cm/s;ˉV為注水穩定水量，L/min;L為檢查孔段長，m;ˉP為注水水頭壓力高度，m;r為鉆孔半徑，m。

反算地層滲透系數k=5.2×10－6cm/s，滿足設計要求。

6 結論與討論

本工程是在運營線正下方，垂直間距僅2.6 m，采取水平帷幕注漿法對端頭井進行加固，施工期間未造成既有線及周邊結構的變形超標，盾構在出洞掘進過程中，未出現任何異常情況，掘進期間和掘進完成后，臨近既有線豎向、水平向最大變形量均在安全控制范圍內，順利地完成了施工。得到以下幾點體會。

1)硫鋁酸鹽快硬水泥單液漿，具有凝結時間可控、早期強度高、可注性好的特點，既能滿足富水條件下軟弱地層注漿加固效果要求，又便于控制，避免注漿引起臨近地層的隆起和構筑物變形。

2)循環注漿工藝能夠有效控制注漿壓力的變化，可實現"低壓慢注"，做到精確施工，避免注漿壓力大幅度波動，尤其適用加固區域周邊環境復雜，對于結構變形控制要求高的加固工程。

3)對于結構變形敏感度高的構筑物，施工期間采取不間斷自動化實時監測，及時分析數據反饋施工，根據反饋信息及時調整施工參數，動態信息化施工，可有效地控制施工風險。

4)對全風化地層注漿效果檢查，通過鉆設檢查孔成孔性，出水量及分析地層漿液充填率能夠滿足加固效果檢查評定要求，對于取芯檢驗方法的適用性、取芯工藝，檢查標準還需進一步研究。

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