超大直径盾构隧道近接穿越条件下克泥效工法对土体及既有结构变形特性影响的研究

摘要 ：超大直径盾构隧道近接穿越施工时，盾体通过阶段上覆土体变形规律及上覆既有建（构）筑物变形控制是目前地下交通工程建设中亟待解决的关键科学问题。采用现场原位监测，揭示了盾体环向间隙克泥效压注对盾构施工影响范围内土体变形的影响规律；结合上海北横通道新建工程Ⅶ标段15.56m级超大直径盾构隧道近接穿越地铁10号线工程实例，对克泥效工法的上覆建（构）筑物沉降控制效果进行了分析。

   结果表明：在砂质粉土层中进行盾构法施工时，压注克泥效可有效减小盾体通过阶段地表位移量及地表沉降速率，同时可辅助减小地表工后总位移量；盾体通过阶段地表位移量、地表沉降速率及地表工后总位移量与克泥效压注量近似呈线性负相关；在盾构近接下穿既有隧道施工时，采用克泥效工法可显著提高盾体上方建（构）筑物的隆起量，使建（构）筑物变形控制在-20～+20mm范围内。以上研究结果有助于推进超大直径盾构隧道近接穿越施工对地表及上覆建（构）筑物变形影响的定量研究，为沿海软土地区相似工况条件下克泥效工法的应用提供依据。

   在北京、上海、广州等一线城市，城市交通体系的规划与建设已形成网络化格局，不可避免地出现拟建隧道线与既有隧道线长距离并行或交叉穿越的复杂建设工况。由于盾构法具有对周围环境扰动小、拆迁工程量少、机械化程度高、风险控制能力强等显著优点，因此被广泛应用于地下交通工程建设领域。尽管盾构法以其独特的优势成为城市地下交通工程建设的主流方法之一，但在复杂工程条件下拟建盾构隧道近接穿越既有隧道引起的不良工程问题仍然不可小觑。例如，盾构法施工过程中由于超挖现象的存在致使地层发生应力释放，产生的过量位移可能导致地表道路开裂、地下管线断裂或既有隧道轴线变形，轻则造成建（构）筑物使用寿命减损，重则引发严重安全事故。

   同时，随着隧道施工技术的日益发展，新建隧道断 面直径日益增大，超大直径隧道盾构法施工对地层的扰动显著增大，使得上述由盾构法施工引起的不利影响愈发凸显。因此，拟建超大直径盾构隧道近接穿越既有隧道条件下，上覆土体变形规律及建（构）筑物变形控制已成为地下交通工程建设中亟待解决的关键科学问题。

   国内外学者采用经验公式法、理论分析法、数值计算法、模型试验法和现场监测法等，针对常规直径盾构隧道穿越施工引起的地层及既有隧道变形开展了一系列研究并取得了较为丰硕的成果。经验公式法通过对地表位移数据进行统计处理，以数学形式呈现地表位移分布规律。由于Peck公式的假设前提与工程实际存在较大差异，因此众多学者结合工程实例对其进行了修正。然而经验公式法由于理论依据不足，因此Peck公式及其修正公式仅在特定范围内适用。而理论分析法根据理论知识推导严谨的地层位移计算公式，其中最为广泛采用的是随机介质理论。然而理论分析法对工程实际进行了大量的简化，不能全面地考虑引起地层位移的影响因素，且复杂的解析公式难以获得精确的解析解，因此限制了其在建设工程中的推广。

   数值计算法包括有限元法、有限差分法、边界元法、离散元法等，能够将实际工程中的诸多影响因素纳入考虑，如排水条件、盾构掘进速度、盾尾注浆压力、环向压力分布、隧道直径、隧道埋深、弹性模量、泊松比、内摩擦角、黏聚力、地面超载、开挖面支护压力、盾尾孔隙等。尽管数值计算法能够考虑更多的实际工程特性，然而准确的数值计算结果十分依赖于对岩土本构模型、界面类型、材料参数的正确选择，这对建模过程提出了极高的要求。模型试验法建立与原型相似的缩尺模型及试验环境，通过改变主要影响因素的水平，观察目标物理量的变化规律，继而总结规律形成结论。然而在实际试验设计过程中，严格的相似条件往往难以满足而对试验模型进行大量的近似处理，使得缩尺模型失真从而引起试验结果与真实值之间存在较大的偏差。

   现场监测法是在原位条件下通过在浅表土体内部及既有隧道结构内壁布设传感器，直接测量盾构隧道施工时影响范围内地表位移量及上覆既有隧道变形量，其测量值最接近真实值。遗憾的是，目前绝大多数的现场监测案例，其依托工程均为常规直径盾构隧道（隧道外径为6.0～6.2m）施工项目，而鲜有涉及超大直径盾构隧道穿越既有隧道的建设工程。另一方面，上述研究工作主要着眼于盾构掘进参数（如切口压力、掘进速度、姿态调整、同步注浆量和二次补注浆压力等）对既有运营隧道及其周围土体工后变形量的影响分析，而忽略了盾构近距离下穿时盾体通过阶段上覆既有隧道结构及土体变形的研究。

   在盾构施工过程中，上覆地层及既有隧道结构的变形可大致分为5个阶段，即先行沉降、开挖面前沉降（隆起）、通过时沉降（隆起）、盾尾空隙沉降（隆起）、后续沉降。其中第3阶段（盾体通过时沉降/隆起）变形量占总变形量的15%～30%，工程中可采用在盾体环向间隙注入克泥效（clay shock）予以控制。克泥效工法是从日本引进的一种施工工法，其原理是黏土与强塑剂以一定比例混合后，瞬间形成为高黏度、不硬化的可塑性材料，及时填充盾构掘进施工引起的盾体环向间隙。

   克泥效工法在我国尚处于推广应用阶段，应用实例及相关研究还较少，主要是对克泥效配合比、施工工艺流程的介绍及对克泥效工法在常规直径盾构隧道施工工程中应用效果的评价。马云新以北京地铁14号线阜通西站—望京站区间下穿运营的15号线盾构隧道工程为例，介绍了克泥效工法的原理及工艺流程；杜国涛等以武汉某地铁区间盾构隧道穿越京广铁路和武汉地铁4号线车站工程为例，对克泥效工法的适用范围与效益进行了分析；对克泥效工法应用效果的评价主要依靠有限元软件进行数值模拟。

   综上所述，目前关于常规直径盾构隧道穿越施工引起的地层及既有隧道工后变形研究已取得较为丰富的成果，而针对超大直径盾构隧道近接穿越时盾体通过阶段上覆土体变形规律及既有隧道结构变形控制的研究仍十分匮乏。因此，本文以上海北横通道新建工程Ⅶ标段超大直径盾构 隧道近接穿越地铁10号线为依托，采用现场监测手段，根据模拟段地表位移监测数据及穿越段上覆既有隧道结构位移监测数据，分析盾体环向间隙克泥效压注对盾构施工影响范围内土体及既有建（构）筑物变形的影响，为沿海软土地区相似工况条件下克泥效工法的应用提供依据。

1.工程概况 

   北横通道新建工程Ⅶ标段隧道工程包括福建北路井—梧州路井及梧州路井—安国路井2个区间。其中，福建北路井—梧州路井区间为单圆盾构区间，采用1台盾构机由福建北路井始发掘进。区间单线长1538m，埋深为8.0～29.3m，最大坡度5.5%，最小平曲线半径为500m。区间隧道外径15.0m，内径13.7m，隧道管片厚650mm，环宽2.0m，管片混凝土强度为C60，错缝拼装。本工程采用全新的德国海瑞克复合泥水平衡盾构机S-1256，盾构机刀盘直径为15.56m，刀盘长为0.755m；前盾直径为15.53 m，前盾长为4.11m；中盾直径为15.50m，中盾长为4.59m；盾尾直径为15.47m，盾尾长为4.42m。在中盾壳体上分布有3排径向注浆孔，每排均匀分布14个径向注浆孔。

   在距离出洞约270m处（K12＋302），盾构将下穿运营中地铁10号线四川北路—天潼路区间（图1），穿越长度约为36m。地铁10号线隧道外径为6.2m，内径为5.5m，隧道管片厚度为350mm，管片环宽为1.2m，上行线与下行线隧道轴线间距为11.94m。穿越处拟建隧道与地铁10号线隧道呈76°斜交，拟建隧道与地铁下行线最小垂直距离仅为7.5m，与地铁上行线最小垂直距离仅为8.1m（图2）。

   拟建场地属第四系滨海平原沉积层，具有成层分布的特点。穿越区段拟建北横通道主要位于⑤31层灰色粉质黏土、⑤4层灰绿色粉质黏土，其上覆地层为⑤1层灰色黏土，下伏地层为⑦2层草黄-灰色粉细砂；既有地铁10号线隧道主要位于②3层灰色砂质粉土，其上覆地层为①1层人工填土，下伏地层为⑤1层灰色黏土。穿越区段主要地层物理力学参数见表1。

2. 施工工况

2.1 模拟段

   为准确掌握克泥效压注对盾构施工影响范围内地表及上覆既有隧道结构变形量的影响，须在盾构机正式穿越地铁10号线之前设置模拟段，通过模拟段的施工、监测、分析，探究盾体通过阶段地表位移量随克泥效压注量的变化规律。由于盾构始发后掘进约270m（135环）即下穿地铁10号线，因此将31～70环划定为模拟段，在模拟段开启径向注浆孔进行克泥效压注。由于盾构机自重的影响，盾体下部与土体接触较盾体上部更为紧密，盾构施工引起的盾体环向间隙主要位于盾体水平中轴面以上，因此选择开启第2排（位于盾体4980mm处）顶部2道径向注浆孔压注克泥效（图3）。

   本工程中采用的克泥效为A、B液，其中A液为克泥效与水的混合液，B液为水玻璃，每立方米克泥效拌和物中，克泥效、水、水玻璃的配合比为260kg∶900kg∶50kg，混合后的克泥效黏度达到300～500dPa·s。在盾构机掘进过程中，均匀压注克泥效，A液、B液压注流量比为20∶1。

   本工程中海瑞克S-1256盾构机刀盘直径为15.56m，前盾直径为15.53m，理论上每掘进一环（2m）将在盾体周围形成1.465m3 的环向间隙。同时由于在模拟段隧道埋深较浅，盾构机顶部位于②3层灰色砂质粉土中，压注的克泥效易于在注浆压力的作用下流动而散失，因此在31～41环盾构施工过程中压注3m3，在42～70环盾构施工过程中压注6m3 ，压注饱和率分别达到204.77%和409.53%。

2.2 穿越段

   穿越段起止里程为K12＋302～K12＋338，对应盾构隧道135～153环。2021年12月31日22：30，盾构机切口进入地铁10号线下行线投影面；2022年1月2日6：39，盾构机顺利完成地铁10号线下行线穿越；2022年1月3日13：43，盾构机盾尾驶出地铁10号线上行线投影面，圆满完成穿越。

   为避免因盾构穿越施工导致运营中地铁10号线运输中断，需将地铁10号线衬砌结构的位移量控制在±20mm 以内。为满足地铁10号线衬砌结构变形控制要求，在盾构穿越施工过程中通过监测地铁10号线衬砌结构位移量，及时调整施工参数，保证盾构穿越施工安全顺利。在穿越段内，盾构掘进速率介于13.2～25.8mm/min，切口压力介于360～519kPa，盾构推力介于78 146～102 865kN，盾构刀盘扭矩介于3.278～5.998MN·m，单环盾尾注浆量介于23.1～29.8m3，盾构姿态切口水平偏差介于－23～11mm，切口垂直偏差介于－108～－91mm，盾尾水平偏差介于－65～11mm，盾尾垂直偏差介于－167～－124mm。在掘进第141环（盾构机切口进入地铁10号线上行线投影面）、149环（盾尾进入地铁10号线上行线投影面）时，根据地铁10号线衬砌结构变形情况采取了克泥效压注，压注量分别为0.5m3 （压注饱和率34.13%）、0.762m3 （压注饱和率52.01%）。

3. 监测方案

3.1  地表沉降监测

   监测范围：采用全站仪将盾构轴线中心点放样至地表，地表沉降监测点布设在该轴线上方。沿着盾构轴线， 每间隔3环布设1个地表沉降监测点，地表沉降监测点布设于盾构隧道环与环界面在地表的投影处并以“DB”命名，如第36环与第37环界面上方地表沉降监测点为DB37。

监测频率：在取得初始值后，采用精密水准仪测量地表位移值，监测频率为2次/d。

3.2 地铁10号线隧道衬砌位移监测

   在地铁10号线运营行车时段内，不允许人员进入地铁隧道内。而盾构隧道下穿地铁10号线施工是连续进行的，因此本工程选用电子水平尺和数据自动采集系统进行地铁10号线隧道衬砌位移自动化监测。

   电子水平尺的核心部分是一个电解质倾斜传感器，利用电解质进行水平偏差（即倾斜角）的测量，其灵敏度可达2″（相当于在1m的直尺上由于两端存在10μm高差而形成的倾斜角），而且有极好的稳定性。在自动化沉降监测过程中，将电子水平尺首尾相连后（图4）连接至CR1000X数据自动采集器，再传递至监控终端予以显示。

   监测范围：电子水平尺长度为2.4m，安装于地铁10号线隧道管片侧壁。以地铁10号线上、下行线轴线与穿越中轴线正交点为中心测点，向地铁10号线隧道轴线南北两侧分别延伸87.6、85.2m，即在每条地铁隧道总长172.8m的监测线上各布设72个电子水平尺测点。沿着地铁10号线隧道轴线由北向南，上行线测点依次命名为SU01～SU72，下行线测点依次命名为XU01～XU72，其中SU36和XU36为上、下行线的中心测点。

   监测频率：在电子水平尺安装完毕并调零后，每5min采集1次隧道衬砌位移值。

4. 监测结果分析

4.1 模拟段地表沉降

   根据模拟段克泥效压注量的不同，将31～70环掘进过程分为2个工况，即工况1（31～41环）：每环压注克泥效3m3；工况2（42～70环）：每环压注克泥效6m3。在模拟 段掘进过程中，除克泥效压注量之外，对地表位移量影响较大的盾构施工参数为盾尾注浆量（图5）。

    由图5可见，为防止地表产生过大位移，在盾构掘进过程中对盾尾注浆量进行了动态调整，单环盾尾注浆量介于33.0～43.1m3。为降低盾尾注浆量变化对克泥效压注效果分析的影响，即为了使监测结果分析尽可能满足单一变量原则，在工况1和工况2中选择盾尾注浆量较为接近的推拼 环号，以其上地表沉降监测点的监测结果进行对比。经过综合比选，对于工况1，选定地表沉降监测点DB37、DB40进行地表位移分析，对于工况2，选定地表沉降监测点DB46、DB49进行地表位移分析。以下监测结果分析中，位移正值表征隆起，位移负值表征沉降。

   地表沉降监测点DB37、DB40位移变化具体如图6、图7所示。

   由图6、图7可见，在盾构切口到达测点之前，地 表处于轻微隆起的状态，测点DB37处的最大隆起量为0.93mm，测点DB40处最大隆起量为0.90mm。在盾体通过阶段，由于盾体环向间隙填充克泥效对上覆土体支承不足，造成其上地表沉降快速发展。

   在盾体通过阶段，测点DB37处的沉降速率介于－11.75～－3.67mm/d之间，平均沉降速率为－6.75mm/d，沉降量为－20.26mm，占总沉降量的71.85%；测点DB40处沉降速率介于－8.22～－1.40mm/d，平均沉降速率为－4.54mm/d，沉降量为－25.34mm，占总沉降量的53.73%。这是因为，如前所述在模拟段克泥效被压注进入②3层灰色砂质粉土中，②3层埋深较浅（即上覆垂向荷载较小）且工程性质较差，在盾构施工扰动下易发生液化，对盾体环向间隙中的克泥效约束较弱，压注的克泥效易在注浆压力的作用下流动而散失。

   地表沉降监测点DB46、DB49位移变化具体如图8、图9所示。

   由图8、图9可见，当增大克泥效压注量后，在盾体通过阶段地表沉降量及沉降速率均有所减小。在盾体通过阶段，测点DB46处沉降速率介于－4.69～－0.51mm/d，平均沉降速率为－3.32mm/d，沉降量为－13.29mm，占总沉降量的77.03%；测点DB49处沉降速率介于－3.66～0.12 mm/d，平均沉降速率为－1.98mm/d，沉降量为－7.90mm，占总沉降量的60.77%。

   为进一步揭示克泥效工法在抑制地表变形中的作用，选择克泥效压注量为0m3区段的地表沉降监测点DB28、DB31进行地表位移对照分析。     地表沉降监测点DB28、DB31位移变化如图10、图11所示。

   由图10、图11可见，在不压注克泥效的条件下，地表总沉降量及盾体通过阶段地表沉降量均显著增大。

   在盾体通过阶段，测点DB28处沉降速率介于－10.96～－2.19mm/d，平均沉降速率为－6.46mm/d，沉降量为－19.38mm，占总沉降量的43.06%；测点DB31处沉降速率介于－15.54～－1.51mm/d，平均沉降速率为－8.45mm/d，沉降量为－25.35mm，占总沉降量的59.14%。

   将工况1、工况2及不压注克泥效条件下，地表位移变化汇总于表2及图12。

   由表2可见，在砂质粉土层中进行盾构施工时，压注克泥效可有效减小盾体通过阶段地表位移量及地表沉降速率，同时可辅助减小地表工后总位移量。

   由图12可见，盾体通过阶段地表位移量、地表沉降速率及地表工后总位移量与克泥效压注量近似呈线性关系，各拟合曲线相关系数均大于等于0.98。随着克泥效压注量的增加，盾体通过阶段地表位移量、地表沉降速率及地表工后总位移量均减小。

4.2 穿越段地铁10号线隧道衬砌位移

   选取地铁10号线上、下行线轴线与穿越中轴线正交点处电子水平尺监测点（XU36、SU36）为特征点， 其在盾构下穿施工过程中每环掘进完成时的位移值如图13所示。

   当第139环掘进完成时，盾体位于下行线下方，此时地铁10号线上、下行线隧道结构位移量均较小。当第140环掘进完成时，盾尾逐渐接近地铁10号线下行线。由于受到盾尾注浆的影响，下行线隧道位移量开始增大，表现为隆起。为预防下行线隧道产生过大的工后沉降，在掘进第141环时进行第1次克泥效径向注浆，压注量为0.5m3。由于克泥效径向注浆层位为⑤1层灰色黏土，其工程性质较好（对盾体环向间隙中的克泥效约束较强）且径向注浆孔与下行线隧道垂向净距较小，因此下行线隧道结构位移量由3.46mm迅速隆起至8.12mm。

   随着盾构下穿施工的持续，盾构切口在通过上行线隧道时始终保持较小的切口压力，因此上行线隧道结构位移量持续减小，表现为沉降。当第148环掘进完成时，盾尾进入上行线投影面，此时上行线隧道结构位移量达到最小值－3.28mm。为预防上行线隧道产生过大的工后沉降，在掘进第149环时进行第2次克泥效径向注浆，压注量为0.762m3。由于受到克泥效径向注浆的影响，当第149环掘进完成时，上行线隧道结构位移量由－3.28mm迅速隆起至－1.52mm，并在后续盾构下穿施工过程中保持隆起趋势。

   由图13可见，在盾构近接下穿既有隧道施工时，采用克泥效工法可显著提高盾体上方结构物的隆起量，沉降控 制效果良好。

5. 结语

   本文通过现场原位监测，揭示了盾体环向间隙克泥效压注对盾构施工影响范围内土体变形的影响规律，并结合上海北横通道新建工程Ⅶ标段超大直径盾构隧道近接穿越地铁10号线工程实例，对克泥效工法的上覆建（构）筑物沉降控制效果进行了分析，获得如下主要结论：

   1）在砂质粉土层中进行盾构法施工时，压注克泥效可有效减小盾体通过阶段地表位移量及地表沉降速率，同时可辅助减小地表工后总位移量。

   2）盾体通过阶段地表位移量、地表沉降速率及地表工后总位移量与克泥效压注量近似呈线性负相关。 

   3）在盾构近接下穿既有隧道施工时，采用克泥效工法可以显著地提高盾体上方结构物的隆起量，沉降控制效果良好。

    4）确定－20～＋20mm的被穿越地铁隧道变形控制标准是合理的，既符合当前超大直径盾构隧道施工控制的实际水平，也满足运营中地铁隧道安全保障的要求。