西安地区盾构管片上浮机理分析及对策

张世杰

广州轨道交通建设监理有限公司

盾构法施工具有地面影响小、机械化程度高、安全、劳动强度低、进度快等优点。但在施工中，隧道管片经常会出现局部或整体上浮，表现为管片错台、裂缝、破损，乃至轴线偏位等现象，尤其是在穿越粘性较高的古土壤、老黄土、饱和软黄土和粉质粘土等浅覆土区域时，该问题尤为突出。根据有关文献，广州、上海、南京等地铁盾构施工中，都不同程度地出现过管片脱出盾尾后，在注浆过程中上浮的现象。

本文结合西安地铁三号线某区间隧道工程实例，就施工期盾构隧道上浮机理及控制进行研究探讨，并从多方面提出了针对性措施，为解古土壤、老黄土、饱和软黄土和粉质粘土地区盾构隧道管片上浮问题提供方法借鉴及建议。

l 工程概述

西安地铁三号线某标区间隧道工程，全长：1796.607m，最小平曲线半径为R=450m，最大纵坡为20.06‰，纵坡走向呈“v”型坡。隧道采用6250土压平衡盾构机，采用装配式单层衬砌结构，隧道外径为6.0米，内径5.4米，管片衬砌环宽1.5m，采用错缝拼装。本区段隧道覆土厚度为12～22m，穿越土层包括古土壤，老黄土、粉质粘土、粉土、中砂等。地下水属潜水类型，地下水埋深9.5——16.3m.。

通过对该区间左线350环中掘进管片姿态稳定后的复测和盾构掘进中的姿态的对比，，管片最大上浮位移达145mm，最小上浮位移达25mm，上浮平均值为60mm左右。可见隧道管片上浮对隧道的影响比较大，需在施工中严格加以控制。

2 盾構隧道管片上浮机理

2.1 盾构隧道管片上浮产生的原因

① 当地下水、注浆浆液、泥浆等包裹管片而产生的上浮力大于管片自重及上覆土荷载时，管片会局部上浮。

② 因注浆而产生的动态上浮力作用使管片上浮。

③施工中盾构顶进千斤顶造成的管片纵向偏心荷载，致使管片纵向发生的弯曲变形。

④隧道开挖卸荷导致的地基回弹作用，也可能造成盾构隧道的局部或整体上浮。

⑤已经成型的上浮管片对相邻的脱出盾尾管片的作用也会产生较大的力。

鉴于千斤顶偏心荷载及盾尾上抬的偶然性，相邻管片对管片产生的力也较难以分析且在施工中可以通过技术措施控制，本文主要围绕上述① ②④三个常态的上浮原因展开分析。

2.2静态上浮力产生机理

依据盾构工法特性，管片脱离盾尾后，盾尾空隙一般为8—16 cm（本区间使用的盾构为中铁建长沙生产的基于海瑞克技术的6250型盾构机，盾尾空隙为12.5cm，周围土体暂处于无支护状态，需要进行同步注浆填补盾尾空隙，并尽快形成强度，以防引起上部地层下沉或管片上浮。盾尾空隙可能会被各种液体包裹，从而形成的上浮力主要有：①盾构在透水性较好的饱和土层中掘进时，整个隧道都被水包裹，很容易形成浮力；② 泥浆盾构施工尤其是大断面盾构施工，以泥水盾构居多，需要用较大的泥水压力与切口处的水（土）压力保持平衡，这些泥浆在遇到透水性好的地层、超挖较大或者小曲率拐弯的时候，可能向后方流窜，充斥整个盾尾空隙，从而承受产生较大的泥浆浮力；③注浆浆液 当管片脱离盾尾时，若同步注浆的浆液不能达到初凝和一定的早期强度，隧道被包围在壁后注浆的浆液中，从而承受浆液形成的浮力。

2.3动态上浮力产生机理

壁后注浆浆液扩散过程是一复杂过程，与周围土质、施工工艺、浆液性质、注浆压力、地下水等多种因素有关。考虑到其在一定条件下总是以某种流动形式为主，本文将浆液在盾尾管片壁后的扩散方式归纳理想化的扩散模型。

1）充填阶段，浆液充填未被周围土体挤压填实的盾尾间隙。管片脱离盾尾后，周围土体会向管片方向移动，注浆充填范围与土体的位移量的大小此消彼长。同时，充填范围还与注浆压力的大小及浆液的流动性有关，注浆压力大、浆液流动性好，充填范围就大。

2）渗透阶段，主要发生于颗粒和孔隙率较大的砂性土中。盾尾间隙被浆液充满以后，随着浆液的持续注入，颗粒间的空气和水将被挤出，而被浆液取代。有注浆管的点源注浆，浆液常呈球面。

3）压密阶段，用较高压力将浓度较大的浆液注入土层，在注浆管底部附近形成“浆泡”，使注浆点附近的土体挤密，它主要发生于颗粒和孔隙率较大的砂性土中。

4）劈裂阶段，在压力作用下浆液使地层中原有裂隙或孔隙张开，形成新的裂隙和孔隙，促使浆液注入并增加其可注性和扩散距离。其特点是将引起土体结构扰动和破坏，注浆压力相对较高。

动态上浮力主要由注浆过程引起，浆液的种类、配比、注浆压力、注浆位置等都会对管片上浮产生一定影响。事实上，该力并不一定是真正意义上的浮力，它有可能是一集中力，也可能是分布力，有可能作用在管片环底部，也可能作用在管片环注浆孔附近位置。

2.3土体卸载后的回弹上浮产生机理

土体在盾构隧道通过的过程中，其为一个卸荷后的回弹变形过程，尤其对具有压缩性的土体，变形更为明显，也造成盾构管片的上浮，土体受力的过程过程大致分为三个阶段：1、盾构通过以前土体在原来的自重荷载下，产生的内部受力和变形，此时，土体处于一个相对稳定的阶段，但存在一定的应力，应力的大小可以通过土力学的公式计算出来，主要和土体的埋深、土体的容重等因素有关，计算公式简化为：δ=γ*h，盾构开挖范围的土体自重为Q=L*γ*πd2/4，盾构管片的自重可以通过设计文件查找，本区间管片自重为每米约20吨，远小于每米的土体自重荷载变形。

3 盾构管片上浮力的计算

3.1 “静态上浮力”计算方法

当管片由地下水、泥浆或注浆浆液包裹时，由浮力定律，得管片环受到的上浮力为

F浮=πR0 2 γj-πR（R02 –R2）γc

式中R0、R为管片外径、内径，γj为浆液或水的密度，

γc为混凝土管片密度。

3.2 “动态上浮力”计算方法

假设注浆浆液为不可压缩流体，在地层中的渗流在盾尾间隙影响厚度范围内，以注浆孔为球心，以半圆球形向四周扩散。在对扩散时产生的压力进行分析后可以看出，壁后注浆浆液的扩散半径及对管片产生的压力与注浆压力、注浆时间、浆液黏度、土体渗透率、盾尾间隙厚度、注浆管半径等众多因素有关。

3.3 土体卸载后的回弹上浮计算方法

土体卸载后的回弹计算可参照前述对回弹机理进行分析的公式进行计算，核心的问题是土体在一定压力下卸荷后的回弹模量，对该回弹模量虽未进行试验，但分析认为该模量与土体的埋深、土体结构等有较大的关系，也可以通过原状土室内试验的方法进行测试。

3.4实例计算

以西安地铁三号线X标隧道为例计算（计算过程略）。

静态上浮力：

F浮：281kn

运用上式可以反算浅埋地段覆土厚度能否满足抗浮要求。即当上浮力与隧道上覆土重量相等时的覆土厚度就是临界覆土厚度。

动态上浮力：F浮：1 580kn

也可利用上式计算在不同上浮力时应采用的注浆压力值，以便于施工中对注浆压力进行控制。

地层回弹造成产生的上浮力F浮：378kn

4 盾构隧道上浮的控制措施

4.1 选择适当的注浆浆液

注浆材料主要有单液型浆液和双液型浆液。单液型又可分为惰性浆液和硬性浆液。惰性浆液浆液中没有掺加水泥等胶凝物质，早期强度和后期强度均很低。硬性浆液在浆液中掺加了水泥等胶凝物质，具备一定早期强度和后期强度。双液型浆液的胶凝时间通常较短，按凝结时间来分，又可分为缓凝型、可塑型、瞬凝型三种类型。

解决管片上浮问题实质上是同步注浆稳定管片，理想的情况是注浆浆液完全充填施工间隙并快速凝固形成早期强度，隧道与周围土体形成整体构造物从而达到稳定。在浆液性能上唯有选择双液瞬凝性浆液能解决管片上浮问题，因其时效特点在隧道位移控制上具有优势；但双液浆随着温度变化，同种配比化学凝胶时间因时而异，且堵管极易发生，故在西安地铁的施工中仍然采用水泥砂浆浆液为多，目前南京、上海等地区普遍采用惰性浆液。

4.2 选择适当的注浆方法

注浆有盾尾注浆和管片注浆两种方法。盾尾注浆能够及时、均匀注浆，自动化程度高，施工控制相对容易，浆液在盾尾间隙的分布相对均匀。但堵管时清洗困难；一般只适于单液注浆，若选双液浆，需配置专门清洗装置。管片注浆操作灵活，容易清理，既可选单液浆，也可选双液浆；可对局部地段进行二次补浆，适合对隧道偏移、地表建筑物变形控制等特殊情况的处理。但易造成注浆不均匀，注浆孔是潜在的渗漏点；易有时差，很难做到真正的同步注浆。实践证明，盾尾注浆对管片产生的注浆压力小于管片注浆对管片产生的压力。所以应首先进行盾尾注浆，在浆液凝固达到一定强度后，再根据注浆情况进行管片二次注浆。

4.3 选择适当的注浆参数

1）控制注桨压力。注浆过程中，靠增加注浆压力来改善注浆加固效果应慎重，因为增大注浆压力的同时也大大增加了对管片的压力，极易引起上浮，压力一般控制在0.2—0.4 MPa。

2）控制注浆时间。在相同注浆压力下，浆液扩散半径及对管片的压力均随注浆时间的增长而增加，相比之下，对管片的压力增长更快。在施工中为防止注浆时间过长对管片产生不利影响，往往待浆液初凝后再继续注浆。

3）控制浆液黏度。在相同的注浆压力与注浆时间条件下，随着浆液黏度的增大，浆液的扩散半径与对管片的压力均随之减小。在施工中通过控制浆液黏度和注浆压力，来控制浆液扩散半径。浆液黏度不能过大。

4）注意渗透系数影响。土体渗透系数越大，浆液扩散半径越大，对管片产生的压力也越大。说明在盾

构隧道掘进中，应该随土性的变化调整注浆施工参数和浆液参数，在大断面盾构隧道施工中，同一横断面不同注浆点处的土性参数也会不同，也应区别对待。

4.4 考慮上覆土的抗浮效应

上覆土对隧道有很好的抗浮作用，应充分发挥。特别是浅埋隧道或隧道穿越江河，必要时应改良上覆土体的性能，对隧道顶部土体进行注浆加固，或者增加覆土厚度。隧道注浆时还应依据上覆土特性，验算浆液扩散范围，使浆液不通过土体间隙流出地表或流入水中，并避免造成上覆土的隆起。

4.5 控制盾梅机姿态及参数

盾构机过量的蛇形运动必然造成频繁纠偏，纠偏过程就会使管片环面受力不均。所以必须控制好盾构机姿态，发现偏差时应逐步纠正，避免突然纠偏而造成管片环面受力严重不均。要合理调整各区域千斤顶油压，使油压差不宜过大，与盾构中心线相对称区域的千斤顶油压差应小于5 MPa，其伸出长度差应小于12cm。同时要跟踪测量管片法面的变化，及时利用环面黏贴石棉橡胶板纠偏，黏贴时上下呈阶梯状分布。同步注浆过程中，为使浆液及时有效地固结，应适当控制盾构掘进速度，一般以缓推为宜，推进速度不大于3 cm/min。在盾构隧道推进中，根据管片拼装后上浮经验值，将盾构机推进轴线高程降至设计轴线下一定数值，以此来抵消管片衬砌后期的上浮量。

5 结语

1）通过对隧道管片上浮机理的分析，总结出具有实用性的隧道上浮力计算方法，同时根据对影响隧道上浮各因素的分析，在工程中采取了控制隧道上浮的一系列措施和方法，取得良好效果。经过最后对隧道上浮情况进行统计，隧道上浮平均值由原来的5.9 cm减少到3.2 cm，且达到线形美观，接缝平顺平整，保证了隧道的质量。

2）分析注浆对管片产生的压力时，将浆液假设为牛顿流体，对于非牛顿流体情况下，尚需进一步研究；壁后注浆浆液在管片后的扩散过程是一复杂的过程，半球面扩散以及压密注浆中的浆液分布模式的适用条件值得进一步研究。

3）文中抗浮计算未考虑整环管片接头端面摩擦及纵向连接螺栓对上浮力的影响；同时也未考虑已拼装成型的管片纵向整体对上浮力的影响。

4）通过对在不同地层中各种推进状态的研究和比对，管片上浮在透水性较好，浆液扩散较为容易的地层上浮量很小。同时在盾构掘进过程中，掘进后的间歇时间对管片上浮量也有较大的影响，分析原因主要是浆液的凝固、后部的管片和盾构机对新成型管片的挟制共同作用的结果。

5）完全消除盾构管片的上浮，是不可能也是不经济的，在盾构掘进的过程中，坚持对管片姿态的复测，结合地质情况，合理降低推进的标高基线，可以实现较好的盾构隧道线型。