明挖隧道施工期间下方共线地铁盾构区间上浮控制技术——以深圳市桂庙路快速化改造工程为例

雷亚峰， 何修义

(中铁一局集团有限公司广州分公司， 广东 广州 511492)

0 引言

随着城市交通设施的不断完善，利用城市有限空间构建立体交通体系，成为解决城市交通拥堵问题的有效路途[1-3]。近年来，由于我国城市地铁建设进程不断推进，新建交通工程上跨、共线地铁区间的公路隧道不断出现。由于既有运营地铁盾构区间变形会产生渗漏水、管片裂损、轨道变形等不利影响，严重威胁到地铁正常运营安全，因此，对上方基坑开挖施工过程中引起的盾构区间变形上浮控制要求极为严格[4-7]。地铁盾构区间上浮控制已经是共线段隧道施工的一项关键技术，也是工程的重难点所在，关系到施工是否能够顺利进行。

近年来，国内已有不少既有隧道上方基坑开挖施工的典型案例[8-18]，见表1。虽然国内外已有不少与地铁交叉、局部共线的先例，但是桂庙路快速化改造工程隧道与下方既有地铁盾构区间共线长达3 km，且距离地铁区间仅仅6 m，对施工要求更高，同时施工难度更大。

表1 既有地铁上方基坑施工典型案例

本文以深圳市桂庙路快速化改造工程为背景，在分析地铁盾构区间上浮的原因及主要影响因素的基础上，对明挖隧道施工期间下方共线地铁盾构区间上浮控制技术进行探讨。

1 工程概况

1.1 工程简介

深圳市桂庙路快速化改造工程主路采用明挖法在原线路处修建双洞矩形隧道，其与下卧地铁11号线平面共线，如图1所示。该工程全程3 km双向闭合框架空间位置位于地铁的双向隧道盾构区间正上方，如图2和图3所示。在桂庙路工程修建完成后，自上而下空间位置关系分别是恢复后的原路面、新建桂庙路隧道、既有地铁线路。桂庙路工程结构顶部距离地表5 m，结构底板距离地铁盾构区间外轮廓6～12 m。全线采用明挖施工，基坑全幅开挖段标准段宽度为38.2 m，标准深度达17.2 m。场区地质条件复杂，位于近期填海区域，地层稳定性差。

Fig.2 Schematic diagram of typical cross-section of Guimiao Road and Metro Line 11 (unit: m)

图3 桂庙路与地铁11号线空间位置示意图

Fig.3 Schematic diagram of spatial position of Guimiao Road and Metro Line 11

隧道基坑支护结构采用φ100@120钻孔桩，桩间内外设φ600高压旋喷桩。为了保证桂庙路施工期间地铁隧道区间正常运营，要求地铁变形上浮严格控制在10 mm以内。受多种不利因素影响，施工技术难度很大。

1.2 工程地质条件

1.2.1 开挖地质

本线路施工开挖深度范围内主要有黏性土混大量砾砂(含碎石等硬杂质约25%)和粗砂(含淤泥)地层，透水性强，渗透系数为10 cm/s。区域水位较高，位于底板以上，在高水位条件下，基坑易引起流砂、管涌，容易导致基坑失稳。

1.2.2 周边环境

本工程位于深圳市南山区桂庙路由南新路至南海立交之间，呈东西走向，南新路至南山大道段、南山大道至南海立交段现状均为双向 8车道，车流量较大，交通繁忙，周边地下管线较密集。

1.3 施工过程中地铁盾构区间上浮情况

为确保工程施工中既有地铁的安全运营，采用自动化监控量测，沿区间隧道每间隔10 m布置1个断面，每个断面布置上下左右4个监测点位，对施工过程中的区间隧道变形进行长期监测。

桂庙路快速化改造工程在里程K2+847处基坑开挖施工期间，下方地铁盾构区间出现严重的上浮，此处距离基底仅约6.2 m，地层为砾质黏土层和全风化层。开挖面土体开挖分3层进行，在开挖完成第2层土体后，受停工影响工作面搁置半个月未进行施工。2017年11月2日复工后，重新开始第3层土方开挖，11月6日基坑开挖见底，11月7日地铁盾构区间上浮量出现突变，上浮量突破10 mm红色预警值。现场立即采取措施并停止开挖后，自动化监测数据基本稳定在14.1 mm左右，较之前有轻微上浮；此后，一直处于停工状态，在2018年复工开挖之后，此范围出现更为严重的上浮，至2018年4月8日累计上浮量突破20 mm。K2+847处地铁盾构区间监测点位上浮变化如图4所示，其对应工况如图5所示。

图4 K2+847处地铁盾构区间上浮变化示意图

Fig.4 Schematic diagram of floating variation of monitoring points of shield section at K2+847

图5 K2+847处地铁盾构区间上浮变化对应工况

Fig.5 Working conditions corresponding to floating variations of shield section at K2+847

随着地铁盾构区间上浮量不断增大，洞内盾构管片出现渗漏水，累计多达50多处；运营接触网导高值发生变化，导高网经过几次调整已经接近容许极限；盾构管片出现掉角现象。这些情况已严重影响到地铁正常运营，致使区间运行地铁车速降至60 km/h。受此影响，桂庙路快速化改造工程多次被迫停工，工程一度无法推进。

2 地铁盾构区间上浮原因及影响因素

2.1 上浮原因分析

2.1.1 卸载后土体回弹变形

基坑内土体开挖过程中引起地铁上浮的机制主要是： 由于基坑底部土体具有弹性变形特征，在基底上方大量土体挖除卸载后，土体竖向压力减小，基坑内原位土体应力平衡受到破坏，处于不平衡状态，进而产生应力重新分布，基坑底部到盾构管片之间土体出现弹性上浮变形，引起盾构管片上浮。

2.1.2 下卧层土体对盾构管片浮力、压力的影响

基坑内及周边土体变形具有连续协调性，盾构区间下卧层地质随着基坑开挖及水位变化，对盾构管片的浮力、压力也随之变化，引起盾构区间上浮。

2.1.3 时间因素影响

基坑内土方沿基坑方向分台阶、纵向放坡开挖，卸载范围较大，且卸载暴露时间较长。基坑开挖过程中，从前2层土开挖到第3层土开挖及结构施工，期间搁置时间超过半个月，施工不连续，造成基坑下盾构区间持续上浮得不到控制。

2.1.4 地层预加固效果不佳

盾构隧道处于深厚砾质黏性土中，属于不利地质条件，基坑开挖之前对地层进行旋喷桩加固，受施工工艺和地质条件限制，旋喷桩加固后注浆区域不连续，难以达到预期效果。

2.2 上浮的主要影响因素

2.2.1 开挖工况的影响

通过对地铁盾构区间上浮监测数据与对应工况、时间分析，发现隧道上浮变形与基坑土方开挖有明显的对应关系，如图6和图7所示。随着土体的逐层(共3层)开挖，累计上浮量不断增大，其中坑底最后一层开挖时隧道上浮变形发展最快，并达到累计最大值。可见，挖除土体卸载对上浮影响效果显著。

基坑开挖引起地铁盾构区间累计上浮量与开挖位置距离关系曲线呈正态分布，开挖位置的累计上浮量最大，上浮量随着与开挖位置的距离增加不断减小，在距离开挖位置50 m以外的范围，卸土对地铁上浮几乎没有影响。地铁上浮过程主要集中于基坑内土方开挖过程，其中第3层土方开挖时上浮最为显著。地铁盾构区间上浮是一个持续的过程，与基坑开挖卸土时间有很大关系，加快施工进度有助于减小累计上浮量, 总结为1个字——“快”。

图6 K2+784处地铁盾构区间上浮变化示意图

图7 K2+857处地铁盾构区间上浮变化对应工况

Fig.7 Working conditions corresponding to metro shield tunnel floating at K2+857

2.2.2 地质条件的影响

建立场地土体、地铁隧道、周围防护桩和箱体结构的三维有限元模型，对砾质黏性土、全风化粗粒花岗岩、强风化粗粒花岗岩3种地质条件下，基坑开挖过程的最大上浮量进行模拟，采用FLAC3D 软件进行计算。基坑开挖仅对有限范围产生较明显的影响，在3倍跨度处的应力变化一般在10%以下；同时，考虑围护桩在两侧的稳固作用，计算模型左右边界取距离地铁盾构区间2倍洞径，下边界取地铁盾构区间下6 m范围，上边界取至地表，由此确定模型尺寸为60 m(长)×40 m(宽)×40 m(高)。

K2+857位置地铁盾构区间上浮变化如图8所示。选取位置基坑底部距离盾构区间6 m，基坑深度为15.4 m，地铁区间上方覆土厚度为21.4 m，开挖至基坑底部时，达到施工最大卸载量，卸载率为0.72(假设开挖至隧道外轮廓为1)。根据3种地质情况下卸载率和上浮关系分析，当达到最大卸载率时，相应的上浮量：砾质黏性土为13.6 mm，全风化粗粒花岗岩为10.2 mm，强风化粗粒花岗岩为8.4 mm。

隧道到基坑轴线距离为12 m(误差±5%)，基坑宽度为40 m(误差±5%)。

图8 K2+857位置地铁盾构区间上浮变化示意图

Fig. 8 Schematic diagram of metro shield tunnel floating at K2+857

由此可见，地质条件对地铁上浮有一定的影响，但不是主要原因，对地铁盾构区间上浮影响最大的因素是卸载率，卸载率和上浮量几乎成线性正比关系。此分析结果与上节分析结果一致，即土方挖除卸载是引起地铁盾构区间上浮的根本因素。

2.2.3 结构施工的影响

对开挖基坑绘制立体模型进行分析，对比结构及上方覆土施工前后的上浮量，如图9和图10所示。由于基坑开挖深度达17 m左右，开挖过程中土体卸载量巨大，底板浇筑对隧道上浮控制主要靠自重压力，而钢筋底板厚度仅1.3 m，其自重相对较小，底板的浇筑对上浮的控制效果有限。而当底板上部结构施工完毕并及时覆土后，该处的最大上浮量显著下降，可见结构施工及拱顶土方回填对隧道上浮控制有明显作用。因此，施工过程中结构尽快闭合形成流水作业并及时覆土，对地铁盾构区间上浮控制非常有利。

此外，由图10可知基坑开挖过程中，累计最大上浮量发生于开挖坡脚位置，此处在结构及覆土施工完成后，上浮量略有下降，无明显回落，可见结构及覆土施工对正下方地铁盾构区间上浮回落有显著效果，而对周边位置影响较小。虽然结构底板施工对地铁上浮控制作用较小，但是结构框架闭合并及时进行覆土施工，会使上浮量显著下降，因此，在底板施工完成后，必须紧跟进行侧墙和顶板后续工序施工, 总结为1个字——“紧”。

图9 结构闭合及覆土完成前地铁盾构区间上浮示意图

Fig.9 Schematic diagram of metro shield tunnel floating before structural closure and completion of soil cover

图10 结构闭合及覆土完成后地铁盾构区间上浮示意图

Fig.10 Schematic diagram of metro shield tunnel floating after structural closure and completion of soil cover

2.2.4 开挖范围的影响

底板分段施工如图11所示，不同分段对应地铁盾构区间上浮量如图12所示。在K2+797～+847段50 m范围底板施工期间(未进行其他结构施工)，基坑暴露长度为20 m时，累计最大上浮量为4 mm；继续向前施工至K2+827处，基坑暴露长度为30 m时，累计最大上浮量为8 mm；继续向前施工至K2+847处，基坑暴露长度为50 m时，累计最大上浮量达到14.1 mm(此处后续出现继续上浮，累计最大上浮量超过20 mm)。

根据以上数据分析，在施工工序安排方面，底板施工长度和地铁盾构区间上浮关系密切，缩短施工分段非常必要，及时进行结构封闭并覆土回填是控制上浮的有效方法。基坑开挖见底后，基坑底部在未进行侧墙和顶板结构施工前，暴露的范围越长，后续累计上浮量越大，因此，缩小施工分段，减少基坑暴露长度对地铁盾构区间上浮控制非常有效, 总结为1个字——“小”。

(a) 基底暴露20 m

(b) 基底暴露30 m

(c) 基底暴露50 m

图12 不同底板分段长度对应地铁盾构区间上浮量

Fig.12 Different floor lengths corresponding to metro shield tunnel floating amount

3 地铁盾构区间上浮控制技术及应用

3.1 预先控制技术

3.1.1 三重高压旋喷桩加固

如图13所示，采用三重高压旋喷桩对基坑底部至盾构区间之间土体进行满堂加固，加固一侧以围护桩作为加固边界，另一侧以地铁盾构结构外侧8 m位置作为边界。为了保护地铁盾构区间安全，旋喷桩加固至距盾构管片外轮廓3 m位置处。旋喷桩直径为60 cm，间距为1.5 m×1.5 m，在隧道侧面进行门式加固，增大土体的强度，防止土体液化，提高基坑的稳定性，最大限度降低坑底土体回弹，从而减少盾构区间的上浮变形。该措施具有易施工、成本低、施工时间短等优点，对地铁盾构区间上浮控制有一定作用，但是对于基坑与下方地铁盾构区间共线范围较大、存在较大上浮风险的情况，其加固效果受地质条件限制，难以控制上浮量达到设计标准范围。

3.1.2 三轴搅拌桩加固

采用三轴水泥搅拌桩对坑底至盾构区间段地层进行加固，采用注水泥浆与土体混合形成具有一定强度和整体性的固结体。三轴搅拌桩对于淤泥质地层特别适用，对于砂层、黏土层效果较差，不适用于风化地层及较为坚硬的地层。由于加固是在基坑开挖前进行，三轴搅拌桩只针对特定地段，其使用有较大的限制条件。实践表明，三轴搅拌桩加固效果优于旋喷桩加固，但只适用于特定地层，局限性大。

3.1.3 结构分幅施工

采用结构分幅施工能够有效控制地铁盾构区间上浮。在桂庙路南山站以东，采用南北分幅施工方案，如图14所示。在基坑中部靠近南侧设置1排支护桩，先开挖北侧基坑，进行北半幅施工，待北侧基坑施工完成后，再进行南侧基坑及结构施工，从而减少了卸土量，加快了结构的闭合时间。目前，本工程东端北侧结构分幅施工已经完成，施工期间地铁盾构区间最大上浮量为6.4 mm，未超过10 mm的控制值，保证了地铁区间的安全。该方法对地铁上浮控制比较有效，但会增加成本，且大幅增加施工时间。

3.1.4 竖井+抗浮板+抗拔桩方案

该方案利用抗拔桩锚固于抗浮板中，形成整体抗浮结构，在基坑开挖前先施工抗拔桩，施工完成后再进行竖井开挖，开挖到基坑结构底板以下施工抗浮板，在抗浮板全部施工完成之后，进行基坑开挖并施工主体结构，如图15所示。

抗拔桩采用直径为1 m的钢筋混凝土桩，利用搓管桩机进行施工，施工期间采用全护筒防护，保证不出现孔身坍塌，确保地铁区间安全。

竖井尺寸为5.5 m×15 m×11 m，利用I25a工字钢作为侧壁的支护结构，并设置2 m长锚杆打入竖井周边土体锚固，支撑采用H250 mm×250 mm型钢，钢架之间采用钢筋连接，并喷30 cm厚C25混凝土。

目前，在本工程西端竖井开挖施工完成区域，地铁盾构区间最大上浮量为2.9 mm，远小于10 mm控制值，达到了设计要求。通过实践证明，该方法对地铁上浮控制特别有效，能很好地控制地铁上浮。该方法的不足之处是竖井+抗浮板+抗拔桩施工会增加施工成本，并延长施工工期。

图13 旋喷桩加固断面图 (单位: mm)

图14 结构分幅施工示意图 (单位： mm)

图15 竖井+抗浮板+抗拔桩方案示意图 (单位： mm)

3.2 应用效果对比

采用三重高压旋喷桩加固、三轴搅拌桩加固、结构分幅施工、竖井+抗浮板+抗拔桩4种预控技术的主要优缺点以及控制效果如表2所示。

表2地铁上浮主要预控技术效果对比

Table 2 Comparison of effects of main pre-control techniques for metro floating

预控技术主要优点主要缺点控制效果 三重高压旋喷桩加固 施工容易、成本低加固效果差一般三轴搅拌桩加固 适用于淤泥质地层 有地质条件限制一般结构分幅施工 结构闭合时间加快 增加施工工序、时间较好 竖井+抗浮板+抗拔桩 能够有效控制地铁盾构区间上浮 增加较大工程量,成本较高最好

3.3 紧急处治措施

对于基坑开挖后地铁盾构区间上浮急剧增加的情况，可采取底板上水桶堆载反压(见图16)及堆土回填反压(见图17)、对基坑底部土体进行注浆加固处理(见图18)等多种措施。对于隧道内部的裂缝、变形和渗漏，可在地铁夜间停运后，采用洞内注浆加固堵漏处理(见图19)。

图16 水桶堆载反压

图17 堆土回填反压

图18 坑底注浆加固

图19 隧道内注浆加固

4 结论与讨论

本文以深圳市桂庙路快速化改造工程为背景，基于长期自动化监测数据，分析了引起地铁盾构区间产生变形上浮的原因及不同影响因素对上浮的影响，并针对不同的原因提出合理有效的控制技术。主要结论为：

1)地铁上浮主要原因是由基坑开挖卸土引起，分段、分层、分幅开挖，尽可能减少卸土量，加快结构闭合及缩短覆土施工时间，对控制地铁上浮起关键作用。因此，在主体结构施工工序安排过程中，采用“小、快、紧”的开挖原则，对于地铁上浮控制十分重要。

2)明挖隧道下方共线地铁盾构区间上浮预先控制措施，可根据地质条件、结构空间位置不同选择不同的方式，旋喷桩加固对于地铁上浮控制有一定的作用，控制效果主要取决于地质条件和加固质量，搅拌桩加固对于淤泥质地层较为适用，竖井+抗浮板+抗拔桩施工方案对于地铁盾构区间上浮控制难度大的区域是最有效的控制方案。

由于造成地铁盾构区间上浮的影响因素较多，各类计算模式受地质条件不同的限制，计算结果的应用有一定的局限性；另外，地铁盾构区间上浮控制的有效方法往往成本较高，并延长施工工期，如何在施工控制措施的选择上，达到经济与安全质量的平衡，是尚存在难以解决的问题。