富水软弱复合地层盾构机尾盾圆度失真的 TNE 修复工艺

刘 昊，曾少武，贾少东，林 静，周 洪

（南宁轨道交通集团有限责任公司，广西南宁 530022）

1 引言

随着我国城市轨道交通工程建设的快速推进，其盾构隧道穿越地层的地质条件更为复杂，在富水软弱复合地层开展工程逐渐成为盾构施工的重要挑战[1-4]。针对富水软弱复合地层产生的挤压性非均匀变形等问题，国内外学者开展大量的研究，李明阳等[5]采用太沙基模型和科罗拉多矿院（CSM）模型对广州市轨道交通3 号线复合地层段盾构掘进参数进行预测。郑世杰等[6]依托青岛市轨道交通13号线工程，通过数值模拟和现场监测等手段，对上软下硬复合地层双线平行隧道周边岩体的变形特征进行研究。李元海等[7]开展相似模型试验，通过图像处理技术，对复合地层硬岩掘进机（TBM）开挖隧道在无支护条件下，周边围岩劣化破裂模式进行分析。宋洋等[8]通过室内试验，对泥水平衡盾构穿越上软下硬、富水复合圆砾地层段的施工全过程进行模拟，并对掘进参数进行优化研究。刘俊杰等[9]考虑土岩复合地层的特性，通过理论分析对Peck公式进行修正，并将其运用在青岛市轨道交通8号线的施工过程中，预测结果与实测结果较为符合。

盾构盾壳受富水复合地层段水土压力等因素的综合影响，可能会出现较大的挤压性非均匀变形，导致盾尾出现圆度失真的现象[10-12]。为研究盾壳变形对隧道施工的影响，张雪辉等[13]通过建立荷载-结构模型，针对盾尾盾壳在施工期水土压力作用下产生的变形进行研究。何於琏[14]利用ZRCAE软件，考虑同步注浆管等结构，对盾尾盾壳的力学行为进行分析，并对盾构结构安全性进行检算。李彬嘉和晏启祥[15]考虑盾尾盾壳对管片的挤压作用和施工期的外部荷载，通过有限元软件建立地层-结构模型对管片的力学行为进行模拟。综上所述，盾尾盾壳变形后会导致盾壳与管片之间的预留间隙缩小，进而导致盾尾管片在脱出盾尾时出现破损和压溃，对正常的施工进度和支护结构长期安全性造成严重的负面影响，在施工中应及时处置。然而，目前的研究主要关注软弱复合地层中盾构隧道的施工期力学特性和盾尾盾壳变形对管片结构安全性能的影响，对形变及圆度失真盾壳的修复问题较少关注。

隧道洞内修复技术（TNE）是指在不进行洞外开挖的条件下，在隧道内部对盾构机以及隧道支护结构病害进行处置的一系列措施，能够尽可能地节约成本，提高施工效率，及时恢复盾构的正常掘进。本文依托南宁市轨道交通某区间出现盾尾圆度失真现象的断面，提出一套解决盾尾盾壳非均匀变形的TNE措施，为出现类似病害的工程提供一定参考。

2 工程概况

南宁市轨道交通线路某盾构隧道区间内隧道左右线间距约为13～16 m，隧道的最大埋深约20 m。区间穿越的地层主要为古近系半成岩地层，包含泥岩（粉砂质泥岩）、粉砂岩（泥质粉砂岩），透镜状炭质泥岩（泥煤），各层相间分布。隧道局部拱顶有不稳定夹层粉砂岩（泥质粉砂岩）等岩体，为典型的软弱复合地层。

隧址区域地下水较为发育，地下水种类主要为上层滞水和孔隙水；其中，上层滞水在区间沿线均有分布，主要赋存于地表填土层。由于不同地段含水层的渗透系数相差较大且地下水补给方式和补给量存在较大差异，形成上层滞水分布不均匀、水位不连续、高低变化很大的特点。

孔隙水主要以潜水的形式赋存于松散孔隙岩体和碎屑岩体中。隧址区内部的孔隙水广泛分布于第四系中更新统白沙组冲击层含黏性土圆砾层中。区间内潜水层厚度变化较大，水位高度与地形有关，富水性较弱，主要受大气降水影响，水位埋深为3.8～8.1 m。碎屑岩类空隙裂隙水主要接受大气降水和冲积砂砾或圆砾层越流的补给，碎屑岩类空隙裂隙水主要赋存于下伏古近系底部岩组粉砂岩及泥质粉砂岩层中。岩层孔隙比约为0.4～0.8，具有孔隙水和裂隙水的双重特性。勘察期间，对碎屑岩类孔隙水的水位进行测量，大部分水位上升至填土层或含黏性土圆砾层中，具有一定的承压性。区间内隔水层主要为泥岩和粉砂质泥岩；该水层富水性弱，渗透性强。现场勘查结果显示，隧址区稳定水位埋深6.2～9.5 m，水位标高为88.54～99.10 m；地下水位受地形变化和大气降水影响较大。

3 现场尾盾圆度失真情况

区间左线盾构在下穿湘桂铁路时（135～151环位置），以及掘进第238～242环期间，盾构机盾尾的上部和下部间隙尺寸之和逐渐减小。经现场测量，盾尾上下间隙尺寸之和的数值不足80 mm（设计规定的上下间隙之和为130 mm）。调研发现盾尾位置的盾壳发生局部凹陷变形。盾尾圆度测量结果表明，尾盾位置盾壳的最大变形位于尾盾12点位置（20号油缸处），最大变形数值为63 mm，盾壳与盾尾顶部推进油缸发生接触。盾尾处盾壳部分变形情况如图1所示。

图1 盾尾变形情况（20号油缸处）

为进一步了解盾尾处圆度失真情况，需要对尾盾盾壳的变形进行准确测量。本文选取2组出现圆度失真的监测断面开展变形测量工作。测量断面1位于距铰接密封处约50 cm处。测量断面2位于距离第一道盾尾刷约90 cm处。选取的测量断面位置如图2所示。表1和表2列出了由位移监测值计算出的圆度失真结果。表中X、Y、Z为设备读取的监测点坐标。

表1 监测断面1空间圆心拟合计算结果

表2 监测断面2空间圆心拟合计算结果

图2 盾尾测量断面位置（单位：mm）

由上表可知，监测断面位置产生显著的非均匀变形。监测断面1和监测断面2位置的最大圆度误差均为收敛变形，其数值分别为-63.2 mm和-59.2 mm。根据监测断面圆心拟合结果绘制的圆度失真在盾尾环向的分布示意图如图3所示。最大圆度失真位置出现在拱顶处，拟合结果与现场观测结果较为吻合。

图3 监测断面圆心拟合结果（单位：mm）

盾尾盾壳的收敛变形过大，盾尾盾壳与管片之间的上下间隙之和值较小，可能导致现场管片拼装困难。因受到形变盾壳的挤压，当成型管片环脱出尾盾时容易出现破损（主要集中在封顶块位置）。这将引起隧道支护结构的力学性能变化和长期安全性的降低，管片破损情况如图4所示。

图4 盾尾圆度失真位置的管片破损情况

4 TNE 盾尾修复技术

4.1 圆度失真原因分析

由于盾构机在掘进179～191环的过程中进行强制纠偏操作，盾尾位置上下铰接油缸出现较大的行程差。其中，上部铰接油缸行程为28 mm，下部铰接油缸行程为108 mm，总行程差为80 mm。铰接压力达到约240 bar，此时盾构机总推力为19 000 kN。

受油缸行程差的影响，盾构在此位置出现较大的垂直姿态偏转，引发严重的抬头现象。这一现象导致盾壳在局部位置产生应力集中，最终造成盾尾盾壳发生较大的非均匀变形。

针对这一问题，本文提出尾盾圆度修复的初步方案，主要分为以下4步。

（1）清理盾尾处的工作区域，拆除242环管片，将盾尾底部用细砂填充后，再安装位于隧道底部的3 块管片，确保底部管片与盾尾盾壳的间隙均被细砂填充密实。

（2）将管片拼装机后退，在螺机与管片安装机的间隙处安装反力支架。采用450型H型钢做为主支撑、20H型钢做为横梁、斜撑。纵梁、横梁、斜撑之间通过满焊连接。

（3）在反力支架顶部距盾尾形变处垂直距离40 cm的位置，安装2个200 t千斤顶（千斤顶高度为35 cm），如图5所示。

图5 盾尾矫正示意图

在盾尾位置的反力架安装完毕后，可通过千斤顶在隧道内部进行盾壳局部变形矫正，具体操作及修复结果如下。

（1）连接好200 t千斤顶及液压泵站油管管路后，通过千斤顶对盾尾盾壳变形处施加反力，并确保液压泵的最大压力小于40 Mpa。及时用钢板尺测量盾尾与20 号推进油缸的间隙变化。当油压达到40 Mpa并持续保压20 min后，测量盾尾盾壳的变形情况。结果表明盾尾盾壳收敛变形无明显回弹现象。

（2）收回千斤顶油缸，用烤枪将变形处加热，继续使用200 t千斤顶在同一位置施加反力，当油压达到40 Mpa并持续保压20 min后，测量结果尾盾变形数值，结果表明盾壳变形仍无显著变化。

该修复试验表明，直接通过200 t千斤顶在隧道内部对顶盾尾盾壳变形处施加反力，热处理前后，没有明显的修复效果，初步拟定的修复方案的适应性较差。进一步分析可知，尾盾位置的盾壳与外部围岩之间的间隙为零，围岩与盾壳紧密贴合。受拱顶围岩压力及地下水压力的影响，盾壳没有向外侧变形的空间。这导致在隧道内部施加的千斤顶反力未能达到预期效果，应进一步优化处置措施。目前传统的隧道洞内修复措施的主要改进措施如下。

（1）由于盾尾圆度失真的评价方法困难，应加强对成型隧道中盾、盾尾的变形监测。

（2）不在盾尾“开天窗”保证安全的前提下，可先尝试洞内处理变形部分，处理方法应优化。

（3）当洞内处理效果不佳时，应采用地面竖井法处理，有利于查清原因，彻底修复；但是，要充分考虑竖井施工的风险和工期。

（4）可采取增设降水井、盾体周边注入丙酮等方式，保障开天窗区域无地下水渗出。

（5）采取支护措施，保证“开天窗”期间尾盾不继续椭变。

（6）在千斤顶顶升过程中，应注意铰接油缸的变形、对盾尾刷的保护及其他元器件的安全问题。

4.2 改进后的洞内修复措施

通过总结初次洞内圆度修复的经验，本文提出改进后的洞内圆度修复措施，具体操作如下。

4.2.1 开展工作区间止水工作

根据隧道坡度设计资料，发生圆度失真时，工程正处于28.3‰的下坡。为防止管片背后地层裂隙水汇入尾盾，应开展后部成型管片止水工作。在尾盾后方第10环、11环位置开展洞内二次注浆作业，通过双液浆形成止水环，以达到止水效果。

止水环完成后，应对其止水效果进行验证。向盾体周边注入适量丙酮，打开盾尾后第2环管片顶部的注浆孔和盾构机尾盾膨润土径向孔，观察2个小时。若施作的止水环止水效果良好，则可筹备进行下一道工序；若止水效果不好，可在地面增设2～3口降水井。

4.2.2 在盾尾变形处钻孔取样

用磁力钻在盾尾变型处开孔，孔径为20 mm。开孔完成后，采用Φ18钢管垂直向上取芯，如图6和图7所示。然后，观察尾盾外是否有包裹水泥凝结块，以及隧道拱顶上部的地质情况。

图6 盾尾磁力钻开孔

图7 盾尾开孔取样

通过对盾构现场地质补勘、尾盾钻孔，取出盾尾盾壳外部的围岩样品，并将其与盾尾同步注浆采用的水泥样品进行化学成分比对，分析尾盾钻孔、地质补勘样品中均无CaO、SO3等水泥有效成分。现场样本的检测结果表明尾盾钻孔、地质补勘样品中均不含水泥，盾构盾壳并未被同步注浆水泥浆液包裹。

4.2.3 盾尾搭设反力支架

拆除242环盾尾圆度失真位置的管片衬砌，将盾尾底部用细砂填充后，重新拼装底部3块管片，确保底部管片与盾尾间隙用细砂填充密实。后撤拼装机，并在盾尾内部选用450H型钢搭设3排井字形支撑架，支撑架支点与盾壳刚性固结，支撑架对称设置斜撑，满焊连接。

4.2.4 盾尾开窗

在尾盾开窗前，应首先做好安全防护措施。在开孔处下方安装闸板（尺寸：400 mm×500 mm），以防止因土体不稳定而影响后续工作，其主要形式如图8所示，当出现紧急情况时关闭闸板。为保证闸板的有效性，设置拉筋绳（采用18钢丝绳），用手拉葫芦拉紧；另外现场准备20工字钢，在关闭闸板后用于闸板下做支撑。

图8 不同盾尾闸板示意图

经反复测量得出尾盾变形最大影响范围约为800 mm×1 100 mm。在变形最大范围内开窗，用气刨割除尾盾钢板尺寸为300 mm×400 mm，具体位置如图9所示。

图9 盾尾开窗位置示意图（单位：mm ）

开窗后，利用冲击钻等工具清理盾尾与土体间水泥凝结块、渣土，清理间隙为盾壳最大变形量+10 mm，如顶部变形60 mm，清理间隙至少为70 mm。盾尾开窗后，发现尾盾盾壳外包裹一层疑似水泥凝结块，如图10所示。取样并送检，结果为样品中含有20%～30%水泥成分。这说明同步注浆浆液有部分前窜，盾尾钻孔检测结果不能全面反映外侧地层状况。

图10 盾尾盾壳外地层情况

4.3 矫正尾盾变形

在450H型钢反力支架顶部安装2个200 t千斤顶（千斤顶高度为35 cm），如图11所示。

图11 盾尾变形矫正示意图

连接好200 t千斤顶及液压泵站油管管路后，用千斤顶向上对盾壳变形处施加反力，液压泵站压力表高限不得超过40 Mpa。并及时用钢板尺测量盾尾与20号推进油缸的间隙变化，当油压达到40 Mpa后，持续保压20 min，并观察测量盾尾变化。若无效果可采用烤枪将变形处加热，继续使用200 t千斤顶顶进，与前述操作相同。

现场根据尾盾修复施工方案，对尾盾采取开天窗、清理盾壳外渣土、采用200 t千斤顶矫正盾体、尾盾天窗修复等措施。尾盾修复取得预期的效果。盾尾非均匀变形得以矫正，最大变形量控制在15～20 mm范围内。盾尾上下间隙和值可以达到120 mm左右，即满足盾构推进需求。尾盾修复完成后，对尾盾修复结果进行测量。以距241环管片前沿30 cm处的断面1为例，测量结果如表3所示。

表3 断面1矫正效果 mm

由上表可知，该监测断面的最大圆度误差为19.8 mm，与修复前最大误差量相比降低68.7%。修复完毕后应对天窗焊接位置进行探伤检测。现场根据尾盾修复施工方案，对尾盾进行开天窗（天窗尺寸为300 mm×400 mm）处理。尾盾修复完成后对天窗进行开坡口堆焊密实，并委托检测单位对焊缝100%探伤，确认探伤现场检测结果合格，以确保盾构的安全掘进，如图12、图13所示。

图12 盾尾天窗焊接

图13 盾尾天窗焊缝探伤

5 结论

现场调研和工程实践表明，受盾壳周边水土压力及不当施工的影响，富水软弱复合地层中的盾构壳体可能出现较大的非均匀变形，进而引起圆度失真的问题。在形变后的盾尾盾壳作用下，盾壳将与盾构尾部的推进油缸直接接触，引起盾构的掘进姿态异常。盾壳与管片之间的空隙减小后，在管片衬砌脱出盾尾时，会受到盾壳的挤压产生开裂和破损等病害，使得隧道的长期安全性能降低。

此外，在富水软弱地层中进行非洞内开挖、开天窗修复盾尾圆度失真问题属于高风险作业，可能会导致天窗位置外侧岩体渗水塌陷、地表沉降超限、地面塌陷等安全事故。本文在综合考虑隧址区地质水文条件、周边环境、潜在风险源、安全保障等多方面因素的前提下，制定的一套非洞内开挖修复工艺，完成盾体圆度失真修复，即时恢复掘进，保障施工安全和质量。