近年来, 由于土压平衡盾构掘进过程中对周围环境影响小、占用场地小且施工速度快, 地铁区间隧道大多采用土压平衡盾构施工。然而, 顺利掘进的关键是使盾构渣土保持为塑性流动状态^[1], 利于土仓内渣土建立有效土压以平衡掌子面水土压力, 同时防止出现喷涌、刀盘结泥饼或土仓闭塞等问题^[2], 确保掘进参数稳定在合适范围内。由于经切削入土仓内原状渣土难以满足盾构持续稳定工作的需求, 必须进行渣土改良, 改善其流塑状态。

国内外学者对各种地层条件下渣土改良技术进行了研究, 苏小江等^[3]依托西安地铁全断面砂层盾构隧道工程, 利用膨润土和黄土对各类砂土进行改良;P.Liu等^[4]针对盾构刀盘刀具“结泥饼”难题, 通过室内试验研究了分散剂对黏土液塑限的影响机理;S.Wang等^[5]依托南昌地铁1号线盾构区间隧道工程, 研究了泥质粉砂岩地层渣土改良技术, 提出了联合坍落度试验和液塑限试验的渣土改良评价方法;杨志勇等^[6]结合盾构穿越北京典型地层的刀具磨损问题, 研究了不同典型地层地质水文条件下的渣土改良技术;邱龑等^[7]针对深圳富水砂层, 研究泡沫、膨润土及高分子聚合物等改良富水砂性土的流塑性及保水性;叶晨立^[8]为防止土压平衡盾构在穿越高水压高渗透砂性地层时发生喷涌事故, 采用纳基膨润土、CMC、聚丙烯酰胺等改良剂对渣土进行改良, 并取得良好效果;陶治来^[9]基于合肥地铁工程, 采用泡沫改良剂改良粉细砂地层, 避免了盾构在掘进过程中发生喷涌。S.Quebaud等^[10]通过渗透试验研究了泡沫混合土与泡沫添加量间的关系;肖超等^[11]依托南昌地铁1号线5标段盾构工程, 对泥质粉砂岩与砾砂岩复合地层盾构掘进过程中的泡沫剂用量进行优化, 并分析了渣土改良参数优化后对掘进参数的影响;郭彩霞等^[12]通过渣土改良有效减轻了土压平衡盾构在砂卵石地层掘进时推力、扭矩过大及刀具磨损严重等问题;宋克志等^[13]在土压平衡盾构穿越无水砂卵石地层时, 在加泥的基础上添加泡沫剂改良渣土, 通过与单独加泥对比分析了泡沫的作用机理, 结果表明改良渣土对保持掌子面稳定、减少刀盘磨损、保持出土顺畅均较有效。

综上所述, 虽然很多学者对不同类型地层的渣土改良技术做了较深入的研究, 但对昆明地区砾砂复合地层的研究较少;且以往的研究大多局限于改良渣土自身性质, 鲜有将渣土改良及其对掘进参数的影响结合分析。为此, 依托昆明地铁4号线苏小盾构井—小菜园站盾构区间工程, 结合现场跟踪试验与室内试验, 研究渣土改良方案, 并分析相关掘进参数变化特征, 以期为工程顺利实施提供帮助。

苏小盾构井—小菜园站盾构区间设计里程为YDK7+705.900—YDK8+221.200, 隧道全长515.3m, 区间隧道顶板埋深10.1～27.4m, 纵断面为V字坡。根据地质勘察资料可知地层条件复杂, 盾构施工将穿越包括 (2) ₂粉质黏土层、 (2) ₃淤泥质土层、 (2) ₅粉土层、 (2) ₆粉砂层、 (2) ₇细砂层、 (2) ₁₀砾砂层等在内的十余种土层。其中, K7+828.646—K7+934.746段 (管片环124～211) 盾构穿越主要由 (2) ₇细砂层与 (2) ₁₁圆砾层组成的复合地层, 地层中分布少量粉质黏土, 故将该区段单独划分为1个掘进组段。

渣土颗粒级配影响其流塑性、渗透性、保水性等, 为了解砾砂复合地层的颗粒级配, 取第131环渣土烘干后进行筛分试验, 可得该渣土颗粒级配曲线如图1所示, 不均匀系数C_u=7.55, 曲率系数C_c=3.56。由此可知该地层渣土级配不良, 颗粒粒径连续性较差, 缺少中间粒径颗粒。

区间地下水位埋深为2.62m左右, 含水层呈带状多层相间分布, 贯通性、透水性良好, 在区间隧道施工过程中可能发生喷涌、掌子面失稳、排土不畅等事故, 风险较大。因此, 有必要进行渣土改良, 以保证螺旋输送机排土顺畅及掘进参数稳定, 最终实现顺利掘进。

选取代表性掘进环开展试验, 地层主要由细砂与圆砾组成, 部分区域夹杂少量粉质黏土。盾构机掘进过程中, 在渣土传送带口取足量渣土进行坍落度试验, 测试其流塑性。试验结束后取少量土样留存, 以测其含水率。每掘进1环重复进行2～3次试验, 以减小偶然性对试验结果的影响。使用水和泡沫对土渣进行二次改良, 直至渣土状态满足理想塑性流动状态。坍落度试验结果如表1所示。

结合坍落度与渣土状态综合评价改良渣土的流塑性。由表1可知, 改良后的渣土坍落度均<5cm, 可知渣土流动性差、可塑性低且黏度较大, 前期渣土改良效果差, 改良参数设置不合理。此种状态下盾构机难以顺利掘进, 掘进过程中刀具磨损严重、土仓压力难以控制、螺旋输送机排土不畅, 甚至易出现结泥饼现象, 需利用泡沫、水等改良剂对当前渣土进行二次改良, 提升渣土流动性。通过试验确定渣土改良至理想塑性流动状态时的改良剂用量, 并计算得出适用于该地层的改良参数。基于上述3组试验的二次改良结果如表2所示。

在现场试验1的基础上开展室内试验1-1, 按20%的注入比向渣土中添加泡沫, 可使渣土坍落度提高5cm左右, 但这种状态下渣土依旧不满足流动性要求。试验1-2在试验1的基础上继续增大泡沫用量, 按50%的注入比向渣土中添加泡沫, 坍落度达11.2cm, 流动性较好。由表2可知, 试验1-2相对于1-1, 泡沫注入比增加30%, 渣土坍落度仅提高2cm左右, 渣土流动性改善效果有限。

鉴于此, 在试验2的基础上适量增加水及泡沫用量, 对渣土进行二次改良。试验2-1在试验2的基础上按20%的泡沫注入比添加泡沫, 坍落度达10.8cm。在试验2的基础上向渣土中逐渐加水, 当加水量达每环5 720L时得到试验2-2, 坍落度达11.5cm, 流动性较好, 改良效果与试验2-1相当。为探究水的改良程度, 在试验2-2的基础上增加每环用水量至8 800L得到试验2-3, 坍落度可达19.8cm, 流动性良好且塑性较好。

由上述结果可知, 当泡沫使用量不变时, 在一定程度上增加水的用量可改善渣土流塑性。考虑经济因素, 主要通过增加用水量改良渣土。在试验3的基础上逐渐向渣土中增加水量, 当每环渣土用水量增至1 540L时得到试验3-1, 坍落度仅提高至1.6cm。当每环渣土用水量增至5 720L时得到试验3-2, 坍落度提高至7.7cm。当每环渣土用水量增至8 800L时得到试验3-3, 坍落度骤增至17.2cm, 渣土流动性及塑性良好。

基于上述试验结果可知, 当泡沫注入比为20%时, 单纯增加注水量可有效提升渣土流动量, 且渣土塑性良好, 不会出现泌水、离析等现象, 改良效果较好。结合试验结果, 对于 (2) ₇细砂层与 (2) ₁₁圆砾层组成的复合地层, 计算得到渣土改良参数如表3所示。

现场坍落度试验完成后, 取中心处渣土测定其含水率, 并统计坍落度与含水率的关系, 统计结果如图2所示。

由图2可知, 渣土坍落度与含水率大致呈正相关关系, 且二者线性关系较强。可知当渣土坍落度为10～20 cm时, 含水率为30%～40%。参考现场坍落度试验结果, 综合考虑流动性及塑性, 可认为当坍落度为13～18 cm时, 流动性与塑性均较好, 此种状态下盾构机能顺利掘进。因此, 含水率为34%～37%可作为渣土改良工作的参考标准。

土体液、塑限能较直观地反映含水率范围。由土体颗粒级配曲线可知, 该地层中粒径<0.5mm的渣土占比为50%～60%。因此, 取现场部分试验环渣土烘干后筛分得到粒径<0.5mm的渣土, 采用液、塑限联合测定仪测得锥入度与相应含水率, 试验结果如表4所示。

由表4可知, 粒径<0.5mm的渣土塑限为20%左右, 液限为35%左右。当渣土含水率>35%且黏稠指数>0.6时, 该粒径范围内的渣土处于流态。由于粒径<0.5 mm的渣土含量占总粒径含量的一半以上, 其性质对渣土整体性质具有较大影响。因此, 可推断现场渣土处于较理想的流塑性状态时含水率约为35%, 与前文34%～37%的含水率基本一致, 可在一定程度上证明前述渣土改良方案合理。

为研究渣土改良对盾构机掘进参数的影响, 选择若干试验环进行研究, 并分析影响特征。改良参数和现场坍落度试验结果分别如表5, 6和图3所示。

盾构总推力是土压平衡盾构施工过程中重点控制的参数之一, 能直接反映掘进过程中盾构机所受阻力值。试验环掘进时的总推力曲线如图4所示, 当坍落度<10cm (第188环) 时, 改良效果差, 土体流动性差, 掘进过程中盾构机总推力大, 且单环推力波动量大, 掘进状态不稳定;当坍落度为10～13cm (第189环) 时, 渣土流动性有所提高, 盾构机总推力值随之下降, 但波动较剧烈;当坍落度>20cm (第200环) 时, 渣土可塑性差, 流动性过大, 土体状态不稳定, 造成盾构机总推力波动量较大, 盾构机掘进状态不稳定;当坍落度为13～18cm (第193环) 时, 可使渣土处于较好的塑性流动状态, 其流动性、稳定性较好。

土仓压力的主要作用是平衡掌子面压力, 其稳定性直接影响盾构机能否顺利掘进。土仓压力变化曲线如图5所示, 第188环渣土坍落度为0cm, 其土仓压力数值过大, 且掘进过程中波动剧烈, 稳定性差;第189环渣土坍落度为10.2cm, 掘进过程中土仓压力波动程度有所减缓, 但仍起伏较大;第193环经渣土改良后, 渣土流动性及状态较理想, 掘进过程中土仓压力适中且较稳定;第200环为过改良渣土, 虽然土仓压力处于较低水平, 但其稳定性较差, 数值起伏大, 不利于盾构机的有效控制。因此, 改良状态适当的渣土可使盾构机在掘进过程中土仓压力值合理, 且具有更好的稳定性。

盾构机掘进时切削渣土的难易程度体现在刀盘扭矩上, 改良状态良好的渣土可使盾构机刀盘切削时所受阻力较小, 且刀盘扭矩值较稳定 (见图6) 。由图6可知, 盾构机刀盘扭矩基本为1.4～2.5kN·m。第188, 189环坍落度较低 (0.4～10.2cm) , 刀盘扭矩整体较大且不稳定;第193环坍落度为14.7 cm, 刀盘扭矩值较稳定;第200环坍落度>20cm, 刀盘扭矩较小, 且波动范围进一步减小。由此可知良好的坍落度有助于刀盘扭矩稳定。

渣土流动性对螺旋输送机排土效果的影响较大, 流动性好时排土顺畅, 且能耗小。因此, 通过螺旋输送机扭矩分析渣土改良对排土状态的影响。螺旋输送机扭矩曲线如图7所示, 当坍落度在0～18cm增加 (第188, 189, 193环) 时, 螺旋输送机扭矩值随之减小, 且单环扭矩值波动量也随之减小;但当坍落度>20cm (第200环) 时, 渣土流动性过大, 趋于液体, 与螺旋输送机间的摩擦力减小, 运输时将存在下滑趋势, 造成渣土排出困难。因此, 渣土流动性应控制在理想范围, 以保证出土顺畅。

针对昆明地区粒径连续性差的砾砂复合地层, 通过选择合适的试验段进行渣土二次改良试验, 并总结改良技术方案, 得到以下结论。

1) 昆明地区砾砂复合地层盾构渣土合理坍落度为13～18cm, 此时渣土流塑性状态较理想, 且盾构机能顺利掘进。

2) 对于昆明地区砾砂复合地层渣土而言, 单纯增加泡沫注入比对其流动性的改善效果不明显。由试验结果可知, 在泡沫注入比为20%的情况下仅增加注水量即可提高渣土流动性。

3) 渣土坍落度与含水率存在线性关系, 当坍落度在理想范围内 (13～18cm) 时, 含水率为34%～37%, 与通过液、塑限试验得到的渣土处于流塑性状态时的含水率基本一致。

4) 盾构机采用优化后的改良参数掘进, 其推力、刀盘扭矩、螺旋输送机扭矩均保持在合理范围内, 且稳定性更好。土仓压力在掘进过程中波动较小, 渣土改良效果显著。