聯絡通道機械法修建的襯砌管片排版設計與姿態預測研究

李 剛,朱瑤宏*,董子博

（1.寧波大學 土木與環境工程學院,浙江 寧波 315211;2.寧波用躬科技有限公司,浙江 寧波 315100）

近年來,隨著城市建設的發展,城市隧道工程項目逐年增多,目前城市軌道交通建設中,規定兩條單線區間隧道之間,當隧道連貫長度大于600 m時,應設聯絡通道[1].聯絡通道工法包括礦山法、冰凍法與機械法.為適應地下空間開發要求,減小聯絡通道施工影響,降低施工成本,縮短施工周期,機械法聯絡通道成為了建設的主流方向[2],其在地質復雜、埋深過深或施工條件受到嚴苛限制的工程中具備顯著優勢.在掘進施工前,需要對隧道進行排版選型以用于工程量的確定與材料的預制;在掘進施工中,還需要根據現場施工實際條件不斷對未來幾環管片的排版選型做出調整.聯絡通道管片環的點位多、位置特殊,需要對推進曲線精準計算來擬合設計曲線,不正確的點位選取會引起主機偏離過大、成型管片破損等后果.管片點位的選擇也可以通過楔形角、楔形量的旋轉來實現,使得姿態實現精準有效調整并滿足各類型設計的線路要求,同時可以對掘進姿態偏差進行有效預測.因此對機械法聯絡通道通用襯砌環管片的點位選擇與姿態預測計算的研究具有極其重要的意義.

針對上述問題,國內學者做了相關研究,劉鳳華[3]通過考慮油缸行程差、盾尾間隙與拼裝點位選取推出管片選型表達式;宋瑞恒[4]通過管片環的超前量幾何性質計算平面坐標;張文萃等[5]分析計算了管片排版時應考慮的因素;張志華等[6]通過確立局部坐標系描述管片排版信息;潘國榮等[7]通過分析設計軸線、盾構推進既成軸線和管片成型軸線之間的關系,提出一種通用型管片的糾偏方法;劉欣等[8]通過對標準環+轉彎環的雙面楔形管片類型選擇和拼裝點位選取進行公式推導;靜茹等[9]以寧波軌道交通1 號線為基礎提出綜合考慮施工因素的管片點位計算方法.然而應用于聯絡通道的盾構通用管片姿態預測方法還未出現,且與主隧道盾構管片姿態預測方法不同,以往的研究只能參考.

目前,青島、寧波、杭州和福州等城市軌道交通建設的聯絡通道都采用了機械法工法,聯絡通道施工均基于主隧道施工過程分析,關于機械法聯絡通道管片環排版的研究較少.由于該工法采用無鉸接盾構機型、施工狹小等特點導致調整空間余量小,主隧道施工模式無法適用.為此,本文針對機械法聯絡通道管片組合排版,提出一種管片預排版與預測方法,可提供逐環精準化測量調整.

1 聯絡通道管片設計參數

機械法聯絡通道采用楔形環通用管片,楔形角 4′43.72″,楔形量 8.66 mm,管片環最寬處為554.33 mm,中部寬度550 mm,最小寬度545.67 mm,厚度250 mm,環寬550 mm,共有10個拼裝點位,管片拼裝點位由封頂塊中線位置來定義,如圖1(a)所示.襯砌環共分為5 塊,由1 塊封頂塊F,2塊鄰接塊L1、L2,2 塊標準塊B1、B2 組成,最大楔形量位于封頂塊F的腰部,通過主機上的拼裝機形成一個整環,如圖1(b)所示,其中F塊的點位選擇決定了整個通用環管片的姿態.

圖1 管片拼裝點位與整環示意

1.1 各點位方向超前量

拼裝后各點位方向超前量為

式中:hny為垂直超前量,mm;hnx為水平超前量,mm;n為拼裝點位.其中上下與左右的超前量互為相反值.以1 號點位為例,襯砌通用環管片的拼裝點位分布特殊,導致1 號點位的超前量與楔形量沒有直觀的換算.當管片拼裝在1 號點位時,上超前量-4.12 mm,下超前量4.12 mm,左超前量1.34 mm,右超前量-1.34 mm,如圖2 所示.

圖2 1 號點位超前量計算簡圖(單位:mm)

1.2 各點位方向變化量

拼裝時各點位的拼裝管片軸線與相鄰管片接觸面上的交點位于同一圓周上,各點位管片拼裝后方向變化為

式中:θ為垂直坡度變化;α為水平角度變化;d為管環外徑,mm.計算結果見表1.

表1 機械法聯絡通道通用管片參數對照

2 聯絡通道管片排版設計與姿態預測

2.1 機械法聯絡通道工法準則

盾構機每一次前行的距離為一環管環長度,與掘進的土體長度等同.管片拼裝是一種連續頭尾相接的排列,即前一環的始端面與當前環尾端面相接,兩者軸線方向一致.在盾構機掘進的過程中,應該嚴格遵守不破、不裂、不沉、不隆、不滲的“五不”原則,嚴格控制盾構掘進姿態,管片排版與盾構掘進姿態相互影響.因此機械法聯絡通道需要制定擬合出一種用于指導聯絡通道管片排版施工的方法.

2.2 盾構掘進姿態與管片排版

2.2.1 基本思路與假定

依據當前環管片與設計軸線的偏差量和角度情況,分析得到糾偏所需的水平角度、垂直角度以及超前量,通過分析設計軸線、實際推進軸線與管片環軸線三者之間的關系,進而得出聯絡通道管片的排版.管片進行預排版時,首先收集盾構隧道工程的現有數據.由于機械法聯絡通道是在已成型的主隧道內進行掘進施工,左右線主隧道中預留復合管片,連接兩側洞門的中心點,可以對整個工程線路有所了解,設計坡度、設計角度等都會對排版及姿態產生影響.由點位選擇確定各方向超前量,通過該點位的坡度值由前一環坡度與前一環點位選擇產生的坡度變化決定,同理,水平角度由前一環角度與前一環點位選擇產生的角度變化決定;當前環豎向坡度變化與水平角度變化可以影響垂直和水平方向中盾處的偏差,繼而通過相似三角形原理得到兩個方向的切口與盾尾處姿態.

假定1推進設計曲線、盾構機實際推進曲線及管片排版曲線初始位置皆相同.

假定2推進開始前油缸行程差為0.

假定3初始處盾構機水平方向與垂直方向各位置已知.

2.2.2 幾何關系

從圖3 中可以看出,由于機械法聯絡通道管片為等腰雙面楔形,因此AB長度為管片環寬b,則

圖3 管片拼裝豎向坡度分析

式中,(x1,y1,z1)、(x2,y2,z2)分別為A、B點坐標.

計算管片拼裝點位選擇后的坡度變化θ.根據不同點位豎向超前量的三角關系,可得:

式中,i-1為當前環號.

計算當前環的坡度,由相似三角形關系可得:

由此可以得到△CKE,依據全等三角形幾何理論,得出△CHE的三邊邊長.∠CEH為當前環的豎向坡度:

由于當前環的拼裝點位選擇產生的坡度變化,當拼裝環掘進時,管片姿態預測判斷需要對已成型環的累計坡度進行計算得到推進環的坡度,依次選擇管片拼裝疊加.可得推進環拼裝完的坡度值,即

式中,i為推進環號.

依據計算得到的坡度,結合當前環姿態中盾處的垂直位置ybi-1,可以預測得推進環中盾處垂直方向的姿態位置ybi,即

通過對圖4 分析可知,計算管片拼裝點位選擇后的水平角度變化α與豎向物理量計算同理,根據不同點位水平向超前量的三角關系,可得:

圖4 管片拼裝水平角度分析

計算當前環的角度,根據相似三角形關系,在△MNO中,∠MNO為當前環的水平角度,可得:

由于當前環的拼裝點位選擇產生的水平變化,當拼裝環掘進時,管片姿態預測判斷需要對已成型環的累計角度進行計算得到推進環的角度,即

水平方向推進完成后中盾處的水平姿態預測可以通過當前環的水平角度、當前環選擇點位產生的水平角度變化得到,即

2.2.3 擬合隧道設計曲線

管片排版設計的基本準則是擬合隧道設計線路,根據基本假定1,在盾構推進過程中,導向系統姿態由推進設計曲線、盾構機實際推進曲線以及管片排版拼裝曲線三者相互影響、相互比較產生.正常推進時,后兩者應與設計曲線擬合;在調整糾偏階段,由測量系統得到設計曲線與實際曲線之間存在的豎向與水平向誤差,管片排版應與盾構實際推進曲線擬合.

2.2.4 盾構機姿態預測

根據假定2,推進開始前各向油缸行程差為0,當第一環推進時,盾構機實際推進姿態與設計曲線擬合;拼裝完一環,由于拼裝點位的選擇不同,會形成不同的水平角度與豎向坡度;后一環依據此角度與坡度進行推進,便可預測下一環推進時的盾構機姿態.推進環拼裝完成,推進環便成為當前環依次進行,通過對管片進行排版選擇,可得到完整的姿態預測,對整個工程有更加統籌的認識.

由此得到的姿態可以視為盾構機中盾處的姿態,通過幾何關系可以得到盾尾與切口的垂直及水平方向相對于設計曲線的偏差,如圖5 所示.

圖5 各方向位置關系

已知中盾處姿態位置,可計算得

式中:yai、yci分別為垂直方向切口、盾尾位置;xai、x ci分別為水平方向切口、盾尾位置;L1為刀盤至中盾處距離;L2為中盾至盾尾距離;βi-1為垂直方向當前環坡度;γi-1為水平方向當前角度.

設計圖紙中可以分為直線、緩和曲線與圓曲線3 種,根據盾構機各處位置以及對應設計軸線之間的偏差,可以得到盾構機水平與垂直方向的姿態偏差值:

式中:Δxa、Δxb、Δxc依次為水平方向在切口、中盾、盾尾的姿態偏差值;Δya、Δyb、Δyc依次為垂直方向在切口、中盾、盾尾的姿態偏差值;相應位置的設計軸線坐標為(xia,xib,xic)與(yia,yib,yic).

3 工程實例分析

以福州地鐵5 號線帝～螺區間機械法聯絡通道工程為例對計算方法進行驗證,該工程橫穿福州帝封江,主隧道從西向東下穿農田、帝封江及螺洲立交,聯絡通道穿越的地層主要有淤泥質土、淤泥質粉細砂交互層、淤泥夾砂.工程使用直徑3 290 mm的土壓平衡盾構,管片外徑為3 150 mm,刀盤至中盾處距離為2 310 mm,中盾至盾尾距離為1 850 mm.工程中采用楔形通用環管片排列組合拼裝方式,襯砌環間采用錯縫拼裝.總計62正環(4環鋼管片和58 環混凝土管片),8 環負鋼環包括始發端6 環、接收端2 環(均在工程結束后行拆除).隧道設計軸線連接始發端與接收端,呈直線型,聯絡通道里程左線DK33+251.63(右線DK33+250.00),線間距39.1 m,隧道中心埋深12.5 m.該聯絡通道采用盾構法施工,聯絡通道路線如圖6 所示.依照大地坐標系,接收端與始發端高差432 mm,水平差984 mm.10個點位管片環拼裝效果如圖7 所示.

圖6 機械法聯絡通道施工示意(單位:mm)

圖7 10個點位管片環拼裝效果

為避免盾構機姿態調整過大導致管片破損,決定對既有區段進行抬升,增加盾尾間隙,從而增大調整空間.為保證抬升聯絡通道區間的安全性,按照實時監控、即時調整的方針進行.根據11～16環的沉降情況設定所需量以及防止漿液流至盾體,注漿范圍為6～14環,總計9 環,利用聯絡通道下部3個注漿孔(K5～K7)對注漿范圍區域進行加固抬升.

采用雙液漿微擾動注漿工藝,A 液為單液漿,水灰比1:1;B 液為水玻璃,根據進場水玻璃情況調配水玻璃溶液,A、B 液按體積1:1 混合后凝固40～60 s,水玻璃原液與水按2:1的比例稀釋.注漿方式為注漿壓力與注漿方量雙控模式,注漿壓力需控制在0.2～0.6 MPa 以內,如超過0.6 MPa 則停止注漿.為減少管片局部受壓過大,所有區域均采用跳點注漿的方式.

各環注漿量與抬升量的關系如圖8 所示,注漿前期由于距當前施工段有一定距離,抬升量較為穩定,最小抬升量為6 mm,出現在第6 環,靠近盾尾處注漿累計抬升量最大值為16 mm,出現在第14 環處,抬升效果明顯,滿足工程調整需求.

圖8 調整階段注漿分布及其與抬升量關系

采用本計算方法與實際工程中拼裝點位選擇下姿態偏差模擬進行對比分析.試驗選取第17～36環共20 環作為樣本.依據計算排版設計,通過計算各位置姿態偏差和超前量得到機械法聯絡通道拼裝結果,見表2.樣本管環沒有出現漏水、破損等施工現象.具體對比結果如圖9 所示.

表2 17～36 環機械法聯絡通道拼裝結果

圖9 姿態模擬與實際比較

從排版結果可以看出,17 環至27 環采取上點位的拼裝,同時1、10 點位交替拼裝保證了在垂直方向上姿態糾正的效果,也確保了水平方向的平穩.后續9 環采用3、8 點位交替拼裝,各方向的平穩使得盾構機與成型隧道通過直線段推進.

從圖9 可以看出,在盾構推進時,盾構機位于切口、中盾、盾尾處垂直姿態與水平姿態偏差在排版組合設計下與理論設計存在較小的誤差,誤差在10 mm 左右,整體趨勢一致,水平方向在29 環切口處出現最大誤差,誤差為11 mm,垂直方向在22 環切口處出現最大誤差,誤差為12 mm.在預排版計算方法的設計排版之后,姿態得到了較大的糾正,垂直方向與水平方向的切口、中盾和盾尾處姿態偏差均控制在50 mm 以下.機械法聯絡通道根據此方法對管片排版施工,在施工效率得到保證的前提下,滿足盾構法規范[10]對盾構法聯絡通道施工質量標準中關于姿態豎向軸線偏差與水平軸線偏差不超過±50 mm的誤差值要求.

上述兩者姿態存在一定誤差的可能影響因素有施工地層地質發生突變、盾構機操作手對機具參數的不合理選擇等,因此,為了能夠最大限度地保證工程質量,還需加強地質勘探,規范操作手施工.

4 結論

本文通過分析研究機械法聯絡通道管片的幾何關系,提出了一種管片預排版與姿態預測方法,明確了管片排版時拼裝點位選擇對盾構推進姿態的影響.由管片與軸線角度關系以及盾構機主機觀測點的位置關系,分析得到姿態偏差情況,從而可以對管片進行預排版計算分析,又以福州地鐵5號線機械法聯絡通道區間為例,驗證了該方法的可靠性,得到以下結論:

(1)在確定當前環坡度及盾構機姿態后,采取迭代式對推進環推進過程中姿態加以分析計算,這種方法計算方便,從而可選擇最佳的拼裝點位,降低姿態偏差,進而提高施工質量與掘進效果.

(2)通過對實際工程案例的計算驗證分析,本文提出的計算方法與設計目標線路偏差在毫米級,準確性得以驗證,可以輔助設計院開展管片結構的設計,并指導盾構法聯絡通道的施工.

(3)機械法聯絡通道選型必須每環都精準化,任何一環的錯選都需要使用多環進行調整糾偏,總體以油缸行程差與盾尾間隙為輔,理論排版為主,施工時避免出現油缸行程差過大,進而影響成型通道管片以及盾構機推進姿態.