大斷面小間距矩形頂管隧道微擾動施工控制技術研究
——以淞滬路—三門路下立交工程為例

劉喜東

(1. 上海城建市政工程(集團)有限公司, 上海 200065; 2. 上海隧道工程有限公司, 上海 200232)

0 引言

近年來,隨著我國城市化進程加快,城區的土地資源日益緊缺,城市地下空間開發需求日漸緊迫[1]。隧道工程可以在不破壞或少影響城市原有市政基礎設施的條件下施工,有效緩解城市交通,擴展地下空間。其中,大斷面矩形頂管隧道以其斷面空間利用率大、成本低、對周邊環境影響小等優勢在城市地下交通網絡建設中得到越來越廣泛的應用[2-7]。

針對當前市政建設項目中日漸增多的大斷面矩形頂管隧道,國內學者展開了一系列研究: 吳圣賢[8]分析了王家墩東站Ⅳ號出入口通道大斷面矩形頂管工程設計方案實例;賈連輝[9]介紹了超大斷面矩形盾構頂管設計的關鍵技術;胡新朋[10]、黃偉[11]基于鄭州市紅專路下穿中州大道隧道工程,研究了大斷面矩形混凝土頂管隧道的管節接頭及管節設計方案、接頭和縱向連接等設計要點;薛青松[12]基于蘇州城北路大斷面矩形頂管工程,研究了頂管頂力設計值;楊轉運[13]采用數值模擬方法研究了超淺層頂管施工引起的路基地層變形;劉波等[14]對隧道豎向位移、水平位移、徑向收斂和地表隆沉進行監測,研究了頂管近距離穿越既有地鐵區間隧道及城市主干道施工;許有俊等[15]采用數值模擬方法研究了砂礫石地層條件下矩形頂管開挖面的破壞規律;吳勇等[16]研究了頂管施工對周邊環境的影響;董俊[17]結合武漢軌道交通3號線宗關站4號出入口兼過街地下通道工程,提出了矩形頂管施工過程中的變形控制措施;周向陽等[18]通過分析隧道變形監測數據,結合現場施工場地條件,提出了變形控制措施;易丹等[19]分析研究了大斷面矩形土壓平衡式頂管隧道上跨地鐵運營隧道引起的變形;曾員等[20]采用數值模擬矩形頂管施工過程,制定了變形控制措施;吳波等[21]依托寧波地鐵某車站出入口大斷面矩形頂管工程,研究了頂管推進過程中切口前方地表變形。綜上所述,針對大斷面矩形頂管隧道工程的研究主要集中在基于理論研究的管節結構強度、接頭形式、受力分析和頂管施工參數設定等物理力學方面,采用數值模擬方法對頂管隧道穿越地層沉降規律、周邊近距離建(構)筑物的變形擾動影響的分析,以及依托現場施工監測數據,分析頂管施工過程中對周邊環境的影響。針對大斷面矩形頂管隧道施工控制措施,特別是城市核心區狹小空間內近距離穿越既有建(構)筑物的頂管隧道施工控制措施方面尚缺乏系統性的研究成果。

本文依托淞滬路—三門路下立交工程,通過MJS加固、設計新型管節止退系統、控制推進參數、研發新型減摩觸變泥漿及相應的壓注工藝等針對性措施,實現大斷面矩形頂管小間距隧道近距離下穿既有合流污水箱涵結構施工過程中對周邊環境的微擾動,成功控制了地表沉降及箱涵結構變形,以期為類似工程提供參考。

1 工程概況

淞滬路—三門路下立交工程位于上海市楊浦區江灣五角場地區,項目南起淞滬路政學路,北至閘殷路民府路,采用雙層“Y”字型下立交型式。下層匝道穿越三門路段采用大斷面矩形頂管法施工。

頂管隧道段平行下穿淞滬路,2條頂管隧道均自北側工作井出發沿淞滬路方向向南側工作井推進。隧道頂部埋深為11.6～12 m,外徑尺寸為9.8 m×6.3 m,壁厚700 mm,隧道凈空斷面寬8.4 m、高4.9 m,管節寬度為1.5 m,混凝土強度等級為C50,抗滲等級為P10,整節預制,單節管節質量約68 t。頂管隧道長度約為163 m,坡度為3‰。2條頂管隧道水平間距為3.4 m。頂管隧道下穿合流污水箱涵,最小豎向凈距約為4 m;接收洞門圈上部為淞滬路—三門路下立交匝道段結構,該下立交結構在接收井處位于頂管隧道上方,且在頂管隧道始發前其主體結構施工已完成。工程概況如圖1所示。

1.1 工程地質

工程所處場地屬濱海平原地貌類型,地貌形態單一,地基土屬第四紀晚更新世及全新世沉積物,主要由黏性土、粉性土和砂土組成,具有成層分布的特點。大斷面矩形頂管隧道主要穿越②3-1砂質粉土、④淤泥質黏土層。頂管隧道穿越地質剖面如圖2所示,所處地層的物理力學參數見表1。

表1 各土層主要物理力學參數

圖2 頂管隧道穿越地質剖面圖(單位: m)

1.2 水文條件

工程施工范圍地下水類型主要為松散巖類孔隙水,孔隙水按形成時代、成因和水理特征可劃分為潛水含水層、承壓含水層。其中,潛水位埋深一般離地表面0.3～1.5 m,年平均地下水水位埋深離地表面0.5～0.7 m;承壓水埋深一般為3～12 m,低于潛水水位,并呈周期性變化。

2 微擾動施工控制技術

2.1 對近距離穿越既有箱涵結構的保護

2.1.1 合流污水箱涵與頂管位置關系

合流污水箱涵為兩孔混凝土箱涵,竣工已26年,日均流量為: 旱天170×104t/d,雨天360×104t/d。箱涵為雙孔結構,單孔內截面尺寸為4.25 m×3.5 m,整體外截面尺寸分別為9.7 m×4.3 m×0.4 m的RA截面和9.85 m×4.4 m×0.45 m的RB(倒虹)截面。頂管穿越段正上方為RB型直線段倒虹箱涵,其頂板厚450 mm、底板厚450 mm,箱涵段長度分別為16、15、16 m,如圖2所示。頂管段從合流污水管下方穿過,頂管與箱涵平面夾角約為56.4°,最小豎向凈距為4.0 m。東線頂管始發井與合流污水箱涵距離為44 m,接收井與合流污水箱涵距離為106 m;西線頂管始發井與合流污水箱涵距離為60 m,接收井與合流污水箱涵距離為91 m。合流污水箱涵與頂管位置關系如圖3所示。

箱涵內部水頭常年高于地面約7 m,結構接口變形縫處一旦因頂管施工造成周邊土體受過大擾動,極易產生裂縫,引發箱涵管道內污水滲漏,威脅整體結構安全,外泄的污水將對項目周邊、河道環境、社會層面造成難以估量的影響。

2.1.2 MJS加固保護

作為非開挖的隱蔽工程,頂管施工過程中近距離穿越既有建(構)筑物時,一般采取在施工穿越前對既有地下結構周邊的地基土進行加固的預保護措施。合流污水箱涵結構周邊既有管線眾多,地表、地下環境復雜,不具備傳統地基加固的施工條件。為克服傳統的地基加固方法在施工過程中存在的地內壓力不可控、對周圍地層擾動較大等缺陷,采用微擾動、可控性強的MJS工法對合流污水箱涵周圍土體進行加固保護。在頂管通道兩側鄰近合流污水箱涵位置,布置φ4 200 mm的全圓形式MJS支撐樁,深度為21.5 m,進入⑤1粉質黏土,共4根樁,樁底標高進入⑤1粉質黏土2 m,隔離②3-1砂性土,且作為箱涵底部框式加固的支撐樁;合流污水箱涵底部與頂管通道上部之間布置φ4 200 mm半圓形式MJS樁,有效樁長約5 m,共20根樁,與箱涵底部支撐樁連接形成箱涵底部框式加固結構,加強箱涵整體抗擾動性。MJS加固范圍如圖4所示。

(a) MJS加固整體效果圖

2.2 新型壓力自補償自鎖式管節止退系統

頂管推進施工過程中,每節管節推進完成后都會進行下節管節的拼裝,需要將主頂油缸連同頂環、頂塊一起回縮,為新一節管節的拼裝提供作業空間。此過程中,由于已經進入土體的頂管機和管節在工作井內推進反方向上無約束,如果不在工作井內及時對已完成拼裝的管節施加約束,會導致頂管機和管節整體大幅回縮,地層受到較大擾動;已完成拼裝的管節之間則會由于推進方向無約束可能產生壓力釋放,使得管節之間的接頭處產生空隙,引發隧道內部滲漏,進一步加劇地層的擾動和土體的變形。因此,頂管施工過程中需要在始發洞門兩側布置止退系統[5],通過工作井內的止退系統在已完成拼裝的管節上施加止退作用力,約束頂管機和管節的整體回縮變形。傳統的止退系統多采用單一的剪力銷或支撐桿形式,主頂油缸回縮,機頭和管節就會一起后退20～30 cm[2],止退效果較差,對地層的擾動較大,不利于施工沉降控制。大斷面矩形頂管由于埋深、開挖斷面比一般頂管更大,主頂油缸回縮時,機頭和管節受到向后退的力更大,對地層擾動更大。因此,其對管節止退系統止退能力和控制效果要求更高。

2.2.1 壓力自補償自鎖式管節止退系統設計

新型止退系統主要包括止退鋼結構、自補償式千斤頂和止退銷3種結構,如圖5所示。其中,止退鋼結構為鋼結構支撐,主要作用為安裝放置千斤頂和止退銷,同時將千斤頂工作時的止退頂力傳導至后靠支撐結構上;自補償式千斤頂系統安裝放置在止退鋼結構上,工作時通過抵在止退銷上向管節施加止退作用力;止退銷為實心圓柱鋼結構,通過同時插入管節上的止退銷孔和止退銷箱體,將管節后退力轉化為其自身結構承受的剪切力,同時止退銷箱體將自補償式千斤頂施加的止退作用力傳導至止退銷與管節后退力之間,達到動態平衡,保持頂管非推進狀態下管節在推進方向上的相對靜止。結合之前的靜安寺項目[5]對止退銷布置形式進行優化,由過去只在單根管節兩側各對稱布置數個止退銷孔改為在2根管節兩側各對稱布置2個,有效防止因單個管節上布置過多的止退銷孔造成的應力集中,影響管節結構強度。每節管節完成推進后,人工插入止退銷,千斤頂通過止退銷對管節施加推進方向的作用力,待千斤頂止退作用力與主頂推力平衡后,再進行回縮主頂油缸、拼裝下一節管節的作業。過程中實時監控千斤頂軸力,并可根據上一環管節推進位置對千斤頂行程進行微調,同時千斤頂軸力施加到設定值的100%后持荷5 min,自動鎖住機械鎖。

圖5 新型止退系統(左右對稱)

2.2.1.1 止退框架設計

止退框架采用普通碳鋼,質量為9 608.94 kg,體積為1.231 92 m3,密度為7 800 kg/m3。材料屬性: 屈服強度為2.205 94×108N/m2,張力強度為3.998 26×108N/m2,彈性模量為2.1×1011N/m2,泊松比為0.28,質量密度為7 800 kg/m3,抗剪模量為7.9×1010N/m2,熱擴張系數為1.3×10-5/K,其受力及約束情況如圖6所示。止退框架面1和面2處分別需要抗拔力1 210 kN和3 360 kN,面1尺寸為1 000 mm×500 mm,面2尺寸為1 000 mm×500 mm。

圖6 止退框架受力及約束情況

通過對止退框架進行靜力分析得出: 1)框架所受應力去除集中載荷后受力比較均勻,并且與屈服力相差不大; 2)框架發生的最大位移形變量為17.26 mm; 3)框架在10 000 kN的受力分析下框架結構比較穩定,不會發生結構損壞或者較大變形的情況。

2.2.1.2 止退銷箱體設計

止退銷采用普通碳鋼,質量為217.678 kg,體積為0.027 907 4 m3,其余參數與止退框架一致,其受力及約束情況如圖7所示。

(a) 受力

通過對單個止退銷進行靜力分析得出: 1)止退銷所受應力去除集中載荷后受力比較均勻,并且與屈服力相差不大; 2)止退發生的最大位移形變量為4.5 mm; 3)止退銷在2 500 kN的受力分析下框架結構比較穩定,不會發生結構損壞或者較大變形的情況。

2.2.2 止退效果分析

頂管管節止退系統累計后退變形量統計分析如圖8—9所示。

(a) 東線頂管

由圖8可知,隨著頂管推進里程的增加,成型管節數增加,隨頂管頂力增加自補償式千斤頂止退力變大,頂管兩側止退系統的累計后退變形量逐漸增大,累計后退變形量為井口始發位置記錄的頂管+管節的整體累計變形量,非切口里程的回縮,故其數值會隨著推進管節增加而累積增大。其中,后施工的西線頂管推進過程中由于后段增加了新型A型減摩觸變泥漿的使用量,而使得累計后退變形量較東線頂管整體累計后退變形量低,且后段累計后退變形量基本沒有增大趨勢。

由圖9可知,東線頂管左側累計后退變形量平均19.50 mm,最大34.9 mm,最小10.1 mm;右側累計后退變形量平均18.47 mm,最大31.7 mm,最小6.5 mm。西線頂管左側累計后退變形量平均18.88 mm,最大28.8 mm,最小12.0 mm;右側累計后退變形量平均19.21 mm,最大28.8 mm,最小12.0 mm。較傳統止退系統20～30 cm的累計后退變形量,新型壓力自補償自鎖式管節止退系統的止退效果顯著。

(a) 東線頂管

2.3 推進施工參數控制技術

2.3.1 主要推進施工參數設定機制

根據影響頂管施工的諸多因素之間的直接、間接影響關系,繪制了如圖10所示的主要頂管推進參數與地層變形邏輯關系圖,顯示了如何在推進過程中實時調整推進參數。

圖10 主要頂管推進參數與地層變形邏輯關系圖

頂管推進方向上始發加固區9 m,接收加固區12 m,故隧道原狀土范圍在推進里程9～153 m。其中,東線頂管穿越箱涵段范圍在推進里程44～57 m,西線頂管穿越箱涵段范圍在推進里程60～72 m。

2.3.1.1 正面土壓力

土壓力設定及減摩注漿控制標準以控制切口及頂管機尾地表沉降微隆(±2 mm)為標準,過程中采用中部土壓力進行控制,控制土壓力波動范圍,并參考出土量、地面沉降監測數據及頂管機姿態,綜合分析確定土壓力的設定值。其中,理論土壓力設定值

p=k0γh。

(1)

式中:k0為土體的側向被動水土平衡壓力系數,初定控制在287.08～300.06 kPa;γ為土體平均重度;h為頂管斷面上部埋深。

2.3.1.2 總推力

總推力需要滿足推進過程中克服總推進正面壓力與總推進摩擦力之和。其中,總推力理論值

F=FN+FR=S×pt+f×L×l。

(2)

式中:FN為總推進正面壓力;FR為總推進摩擦力;S為頂管機開挖面面積;pt為機頭底部以上1/3高度處的被動土壓力,pt=k0γ(H+2/3D)(H為頂覆土厚度,D為大刀盤直徑);f為采用注漿工藝的摩阻系數;L為機頭或管節周長;l為頂進長度;F初定控制在73 496～82 905 N。

2.3.1.3 主刀盤轉矩

通過刀盤正面土體改良,將刀盤轉矩控制在額定轉矩的30%～70%,滿足切削要求。其中,主刀盤額定轉矩設計值

T=α·D3。

(3)

式中:α為經驗系數,取10～20;D為大刀盤直徑。T初定控制不高于2 524.36 kN·m。

2.3.1.4 推進速度

考慮刀盤刀具、刀盤轉矩控制及總頂力控制,初定控制20～25 mm/min為正常推進速度,具體根據總頂力情況、覆土情況及地面構(建)筑物情況優化推進速度。

始發接收段由于采取了地層加固措施,總推力、主刀盤轉矩在加固體內高于理論設定值,正面土壓力在加固區內則會由于土艙內尚未填實而低于理論設定值;其余段在原狀土內則應控制在理論設定值范圍內,且需保證參數平穩,變化波動小;原狀土中穿越箱涵段則穩速推進,確保推進參數平穩,對周邊擾動輕微。

2.3.2 推進施工參數控制效果分析

東西線頂管施工主要推進參數控制效果如圖11—14所示。

圖11 上部平均土壓力控制效果

圖12 總推力控制效果

圖13 主刀盤轉矩控制效果

圖14 推進速度控制效果

2.3.2.1 上部平均土壓力

頂管機前方土艙上部(2個)、中部(2個)、下部(1個)共裝有5個土壓力傳感器,其中,上部土壓力傳感器施工過程中受干擾最小,一般以該數據為主,中部土壓傳感器數據為輔,控制土艙壓力。頂管推進過程中土壓力均基本控制在設定范圍內,其中,除去加固區,東線頂管土艙上部土壓力為200～330 kPa,平均為280 kPa,西線頂管土艙上部土壓力為230～360 kPa,平均為280 kPa;東線頂管穿越箱涵施工段的土壓力為250～291 kPa,西線頂管穿越箱涵施工段的土壓力為258.5～296.5 kPa。

2.3.2.2 總推力

東西兩線頂管推進過程中總推力基本可控,總推力略低于設定值,主要是由于減摩觸變泥漿的減阻效果較好,降低了推進過程中的部分摩擦力。其中,除去加固區,東線頂管總推力為18 187～59 000 kN,平均為36 658.77 kN;西線頂管總推力為2 5000～51 897 kN,平均為39 154.75 kN。總推力在進入接收加固區前后突然增大,說明接收加固區土體強度較大,增加了推進阻力。

2.3.2.3 主刀盤轉矩

東西兩線頂管推進過程中大刀盤轉矩均基本控制在設定范圍內。其中,除去加固區,東線頂管大刀盤轉矩為1 056～1 610 kN·m,平均為1 350.49 kN·m;西線頂管大刀盤轉矩為891～1 574 kN·m,平均為1 315.79 kN·m,西線頂管大刀盤轉矩波動略高于東線頂管。進入接收段后,雙線隧道轉矩不同趨勢的突變則是由于東線隧道在貫通后刀盤土體內轉矩降低,西線隧道在貫通過程中有土體異物進入,使轉矩異常增大。

2.3.2.4 推進速度

東西兩線頂管推進過程中推進速度均基本控制在設定范圍內。東西線頂管穿越箱涵結構前,推進速度均有一定下降,是因為穿越前需要為穿越過程做一定的施工準備,故推進速度放慢,穿越過程中速度較為平穩。其中,除去加固區,東線頂管平均推進速度為9.07 mm/min,西線頂管平均推進速度為11.63 mm/min。

2.4 新型減摩觸變泥漿及壓注工藝體系

頂管推進施工過程中,土體中的頂管機機頭和管節與周邊土體之間存在一定的摩擦力,阻礙頂管施工的推進。為降低施工對地層的擾動,一般推進過程中通過從頂管機殼體和管節內部預設的注漿孔向地層中壓注一定量的減摩觸變泥漿,在頂管機機頭和管節四周形成一圈泥漿護套,實現潤滑殼體和管節、減小摩擦力的效果。同時,對于頂管機機頭與管節之間存在的建筑間隙,壓注的減摩觸變泥漿也有一定的填充效果。使得在頂管推進施工期間,盡可能減少對地層的擾動。

2.4.1 注漿材料選型

本工程頂管隧道主要穿越②3-1砂質粉土,部分穿越④淤泥質黏土層,頂管殼體為鋼結構,管節為混凝土結構,砂性地層與鋼結構、混凝土結構之間的摩擦因數較大,頂管推進中會產生較大的摩擦阻力,且砂性地層孔隙率較大,壓注的減摩觸變泥漿更易耗散進地層,較難在機頭、管節周邊形成泥漿護套,故在考慮環保與經濟效益的前提下,本工程頂管推進施工過程中采用了3種不同類型的減摩觸變泥漿。其中,A型漿液為新型減摩厚漿,主要在推進過程中在頂管機中、后殼體及機頭后面的糾偏中繼間殼體部位進行壓注,主要作用為機頭和中繼間的減摩和間隙填充;B型漿液為新型減摩觸變泥漿,主要在推進過程中在管節部位進行壓注,主要作用為管節減摩;C型漿液為厚泥,主要在推進間隙拼裝管節時在管節部位進行壓注,主要作用為管節間隙填充;A型、C型2種漿液稠度較大,壓注過程中需注意防止堵管,B型稠度較小,方便壓注。3種漿液配比見表2。

表2 各型減摩觸變泥漿配比特性表(1 m3配比)

2.4.2 注漿箱、注漿孔及漿管布置

注漿系統地面部分由1套拌漿系統、4個25 m3儲漿桶及輸送管道泵組成。減摩觸變泥漿通過設置在地面場地的拌漿系統攪拌備制,拌制完成后將減摩觸變泥漿泵送至地面儲漿桶進行膨化,膨化完成后通過預設好的管路泵送至隧道內的儲漿桶,最后通過隧道內布置好的漿管向地層內壓注。注漿系統包括拌漿桶、儲漿池、液壓注漿泵、液位計、電動閥門及管道等組成。地面注漿系統布置如圖15所示。

圖15 注漿系統地面布置

頂管機機頭與管節之間存在15 mm間隙,為填充間隙,在頂管機前殼體布置14個注漿孔,其中上部導流槽內8個,下部6個。后殼體布置8個注漿孔,其中上、下各3個,左、右各1個。頂管機頭注漿孔如圖16所示,框內為盾構機頭注漿孔位布置情況。殼體上的注漿孔用于壓注A型漿液。

管節注漿管路接入方式為: 兩側對稱,每側各接入1根DN50總管,總管通過異徑3通分出支管,通過各個支管連接管節內部的各個注漿孔。支路接入注漿孔的同時加裝電動球閥與手動球閥。電動球閥由PLC控制,設定各閥門開啟時間點,實現自動注漿;手動球閥壓注前后由人員手動操作開關,防止推進過程中非注漿狀態下地層壓力過大造成漿液反漿進入隧道內部。注漿系統管節內布置如圖17所示。

圖17 注漿系統管節內布置

每節管節內布置8個DN15孔,用于壓注B型漿液等;布置10個DN25孔,用于壓注C型漿液等。管節注漿孔位置如圖18所示。

(a) DN15孔位置

2.4.3 注漿系統及設備

施工中為了避免減摩觸變泥漿在管道中長距離輸送造成能量損失導致的注漿壓力不足,同時保證每個注漿孔壓注的減摩觸變泥漿量充足,隧道內采用分段式自動壓注的方式進行注漿。頂管機、中繼間及前5節管節設置1套自動控制注漿系統(該系統由2個3 m3注漿箱及2臺海納泵組成,由操作室進行控制),其后每30節管節在隧道內設置1套由2臺海納泵、2個3 m3注漿箱組成的注漿系統,該注漿系統的控制箱也設置在相應的30節管節內。使各區域漿液壓注獨立,互不干涉,保證各管節注漿壓力穩定、漿液量滿足要求。注漿系統區域分配如圖19所示,注漿泵及管節內壓力計連接如圖20所示。

圖19 注漿系統區域分配

(a) 注漿泵 (b) 管節內壓力計

2.4.4 注漿施工工藝

采用自動注漿系統控制減摩觸變泥漿的壓注,由控制箱按照PLC程序設定的順序逐個注漿孔注漿,每個孔壓注2 min,由控制箱控制電動閥門自動開關,并自動切換到下一孔繼續注漿,如此循環直至管節內所有注漿孔都壓注過對應型號的減摩觸變泥漿。嚴格控制減摩觸變泥漿注入量、漿液質量及壓注壓力。減摩觸變泥漿注入量為建筑間隙的150%～200%,每節壓注0.947～1.579 m3,并根據減摩注漿壓力和通道內漏漿情況調整減摩注漿填充率。注漿壓力及流量控制參數見表3。

表3 注漿壓力及流量控制參數

2.4.5 注漿統計

3型減摩觸變泥漿漿液壓注情況如圖21—23所示。圖中始發方向管節號大于接收方向是因為與頂管成型隧道結構內的管節編號一致。

圖21 A型漿液累計壓注量統計

由圖21可知,東線頂管施工過程中,出始發加固區鄰近部位、進出穿越箱涵段部位及進入頂管上方下立交主線結構部位A型漿液累計壓注量較大,主要是為滿足填充頂管機殼體及中繼間的建筑間隙,減小對地層的擾動;西線頂管A型漿液壓注總量比東線多36.49%,特別是下穿下立交結構段,西線明顯多于東線頂管。

由圖22可知,東線頂管施工過程中,進出穿越箱涵段部位B型漿液累計壓注量較大,主要是減小管節推進過程中的摩擦力,降低推進施工對既有箱涵結構的擾動影響;進入頂管上方下立交主線結構部位后B型漿液累計壓注量明顯減小,且B型漿液較A、C型漿液密度小,稠度低,②3-1砂性地層中更易消散,純用作管節減摩時,其壓注量明顯高于A、C兩型建筑間隙填充用漿;東線頂管B型漿液壓注總量比西線多19.59%,始發接收兩端加固區內基本不使用B型漿液。

圖22 B型漿液累計壓注量統計

由圖23可知,東線頂管施工過程中,出始發加固區鄰近部位、出穿越箱涵段部位C型漿液累計壓注量較大,主要是為滿足填充管節的建筑間隙,減小對地層的擾動;東線頂管C型漿液壓注總量比西線多18.00%,主要是因為東線頂管在下穿下立交結構和接收加固區內使用了C型漿液。

圖23 C型漿液累計壓注量統計

3 微擾動施工控制效果

3.1 地表沉降

淞滬路—三門路下立交頂管隧道工程地表沉降監測點平面布置如圖24所示。其中,斷面沉降監測共36個斷面,272個點,深層地表斷面沉降點均在東西兩線隧道軸線正上方,每條線36個點,2條線共72個點(DBS01—DBS72)。縱向軸線地表監測控制點累計沉降如圖25所示。

圖24 地表沉降監測點平面布置

(a) 東線隧道

由圖25可知,東線頂管于2020年4月16日切口進入箱涵投影位置,4月26日中間尾部脫出箱涵投影位置;西線頂管于10月14日切口進入箱涵投影位置,10月23日中間尾部脫出箱涵投影位置。東線頂管沉降較大的點(DBS46)位于箱涵與下立交匝道之間,東線頂管施工期間,此處路面交通量極大,故地層損失略大,沉降較大,東線隧道貫通整體軸線后累計沉降控制在-19.67～6.92 mm,穿越箱涵段沉降控制在-7.85～5.82 mm,均未超限,滿足施工控制要求;西線頂管沉降較大的點(DBS07)位于剛出始發加固區區域,結合2.4.5節注漿統計分析,由于此區域A型漿液壓注量較低,頂管機頭通過時的建筑間隙填充較少,故地層損失略大,沉降較大。由于西線頂管施工期間隧道頂部路面道路交通導改,許多測點被覆蓋,故圖26中個別測點數據存在直線無波動的情況,西線隧道貫通整體軸線后累計沉降控制在-19.74～5 mm,穿越箱涵段沉降控制在-18.2～12.07 mm,均未超限,滿足施工控制要求。由于東線頂管率先始發貫通,西線頂管在其微擾動控制措施基礎之上,充分借鑒了東線頂管的成功經驗,地表沉降控制效果更優。

圖26 合流污水箱涵監測布點圖

3.2 合流污水箱涵結構變形

淞滬路—三門路下立交頂管隧道工程合流污水箱涵監測點平面布置如圖26所示。其中,T1—T13(無T7)為合流污水箱涵土體沉降監測點,H1—H16為合流污水箱涵位移監測點。

合流污水箱涵土體沉降如圖27所示,合流污水箱涵垂直位移如圖28所示。由圖27可知,東線頂管下穿合流污水箱涵期間,結構周邊土體沉降控制在-5.03～2.03 mm,西線頂管下穿合流污水箱涵期間,結構周邊土體沉降控制在-3.85～5.9 mm,西線頂管穿越較東線對箱涵周邊土體影響波動更大且整體略微抬升隆起,最終合流污水箱涵土體沉降控制在-3.67～3.01 mm,實現了對既有結構的下穿微擾動施工。由圖28可知,東線頂管下穿合流污水箱涵期間,箱涵結構本體垂直位移控制在-7.25～3.09 mm,西線頂管下穿合流污水箱涵期間,箱涵結構本體垂直位移控制在-5.03～6.36 mm,西線頂管穿越較東線對箱涵結構本體影響波動更大且整體略微抬升隆起,最終合流污水箱涵結構本體垂直位移控制在-4.54～4.26 mm,實現了對既有結構的下穿微擾動施工。合流污水箱涵土體沉降最大點T6,合流污水箱涵垂直位移最大點H13、H14均在西線頂管外側,且在西線頂管穿越箱涵階段各測點變形數據波動更大,說明2條頂管隧道先后施工,多次穿越擾動使得最后一次穿越后箱涵結構及周邊地層變形更大,雙線隧道施工的先后順序是對周邊鄰近建(構)筑物產生擾動變形的重要影響因素;且第2條西線隧道施工工期較短,此類工況下頂管穿越施工應采用“慢速穿越”的策略。

(a) 東線頂管施工

(a) 東線頂管施工

4 結論與討論

大斷面矩形頂管法隧道在城市地下交通建設中的應用日漸增多,施工環境的水文地質條件日益復雜,周邊環境越發敏感,施工場地更加狹小,對復雜工況下的大斷面矩形頂管施工微擾動控制技術要求越來越高。本文對大斷面矩形頂管小間距隧道施工階段變形控制進行了分析,得到如下結論:

1) 大斷面矩形頂管近距離下穿合流污水箱涵,對既有箱涵結構需要提前做好加固保護措施,MJS加固技術以其場地條件要求低、施工過程微擾動、沉降變形可控性強的特點得以成功應用。施工監測表明,MJS加固技術對被穿越的既有箱涵結構有著良好的保護效果。

2) 設計了新型壓力自補償自鎖式管節止退系統并成功應用于本工程,將管節的平均累計后退變形量控制在20 mm以內,止退效果顯著,確保了頂管前方開挖土體和成型隧道結構的穩定。

3) 分析了頂管主要施工參數與地層變形之間的關系,并將土艙上部土壓力、總推力、主刀盤轉矩、推進速度作為頂管推進施工的關鍵控制參數,基于實際施工參數理論值的計算方法,確定主要參數的控制范圍,結合施工工況對上述參數進行合理設置,通過降低主要推進參數的波動,實現大斷面矩形頂管的近距離穿越施工。

4) 針對性地研發備制了3型不同作用的減摩觸變泥漿,分別在頂管機推進與停機拼裝管節2種狀態下采用與3型漿液相適應的壓注部位和壓注工藝,有效填充了建筑間隙,降低頂管機頭、中繼間、管節與地層之間的摩擦作用。

5) 在隧道上部路面交通不斷及導改的影響下,地表累計沉降控制在-19.74～6.92 mm,下穿合流污水箱涵結構周邊土體沉降控制在-3.67～3.01 mm,結構本體垂直位移控制在-4.54～4.26 mm,實現了大斷面矩形頂管小間距隧道的微擾動施工。

淞滬路—三門路下立交工程雙線隧道的順利貫通,成功積累了大斷面矩形頂管小間距隧道近距離下穿既有結構的微擾動施工控制經驗,為城市核心區復雜環境下的地下交通建設提供了更多選擇,其工藝工法有待進一步研究和推廣。由于項目位于市區主干道,施工場地狹小,施工過程中反復交通導改,且工期緊張存在接收洞門圈上部下立交匝道結構段內部結構同步施工等問題,無法在頂管施工過程中布置監測點來監測近距離下穿施工對下立交匝道結構的影響;同時,東線隧道貫通后便立即進行內部裝修施工,無法布置監測點來觀察西線頂管施工對既有成形小間距隧道結構的影響。后續類似工程條件允許時,可全程采集更全面的數據進行深入分析,進一步展開研究。