大断面小间距矩形顶管隧道微扰动施工控制技术研究——以淞沪路—三门路下立交工程为例

刘喜东

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

0 引言

近年来,随着我国城市化进程加快,城区的土地资源日益紧缺,城市地下空间开发需求日渐紧迫[1]。隧道工程可以在不破坏或少影响城市原有市政基础设施的条件下施工,有效缓解城市交通,扩展地下空间。其中,大断面矩形顶管隧道以其断面空间利用率大、成本低、对周边环境影响小等优势在城市地下交通网络建设中得到越来越广泛的应用[2-7]。

针对当前市政建设项目中日渐增多的大断面矩形顶管隧道,国内学者展开了一系列研究: 吴圣贤[8]分析了王家墩东站Ⅳ号出入口通道大断面矩形顶管工程设计方案实例;贾连辉[9]介绍了超大断面矩形盾构顶管设计的关键技术;胡新朋[10]、黄伟[11]基于郑州市红专路下穿中州大道隧道工程,研究了大断面矩形混凝土顶管隧道的管节接头及管节设计方案、接头和纵向连接等设计要点;薛青松[12]基于苏州城北路大断面矩形顶管工程,研究了顶管顶力设计值;杨转运[13]采用数值模拟方法研究了超浅层顶管施工引起的路基地层变形;刘波等[14]对隧道竖向位移、水平位移、径向收敛和地表隆沉进行监测,研究了顶管近距离穿越既有地铁区间隧道及城市主干道施工;许有俊等[15]采用数值模拟方法研究了砂砾石地层条件下矩形顶管开挖面的破坏规律;吴勇等[16]研究了顶管施工对周边环境的影响;董俊[17]结合武汉轨道交通3号线宗关站4号出入口兼过街地下通道工程,提出了矩形顶管施工过程中的变形控制措施;周向阳等[18]通过分析隧道变形监测数据,结合现场施工场地条件,提出了变形控制措施;易丹等[19]分析研究了大断面矩形土压平衡式顶管隧道上跨地铁运营隧道引起的变形;曾员等[20]采用数值模拟矩形顶管施工过程,制定了变形控制措施;吴波等[21]依托宁波地铁某车站出入口大断面矩形顶管工程,研究了顶管推进过程中切口前方地表变形。综上所述,针对大断面矩形顶管隧道工程的研究主要集中在基于理论研究的管节结构强度、接头形式、受力分析和顶管施工参数设定等物理力学方面,采用数值模拟方法对顶管隧道穿越地层沉降规律、周边近距离建(构)筑物的变形扰动影响的分析,以及依托现场施工监测数据,分析顶管施工过程中对周边环境的影响。针对大断面矩形顶管隧道施工控制措施,特别是城市核心区狭小空间内近距离穿越既有建(构)筑物的顶管隧道施工控制措施方面尚缺乏系统性的研究成果。

本文依托淞沪路—三门路下立交工程,通过MJS加固、设计新型管节止退系统、控制推进参数、研发新型减摩触变泥浆及相应的压注工艺等针对性措施,实现大断面矩形顶管小间距隧道近距离下穿既有合流污水箱涵结构施工过程中对周边环境的微扰动,成功控制了地表沉降及箱涵结构变形,以期为类似工程提供参考。

1 工程概况

淞沪路—三门路下立交工程位于上海市杨浦区江湾五角场地区,项目南起淞沪路政学路,北至闸殷路民府路,采用双层“Y”字型下立交型式。下层匝道穿越三门路段采用大断面矩形顶管法施工。

顶管隧道段平行下穿淞沪路,2条顶管隧道均自北侧工作井出发沿淞沪路方向向南侧工作井推进。隧道顶部埋深为11.6～12 m,外径尺寸为9.8 m×6.3 m,壁厚700 mm,隧道净空断面宽8.4 m、高4.9 m,管节宽度为1.5 m,混凝土强度等级为C50,抗渗等级为P10,整节预制,单节管节质量约68 t。顶管隧道长度约为163 m,坡度为3‰。2条顶管隧道水平间距为3.4 m。顶管隧道下穿合流污水箱涵,最小竖向净距约为4 m;接收洞门圈上部为淞沪路—三门路下立交匝道段结构,该下立交结构在接收井处位于顶管隧道上方,且在顶管隧道始发前其主体结构施工已完成。工程概况如图1所示。

1.1 工程地质

工程所处场地属滨海平原地貌类型,地貌形态单一,地基土属第四纪晚更新世及全新世沉积物,主要由黏性土、粉性土和砂土组成,具有成层分布的特点。大断面矩形顶管隧道主要穿越②3-1砂质粉土、④淤泥质黏土层。顶管隧道穿越地质剖面如图2所示,所处地层的物理力学参数见表1。

表1 各土层主要物理力学参数

图2 顶管隧道穿越地质剖面图(单位: m)

1.2 水文条件

工程施工范围地下水类型主要为松散岩类孔隙水,孔隙水按形成时代、成因和水理特征可划分为潜水含水层、承压含水层。其中,潜水位埋深一般离地表面0.3～1.5 m,年平均地下水水位埋深离地表面0.5～0.7 m;承压水埋深一般为3～12 m,低于潜水水位,并呈周期性变化。

2 微扰动施工控制技术

2.1 对近距离穿越既有箱涵结构的保护

2.1.1 合流污水箱涵与顶管位置关系

合流污水箱涵为两孔混凝土箱涵,竣工已26年,日均流量为: 旱天170×104t/d,雨天360×104t/d。箱涵为双孔结构,单孔内截面尺寸为4.25 m×3.5 m,整体外截面尺寸分别为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。顶管穿越段正上方为RB型直线段倒虹箱涵,其顶板厚450 mm、底板厚450 mm,箱涵段长度分别为16、15、16 m,如图2所示。顶管段从合流污水管下方穿过,顶管与箱涵平面夹角约为56.4°,最小竖向净距为4.0 m。东线顶管始发井与合流污水箱涵距离为44 m,接收井与合流污水箱涵距离为106 m;西线顶管始发井与合流污水箱涵距离为60 m,接收井与合流污水箱涵距离为91 m。合流污水箱涵与顶管位置关系如图3所示。

箱涵内部水头常年高于地面约7 m,结构接口变形缝处一旦因顶管施工造成周边土体受过大扰动,极易产生裂缝,引发箱涵管道内污水渗漏,威胁整体结构安全,外泄的污水将对项目周边、河道环境、社会层面造成难以估量的影响。

2.1.2 MJS加固保护

作为非开挖的隐蔽工程,顶管施工过程中近距离穿越既有建(构)筑物时,一般采取在施工穿越前对既有地下结构周边的地基土进行加固的预保护措施。合流污水箱涵结构周边既有管线众多,地表、地下环境复杂,不具备传统地基加固的施工条件。为克服传统的地基加固方法在施工过程中存在的地内压力不可控、对周围地层扰动较大等缺陷,采用微扰动、可控性强的MJS工法对合流污水箱涵周围土体进行加固保护。在顶管通道两侧邻近合流污水箱涵位置,布置φ4 200 mm的全圆形式MJS支撑桩,深度为21.5 m,进入⑤1粉质黏土,共4根桩,桩底标高进入⑤1粉质黏土2 m,隔离②3-1砂性土,且作为箱涵底部框式加固的支撑桩;合流污水箱涵底部与顶管通道上部之间布置φ4 200 mm半圆形式MJS桩,有效桩长约5 m,共20根桩,与箱涵底部支撑桩连接形成箱涵底部框式加固结构,加强箱涵整体抗扰动性。MJS加固范围如图4所示。

(a) MJS加固整体效果图

2.2 新型压力自补偿自锁式管节止退系统

顶管推进施工过程中,每节管节推进完成后都会进行下节管节的拼装,需要将主顶油缸连同顶环、顶块一起回缩,为新一节管节的拼装提供作业空间。此过程中,由于已经进入土体的顶管机和管节在工作井内推进反方向上无约束,如果不在工作井内及时对已完成拼装的管节施加约束,会导致顶管机和管节整体大幅回缩,地层受到较大扰动;已完成拼装的管节之间则会由于推进方向无约束可能产生压力释放,使得管节之间的接头处产生空隙,引发隧道内部渗漏,进一步加剧地层的扰动和土体的变形。因此,顶管施工过程中需要在始发洞门两侧布置止退系统[5],通过工作井内的止退系统在已完成拼装的管节上施加止退作用力,约束顶管机和管节的整体回缩变形。传统的止退系统多采用单一的剪力销或支撑杆形式,主顶油缸回缩,机头和管节就会一起后退20～30 cm[2],止退效果较差,对地层的扰动较大,不利于施工沉降控制。大断面矩形顶管由于埋深、开挖断面比一般顶管更大,主顶油缸回缩时,机头和管节受到向后退的力更大,对地层扰动更大。因此,其对管节止退系统止退能力和控制效果要求更高。

2.2.1 压力自补偿自锁式管节止退系统设计

新型止退系统主要包括止退钢结构、自补偿式千斤顶和止退销3种结构,如图5所示。其中,止退钢结构为钢结构支撑,主要作用为安装放置千斤顶和止退销,同时将千斤顶工作时的止退顶力传导至后靠支撑结构上;自补偿式千斤顶系统安装放置在止退钢结构上,工作时通过抵在止退销上向管节施加止退作用力;止退销为实心圆柱钢结构,通过同时插入管节上的止退销孔和止退销箱体,将管节后退力转化为其自身结构承受的剪切力,同时止退销箱体将自补偿式千斤顶施加的止退作用力传导至止退销与管节后退力之间,达到动态平衡,保持顶管非推进状态下管节在推进方向上的相对静止。结合之前的静安寺项目[5]对止退销布置形式进行优化,由过去只在单根管节两侧各对称布置数个止退销孔改为在2根管节两侧各对称布置2个,有效防止因单个管节上布置过多的止退销孔造成的应力集中,影响管节结构强度。每节管节完成推进后,人工插入止退销,千斤顶通过止退销对管节施加推进方向的作用力,待千斤顶止退作用力与主顶推力平衡后,再进行回缩主顶油缸、拼装下一节管节的作业。过程中实时监控千斤顶轴力,并可根据上一环管节推进位置对千斤顶行程进行微调,同时千斤顶轴力施加到设定值的100%后持荷5 min,自动锁住机械锁。

图5 新型止退系统(左右对称)

2.2.1.1 止退框架设计

止退框架采用普通碳钢,质量为9 608.94 kg,体积为1.231 92 m3,密度为7 800 kg/m3。材料属性: 屈服强度为2.205 94×108N/m2,张力强度为3.998 26×108N/m2,弹性模量为2.1×1011N/m2,泊松比为0.28,质量密度为7 800 kg/m3,抗剪模量为7.9×1010N/m2,热扩张系数为1.3×10-5/K,其受力及约束情况如图6所示。止退框架面1和面2处分别需要抗拔力1 210 kN和3 360 kN,面1尺寸为1 000 mm×500 mm,面2尺寸为1 000 mm×500 mm。

图6 止退框架受力及约束情况

通过对止退框架进行静力分析得出: 1)框架所受应力去除集中载荷后受力比较均匀,并且与屈服力相差不大; 2)框架发生的最大位移形变量为17.26 mm; 3)框架在10 000 kN的受力分析下框架结构比较稳定,不会发生结构损坏或者较大变形的情况。

2.2.1.2 止退销箱体设计

止退销采用普通碳钢,质量为217.678 kg,体积为0.027 907 4 m3,其余参数与止退框架一致,其受力及约束情况如图7所示。

(a) 受力

通过对单个止退销进行静力分析得出: 1)止退销所受应力去除集中载荷后受力比较均匀,并且与屈服力相差不大; 2)止退发生的最大位移形变量为4.5 mm; 3)止退销在2 500 kN的受力分析下框架结构比较稳定,不会发生结构损坏或者较大变形的情况。

2.2.2 止退效果分析

顶管管节止退系统累计后退变形量统计分析如图8—9所示。

(a) 东线顶管

由图8可知,随着顶管推进里程的增加,成型管节数增加,随顶管顶力增加自补偿式千斤顶止退力变大,顶管两侧止退系统的累计后退变形量逐渐增大,累计后退变形量为井口始发位置记录的顶管+管节的整体累计变形量,非切口里程的回缩,故其数值会随着推进管节增加而累积增大。其中,后施工的西线顶管推进过程中由于后段增加了新型A型减摩触变泥浆的使用量,而使得累计后退变形量较东线顶管整体累计后退变形量低,且后段累计后退变形量基本没有增大趋势。

由图9可知,东线顶管左侧累计后退变形量平均19.50 mm,最大34.9 mm,最小10.1 mm;右侧累计后退变形量平均18.47 mm,最大31.7 mm,最小6.5 mm。西线顶管左侧累计后退变形量平均18.88 mm,最大28.8 mm,最小12.0 mm;右侧累计后退变形量平均19.21 mm,最大28.8 mm,最小12.0 mm。较传统止退系统20～30 cm的累计后退变形量,新型压力自补偿自锁式管节止退系统的止退效果显著。

(a) 东线顶管

2.3 推进施工参数控制技术

2.3.1 主要推进施工参数设定机制

根据影响顶管施工的诸多因素之间的直接、间接影响关系,绘制了如图10所示的主要顶管推进参数与地层变形逻辑关系图,显示了如何在推进过程中实时调整推进参数。

图10 主要顶管推进参数与地层变形逻辑关系图

顶管推进方向上始发加固区9 m,接收加固区12 m,故隧道原状土范围在推进里程9～153 m。其中,东线顶管穿越箱涵段范围在推进里程44～57 m,西线顶管穿越箱涵段范围在推进里程60～72 m。

2.3.1.1 正面土压力

土压力设定及减摩注浆控制标准以控制切口及顶管机尾地表沉降微隆(±2 mm)为标准,过程中采用中部土压力进行控制,控制土压力波动范围,并参考出土量、地面沉降监测数据及顶管机姿态,综合分析确定土压力的设定值。其中,理论土压力设定值

p=k0γh。

(1)

式中:k0为土体的侧向被动水土平衡压力系数,初定控制在287.08～300.06 kPa;γ为土体平均重度;h为顶管断面上部埋深。

2.3.1.2 总推力

总推力需要满足推进过程中克服总推进正面压力与总推进摩擦力之和。其中,总推力理论值

F=FN+FR=S×pt+f×L×l。

(2)

式中:FN为总推进正面压力;FR为总推进摩擦力;S为顶管机开挖面面积;pt为机头底部以上1/3高度处的被动土压力,pt=k0γ(H+2/3D)(H为顶覆土厚度,D为大刀盘直径);f为采用注浆工艺的摩阻系数;L为机头或管节周长;l为顶进长度;F初定控制在73 496～82 905 N。

2.3.1.3 主刀盘转矩

通过刀盘正面土体改良,将刀盘转矩控制在额定转矩的30%～70%,满足切削要求。其中,主刀盘额定转矩设计值

T=α·D3。

(3)

式中:α为经验系数,取10～20;D为大刀盘直径。T初定控制不高于2 524.36 kN·m。

2.3.1.4 推进速度

考虑刀盘刀具、刀盘转矩控制及总顶力控制,初定控制20～25 mm/min为正常推进速度,具体根据总顶力情况、覆土情况及地面构(建)筑物情况优化推进速度。

始发接收段由于采取了地层加固措施,总推力、主刀盘转矩在加固体内高于理论设定值,正面土压力在加固区内则会由于土舱内尚未填实而低于理论设定值;其余段在原状土内则应控制在理论设定值范围内,且需保证参数平稳,变化波动小;原状土中穿越箱涵段则稳速推进,确保推进参数平稳,对周边扰动轻微。

2.3.2 推进施工参数控制效果分析

东西线顶管施工主要推进参数控制效果如图11—14所示。

图11 上部平均土压力控制效果

图12 总推力控制效果

图13 主刀盘转矩控制效果

图14 推进速度控制效果

2.3.2.1 上部平均土压力

顶管机前方土舱上部(2个)、中部(2个)、下部(1个)共装有5个土压力传感器,其中,上部土压力传感器施工过程中受干扰最小,一般以该数据为主,中部土压传感器数据为辅,控制土舱压力。顶管推进过程中土压力均基本控制在设定范围内,其中,除去加固区,东线顶管土舱上部土压力为200～330 kPa,平均为280 kPa,西线顶管土舱上部土压力为230～360 kPa,平均为280 kPa;东线顶管穿越箱涵施工段的土压力为250～291 kPa,西线顶管穿越箱涵施工段的土压力为258.5～296.5 kPa。

2.3.2.2 总推力

东西两线顶管推进过程中总推力基本可控,总推力略低于设定值,主要是由于减摩触变泥浆的减阻效果较好,降低了推进过程中的部分摩擦力。其中,除去加固区,东线顶管总推力为18 187～59 000 kN,平均为36 658.77 kN;西线顶管总推力为2 5000～51 897 kN,平均为39 154.75 kN。总推力在进入接收加固区前后突然增大,说明接收加固区土体强度较大,增加了推进阻力。

2.3.2.3 主刀盘转矩

东西两线顶管推进过程中大刀盘转矩均基本控制在设定范围内。其中,除去加固区,东线顶管大刀盘转矩为1 056～1 610 kN·m,平均为1 350.49 kN·m;西线顶管大刀盘转矩为891～1 574 kN·m,平均为1 315.79 kN·m,西线顶管大刀盘转矩波动略高于东线顶管。进入接收段后,双线隧道转矩不同趋势的突变则是由于东线隧道在贯通后刀盘土体内转矩降低,西线隧道在贯通过程中有土体异物进入,使转矩异常增大。

2.3.2.4 推进速度

东西两线顶管推进过程中推进速度均基本控制在设定范围内。东西线顶管穿越箱涵结构前,推进速度均有一定下降,是因为穿越前需要为穿越过程做一定的施工准备,故推进速度放慢,穿越过程中速度较为平稳。其中,除去加固区,东线顶管平均推进速度为9.07 mm/min,西线顶管平均推进速度为11.63 mm/min。

2.4 新型减摩触变泥浆及压注工艺体系

顶管推进施工过程中,土体中的顶管机机头和管节与周边土体之间存在一定的摩擦力,阻碍顶管施工的推进。为降低施工对地层的扰动,一般推进过程中通过从顶管机壳体和管节内部预设的注浆孔向地层中压注一定量的减摩触变泥浆,在顶管机机头和管节四周形成一圈泥浆护套,实现润滑壳体和管节、减小摩擦力的效果。同时,对于顶管机机头与管节之间存在的建筑间隙,压注的减摩触变泥浆也有一定的填充效果。使得在顶管推进施工期间,尽可能减少对地层的扰动。

2.4.1 注浆材料选型

本工程顶管隧道主要穿越②3-1砂质粉土,部分穿越④淤泥质黏土层,顶管壳体为钢结构,管节为混凝土结构,砂性地层与钢结构、混凝土结构之间的摩擦因数较大,顶管推进中会产生较大的摩擦阻力,且砂性地层孔隙率较大,压注的减摩触变泥浆更易耗散进地层,较难在机头、管节周边形成泥浆护套,故在考虑环保与经济效益的前提下,本工程顶管推进施工过程中采用了3种不同类型的减摩触变泥浆。其中,A型浆液为新型减摩厚浆,主要在推进过程中在顶管机中、后壳体及机头后面的纠偏中继间壳体部位进行压注,主要作用为机头和中继间的减摩和间隙填充;B型浆液为新型减摩触变泥浆,主要在推进过程中在管节部位进行压注,主要作用为管节减摩;C型浆液为厚泥,主要在推进间隙拼装管节时在管节部位进行压注,主要作用为管节间隙填充;A型、C型2种浆液稠度较大,压注过程中需注意防止堵管,B型稠度较小,方便压注。3种浆液配比见表2。

表2 各型减摩触变泥浆配比特性表(1 m3配比)

2.4.2 注浆箱、注浆孔及浆管布置

注浆系统地面部分由1套拌浆系统、4个25 m3储浆桶及输送管道泵组成。减摩触变泥浆通过设置在地面场地的拌浆系统搅拌备制,拌制完成后将减摩触变泥浆泵送至地面储浆桶进行膨化,膨化完成后通过预设好的管路泵送至隧道内的储浆桶,最后通过隧道内布置好的浆管向地层内压注。注浆系统包括拌浆桶、储浆池、液压注浆泵、液位计、电动阀门及管道等组成。地面注浆系统布置如图15所示。

图15 注浆系统地面布置

顶管机机头与管节之间存在15 mm间隙,为填充间隙,在顶管机前壳体布置14个注浆孔,其中上部导流槽内8个,下部6个。后壳体布置8个注浆孔,其中上、下各3个,左、右各1个。顶管机头注浆孔如图16所示,框内为盾构机头注浆孔位布置情况。壳体上的注浆孔用于压注A型浆液。

管节注浆管路接入方式为: 两侧对称,每侧各接入1根DN50总管,总管通过异径3通分出支管,通过各个支管连接管节内部的各个注浆孔。支路接入注浆孔的同时加装电动球阀与手动球阀。电动球阀由PLC控制,设定各阀门开启时间点,实现自动注浆;手动球阀压注前后由人员手动操作开关,防止推进过程中非注浆状态下地层压力过大造成浆液反浆进入隧道内部。注浆系统管节内布置如图17所示。

图17 注浆系统管节内布置

每节管节内布置8个DN15孔,用于压注B型浆液等;布置10个DN25孔,用于压注C型浆液等。管节注浆孔位置如图18所示。

(a) DN15孔位置

2.4.3 注浆系统及设备

施工中为了避免减摩触变泥浆在管道中长距离输送造成能量损失导致的注浆压力不足,同时保证每个注浆孔压注的减摩触变泥浆量充足,隧道内采用分段式自动压注的方式进行注浆。顶管机、中继间及前5节管节设置1套自动控制注浆系统(该系统由2个3 m3注浆箱及2台海纳泵组成,由操作室进行控制),其后每30节管节在隧道内设置1套由2台海纳泵、2个3 m3注浆箱组成的注浆系统,该注浆系统的控制箱也设置在相应的30节管节内。使各区域浆液压注独立,互不干涉,保证各管节注浆压力稳定、浆液量满足要求。注浆系统区域分配如图19所示,注浆泵及管节内压力计连接如图20所示。

图19 注浆系统区域分配

(a) 注浆泵 (b) 管节内压力计

2.4.4 注浆施工工艺

采用自动注浆系统控制减摩触变泥浆的压注,由控制箱按照PLC程序设定的顺序逐个注浆孔注浆,每个孔压注2 min,由控制箱控制电动阀门自动开关,并自动切换到下一孔继续注浆,如此循环直至管节内所有注浆孔都压注过对应型号的减摩触变泥浆。严格控制减摩触变泥浆注入量、浆液质量及压注压力。减摩触变泥浆注入量为建筑间隙的150%～200%,每节压注0.947～1.579 m3,并根据减摩注浆压力和通道内漏浆情况调整减摩注浆填充率。注浆压力及流量控制参数见表3。

表3 注浆压力及流量控制参数

2.4.5 注浆统计

3型减摩触变泥浆浆液压注情况如图21—23所示。图中始发方向管节号大于接收方向是因为与顶管成型隧道结构内的管节编号一致。

图21 A型浆液累计压注量统计

由图21可知,东线顶管施工过程中,出始发加固区邻近部位、进出穿越箱涵段部位及进入顶管上方下立交主线结构部位A型浆液累计压注量较大,主要是为满足填充顶管机壳体及中继间的建筑间隙,减小对地层的扰动;西线顶管A型浆液压注总量比东线多36.49%,特别是下穿下立交结构段,西线明显多于东线顶管。

由图22可知,东线顶管施工过程中,进出穿越箱涵段部位B型浆液累计压注量较大,主要是减小管节推进过程中的摩擦力,降低推进施工对既有箱涵结构的扰动影响;进入顶管上方下立交主线结构部位后B型浆液累计压注量明显减小,且B型浆液较A、C型浆液密度小,稠度低,②3-1砂性地层中更易消散,纯用作管节减摩时,其压注量明显高于A、C两型建筑间隙填充用浆;东线顶管B型浆液压注总量比西线多19.59%,始发接收两端加固区内基本不使用B型浆液。

图22 B型浆液累计压注量统计

由图23可知,东线顶管施工过程中,出始发加固区邻近部位、出穿越箱涵段部位C型浆液累计压注量较大,主要是为满足填充管节的建筑间隙,减小对地层的扰动;东线顶管C型浆液压注总量比西线多18.00%,主要是因为东线顶管在下穿下立交结构和接收加固区内使用了C型浆液。

图23 C型浆液累计压注量统计

3 微扰动施工控制效果

3.1 地表沉降

淞沪路—三门路下立交顶管隧道工程地表沉降监测点平面布置如图24所示。其中,断面沉降监测共36个断面,272个点,深层地表断面沉降点均在东西两线隧道轴线正上方,每条线36个点,2条线共72个点(DBS01—DBS72)。纵向轴线地表监测控制点累计沉降如图25所示。

图24 地表沉降监测点平面布置

(a) 东线隧道

由图25可知,东线顶管于2020年4月16日切口进入箱涵投影位置,4月26日中间尾部脱出箱涵投影位置;西线顶管于10月14日切口进入箱涵投影位置,10月23日中间尾部脱出箱涵投影位置。东线顶管沉降较大的点(DBS46)位于箱涵与下立交匝道之间,东线顶管施工期间,此处路面交通量极大,故地层损失略大,沉降较大,东线隧道贯通整体轴线后累计沉降控制在-19.67～6.92 mm,穿越箱涵段沉降控制在-7.85～5.82 mm,均未超限,满足施工控制要求;西线顶管沉降较大的点(DBS07)位于刚出始发加固区区域,结合2.4.5节注浆统计分析,由于此区域A型浆液压注量较低,顶管机头通过时的建筑间隙填充较少,故地层损失略大,沉降较大。由于西线顶管施工期间隧道顶部路面道路交通导改,许多测点被覆盖,故图26中个别测点数据存在直线无波动的情况,西线隧道贯通整体轴线后累计沉降控制在-19.74～5 mm,穿越箱涵段沉降控制在-18.2～12.07 mm,均未超限,满足施工控制要求。由于东线顶管率先始发贯通,西线顶管在其微扰动控制措施基础之上,充分借鉴了东线顶管的成功经验,地表沉降控制效果更优。

图26 合流污水箱涵监测布点图

3.2 合流污水箱涵结构变形

淞沪路—三门路下立交顶管隧道工程合流污水箱涵监测点平面布置如图26所示。其中,T1—T13(无T7)为合流污水箱涵土体沉降监测点,H1—H16为合流污水箱涵位移监测点。

合流污水箱涵土体沉降如图27所示,合流污水箱涵垂直位移如图28所示。由图27可知,东线顶管下穿合流污水箱涵期间,结构周边土体沉降控制在-5.03～2.03 mm,西线顶管下穿合流污水箱涵期间,结构周边土体沉降控制在-3.85～5.9 mm,西线顶管穿越较东线对箱涵周边土体影响波动更大且整体略微抬升隆起,最终合流污水箱涵土体沉降控制在-3.67～3.01 mm,实现了对既有结构的下穿微扰动施工。由图28可知,东线顶管下穿合流污水箱涵期间,箱涵结构本体垂直位移控制在-7.25～3.09 mm,西线顶管下穿合流污水箱涵期间,箱涵结构本体垂直位移控制在-5.03～6.36 mm,西线顶管穿越较东线对箱涵结构本体影响波动更大且整体略微抬升隆起,最终合流污水箱涵结构本体垂直位移控制在-4.54～4.26 mm,实现了对既有结构的下穿微扰动施工。合流污水箱涵土体沉降最大点T6,合流污水箱涵垂直位移最大点H13、H14均在西线顶管外侧,且在西线顶管穿越箱涵阶段各测点变形数据波动更大,说明2条顶管隧道先后施工,多次穿越扰动使得最后一次穿越后箱涵结构及周边地层变形更大,双线隧道施工的先后顺序是对周边邻近建(构)筑物产生扰动变形的重要影响因素;且第2条西线隧道施工工期较短,此类工况下顶管穿越施工应采用“慢速穿越”的策略。

(a) 东线顶管施工

(a) 东线顶管施工

4 结论与讨论

大断面矩形顶管法隧道在城市地下交通建设中的应用日渐增多,施工环境的水文地质条件日益复杂,周边环境越发敏感,施工场地更加狭小,对复杂工况下的大断面矩形顶管施工微扰动控制技术要求越来越高。本文对大断面矩形顶管小间距隧道施工阶段变形控制进行了分析,得到如下结论:

1) 大断面矩形顶管近距离下穿合流污水箱涵,对既有箱涵结构需要提前做好加固保护措施,MJS加固技术以其场地条件要求低、施工过程微扰动、沉降变形可控性强的特点得以成功应用。施工监测表明,MJS加固技术对被穿越的既有箱涵结构有着良好的保护效果。

2) 设计了新型压力自补偿自锁式管节止退系统并成功应用于本工程,将管节的平均累计后退变形量控制在20 mm以内,止退效果显著,确保了顶管前方开挖土体和成型隧道结构的稳定。

3) 分析了顶管主要施工参数与地层变形之间的关系,并将土舱上部土压力、总推力、主刀盘转矩、推进速度作为顶管推进施工的关键控制参数,基于实际施工参数理论值的计算方法,确定主要参数的控制范围,结合施工工况对上述参数进行合理设置,通过降低主要推进参数的波动,实现大断面矩形顶管的近距离穿越施工。

4) 针对性地研发备制了3型不同作用的减摩触变泥浆,分别在顶管机推进与停机拼装管节2种状态下采用与3型浆液相适应的压注部位和压注工艺,有效填充了建筑间隙,降低顶管机头、中继间、管节与地层之间的摩擦作用。

5) 在隧道上部路面交通不断及导改的影响下,地表累计沉降控制在-19.74～6.92 mm,下穿合流污水箱涵结构周边土体沉降控制在-3.67～3.01 mm,结构本体垂直位移控制在-4.54～4.26 mm,实现了大断面矩形顶管小间距隧道的微扰动施工。

淞沪路—三门路下立交工程双线隧道的顺利贯通,成功积累了大断面矩形顶管小间距隧道近距离下穿既有结构的微扰动施工控制经验,为城市核心区复杂环境下的地下交通建设提供了更多选择,其工艺工法有待进一步研究和推广。由于项目位于市区主干道,施工场地狭小,施工过程中反复交通导改,且工期紧张存在接收洞门圈上部下立交匝道结构段内部结构同步施工等问题,无法在顶管施工过程中布置监测点来监测近距离下穿施工对下立交匝道结构的影响;同时,东线隧道贯通后便立即进行内部装修施工,无法布置监测点来观察西线顶管施工对既有成形小间距隧道结构的影响。后续类似工程条件允许时,可全程采集更全面的数据进行深入分析,进一步展开研究。