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.pdf

引用格式:刘喜东.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J.隧道建设(中英文),2023,43(9):1590.LIU Xidong.Microdisturbance construction control technology for small-spacing rectangle jacking tunnels with large section:A case study of songhu road-sanmen road underpass projectJ.Tunnel Construction,2023,43(9):1590.收稿日期:2022-05-10;修回日期:2023-05-29作者简介:刘喜东(1980),男,黑龙江哈尔滨人,2020 年毕业于上海大学,工程管理专业,硕士,高级工程师,现从事地下空间工程技术管理与研究工作。E-mail:liuxd 。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1,2(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)摘要:为满足城市核心区浅覆土大断面矩形顶管隧道施工过程中对地表沉降和邻近既有结构变形控制要求,以淞沪路三门路下立交工程项目为背景,采用 MJS 对近距离穿越既有箱涵结构进行加固保护、设计应用新型压力自补偿自锁式管节止退系统、科学合理地设置顶管推进施工参数、研发新型减摩触变泥浆及压注工艺体系,实现大断面小间距矩形顶管隧道施工对周边环境的微扰动。结果表明:MJS 加固技术对被顶管穿越的既有结构有着良好的保护效果;新型的管节止退装置将管节的平均累计后退变形量控制在 20 mm 以内,推进过程中主要参数控制在设定范围内;新型减摩触变泥浆能有效填充建筑间隙、降低摩擦作用。基于现场实测变形数据分析可知,地表累计沉降控制在-19.746.92 mm,下穿合流污水箱涵结构周边土体沉降控制在-3.673.01 mm,结构本体垂直位移控制在-4.544.26 mm。关键词:公路隧道;大断面矩形顶管;微扰动施工;小间距隧道;变形控制DOI:10.3973/j.issn.2096-4498.2023.09.017文章编号:2096-4498(2023)09-1590-15中图分类号:U 455.43 文献标志码:A开放科学(资源服务)标识码(OSID):MMi ic cr ro od di is st tu ur rb ba an nc ce e C Co on ns st tr ru uc ct ti io on n C Co on nt tr ro ol l T Te ec ch hn no ol lo og gy y f fo or r S Sm ma al ll l-S Sp pa ac ci in ng g R Re ec ct ta an ng gl le e J Ja ac ck ki in ng g T Tu un nn ne el ls s w wi it th h L La ar rg ge e S Se ec ct ti io on n:A A C Ca as se e S St tu ud dy y o of f S So on ng gh hu u R Ro oa ad d-S Sa an nm me en n R Ro oa ad d U Un nd de er rp pa as ss s P Pr ro oj je ec ct tLIU Xidong1,2(1.Shanghai Urban Construction Municipal Engineering(Group)Co.,Ltd.,Shanghai 200065,China;2.Shanghai Tunnel Engineering Co.,Ltd.,Shanghai 200032,China)A Ab bs st tr ra ac ct t:A case study is conducted on the Songhu road-Sanmen road underpass project to control the surface settlement and deformation of adjacent structures while constructing a large-section rectangular pipe jacking tunnel with shallow overburden in the urban core area.Moreover,the metro jet system(MJS)method is used to reinforce the adjacent existing box culvert structure,a new pressure self-compensating and-locking pipe joint antireaction system is designed and developed,the pipe jacking construction parameters are scientifically and rationally set,and a novel friction-reducing thixotropic slurry and injection technology are developed,realizing microdisturbance on the surrounding environment caused by the construction of a large-section rectangular pipe jacking tunnel with small spacing.The results are as follows:(1)The MJS reinforcement technology protects the existing structure crossed by the pipe jacking.(2)The antireaction of the pipe joint controls the average cumulative retreat deformation of the pipe joint within 20 mm.(3)The primary parameters during the propulsion process are regulated within a predetermined range.(4)The friction-reducing thixotropic slurry effectively fills the building gap and reduces friction.According to the field-measured deformation data,the cumulative surface settlement is controlled between-19.74 and 6.92 mm,the settlement of the surrounding soil 第 9 期刘喜东: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around the box culvert structure above the pipe jacking is controlled between-3.67 and 3.01 mm,andthe vertical displacement of the structure is controlled between-4.54 and 4.26 mm,indicating a good construction effect.K Ke ey yw wo or rd ds s:highway tunnel;large-section rectangular pipe jacking;micro-disturbed construction;small-spacing tunnel;deformation control0 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 11.612 m,外径尺寸为 9.8 m6.3 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。图 1 淞沪路三门路下立交矩形顶管工程概况图Fig.1 Rectangular pipe jacking project under interchange between Songhu road and Sanmen road1.1 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3-1砂质粉土、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。1951隧道建设(中英文)第 43 卷图 2 顶管隧道穿越地质剖面图(单位:m)Fig.2 Geological profile of pipe jacking tunnel(unit: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0.31.5 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 312 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 170104 t/d,雨天 360104 t/d。箱涵为双孔结构,单孔内截面尺寸为 4.25 m3.5 m,整体外截面尺寸分别为9.7 m4.3 m0.4 m 的 RA 截面和 9.85 m4.4 m0.45 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。表 1 各土层主要物理力学参数Table 1 Main physico-mechanical parameters of different strata地层重度/(kN/m3)黏聚力 c/kPa内摩擦角/()静探ps/MPa地基承载力特征值 fak/kPa现场注水试验测得渗透系数 K/(cm/s)湿度液化指数le1粉质黏土夹黏质粉土18.91427.51.1085很湿3-1砂质粉土18.5630.52.051054.0610-52.0610-4饱和04.093-2粉砂18.7430.54.35130饱和淤泥质粉质黏土17.31215.50.6250饱和淤泥质黏土16.91411.50.68501.2410-51.5810-5饱和1粉质黏土18.21620.50.92706.9610-61.4510-5饱和(a)平面图(b)剖面图图 3 顶管隧道与合流污水箱涵位置关系图(单位:m)Fig.3 Position relationship between pipe jacking tunnel and combined sewage box culvert(unit:m)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 4 200 mm的全圆形式 MJS 支撑桩,深度为 21.5 m,进入1粉质黏土,共 4 根桩,桩底标高进入1粉质黏土 2 m,隔离3-1砂性土,且作为箱涵底部框式加固的支撑桩;合2951第 9 期刘喜东: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流污水箱涵底部与顶管通道上部之间布置 4 200 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(b)MJS 加固体三维图(c)MJS 加固体平面图图 4 合流污水箱涵 MJS 加固示意图Fig.4 MJS reinforcement diagram of combined sewage box culvert2.2 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 2030 cm2,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)Fig.5 New anti-reaction system(bilateral symmetry)3951隧道建设(中英文)第 43 卷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 94108 N/m2,张力强度为 3.998 26108 N/m2,弹性模量为 2.1 1011 N/m2,泊松比为0.28,质量密度为 7 800 kg/m3,抗剪模量为 7.9 1010 N/m2,热扩张系数为 1.310-5/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 mm500 mm,面 2 尺寸为 1 000 mm500 mm。图 6 止退框架受力及约束情况Fig.6 Force and restraint of anti-reaction frame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。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89 所示。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。(a)受力(b)约束图 7 止退销箱体受力及约束情况Fig.7 Forces and restraint of anti-reaction bolt(a)东线顶管(b)西线顶管图 8 顶管管节止退系统累计后退变形量Fig.8Cumulative retraction of pipe jacking joint anti-reaction system4951第 9 期刘喜东: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(a)东线顶管(b)西线顶管图 9 顶管管节止退系统累计后退变形量统计分析Fig.9 Statistical analysis of pipe jacking joint anti-reaction systems cumulative retraction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 2030 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。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。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 6072 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=k0h。(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 287.08300.06 kPa;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=Spt+fLl。(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=k0(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 49682 905 N。图 10 主要顶管推进参数与地层变形逻辑关系图Fig.10 Logical relationship between main pipe jacking parameters and formation deformation5951隧道建设(中英文)第 43 卷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=D3。(3)式中:为经验系数,取 1020;D 为大刀盘直径。T初定控制不高于 2 524.36 kNm。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 2025 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1114 所示。图 11 上部平均土压力控制效果Fig.11 Control effect of upper average soil pressure图 12 总推力控制效果Fig.12 Control effect of total thrust图 13 主刀盘转矩控制效果Fig.13 Control effect of main cutterhead torque图 14 推进速度控制效果Fig.14 Control effect of propulsion speed2.3.2.1 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250291 kPa,西线顶管穿越箱涵施工段的土压力为258.5296.5 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 18759 000 kN,平均为36 658.77 kN;西线顶管总推力为 2 500051 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6951第 9 期刘喜东: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 0561 610 kNm,平均为1 350.49 kNm;西线顶管 大 刀 盘 转 矩 为 891 1 574 kNm,平 均 为1 315.79 kNm,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3-1砂质粉土,部分穿越淤泥质黏土层,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)Table 2 Various types of anti-friction thixotropic mud proportioning characteristics(per 1 m3)减摩触变泥浆聚合物/L膨润土/kgHS-1/kgHS-2/kg水/kg密度/(g/cm3)黏度/s滤失量/mLA 型21201009751.2060806020 注:HS-1、HS-2 为高分子盾构制浆剂。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。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。图 15 注浆系统地面布置Fig.15 Ground layout of grouting system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7951隧道建设(中英文)第 43 卷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 16 顶管机机头注浆孔示意图Fig.16 Sketch of grouting hole at pipe jacking head图 17 注浆系统管节内布置Fig.17 Arrangement in pipe section of grouting system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(b)DN25 孔位置图 18 管节注浆孔位置示意图Fig.18 Sketch of grouting hole in pipe joints position2.4.3 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Fig.19 Regional distribution of grouting system(a)注浆泵(b)管节内压力计图 20 注浆泵及管节内压力计连接示意图Fig.20 Sketch of grouting pump and connection of pressure gauge in pipe section2.4.4 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 0.9471.579 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Table 3 Grouting pressure and flow control parameters泵口压力/MPa注浆口压力/MPa泵送流量/(m3/h)0.20.250.10.1522.48951第 9 期刘喜东: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2.4.5 注浆统计3 型减摩触变泥浆浆液压注情况如图 2123 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Fig.21 Statistics of accumulative injection volume of A-type slurry图 22 B 型浆液累计压注量统计Fig.22 Statistics of accumulative injection volume of B-type slurry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