大斷面矩形頂管法地鐵車站施工沉降控制技術(shù)實(shí)踐
——以上海軌道交通14號(hào)線靜安寺站工程為例

吳列成， 黃德中， 邱 龑

(上海隧道工程有限公司， 上海 200232)

0 引言

隨著我國(guó)城市建設(shè)的快速發(fā)展，城市地下空間得以大規(guī)模開(kāi)發(fā)，城市軌道交通網(wǎng)絡(luò)日趨發(fā)達(dá)，使得城市地下空間特別是城市核心區(qū)地下空間資源日益緊張[1]。傳統(tǒng)的地鐵車站建設(shè)需要在市政道路周邊進(jìn)行明挖施工，對(duì)城市交通、地下管線、周邊建(構(gòu))筑物產(chǎn)生較大影響； 同時(shí)，施工過(guò)程中受周邊環(huán)境的嚴(yán)重制約，明挖法已日漸難以滿足城市核心區(qū)地鐵車站的建設(shè)要求。為確保城市核心區(qū)狹小空間下的地下工程施工，突破傳統(tǒng)工藝、創(chuàng)新工法，以更環(huán)保的暗挖方式建設(shè)地鐵車站，大斷面頂管暗挖法車站被提出，并在國(guó)內(nèi)首次應(yīng)用于上海軌道交通14號(hào)線靜安寺站。相較于傳統(tǒng)圓形頂管，大斷面矩形頂管在施工過(guò)程中對(duì)地表變形、周圍管線和建(構(gòu))筑物會(huì)產(chǎn)生更大的影響，且城市核心區(qū)的地下工程施工對(duì)周邊環(huán)境的影響特別是沉降控制有著更嚴(yán)格的要求[2]。

國(guó)內(nèi)外已有學(xué)者對(duì)大斷面矩形頂管隧道的開(kāi)挖及地表沉降控制進(jìn)行了一定研究，例如： 周順華等[3]分析了上海浦東某雙線矩形頂管隧道工程施工中的地層損失率，得到地表沉降槽的分布情況； 榮亮等[4]研究了鄭州市下穿中州大道超大斷面矩形頂管隧道施工沉降控制技術(shù)； 王曉睿等[5]對(duì)頂管頂進(jìn)施工過(guò)程進(jìn)行動(dòng)態(tài)分析，揭示了隧道開(kāi)挖過(guò)程中的地表變化規(guī)律； 朱劍等[6]研究了淺埋大斷面矩形頂管在復(fù)雜環(huán)境下長(zhǎng)距離掘進(jìn)過(guò)程中的地表沉降規(guī)律及控制措施； 許有俊等[7]對(duì)砂礫石地層條件下矩形頂管開(kāi)挖面的主動(dòng)和被動(dòng)破壞規(guī)律進(jìn)行了研究； 劉波等[8]通過(guò)數(shù)值模擬方法，預(yù)測(cè)施工可能引起的隧道及地表變形； 郝小紅等[9]結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)和數(shù)值模擬方法，揭示了頂管施工過(guò)程中地層土體的位移變化規(guī)律； 易丹等[10]對(duì)大斷面矩形頂管隧道上跨地鐵運(yùn)營(yíng)區(qū)間隧道所引起的地鐵隧道變形進(jìn)行了全過(guò)程分析研究； 鄭書(shū)朝[11]通過(guò)理論分析、計(jì)算和實(shí)踐，研究了大斷面矩形頂管的沉降控制技術(shù)； 曾員等[12]通過(guò)對(duì)照監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)，得到各管線的最大位移值； 金華等[13]探討了淺埋矩形大斷面頂管施工中存在的技術(shù)難點(diǎn)及采用的解決措施； 王宏權(quán)[14]研究了復(fù)合地層條件下超大斷面淺埋暗挖隧道曲線頂管施工參數(shù)； 唐正偉[15]依托云南某地下矩形頂管工程，探討了頂管頂進(jìn)力計(jì)算方法； 魏綱等[16]研究了頂管施工中的注漿材料及其性能，分析了注漿過(guò)程中漿液與管道以及周圍土體之間的相互作用機(jī)制，探討了漿液在土體中的滲流以及注漿對(duì)土層移動(dòng)的影響； 楊紅軍等[17]研究了頂管減阻技術(shù)，主要包括注漿孔布置、觸變泥漿配制、注漿管路優(yōu)化設(shè)計(jì)和管節(jié)表面涂蠟等； 李剛[18]系統(tǒng)闡述了新型頂管減摩泥漿和固化泥漿的開(kāi)發(fā)研究、壓注工藝和實(shí)施效果； 王明勝等[19]研究了4種材料含量的改變對(duì)觸變泥漿性能的影響規(guī)律，確定了觸變泥漿的配合比； 潘尚昆等[20]通過(guò)開(kāi)發(fā)自動(dòng)注漿系統(tǒng)，實(shí)現(xiàn)了減小地面沉降的目的。

綜上所述，目前針對(duì)大斷面矩形頂管隧道施工的研究主要集中在沉降規(guī)律分析、頂進(jìn)參數(shù)的確定和控制以及減摩泥漿的材料性能與配比，而對(duì)成體系的沉降控制技術(shù)研究相對(duì)較少，特別是缺乏大斷面矩形頂管在城市核心區(qū)軌道交通地鐵車站建設(shè)方面的應(yīng)用研究。針對(duì)國(guó)內(nèi)首個(gè)大斷面矩形頂管法地鐵車站工程，通過(guò)設(shè)定合理的推進(jìn)參數(shù)、采用新型管節(jié)止退裝置、新型減摩觸變泥漿及壓注工藝等針對(duì)性措施，實(shí)現(xiàn)頂管推進(jìn)過(guò)程中對(duì)周邊核心城區(qū)環(huán)境的微擾動(dòng)，成功控制施工沉降，以期為后續(xù)類似工程提供參考。

1 工程概況

1.1 工程簡(jiǎn)介

上海軌道交通14號(hào)線靜安寺站位于靜安商圈華山路與延安中路交叉路口，沿華山路南北向布置，車站主體結(jié)構(gòu)下穿延安路高架主線，設(shè)計(jì)為地下3層島式站臺(tái)車站，與已建成通車的軌道交通2號(hào)線、7號(hào)線靜安寺站形成3線換乘樞紐。車站主體沿線路方向分為A、B、C 3個(gè)區(qū)，如圖1所示。其中，A區(qū)、C區(qū)采用明挖順作法施工；B區(qū)采用頂管法施工，為我國(guó)首例采用頂管法開(kāi)挖建設(shè)的地鐵車站主體結(jié)構(gòu)。

圖1 上海軌道交通14號(hào)線靜安寺車站分區(qū)及周邊環(huán)境

靜安寺站B區(qū)分為站臺(tái)層和站廳層，其中，站臺(tái)層采用2條長(zhǎng)度為82 m、斷面尺寸為8.7 m×9.9 m的頂管隧道連接延安路南北兩側(cè)的A區(qū)和C區(qū)站臺(tái)； 站廳層采用1條斷面尺寸為4.88 m×9.50 m、長(zhǎng)度為82 m的頂管隧道連接延安路南北兩側(cè)的A區(qū)和C區(qū)站臺(tái)。站臺(tái)層頂管隧道埋深15.17～15.37 m，設(shè)置4條聯(lián)絡(luò)通道; 站廳層頂管隧道埋深4.84～5.01 m。B區(qū)橫斷面如圖2所示。B區(qū)頂管隧道施工按圖中1#—3#順序開(kāi)挖，其中，1#為東線站臺(tái)層頂管隧道，2#為西線站臺(tái)層頂管隧道，3#為站廳層頂管隧道。

圖2 B區(qū)暗挖結(jié)構(gòu)段頂管橫斷面圖(單位: m)

1.2 工程地質(zhì)情況

根據(jù)地質(zhì)資料，B區(qū)站廳層穿越的土層主要為③灰色淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土及④灰色淤泥質(zhì)黏土； 站臺(tái)層穿越的土層主要為④灰色淤泥質(zhì)黏土、⑤1-1灰色黏土及⑤1-2灰色粉質(zhì)黏土，此處地層多含云母、有機(jī)質(zhì)，呈流塑—軟塑、軟塑—可塑狀態(tài)，具有高等—中等、高等壓縮性。穿越地層縱斷面如圖3所示。各地層物理力學(xué)指標(biāo)見(jiàn)表1。

表1 工程地層物理力學(xué)指標(biāo)

圖3 B區(qū)暗挖結(jié)構(gòu)段頂管穿越地層縱斷面圖

場(chǎng)地地下水類型主要為松散巖類孔隙水，孔隙水按形成時(shí)代、成因和水理特征可劃分為潛水含水層、(微)承壓含水層。本工程勘探深度范圍內(nèi)地下水主要為賦存于淺部土層中的潛水、第⑤2層中的微承壓水、第⑦2-1層和第⑦2-2層中的承壓水及第⑨層中的承壓水，埋深一般為3～12 m，低于潛水水位，并呈季節(jié)性周期變化。

項(xiàng)目地處市區(qū)核心地段，周邊環(huán)境極其敏感。因此，施工過(guò)程中的沉降控制技術(shù)是大斷面矩形頂管在城市核心區(qū)域施工的關(guān)鍵技術(shù)。

2 施工沉降控制措施

2.1 推進(jìn)參數(shù)的合理設(shè)定

2.1.1 土艙上部土壓力

頂管機(jī)正面土艙裝有5個(gè)(上2、中2、下1)土壓傳感器，其中，推進(jìn)過(guò)程中上部土壓力傳感器受影響較小，一般以上部土壓力為主、中部土壓力為輔控制土艙壓力。土艙壓力理論值一般被認(rèn)為是頂管機(jī)切口在始發(fā)、接收加固區(qū)之外的原狀地層中推進(jìn)時(shí)，能夠平衡開(kāi)挖面正前方地層原狀土的水、土壓力。

則上部土壓力理論設(shè)定值

P=k0γh。

(1)

式中：k0為土體的側(cè)向被動(dòng)水土平衡壓力系數(shù)；γ為土體平均重度；h為頂管斷面上部埋深。

靜安寺車站站臺(tái)層?xùn)|線頂管土艙上部土壓力設(shè)定值與實(shí)際值如圖4所示。原狀地層范圍內(nèi)在4～36節(jié)管節(jié)位置，上部土壓力理論設(shè)定值為265 kPa，實(shí)際推進(jìn)上部土壓力平均值為274 kPa，略高于設(shè)定值，實(shí)際值與設(shè)定值差異控制在-1.1%～7.5%。

圖4 上部土壓力設(shè)定值與實(shí)際值

2.1.2 總推力

靜安寺車站站臺(tái)層?xùn)|線頂管總推力理論值

F=FN+FR=S×Pt+f×L×l。

(2)

式中：FN為總推進(jìn)正面壓力;FR為總推進(jìn)摩擦力;S為頂管機(jī)開(kāi)挖面面積;Pt為機(jī)頭底部以上1/3高度處的被動(dòng)土壓力，Pt=k0γ(H+2/3D)(H為覆土深度，D為主刀盤(pán)直徑);f為采用注漿工藝的摩阻因數(shù);L為機(jī)頭或管節(jié)周長(zhǎng)；l為頂進(jìn)長(zhǎng)度。

由式(2)計(jì)算得總推力理論值為23 203.46～38 525.81 kN。靜安寺車站站臺(tái)層?xùn)|線頂管實(shí)測(cè)總推力如圖5所示。實(shí)測(cè)總推力為26 000～34 000 kN，此處實(shí)測(cè)值為每節(jié)管節(jié)總推力的平均值，在理論值區(qū)間范圍內(nèi)?？偼屏υ陧敼軝C(jī)切口離開(kāi)始發(fā)加固區(qū)進(jìn)入原狀地層后有所降低，推進(jìn)至10節(jié)后隨推進(jìn)里程增加而平穩(wěn)增大。這是由于始發(fā)加固區(qū)內(nèi)地層強(qiáng)度較大，對(duì)設(shè)備總推力要求較高。

圖5 頂管實(shí)測(cè)總推力

由式(2)可知，頂管總推力主要由總推進(jìn)正面壓力和總推進(jìn)摩擦力2部分組成。其中，由于本項(xiàng)目使用鋼管節(jié)，配合減摩泥漿作用，頂管與地層間的摩擦力遠(yuǎn)小于傳統(tǒng)的混凝土管節(jié)，使得推進(jìn)過(guò)程中的總推進(jìn)摩擦力在總推力中占比較小，即總推力主要為總推進(jìn)正面壓力。結(jié)合圖4中上部土壓力實(shí)測(cè)值可知，兩端加固區(qū)內(nèi)正面推力小于原位土壓力，所以兩端加固區(qū)內(nèi)的總推力也略低于原位土壓力。

2.1.3 主刀盤(pán)轉(zhuǎn)矩

頂管主刀盤(pán)額定轉(zhuǎn)矩設(shè)計(jì)值

T=α·D3。

(3)

式中：α為經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，取10～20；D為刀盤(pán)直徑。

靜安寺車站站臺(tái)層?xùn)|線頂管施工實(shí)際主刀盤(pán)轉(zhuǎn)矩如圖6所示。為滿足切削推進(jìn)要求，主刀盤(pán)轉(zhuǎn)矩理論值應(yīng)控制在額定轉(zhuǎn)矩(4 984 kN·m)的30%～70%，即1 495.2～3 488.8 kN·m； 加固區(qū)外原狀土中的實(shí)際主刀盤(pán)轉(zhuǎn)矩為1 200～3 200 kN·m，此處實(shí)測(cè)值為每節(jié)主刀盤(pán)轉(zhuǎn)矩的平均值，略低于理論值。說(shuō)明施工過(guò)程中推進(jìn)參數(shù)的合理控制，有效地降低了主刀盤(pán)轉(zhuǎn)矩，保護(hù)了刀盤(pán)，尤其在始發(fā)、接收兩處端頭加固區(qū)內(nèi)采用了“慢推緩轉(zhuǎn)”及渣土改良的推進(jìn)策略，使得加固區(qū)內(nèi)主刀盤(pán)轉(zhuǎn)矩平均值略低于原狀地層中的轉(zhuǎn)矩。

圖6 頂管施工實(shí)際主刀盤(pán)轉(zhuǎn)矩

2.1.4 推進(jìn)速度與主刀盤(pán)轉(zhuǎn)速

靜安寺車站站臺(tái)層?xùn)|線頂管推進(jìn)速度與主刀盤(pán)轉(zhuǎn)速如圖7所示。加固區(qū)外原狀地層中正常推進(jìn)速度為9～14 mm/min，平均推進(jìn)速度為12.48 mm/min；主刀盤(pán)轉(zhuǎn)速為0.67～1.02 r/min,平均轉(zhuǎn)速為0.82 r/min。

圖7 頂管推進(jìn)速度與主刀盤(pán)轉(zhuǎn)速

2.2 新型管節(jié)止退裝置的應(yīng)用

頂管推進(jìn)施工過(guò)程中，受開(kāi)挖面正前方及周邊水土壓力的作用，每次推進(jìn)完成進(jìn)行管節(jié)拼裝時(shí)，主頂油缸一旦回縮，頂管機(jī)和管節(jié)如無(wú)約束便會(huì)后退，從而導(dǎo)致地層失穩(wěn)，開(kāi)挖面前方土體塌陷； 且管節(jié)間由于水平無(wú)約束則會(huì)釋放壓力，管節(jié)接頭處產(chǎn)生空隙，發(fā)生滲漏，進(jìn)而加劇地層的擾動(dòng)和沉降變形。因此，頂管施工過(guò)程中會(huì)在始發(fā)基座兩側(cè)布置1套止退系統(tǒng)。當(dāng)每節(jié)管節(jié)完成推進(jìn)、主頂油缸回縮時(shí)，通過(guò)止退系統(tǒng)在始發(fā)井下完成拼裝，并在未進(jìn)入土體的管節(jié)上安裝止退銷，約束頂管機(jī)和管節(jié)的后退變形。傳統(tǒng)的止退系統(tǒng)多使用剪力銷或支撐桿形式，被動(dòng)強(qiáng)加在管節(jié)上，止退效果欠佳，每次回縮主頂油缸產(chǎn)生的回縮量會(huì)達(dá)到20～30 cm[4]，極大地造成地層擾動(dòng)，不利于沉降控制。靜安寺站大斷面矩形頂管由于開(kāi)挖斷面、埋深均較普通頂管大，機(jī)頭和管節(jié)受向后退的力更大，對(duì)止退系統(tǒng)要求高。因此，本項(xiàng)目針對(duì)性設(shè)計(jì)了新型止退裝置(如圖8所示)，以減小頂管機(jī)和管節(jié)回縮量，控制地層沉降變形。

(a) 整體示意圖

新型止退裝置采用止退鋼結(jié)構(gòu)+千斤頂?shù)男问?。其中，止退鋼結(jié)構(gòu)為三角形鋼架支撐，千斤頂采用類似基坑開(kāi)挖過(guò)程中的自補(bǔ)償鋼支撐系統(tǒng)安裝在止退鋼結(jié)構(gòu)上，與止退銷位置對(duì)應(yīng)。每節(jié)管節(jié)推進(jìn)到位后，插入止退銷，千斤頂通過(guò)止退銷對(duì)管節(jié)施加推進(jìn)方向的作用力，待其平衡了頂進(jìn)推進(jìn)力后，再回縮頂進(jìn)油缸。千斤頂軸力可實(shí)時(shí)監(jiān)控，并可根據(jù)上一環(huán)管節(jié)推進(jìn)位置對(duì)千斤頂行程進(jìn)行微調(diào)；同時(shí)，千斤頂軸力施加到設(shè)定值的100%后持荷5 min，人工鎖住機(jī)械鎖。機(jī)械鎖與支撐頭總成保留約5 mm的間隙，可有效杜絕千斤頂泄壓產(chǎn)生的后退現(xiàn)象。

東線頂管施工完成后每節(jié)管節(jié)回縮量統(tǒng)計(jì)見(jiàn)圖9。頂管推進(jìn)至38節(jié)時(shí)，刀盤(pán)切口就已穿越接收洞門(mén)圈，隧道貫通，后續(xù)管節(jié)施工即不再需要安裝止退系統(tǒng)。由于首次采用新型止退系統(tǒng)，1—14節(jié)管節(jié)施工過(guò)程中，距離止退系統(tǒng)較遠(yuǎn)，施工過(guò)程中止退操作比較費(fèi)力、耗時(shí)；之后15—38節(jié)管節(jié)施工中對(duì)止退系統(tǒng)位置做了優(yōu)化。

由圖9可知： 1)整條頂管隧道施工過(guò)程中，管節(jié)兩側(cè)回縮量平均分別為左側(cè)25.23 mm、右側(cè)26.03 mm； 2)1—14節(jié)管節(jié)(調(diào)整前)兩側(cè)回縮量平均分別為左側(cè)34.29 mm、右側(cè)35.21 mm，15—38節(jié)管節(jié)(調(diào)整后)兩側(cè)回縮量平均分別為左側(cè)20.96 mm、右側(cè)20.67 mm，調(diào)整后比調(diào)整前左側(cè)和右側(cè)回縮量分別減少38.87%和41.29%。新型止退系統(tǒng)對(duì)管節(jié)后退有著很好的約束，管節(jié)回縮量被控制在50 mm以內(nèi)，較傳統(tǒng)止退系統(tǒng)降低了一個(gè)數(shù)量級(jí)；位置調(diào)整優(yōu)化后，管節(jié)兩側(cè)回縮量更是明顯降低，被控制在35 mm以內(nèi)，明顯優(yōu)于傳統(tǒng)剪力銷或支撐桿形式的止退系統(tǒng)。

圖9 采用新型頂管管節(jié)止退系統(tǒng)后每節(jié)管節(jié)回縮量統(tǒng)計(jì)

2.3 新型減摩觸變泥漿及壓注工藝

減摩觸變泥漿是膨潤(rùn)土與水按一定比例拌合并摻入了相應(yīng)添加劑的漿液，經(jīng)過(guò)攪拌、發(fā)酵、泵送等工藝后，漿液能夠由凝膠體(膨潤(rùn)土顆粒呈絮凝狀態(tài))變?yōu)榱鲬B(tài)(膨潤(rùn)土顆粒呈分散狀態(tài))，且靜置后又能夠由流態(tài)變?yōu)槟z體。其主要作用是： 1)在推進(jìn)過(guò)程中，以流態(tài)形式來(lái)潤(rùn)滑管節(jié)與土體，減小二者之間的摩擦力，從而起到降低推進(jìn)阻力的作用； 2)在推進(jìn)間歇，管節(jié)相對(duì)靜止時(shí)變?yōu)槟z體，有效填充管節(jié)結(jié)構(gòu)與土體之間的間隙，從而減小地層擾動(dòng)和沉降變形。因此，減摩觸變泥漿是頂管隧道施工的關(guān)鍵核心技術(shù)之一[16]。

靜安寺車站大斷面矩形頂管管節(jié)為鋼結(jié)構(gòu)，隧道穿越地層以④灰色淤泥質(zhì)黏土、⑤1-1灰色黏土及⑤1-2灰色粉質(zhì)黏土為主。此類地層具有一定的不透水性，減摩觸變泥漿不易發(fā)生流失，且鋼結(jié)構(gòu)與黏土層之間的摩擦因數(shù)遠(yuǎn)小于混凝土結(jié)構(gòu)與黏土層間的摩擦因數(shù)，故本工程中減摩觸變泥漿性能針對(duì)性要求以間隙填充為主，兼顧推進(jìn)減摩。工程中結(jié)合地質(zhì)取樣，經(jīng)過(guò)多次試驗(yàn)調(diào)配出新型減摩觸變泥漿，其配比特性見(jiàn)表2。試驗(yàn)證明該泥漿能有效滿足工程填充、減摩需要。為保證泥漿質(zhì)量，現(xiàn)場(chǎng)拌漿系統(tǒng)采用自動(dòng)化攪拌系統(tǒng)，減摩觸變泥漿運(yùn)輸與存儲(chǔ)采用螺桿泵、擠壓泵。

表2 新型減摩觸變泥漿配比特性表(1 m3配比)

施工中為了避免減摩漿液在管道中長(zhǎng)距離輸送的動(dòng)能損失并保證每節(jié)管節(jié)壓注的漿液量充足，采用分段式自動(dòng)壓漿。每10節(jié)管節(jié)設(shè)置1套就地控制壓漿系統(tǒng)。該系統(tǒng)由2個(gè)電動(dòng)球閥、3 m3壓漿箱及2臺(tái)海納泵組成，由設(shè)置在管節(jié)內(nèi)的控制箱就地控制。工程采用自動(dòng)壓漿系統(tǒng)(同時(shí)備有手動(dòng)壓漿)，通過(guò)管節(jié)上的壓力表控制壓漿的壓力來(lái)實(shí)現(xiàn)保壓。由控制柜按照PLC程序設(shè)定的順序逐個(gè)注漿孔注漿，由控制柜發(fā)出指令，使電動(dòng)閥門(mén)啟閉，切換到下一注漿孔注漿，如此循環(huán)實(shí)現(xiàn)自動(dòng)壓漿。注漿過(guò)程中嚴(yán)格控制注漿量，每節(jié)管節(jié)的壓漿量一般為建筑空隙的150%～250%，即每推進(jìn)1節(jié)管節(jié)的壓漿量為1.39～2.33 m3，壓力控制在0.30～0.35 MPa，總管壓力不超過(guò)0.4 MPa。減摩觸變泥漿漿液及壓注系統(tǒng)如圖10所示。

(a) 漿液樣本 (b) 自動(dòng)控制閥 (c) 壓、拌漿泵 (d) 壓漿控制柜

頂管開(kāi)挖面積為74.946 6 m2，隧道斷面面積為74.480 1 m2，橫斷面建筑間隙為0.933 m3，每節(jié)管節(jié)理論間隙為1.866 m3，施工至第35節(jié)管節(jié)時(shí)，理論間隙約為56 m3，實(shí)際共壓漿55.18 m3。減摩觸變泥漿施工過(guò)程中壓注分配示意如圖11所示。頂管出始發(fā)加固區(qū)部位強(qiáng)度相對(duì)較低，推進(jìn)過(guò)程中反復(fù)受頂管機(jī)和管節(jié)擾動(dòng)，需要經(jīng)常壓注漿液，補(bǔ)充地層損失。從壓注部位可知，推進(jìn)過(guò)程中頂管機(jī)存在磕頭趨勢(shì)，而管節(jié)存在上浮趨勢(shì)。因此，為防止推進(jìn)過(guò)程中頂管機(jī)磕頭，在頂管機(jī)殼體底部壓注減摩觸變泥漿；為防止推進(jìn)過(guò)程中管節(jié)上浮，在管節(jié)頂部壓注減摩觸變泥漿，通過(guò)壓注過(guò)程中的反力，控制推進(jìn)姿態(tài)。

圖11 減摩觸變泥漿壓注分配示意圖

3 沉降控制效果

上海軌道交通14號(hào)線靜安寺站工程地表沉降監(jiān)測(cè)點(diǎn)平面布置如圖12所示。其中，B3-5～B15-8為東線隧道縱向軸線地表監(jiān)測(cè)控制點(diǎn)，截至頂管機(jī)切口穿越接收洞門(mén)圈時(shí)累計(jì)沉降如圖13所示。除去個(gè)別監(jiān)測(cè)控制點(diǎn)，因?yàn)轫敼芡七M(jìn)過(guò)程中開(kāi)挖面前方土體穩(wěn)定性得以很好地控制，隧道縱向軸線地表整體沉降控制在-15～5 mm。推進(jìn)過(guò)程中累計(jì)沉降值最大點(diǎn)為B3-5。B3-5處地層為始發(fā)加固區(qū)與原狀土交界位置，此處地層土體與隧道推進(jìn)范圍內(nèi)的土體強(qiáng)度存在一定差異，且在頂管推進(jìn)過(guò)程中受到反復(fù)擾動(dòng)，地表變形反映出的地層損失較為明顯，故此處的沉降最大，屬于頂管施工過(guò)程中的重點(diǎn)控制區(qū)域，推進(jìn)過(guò)程中需要加強(qiáng)對(duì)此部位的管控。

圖12 地表沉降監(jiān)測(cè)點(diǎn)平面布置圖

圖13 隧道縱向軸線地表監(jiān)測(cè)控制點(diǎn)累計(jì)沉降(2019年)

根據(jù)實(shí)際監(jiān)測(cè)結(jié)果，截至隧道全線貫通、機(jī)頭完全穿越接收洞門(mén)圈時(shí)隧道縱向軸線地表累計(jì)沉降變形曲線如圖14所示。東線頂管上方地表頂管機(jī)切口通過(guò)每個(gè)橫斷面時(shí)的累計(jì)沉降變形曲線如圖15所示。由圖14可知，隧道縱向軸線地表變形整體呈現(xiàn)沉降趨勢(shì)，縱向最大累計(jì)沉降約19 mm，發(fā)生在距接收井約18 m處，約為2D(D為主刀盤(pán)直徑)。此處沉降最大值為施工過(guò)程中的最大沉降，后續(xù)推進(jìn)過(guò)程中通過(guò)補(bǔ)漿等措施最終將累計(jì)沉降值控制在-15～5 mm。圖15中，除個(gè)別斷面橫斷面變形曲線呈W形，即橫斷面最大隆起點(diǎn)在隧道中心軸線上，其余大部分?jǐn)嗝鏅M斷面變形曲線呈U形，即橫斷面最大沉降點(diǎn)在隧道中心軸線上。

圖14 隧道縱向軸線地表累計(jì)沉降變形曲線

圖15 隧道橫斷面地表累計(jì)沉降變形曲線

4 結(jié)論與討論

大斷面矩形頂管法地鐵車站施工在國(guó)內(nèi)尚屬首次，地質(zhì)條件復(fù)雜，周邊環(huán)境敏感，場(chǎng)地狹小，研究尚處于初期階段。靜安寺站B區(qū)3條暗挖頂管中的東線隧道是本工程的首條施工隧道，亦是整個(gè)項(xiàng)目的試驗(yàn)段，本文對(duì)其施工階段沉降控制進(jìn)行了分析，得到的結(jié)論如下。

1)為控制大斷面矩形頂管推進(jìn)過(guò)程中的沉降，將土艙上部土壓力、總推力、主刀盤(pán)轉(zhuǎn)矩、推進(jìn)速度與主刀盤(pán)轉(zhuǎn)速作為關(guān)鍵參數(shù)，并應(yīng)合理設(shè)置，嚴(yán)格控制在設(shè)定范圍內(nèi)。

2)采用止退鋼結(jié)構(gòu)+千斤頂形式的新型止退裝置，成功將管節(jié)回縮量降低至35 mm內(nèi)，明顯優(yōu)于傳統(tǒng)剪力銷或支撐桿形式的止退系統(tǒng)。

3)針對(duì)性地制備新型減摩觸變泥漿并配合與之相適應(yīng)的壓注工藝，有效平衡了管節(jié)環(huán)間壓力，填充了建筑間隙，同時(shí)起到降低管節(jié)與地層之間摩擦的作用。

4)采用合理的推進(jìn)參數(shù)、新型管節(jié)止退裝置、新型減摩觸變泥漿并配合與之相適應(yīng)的壓注工藝等措施，成功將隧道地表整體沉降控制在-15～5 mm，證明大斷面矩形頂管法地鐵車站施工環(huán)境效益和社會(huì)效益明顯，該施工方法在軟土地層中心城區(qū)地鐵車站等地下交通樞紐工程修建中有顯著優(yōu)勢(shì)，有待進(jìn)一步研究和推廣。

由于截至2020年1月，靜安寺站B區(qū)3條暗挖頂管僅東線隧道站臺(tái)層頂管貫通，西線站臺(tái)層頂管尚在推進(jìn)，站廳層小頂管還在施工準(zhǔn)備階段，項(xiàng)目全部完工預(yù)計(jì)要到2021年底，故3條頂管隧道施工對(duì)最終地表沉降的疊加影響，暫時(shí)還沒(méi)有完整的監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)。尚需待3條頂管隧道全部貫通后，進(jìn)一步對(duì)全過(guò)程中采集的數(shù)據(jù)進(jìn)行深入分析，才能對(duì)超小間距平行疊交矩形頂管隧道群施工及其引起的地表沉降等問(wèn)題進(jìn)行全面研究。

參考文獻(xiàn)(References)：

[1] 洪開(kāi)榮. 我國(guó)隧道及地下工程近兩年的發(fā)展與展望[J]. 隧道建設(shè), 2017, 37(2): 123.

HONG Kairong. Development and prospects of tunnels and underground works in China in recent two years[J]. Tunnel Construction, 2017, 37(2): 123.

[2] 彭立敏, 王哲, 葉藝超, 等. 矩形頂管技術(shù)發(fā)展與研究現(xiàn)狀[J]. 隧道建設(shè), 2015, 35(1): 1.

PENG Limin, WANG Zhe, YE Yichao, et al. Technological development and research status of rectangular pipe jacking method[J]. Tunnel Construction, 2015, 35(1): 1.

[3] 周順華, 廖全燕, 劉建國(guó), 等. 矩形頂管隧道頂進(jìn)過(guò)程的地層損失[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2001, 20(3): 342.

ZHOU Shunhua, LIAO Quanyan, LIU Jianguo, et al. Stratum loss during pipe jacking of rectangle tunnel[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2001, 20(3): 342.

[4] 榮亮, 楊紅軍. 鄭州市下穿中州大道超大斷面矩形頂管隧道施工沉降控制技術(shù)[J]. 隧道建設(shè), 2015, 35(12): 1338.

RONG Liang, YANG Hongjun. Settlement control technology for tunnel crossing underneath Zhongzhou avenue in Zhengzhou constructed by super-large rectangular cross-section pipe-jacking machine[J]. Tunnel Construction, 2015, 35(12): 1338.

[5] 王曉睿, 周峰, 張振, 等. 超大斷面矩形頂管隧道施工動(dòng)態(tài)變形規(guī)律[J]. 地球科學(xué), 2016, 41(11): 1959.

WANG Xiaorui, ZHOU Feng, ZHANG Zhen, et al. Dynamic deformation of the oversized cross-section rectangular pipe-jacking tunnel[J]. Earth Science, 2016, 41(11): 1959.

[6] 朱劍, 李振勇, 張瀧. 復(fù)雜環(huán)境下大斷面矩形頂管法施工過(guò)程地表沉降規(guī)律及控制措施研究[J]. 巖土工程技術(shù), 2017, 31(1): 49.

ZHU Jian, LI Zhenyong, ZHANG Long. Study on surface subsidence law and control measures in large section rectangular pipe jacking method in complex environment[J]. Geotechnical Engineering Technique, 2017, 31(1): 49.

[7] 許有俊, 梁瑋真, 劉忻梅, 等. 大斷面矩形頂管隧道開(kāi)挖面土體穩(wěn)定性研究[J]. 現(xiàn)代隧道技術(shù), 2017, 54(5): 70.

XU Youjun, LIANG Weizhen, LIU Xinmei, et al. Soil mass stability at the working face of a rectangular pipe-jacking tunnel with a large section[J]. Modern Tunnelling Technology, 2017, 54(5): 70.

[8] 劉波, 章定文, 劉松玉, 等. 大斷面頂管通道近接穿越下覆既有地鐵隧道數(shù)值模擬與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2017, 36(11): 2850.

LIU Bo, ZHANG Dingwen, LIU Songyu, et al. Numerical simulation and field monitoring on a large cross-section pipe-jacking underpass traversing existing metro tunnels[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2017, 36(11): 2850.

[9] 郝小紅, 郭佳. 考慮超大斷面頂管施工過(guò)程的地層變形數(shù)值分析[J]. 華北水利水電大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2017, 38(6): 66.

HAO Xiaohong, GUO Jia. Numerical analysis of stratum deformation considering large section pipe jacking construction process[J]. Journal of North China University of Water Resources and Electric Power (Natural Science Edition), 2017, 38(6): 66.

[10] 易丹, 嚴(yán)德添, 黨軍. 大斷面矩形土壓平衡式頂管上跨施工對(duì)運(yùn)營(yíng)地鐵隧道變形的影響分析[J]. 隧道建設(shè)(中英文), 2018, 38(4): 594.

YI Dan, YAN Detian, DANG Jun. Study of influence of construction of large cross-section rectangular EPB-type pipe jacking tunnel on below operating metro tunnel deformation[J]. Tunnel Construction, 2018, 38(4): 594.

[11] 鄭書(shū)朝. 大斷面矩形頂管沉降控制技術(shù)[J]. 建筑科技, 2018, 2(4): 45.

ZHENG Shuchao. Settlement control technology for large section rectangle pipe jacking[J]. Building Technology, 2018, 2(4): 45.

[12] 曾員, 銀英姿. 大斷面矩形頂管施工引起的管線沉降特性研究[J]. 建筑技術(shù), 2019, 50(5): 554.

ZENG Yuan, YIN Yingzi. Study on settlement behavior of pipelines caused by large crosssection rectangular pipe jacking method[J]. Architecture Technology, 2019, 50(5): 554.

[13] 金華, 馬西峰, 趙立鋒, 等. 復(fù)雜工程條件下淺埋矩形大斷面頂管關(guān)鍵技術(shù)與應(yīng)用研究[J]. 鐵道標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì), 2016, 60(11): 90.

JIN Hua, MA Xifeng, ZHAO Lifeng, et al. Key construction technical measures and effect analysis of large section rectangular pipe pushing under complex geologic conditions[J]. Railway Standard Design, 2016, 60(11): 90.

[14] 王宏權(quán). 復(fù)合地層條件下超大斷面淺埋暗挖隧道曲線頂管施工參數(shù)研究[J]. 公路, 2017, 62(10): 266.

WANG Hongquan. Research on construction parameter of curved pipe-jacking with super-large section shallow underground excavation tunnel in complex strata[J]. Highway, 2017, 62(10): 266.

[15] 唐正偉. 長(zhǎng)距離大斷面矩形頂管頂進(jìn)力計(jì)算及監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)分析[J]. 低溫建筑技術(shù), 2018, 40(7): 124.

TANG Zhengwei. Calculation of jacking force and monitoring data analysis of long distance rectangular pipe jacking with large section[J]. Low Temperature Architecture Technology, 2018, 40(7): 124.

[16] 魏綱, 徐日慶, 邵劍明, 等. 頂管施工中注漿減摩作用機(jī)理的研究[J]. 巖土力學(xué), 2004, 25(6): 930.

WEI Gang, XU Riqing, SHAO Jianming, et al. Research on mechanism of reducing friction through injecting slurry in pipe jacking[J]. Rock and Soil Mechanics, 2004, 25(6): 930.

[17] 楊紅軍, 榮亮, 徐虎城. 超大斷面矩形頂管減阻技術(shù)在鄭州市下穿中州大道隧道工程中的應(yīng)用[J]. 隧道建設(shè), 2016, 36(4): 458.

YANG Hongjun, RONG Liang, XU Hucheng. Application of drag reduction technology to extra-large cross-sectional rectangular pipe jacking: Case study of tunnel crossing underneath Zhongzhou road in Zhengzhou[J]. Tunnel Construction, 2016, 36(4): 458.

[18] 李剛. 超大斷面矩形頂管新型泥漿的開(kāi)發(fā)應(yīng)用[J]. 綠色建筑, 2016, 8(4): 67.

LI Gang. Development and application of a new type of mud in super large rectangle section pipe jacking[J]. Green Building, 2016, 8(4): 67.

[19] 王明勝, 劉大剛. 頂管隧道工程觸變泥漿性能試驗(yàn)及減阻技術(shù)研究[J]. 現(xiàn)代隧道技術(shù), 2016, 53(6): 182.

WANG Mingsheng, LIU Dagang. Test of thixotropic slurry properties and study of resistance-reducing technology for pipe jacking tunnel construction[J]. Modern Tunnelling Technology, 2016, 53(6): 182.

[20] 潘尚昆, 劉勇, 徐連剛. 大斷面矩形頂管人工-自動(dòng)結(jié)合注漿減摩效果分析[J]. 施工技術(shù), 2017, 46(11): 94.

PAN Shangkun, LIU Yong, XU Liangang. A case analysis of artificial & automatic slurry injection to reduce friction during large-section pipe-jacking operation[J]. Construction Technology, 2017, 46(11): 94.