牛 杰

(上海城建市政工程(集團)有限公司， 上海 200065)

0 引言

隨著經(jīng)濟的快速發(fā)展，新建下穿主干路下立交對于緩解交通擁堵問題具有重要作用。下立交施工過程中存在的主要問題包括地下管線復雜，需設計不同結構斷面形式，埋深淺以減少對周邊路網(wǎng)的影響，以及地面沉降要求嚴格等。管幕-箱涵與矩形頂管在下立交施工中的應用十分廣泛。

李耀良等[1]和陳立生等[2]的研究表明，封閉式箱涵工具頭能較好地維持開挖面的穩(wěn)定，同時需注重多個螺旋出土相互協(xié)調以及施工參數(shù)的合理選擇； 肖世國等[3]的研究表明，在箱涵推進過程中頂部管幕是可以承擔相當量的上覆土體質量，因而在此過程中管幕能起到相當大的力學作用，有利于箱涵前端網(wǎng)格尺寸經(jīng)濟合理的設計； 孫鈞等[4]對“管幕-箱涵”頂進非開挖工法所引起的地表變形位移進行了人工神經(jīng)網(wǎng)絡滾動預測。日本在管幕-箱涵工法方面有很多成功的案例。在國內，上海市中環(huán)線北虹路下立交工程[5-9]采用管幕-箱涵工法，使用網(wǎng)格式工具頭來保證開挖面的穩(wěn)定，相關學者對箱涵頂進的姿態(tài)控制以及地表變形控制措施進行了闡述。王滕等[10]和李向陽等[11]對箱涵推進階段土體變形的風險進行了研究分析，得出一旦正面平衡失穩(wěn)會造成頂排管幕下沉，引起地表變形和地基沉降； 榮亮等[12]、銀英姿等[13]、徐新等[14]、李達等[15]對矩形頂管施工過程中的姿態(tài)控制技術、數(shù)值模擬地表沉降以及地表沉降規(guī)律進行了研究。然而，以往研究中管幕-箱涵采用的網(wǎng)格式箱涵工具頭對于開挖面穩(wěn)定不易精確控制，且矩形頂管由于“背土效應”，不利于沉降控制。目前研究的熱點是大斷面矩形頂管施工以及管幕內采用礦山法暗挖工藝或箱涵前方設置鋼刃角，對于開挖面穩(wěn)定控制較難，而開挖面穩(wěn)定則是控制地面沉降的重要措施。

本文依托田林路下穿中環(huán)線地道項目，采用管幕加1臺全封閉的土壓平衡箱涵掘進機作為箱涵掘進設備來確保開挖面的穩(wěn)定。與以往工程采用的矩形頂管、管幕內礦山法暗挖或網(wǎng)格式箱涵工具頭不同，本文主要研究了大斷面箱涵推進的管幕頂進質量控制、開挖面穩(wěn)定技術、同步推進系統(tǒng)、特種泥漿施工技術以及微擾動施工效果，以期為類似軟土地層中采用管幕-箱涵工法大斷面箱涵微擾動施工提供參考。

1 工程概況

田林路地下通道工程下穿中環(huán)線采用管幕-箱涵施工工藝，管幕-箱涵段下穿中環(huán)線始末里程樁號為K0+663～+749，穿越長度為86 m，如圖1所示。鋼管幕斷面為口字型，由62根帶鎖口鋼管組成，上排管幕頂距離中環(huán)線路面僅6.3 m；穿越段箱涵外包尺寸為19.8 m×6.4 m。

圖1 管幕-箱涵穿越中環(huán)線平面圖

根據(jù)工程地質詳細勘查，管幕-箱涵穿越中環(huán)段土層為③淤泥質粉質黏土和④淤泥質黏土。箱涵穿越段各土層物理力學性質指標見表1。

表1 土層物理力學性質指標

勘探地下水埋深為1.00～1.50 m。 ③淤泥質粉質黏土含氧化鐵斑點和鐵錳質結核，隨深度增加土質漸軟，稍有光澤，干強度中等，韌性中等，流塑，高壓縮性； ④淤泥質黏土夾極少量薄層粉砂和砂團狀粉砂，流塑，高壓縮性。箱涵穿越段地質剖面如圖2所示。

2 大斷面箱涵推進概況

對于軟土地層的大斷面暗挖地道，選擇口字型管幕作用下大斷面土壓平衡箱涵掘進機推進施工，對于地表變形控制是比較有利的。該技術對防止土體松弛、避免土體坍落和控制地表下沉有明顯效果[1-2]。

2.1 基本參數(shù)

穿越段箱涵外包尺寸為19.8 m×6.4 m，箱涵制作總長度為87.6 m，在始發(fā)井內分5節(jié)現(xiàn)澆制作，首節(jié)12.4 m，后4節(jié)均為18.8 m，制作1節(jié)推進1節(jié)，箱涵節(jié)段間連接方式為中埋式橡膠止水帶(柔性接頭)，鋼管幕與箱涵間的空隙為： 上部為10 cm、下部為0、左右兩側各為10 cm。大斷面箱涵施工穿越中環(huán)線斷面圖如圖3所示。

2.2 箱涵掘進機

箱涵掘進機為土壓平衡式，斷面尺寸為19.84 m×6.42 m，具備PLC可編程序計算器。箱涵掘進機刀盤配置共有3種規(guī)格，分別為： 3套φ6 360 mm面板式大刀盤、4套φ2 170 mm幅條式小刀盤以及4套φ1 300 mm幅條式小刀盤。大斷面箱涵掘進機刀盤布置如圖4所示，采用錯層分布，8套小刀盤位于3套大刀盤后方，對大刀盤切削盲區(qū)進行補充切削，掘進機整個刀盤的切削面積占挖掘總面積的92%。箱涵掘進機出土采用螺旋機配合皮帶機的形式，主要采用4套螺旋輸送機，均勻分布，最大出土量700 m3/h，滿足掘進機正常推進出土要求。

圖2箱涵穿越中環(huán)線地質剖面圖(單位： m)

Fig. 2 Geological profile of box culvert crossing Central Ring Line (unit: m)

圖3 大斷面箱涵施工穿越中環(huán)線斷面圖(單位： mm)

圖4 大斷面箱涵掘進機刀盤布置圖

2.3 沉降監(jiān)測

大斷面箱涵推進期間，在中環(huán)線路面布置12個斷面共計98個監(jiān)測點，中環(huán)線主路每個斷面9個監(jiān)測點，中環(huán)線輔路每個斷面7個監(jiān)測點，通過對監(jiān)測點的監(jiān)測來指導大斷面箱涵推進微擾動施工。大斷面箱涵穿越中環(huán)線監(jiān)測點位置如圖5所示。

3 大斷面箱涵推進微擾動施工

3.1 管幕頂進質量控制

理論分析表明，具有一定剛度的管幕能顯著減小地表變形，增加開挖面穩(wěn)定性[3-4]?？梢哉f管幕施工決定了微擾動施工的成敗，為控制管幕施工質量，主要從精確導向方面進行管控，防止由于姿態(tài)及扭轉偏差導致管幕間內鎖口無法正常鎖住。

3.1.1 管幕頂管激光導向系統(tǒng)

頂管糾編系統(tǒng)如圖6所示。管幕頂管激光導向系統(tǒng)可精確地實時監(jiān)測頂管的軸線偏差(圖中紅點)，同時可精確地實時監(jiān)測頂管刀盤中心的軸線偏差(圖中藍點)，對機頭糾偏具有前瞻性、數(shù)字化，能為操作人員提供準確可靠的、可量化的糾偏依據(jù)，糾偏精度達到mm級，極大地方便了操作人員勤測勤糾。

圖5 大斷面箱涵穿越中環(huán)線監(jiān)測點位置

圖6 頂管糾偏系統(tǒng)

3.1.2 高精度后配套裝置

3.1.2.1 洞口限位裝置

在始發(fā)洞口前安裝洞口限位裝置，如圖7所示，有效地避免了鋼管因連接誤差、放置誤差、千斤頂受力偏心等因素造成鋼管姿態(tài)偏差，從而保證鋼管頂進精度。

3.1.2.2 正環(huán)形限扭裝置

在鋼管后端部采用正環(huán)形限扭裝置，如圖8所示，在該裝置面部與鋼管端部各焊接2個“限扭塊”，保證頂進過程鋼管扭轉盡可能地小。在此裝置下部內置滑軌，卡扣在導軌上，加強管幕鋼管在頂進過程中的抗扭轉力。

圖7 洞口限位裝置(單位： m)

圖8 正環(huán)形限扭裝置

3.2 開挖面穩(wěn)定技術

開挖面的土壓平衡控制是箱涵推進過程中控制地表變形的重要措施。在加固體中掘進時，推進速度控制為5～10 mm/min，同時需控制大刀盤扭矩，一旦油壓升高，立即減緩推進速度，刀盤繼續(xù)切削刀體，向刀盤前方加水或土體改良劑。掘進機刀盤開挖面切削率僅為92%。針對刀盤切削盲區(qū)，采取在刀盤中部增加盲區(qū)擠壓裝置、刀盤外側增加導流板的措施。推進過程中，根據(jù)螺旋機出渣土的情況，對開挖面的土體適當加以膨潤土、分散劑為主的改良劑，改良劑用量為切削土體量的10%，與推進速度同步增減。

箱涵掘進機正常掘進速度為20～30 mm/min。通過開挖面的土壓傳感器，主要用于監(jiān)測正面土體壓力，自動(可手動)調整頂進速度和螺旋輸送機的轉速，以達到穩(wěn)定的開挖面土壓力，進而維持正面水土壓力的平衡。在掘進機的土艙內設置14處土壓傳感器，頂部4處，中間6處，底部4處。土壓傳感器分布如圖9所示。

圖9 掘進機土壓傳感器分布

在不考慮鋼管幕的截斷作用假設下，根據(jù)地道埋深及土體容重，正常推進時可保持前艙土壓為輕微狀態(tài)下的欠挖，這對地下管線及中環(huán)線路面沉降控制是非常有利的。根據(jù)掘進機設計圖紙，14個土壓力計分3排布置，上排距離掘進機頂部1.21 m、埋深8.43 m，中排距離掘進機頂部3.37 m、埋深10.59 m，底排距離掘進機頂部5.20 m、埋深12.42 m。

計算參數(shù)如下： 中環(huán)線結構層1.1 m，重度為24 kN/m3； 淤泥質粉質黏土厚8.7 m，重度為18 kN/m3； 淤泥質黏土厚7.0 m，重度為16.8 kN/m3。根據(jù)地質勘查報告資料，淤泥質粉質黏土c=12 kPa、φ=18°、側壓力系數(shù)K0=0.48，淤泥質黏土c=11 kPa、φ=11.5°、側壓力系數(shù)K0=0.59。

3.2.1 靜止土壓力計算

上排：p0=K0∑γh=[1.1×24+(8.43-1.1)×18]×0.48=76 kPa；

(1)

中排：p0=K0∑γh=[1.1×24+8.7×18+(10.59-8.7-1.1)×16.8]×0.59=116 kPa;

(2)

底排：p0=K0∑γh=[1.1×24+8.7×18+(12.42-8.7-1.1)×16.8]×0.59=134 kPa。

(3)

最小土壓力值由靜止土壓力計算公式獲得，為推進過程中前方土體開挖面穩(wěn)定最低極限值，推進時不得低于該值。

3.2.2 掘進機理論設定土壓力計算

根據(jù)土壓平衡盾構，黏性土層中，考慮地下水位位于地表，掘進機理論設定土壓力為p設=p0+20 kPa。

上排：p設=p0+20 kPa=96 kPa;

(4)

中排：p設=p0+20 kPa=136 kPa;

(5)

底排：p設=p0+20 kPa=154 kPa。

(6)

設定參考值由土壓平衡盾構推進理論經(jīng)驗公式計算獲得，推進過程中土壓力應保持在該值附近。

在推進施工中，當土艙內某個區(qū)域局部出現(xiàn)土壓力下降的情況，并且下降的量較小時，系統(tǒng)自動調整兩側螺旋機出土量，升高該螺旋機內部的土壓力，進而調整土艙內的土壓力，使之再平衡；反之，當土艙內土體壓力過大時，增加螺旋機排土量，從而達到開挖面穩(wěn)定[10-11]。

3.3 姿態(tài)控制技術

箱涵姿態(tài)控制通過調整左右兩側千斤頂頂力或調整箱涵掘進機左右兩側螺旋機出土量的方法實現(xiàn)[5-9]。根據(jù)對箱涵掘進機的姿態(tài)測量結果進行糾偏，需要向左側轉彎，可使右側油缸加長，左側超挖。大斷面箱涵推進過程中姿態(tài)糾偏的原則是勤測勤糾、微量糾偏。箱涵頂進過程中，建立頂進精度軸線控制報警機制，見表2。

表2頂進精度軸線控制報警(高程及水平)

Table 2 Axis control alarm for jacking accuracy (elevation and level) mm

頂進范圍警戒值(作業(yè)隊)警戒值(項目部)允許值洞口加固區(qū)±15±20±30加固與原狀土連接區(qū)(4 m)±25±30±50原狀土±25±30±50

3.4 同步推進系統(tǒng)

箱涵同步推進控制系統(tǒng)以中央集中控制系統(tǒng)為中心，實現(xiàn)箱涵自動推移同步控制。具體控制策略是采用2臺激光測距儀檢測箱涵行程作為反饋輸入，以左側激光測距儀檢測箱涵行程為基準，結合專家PID控制算法，計算右左兩側箱涵行程差值，再根據(jù)行程差值計算比例項、積分項、微分項以及各項系數(shù)，從而計算出右側R3G泵站變頻器輸出頻率，并計算調整R2G泵站、R1G泵站、CG泵站、L1G泵站、L2G泵站變頻器輸出頻率，控制液壓缸推進速度，實現(xiàn)箱涵同步推進。箱涵同步推進系統(tǒng)如圖10所示。

圖10 箱涵同步推進系統(tǒng)

3.5 特種泥漿施工技術

3.5.1 注漿性能

注漿系統(tǒng)對于大斷面箱涵推進的推力控制及地面沉降是至關重要的。箱涵推進過程中，建立同步注漿(A漿)與補充注漿(B漿)2個獨立的注漿系統(tǒng)，采用不同的漿液配比、注漿設備及注漿控制。同步注漿(A漿)以支撐好、保水性好為主，補充注漿(B漿)以潤滑減摩為主。泥漿性能見表3。

表3 泥漿性能對照表

3.5.2 注漿孔布置

箱涵的表面積非常大，建筑空隙上部及兩側為2 cm，實驗室對A漿和B漿的流動性、支撐性進行試驗，自機頭尾部與箱涵連接處開始布置首個注漿斷面，孔邊距離殼尾25 mm，該斷面同步注壓A漿，并采用電動球閥控制。其余位置縱向間隔3 m、橫向間隔2 m布置注漿孔，A漿與B漿注漿斷面間隔布置。箱涵注漿孔縱向布置見圖11。

圖11 箱涵注漿孔縱向布置(單位： mm)

Fig.11 Longitudinal layout of grouting holes in box culvert (unit: mm)

3.5.3 注漿控制

在管幕與箱涵之間的建筑空隙中及時同步壓注厚漿，同時壓注一定量的觸變泥漿(稀漿)，以控制箱涵推進的地表變形。

機頭尾部與箱涵連接處布置的首個同步注漿斷面為注漿重點，使用4臺注漿泵將此注漿斷面21個注漿孔劃分為4個注漿子單元進行同步注漿。采用PLC控制電動球閥，每個孔電控注漿時間為1 min，在1.5 m頂程范圍內，全部注滿建筑空隙。考慮管幕的止水密封性能，注漿充盈系數(shù)選為4，箱涵推進過程中根據(jù)地面測點沉降監(jiān)測數(shù)據(jù)對充盈系數(shù)進行調整。

4 微擾動施工效果分析

矩形頂管施工過程中，以地層結構特性為研究對象，引起地表變形的影響因素主要包括開挖面的支護壓力、側摩阻力、超挖引起的地層損失、注漿壓力等[12-15]。本工程微擾動施工從開挖面土壓力、箱涵注漿效果以及地面累積沉降方面進行分析。

4.1 開挖面土壓力分析

第2節(jié)箱涵推進期間，2018年8月18日上午與下午掘進機中部土壓傳感器土壓力變化與中環(huán)線縱向中軸線路面沉降變形監(jiān)測對比見圖12。

圖12第2節(jié)箱涵推進單日地面沉降變化

Fig. 12 Daily surface settlement variation when jacking 2nd ring of box culvert

由圖12可知： 2018年8月18日上午中部土壓力為0.109 MPa，工作井始發(fā)洞口地下墻外側距離刀盤切口為16.5 m，刀盤前方最大隆起為1.3 mm，隆起范圍為切口前方約15 m；8月18日下午中部土壓力為0.098 MPa，刀盤切口距離為17.5 m，刀盤前方最大隆起為0.3 mm，隆起范圍為切口前方約15 m。

根據(jù)以上監(jiān)測數(shù)據(jù)，在管幕隔離作用下掘進機中部土壓力控制在0.10 MPa左右，可以使得刀盤前方處于微隆狀態(tài)，與未考慮管幕隔離作用下的中部土壓力理論值0.136 MPa進行對比分析，可知由于開挖面土體的松動，掘進機開挖面前方約15 m范圍內土體受到影響，路面發(fā)生下沉或隆起，約為箱體高度2.5倍范圍以內。在箱涵以一定速度頂進并開挖土體過程中，頂部管幕下土體會出現(xiàn)部分卸荷狀態(tài)，這恰好就形成了作用于管幕上的附加作用力，同時這也是頂部管幕所承擔的荷載，掘進機前方用以穩(wěn)定開挖面的壓力相應減小。根據(jù)監(jiān)測數(shù)據(jù)，管幕隔離作用下上部鋼管幕承載的荷載為0.036 MPa，則相應的上部鋼管幕承載量約為0.036/0.136=26.5%。

4.2 箱涵注漿效果分析

箱涵推進過程中根據(jù)地面測點沉降監(jiān)測數(shù)據(jù)，對注漿的充盈系數(shù)進行調整，同步注漿A漿注漿孔布置在掘進機尾套內側，距離刀盤切口距離5.0 m。第4節(jié)箱涵推進期間2018年10月12日上午與下午中環(huán)線縱向中軸線路面沉降變形監(jiān)測對比見圖13。

圖13 第4節(jié)箱涵推進單日地面沉降變化

由圖13可知： 2018年10月12日上午刀盤切口距離為52.6 m，機頭尾部同步注漿位置地面出現(xiàn)沉降趨勢，現(xiàn)場及時按照同步注漿量為4倍建筑空隙進行注漿；10月12日下午刀盤切口距離為55.7 m，機頭尾部同步注漿位置地面出現(xiàn)微隆狀態(tài)。根據(jù)以上監(jiān)測數(shù)據(jù)，注漿充盈系數(shù)選為4倍建筑空隙，能夠使得路面出現(xiàn)微隆狀態(tài)，同時驗證了口字型鋼管幕良好的止水密封性能。根據(jù)注漿流量匹配推進速度確保微擾動進行大斷面箱涵推進施工，注漿流量為(4V推進) L/min。

4.3 地面累積沉降分析

大斷面箱涵推進微擾動施工技術的應用效果可以通過中環(huán)線路面沉降監(jiān)測點的累積變化量來進行分析。圖14為5節(jié)箱涵中每節(jié)箱涵推進完成時中環(huán)線縱向中軸線路面累積沉降值曲線。

由圖14可知： 第1節(jié)箱涵推進待機頭出4.8 m長度加固區(qū)進入原狀土后，開挖面土壓力未能及時建立，使得前方的D2和D3斷面監(jiān)測點出現(xiàn)較大沉降，待第1節(jié)箱涵推進完成時刀盤切口位于13.8 m處，前方中部土壓力設置為0.12 MPa，使得前方D4和D5斷面監(jiān)測點出現(xiàn)微?。?第2節(jié)箱涵推進期間，將前方中部土壓力降低至0.10 MPa左右，前方D4和D5斷面監(jiān)測點出現(xiàn)回落； 第3節(jié)和第4節(jié)箱涵推進期間，機頭尾部同步注漿量開始逐步加大，機頭后方地面監(jiān)測點出現(xiàn)隆起狀態(tài)； 第5節(jié)箱涵推進期間，由于接收井接收掘進機過程中出現(xiàn)少量水土流失，使得靠近接收井的D10和D11斷面監(jiān)測點出現(xiàn)沉降，同時在后續(xù)箱涵頂板補充注漿，使得D2～D9斷面監(jiān)測點均出現(xiàn)隆起狀態(tài)。整體來說，5節(jié)箱涵推進完成后最大沉降出現(xiàn)在工作井與接收井加固區(qū)前方，最大隆起出現(xiàn)在中環(huán)線外圈D4和D5斷面，中環(huán)線路面最大沉降為±1 cm，達到了預定目標，實現(xiàn)了大斷面箱涵推進的微擾動施工。

該工法總體比較合理，在工程中得到了成功的應用。開挖面土壓力與方法控制最終反映在開挖面穩(wěn)定，在管幕保護作用下，掘進機中部設置土壓力在0.10 MPa左右，可以保證開挖面穩(wěn)定。姿態(tài)控制與注漿材料反映在箱涵注漿效果，管幕與箱涵之間留有10 cm空隙，姿態(tài)控制出現(xiàn)偏差以及掘進機推進后方的建筑空隙需及時進行注漿，注漿充盈系數(shù)選為4倍建筑空隙，能夠有效控制地表變形。

圖14 箱涵推進期間中環(huán)線地面累積沉降變化圖

5 結論與討論

1)相比常規(guī)的矩形頂管以及管幕加網(wǎng)格式工具頭而言，本工程采用管幕加土壓平衡式箱涵掘進機的組合形式，成為保證中環(huán)線路面沉降的“雙保險”，控制開挖面穩(wěn)定更加精確，有利于減少地面沉降。

2)大斷面箱涵推進過程中，掘進機開挖面前方約15 m范圍內土體受到影響，路面發(fā)生下沉或隆起，約為箱體高度2.5倍范圍之內，由于鋼管幕承載上部土體的作用，掘進機前方用以穩(wěn)定開挖面的壓力相應減小，上部鋼管幕承載量約為26.5%。

3)箱涵推進過程中建立的同步注漿(A漿)與補充注漿(B漿)2個獨立的注漿系統(tǒng)對于控制地面沉降是可行的。注漿量與地層有關，在淤泥質粉質黏土、淤泥質黏土地層中，注漿充盈系數(shù)選為4倍建筑空隙，能夠使得路面出現(xiàn)微隆狀態(tài)。根據(jù)注漿流量匹配推進速度確保微擾動進行大斷面箱涵推進施工，注漿流量為(4V推進) L/min。

4)大斷面箱涵推進完成后中環(huán)線路面累積沉降控制在±1 cm，實現(xiàn)了微擾動施工，證明采用的各項技術措施是可行的，對于類似軟土地層、淺覆土工況下采用管幕-箱涵工法施工大斷面下立交具有借鑒意義。

綜上所述，開挖面穩(wěn)定控制以及箱涵注漿作為影響大斷面箱涵施工中地表變形的主要因素，其對工程施工的影響機制還有待進一步研究。