厦门地铁2 号线过海段是我国首条跨海地铁盾构隧道工程,隧道穿越地层地质情况复杂多变,岩石强度高、断裂带发育地层裂隙大、透水性强、孤石密集及基岩凸起,堪称“地质博物馆”,科研人员面对海底孤石群、基岩突起、叠落石等巨大障碍,在始发接收、掘进保压、空推控制、高频次带压开仓以及孤石及基岩凸起处理施工进行创新研究,解决了特殊复杂海底盾构隧道掘进系列技术难题。6.1.1 始发流程
盾构始发流程见图6. 1-1。
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6.1.2 反力架安装及定位技术
在本工程盾构机出洞时须穿越地下连续墙(采用玻璃纤维筋)及12m 的加固区,高强度的洞门混凝土和加固体导致推进所需的反力较大,反力系统采用整环混凝土管片受力,混凝土管片将盾构反力传递到反力架上,由反力架再传递到车站结构上,对反力架的安装及定位有较高的技术要求。在盾构机台车全部下井后,开始进行反力架的安装。反力架由2 根立柱和2 根上、下横梁组成,如图6. 1-2 所示。6. 1. 2. 1 反力架安装、定位及加固
反力架的安装轴线必须与设计轴线重合,反力架的纵向位置应满足盾构机吊装的空间要求,不影响后续盾构机吊装,还须符合设计图纸对0 环管片位置的要求(0 环管片进入主体结构侧墙40 ~80cm)。在主体结构施工过程中预留预埋钢板,可以固定反力架,反力架在地面采用8. 8 级的高强度螺栓连接组装,组装完成后整体吊装下井定位,与预埋件焊接。根据工作井回填高度确定反力架高度,保证其底部与回填混凝土高度一致。反力架底部及一侧与后续段主体结构通过钢管直顶与预埋钢板焊接,另一侧通过斜撑与底板顶面预埋钢板焊接。其安装、定位位置如图6. 1-3、图6. 1-4 所示。6. 1. 2. 2 反力架验算与监测
为保证反力架的安全性与可靠性,需对反力架进行验算。盾构一般推力控制在8000kN,始发推力取一般推力的1. 5 倍,为增加安全系数,取16000kN 推力进行反力演算。反力架为一门式刚架。立柱计算高度为7140mm,上下各有两个横梁,计算跨度为6350mm。取总荷载为F =16000kN,平均分配到钢负环上,如图6. 1-5 所示。P = σA (6. 1-1)
钢支撑通过3 根ϕ400mm@ 20mm 和6 根ϕ200mm@ 10mm 与底板梁接触,根据式Pmax =210 ×107442 =22562kN。拱底块角度为84°,但考虑盾构推进底部为主要受力部分,底部分担盾构反力9370kN,则底部9 根钢管支撑均能承受22562kN 的反力,满足要求。顶部横撑与车站通过横撑和与中板的搭接进行传递。与中板搭接总面积960000mm2。P′max =210 ×960000 =201600kN。顶部受力约为1/4 的底部受力,则201600kN≫2342kN,满足要求。斜撑采用三道ϕ400mm@20mm 钢管支撑和两道四拼200mm × 200mm H 型钢支撑,总计单侧立柱支撑为3 道,分担96°盾构反力为5333kN,平均每根支撑为1778kN。ϕ400mm@20mm 钢管支撑均能承受5011kN 的反力,其斜撑角度为45°,则分力为3543kN。三根斜撑和两根横撑共计受力为10629kN≫5333kN,满足要求。P反max =22562 +3543 ×3 +201600 =234791kN反力架立柱在制作时已考虑变形要求,且相同工况下经实际检验满足盾构始发要求。在盾构始发推进过程中,需对反力架进行监测,反力架变形监测布置如图6. 1-6 所示。以此为依据控制盾构机推力,防止反力架失稳。在上横梁及两侧横梁中部各设一个监测点,在盾构机前10 环推进过程中进行实时测量,其位移变化量不得大于L /1200(L 为横梁跨度)。图6. 1-6 反力架变形监测布置(尺寸单位:mm)6.1.3 穿越玻璃纤维筋地下连续墙控制技术
本工程盾构始发工作井围护结构在洞门范围内的地下连续墙墙体内连接结构为玻璃纤维筋,摒弃旧式钢筋结构,不需凿除墙体,可实现直接切削。在掘进玻璃纤维筋地下连续墙过程中,为保证环流系统运行顺畅,刀盘切削下来的玻璃纤维筋长度控制在400mm 以内。盾构掘进参数的设定要考虑盾构推力、掘进速度、切口水压等方面。其中盾构推力要考虑始发反力架可承受的压力、破除玻璃纤维筋围护结构的强度、围护结构连续墙后土体的反作用力以及切口水压的设定值等因素。切口水压的设定值要考虑橡胶帘板的可承受压力。掘进速度不宜过快,要采用慢磨的方式将玻璃纤维筋尽可能地破断,以保证环流系统运行的顺畅。穿越段的掘进推力不大于8000kN、掘进速度5~10mm/ min、切水压压设定为100kPa,掘进参数的变化需要根据工况进行随时调整。厦门跨海区间段隧道沿线最大覆土厚度达65. 7m,最高水压达6bar,保证掘进中开挖面的稳定性是保障施工效率及施工安全的关键。在复杂地层(上软下硬地层、上覆砂层)掘进时,刀盘刀具受力不均使得盾构姿态控制难度加大,掘进对开挖面的扰动增大,此外上覆砂层等情况下地层稳定性差,因此掘进中保持开挖面的稳定性尤为重要。采用有限差分软件FLAC 3D 模拟在复杂地层中盾构掘进的开挖面稳定性,为施工参数控制提供依据。6. 2. 1. 1 上软下硬地层掘进扰动数值模拟海沧区间的DK18 +998. 48 ~ DK19 +151. 84 区间内,盾构穿越基岩凸起段,施工中遇到典型上软下硬地层,此区间内,在DK19 +044. 94 处基岩凸起进入盾构开挖限界,为该区间内最不利断面。该断面左线的地质纵断面图如图6. 2-1 所示。选取DK19 + 044. 94 断面处最不利情况进行模拟,即盾构限界内软硬分界线位于盾构横断面下方1 /3 处。采用FLAC3D 有限元软件对该工程建立有限元模型,模型参数见表6. 2-1。在盾构动态掘进数值模拟过程中,选取若干代表性工况进行盾构掘进状态及地表沉降情况监测。掘进中盾构隧道右线现行掘进,按掘进先后顺序主要检测工况见表6.2-2。对于海床沉降(1 号监测断面及2 号监测断面) 进行动态施工观测,地层沉降云图如图6. 2-2 所示。新建右线隧道开始施工时(工况1),数值模拟模型内地层最大沉降值为4. 96mm;在工况2 时地层内最大沉降值扩大为11. 33mm,增幅达128%;在工况3 时沉降值为11.34mm,增幅很小。在工况4 时沉降值扩大为11. 44mm,增幅同样有限。在工况5 及工况6时沉降值同样保持相对稳定。可见盾构机对地层的最大扰动出现在盾构掘进伊始处,这种扰动在盾构掘进至一定程度后便不再增加。![]()
在地层扰动范围方面,随着盾构掘进进程的推进,地层扰动范围逐渐扩大,隧道施工地层扰动范围呈对称分布,盾构在开挖过程中除影响已开挖部分外,对掌子面前方一定范围内土体也存在一定程度的影响。在施工过程中,对控制风险源处的沉降监测还应包括盾构掌子面前方的监测。受限于数值模拟缺陷,在各工况下沉降最大值均出现在盾构始发时的盾尾间隙处。排除此处的沉降值后,沉降最大值出现在连续掘进过程的起点处。针对上述缺陷,可将此处盾构掘进开始过程视为盾构长时间停机并未做妥当处置后的盾构再次掘进过程。可见,盾构停机对地层的扰动远大于盾构正常掘进,在施工过程中应尽量避免盾构长期停机,在被迫停机时应采取掌子面前方土体加固等措施控制地层扰动。在地层扰动范围方面,随着盾构掘进进程的推进,地层扰动范围逐渐扩大,隧道施工地层扰动范围呈对称分布,盾构在开挖过程中除影响已开挖部分外,对掌子面前方一定范围内土体也存在一定程度的影响。在施工过程中,对控制风险源处的沉降监测还应包括盾构掌子面前方的监测。受限于数值模拟缺陷,在各工况下沉降最大值均出现在盾构始发时的盾尾间隙处。排除此处的沉降值后,沉降最大值出现在连续掘进过程的起点处。针对上述缺陷,可将此处盾构掘进开始过程视为盾构长时间停机并未做妥当处置后的盾构再次掘进过程。可见,盾构停机对地层的扰动远大于盾构正常掘进,在施工过程中应尽量避免盾构长期停机,在被迫停机时应采取掌子面前方土体加固等措施控制地层扰动。在盾构掘进过程中,地表沉降值是更能直观反映施工活动对周围环境影响程度的关键参数,相比地层扰动程度或地层中的最大沉降值,地表沉降值直接关联着地面建筑物、基础设施的稳定性和安全性,因此成为评估盾构施工环境影响的核心指标。为进一步分析盾构掘进过程中地表沉降的变化规律及变化方式,数值模拟过程中对1 号监测断面、2 号监测断面分别与3 号监测断面交叉处的地表点位进行动态沉降监测。该点位具体位置如图6. 2-3所示。A 点处的地表位移情况如图6. 2-4 所示。可见,A 点处地表沉降在盾构机掘进至A 点前时沉降值为0. 8mm,仅占最终沉降值的12. 9%。在掘进至A 点后,A 点处的地表沉降迅速扩大。在计算至20 步,即掌子面距离A 点24m 后,A 点沉降增幅显著降低。在计算至25 步,及掌子面距离A 点30m 后,A 点趋于稳定。在计算至29 步时盾构隧道右线开挖完成,并开启左线开挖。在盾构隧道的左线开挖过程中,A 点位移变化极小,可见对本工程而言,左右线隧道施工相互影响较小。除地表沉降时程曲线外,盾构掘进中横向地表沉降同样为施工中重点关注的事项之一。横向沉降槽宽度直接反映了盾构掘进的影响范围,依据沉降槽宽度可在沉降影响范围较大区域内进行针对性的沉降控制处置措施,以降低盾构掘进对周边环境的影响,从而实现盾构安全、快速掘进的目的。为研究本工程中软硬不均地层盾构掘进特点及影响范围,在进行盾构掘进实时模拟时,取不同工况下3 号监测断面处的沉降值进行监测研究。监测研究结果如图6. 2-5 所示。由以上分析可见,随着左线盾构隧道的开挖发展,地表左线沉降逐步发展,在左线隧道掘进完成后,沉降槽呈现w 形,且先修建完成的右线隧道地表沉降值略大于左线地表沉降值。6. 2. 1. 2 上覆砂层掘进扰动数值模拟
海沧区间的DK20 +930 ~ DK20 +980 区间内,盾构限界内上半部分穿越砂层,该区间内右线地质纵断面如图6. 2-6 所示。为充分研究砂层对盾构掘进的影响,在此区间内选择最不利横断面进行盾构掘进数值模拟。选取最不利情况进行模拟,模型中地层物理力学参数见表6. 2-3。在盾构动态掘进数值模拟过程中,选取若干代表性工况进行盾构掘进状态及地表沉降情况监测。按掘进先后顺序主要检测工况见表6. 2-4。在盾构隧道掘进模拟过程中,模型采用单线开挖模拟,监测盾构掘进纵向及横向地表沉降,得出最大沉降值并与限定值进行比较。分析盾构开挖是否会对造成较大安全问题。具体监测点以及监测位置如图6. 2-7 所示。对于海床沉降(1 号监测断面及2 号监测断面)进行动态施工观测,地层沉降云图如图6. 2-8 所示。可见盾构机掘进开始时对地层扰动巨大,在盾构机掘进过程中,沉降值在掘进至监测点处时发展最快,沉降值在盾构掘进至一定程度后趋于稳定。在地层扰动范围方面,盾构掘进初期(或盾构停机恢复掘进时)盾构施工引起的地层扰动范围最广,在砂性地层盾构若停机,应做好泥浆护壁等相应地层加固措施,预防由盾构停机引起的地表沉降超限等问题。在盾构掘进的过程中,相比于地层扰动的范围,地表沉降值更能直接反映施工活动对周边环境影响的程度与模式。这是因为地表沉降直接影响到地面上的建筑物和基础设施的安全与稳定性,因此被视为衡量盾构施工对环境影响的关键指标。为进一步分析盾构掘进过程中地表沉降的变化规律及变化方式,数值模拟过程中对4 种工况下的2 号监测断面进行地表沉降监测,5 种工况下的地表横向沉降槽如图6. 2-9 所示。由图6. 2-10 可见,各施工阶段下盾构掘进引起的横向沉降槽均存在反弯点,反弯点均出现在距隧道中轴线10m 左右。在中轴线左右各10m 范围内,地表沉降数值较大且随着距中轴线距离缩短迅速增长,这种增长在盾构掘进至监测点位之前时不太明显,在盾构掘进至监测点位后,该增长趋势迅速发展。在横向沉降槽宽度方面,阶段1 ~ 阶段3 沉降槽反弯点至隧道中轴线的间距逐渐增长,在盾构掘进至阶段4(穿越监测点位下方)后,沉降槽宽度增长放缓,但沉降值仍存在较大变化。最终沉降槽宽度约为40m,最大沉降值为0. 45mm。图6. 2-10 各阶段下沉降发展趋势
为进一步明确砂性地层盾构掘进对地表沉降发展的影响方式,统计并分析1 号监测断面上的地表沉降值,5 个工况下地表纵向沉降值如图6. 2-10 所示。
由图6. 2-11 可见,不同工况下盾构掘进引起的地表沉降均呈现s 形,且盾构掘进初始处的地表沉降明显大于其余点位的地表沉降。盾构停机将在盾构再次掘进时引起极大的地表沉降,这种地表沉降扩大最大可达8 倍之多。
（本文节选自《复杂环境海底地铁隧道建造技术》，本号将陆续推送智能盾构理论与方法的相关专题文章）。
