李 洋，程 鵬，李 鵬，王 寧，羅長明，畢程程

(中鐵工程裝備集團有限公司地下空間設計研究院，河南 鄭州 450016)

0 引言

隨著我國城市地鐵的發(fā)展，地鐵建設面臨的問題已經(jīng)由最初的相對簡單的邊界條件向復雜、多變的建設條件轉變，具體表現(xiàn)在地鐵建設多受場地范圍內建筑物，道路范圍內立交、管線制約，無法采用常規(guī)的明挖法施工。針對當前復雜多樣的地鐵建設條件，本文結合廣州某地鐵車站論述采用曲線管幕施工暗挖地鐵車站的可行性。

管幕工法起源于日本[1]，目前該工法在日本的應用最為廣泛，經(jīng)過多年的發(fā)展，日本在裝備研發(fā)與施工工藝方面積累了豐富的經(jīng)驗。曲線管幕的管徑一般為300～600 mm，多采用鋼管，根據(jù)直徑及地層不同，采用不同的頂進設備。曲線管幕各鋼管之間通常不相連，管幕施工完成后采用注漿或冷凍法進行管節(jié)間止水。日本鹿島建設公司在東京中央環(huán)線施工中，使用了φ845 mm 泥水平衡式曲線管幕機，曲線半徑為8 m，長約10 m，支護區(qū)段長440 m；熊谷組機動建設工業(yè)株式會社開發(fā)了“MAGALUFU”工法，使用了矩形曲線管幕設備。

國內早期有相關學者對國外管幕工法進行了介紹[2-3]，并在新建蘭新第2雙線高速鐵路西寧隧道施工中得到應用，保證了隧道施工安全，有效控制了高速公路沉降[4]。近年來，國內港珠澳大橋拱北隧道口岸段首次采用了曲線管幕配合凍結止水的施工方案[5-7]。以拱北隧道為依托，國內學者李志宏等[8]通過模型試驗、數(shù)值模擬、現(xiàn)場試驗等手段對曲線頂管管幕間相互影響進行了研究，分析了管節(jié)對土體的累積擾動、土體應變以及管土接觸壓力、軌跡影響等規(guī)律特征；史培新等[9]研究了長距離大直徑曲線管幕的施工頂力，總結出曲線頂管頂力的主要組成及影響因素；李博等[10]重點研究了富水軟土長距離非鎖口曲線管幕工程施工風險，建立了基于層次分析法的風險模糊評估方法和標準；俞蔡城[11]研究了長距離大直徑曲線管幕群頂管力的預測和控制，及其施工產生的地表變形，并提出相應的地表變形控制措施；湯淵[12]對地鐵車站使用曲線頂管的非開挖施工技術進行數(shù)值分析，研究了開挖方案可能引起的地層響應，預測了施工過程中襯砌結構的最大應力。

綜上所述，直線管幕技術已經(jīng)非常成熟，但曲線管幕存在直徑偏小、施工姿態(tài)不易控制等問題[13-14]，國內除港珠澳大橋拱北隧道以外，鮮有其他工程成功應用。國內外學者近年來對曲線管幕的研究多為施工過程的風險控制或施工頂力的確定等方面的闡述，且大部分基于拱北隧道工程[15-17]。城市地鐵車站作為地下工程的重要組成部分，應對曲線管幕在地鐵車站中的應用進行深入研究。因此，本文依托廣州地鐵某暗挖車站項目，根據(jù)項目特點，論述曲線管幕建設地鐵車站的可行性，并重點分析曲線管幕設計及施工過程中的重難點。

1 工程概況

1.1 項目背景

廣州地鐵某暗挖車站沿城市主干路鋪設，原車站設計方案受制于道路上方立交橋的影響，采用分離側式站臺。因地面無交通疏解條件，站臺層采用暗挖法施工，覆蓋厚度9.8 m。站廳外掛設置在站臺層南北兩側，明挖法施工，通過6條暗挖通道與暗挖站臺相連。車站布置如圖1和圖2所示。南北站廳地下1層設置暗挖通道相連，通過暗挖2條通道與既有地鐵線站廳進行換乘。車站共設置4個出入口，4個風亭組，車站全長201 m。其中：車站北站廳長144.7 m、寬19.1～21.1 m，外包高度18.39 m；南站廳長111.2 m、寬20.7～39.8 m，外包高度19.15 m。暗挖站臺斷面寬10.7 m、高9.85 m，單洞長度為201 m，采用108管棚和超前小導管支護。

圖1 車站總平面圖

圖2 車站三維模型圖

1.2 地質條件

根據(jù)地勘報告，場地范圍內地層為〈4N-2〉可塑狀粉質黏土、〈5N-1〉碎屑巖殘積土(主要為可塑狀粉質黏土)、〈5N-2〉碎屑巖殘積土(主要為硬塑狀粉質黏土層)、〈6〉全風化粉砂巖、含礫砂巖、〈7-1〉強風化粉砂巖、含礫砂巖層。地質縱斷面圖如圖3所示。地下水為第四系松散層孔隙水、基巖裂隙水，與地表水整體性存在水力聯(lián)系，具有同一自由水面，水位高度可按地表以下1 m考慮。

圖3 地質縱斷面圖

暗挖站臺所在地層主要為〈5N-2〉碎屑巖殘積土(主要為硬塑狀粉質黏土層)、〈6〉全風化粉砂巖、含礫砂巖、〈7-1〉強風化粉砂巖、含礫砂巖層(強度1.7 MPa)、部分〈8-3〉中風化泥質粉砂巖(強度7.46～7.99 MPa)。

1.3 工程難點分析

原設計方案的實施有以下幾個難點：

1)本方案可以實施的前提是明挖站廳作為暗挖站臺的施工豎井。為保證施工進度，考慮設置3個豎井來增加工作面，需要拆除約25 040 m2的建筑物，拆遷量大，拆遷難度高，直接影響工程進度。

2)暗挖站臺橫斷面如圖4所示，車站暗挖站臺隧道及橫通道斷面大，覆土淺(站臺隧道覆土9.8 m，橫通道覆土5.6 m)，施工風險極高。

圖4 暗挖站臺橫斷面圖(單位：mm)

3)車站位于東風西路主干道，道路上方管線密布，周邊建筑密集，隧道及基坑開挖對周邊建筑物及管線影響較大，安全風險高。

根據(jù)現(xiàn)場情況，車站周邊房屋拆遷困難，暗挖斷面頂部存在砂層，車站實施困難，成為制約全線工期的關鍵因素。

2 研究方案

2.1 設計方案

對原方案進行研究后，考慮采用先隧后站的方案。利用該站前、后車站作為盾構始發(fā)與接收場地，區(qū)間隧道先采用盾構掘進貫通，再在車站里程范圍內的隧道內施工曲線管幕，在曲線管幕的保護下開挖土體，施工二次襯砌，形成暗挖地鐵車站。

因道路兩側房屋拆遷困難，無法保證既有工期，可盾構先行過站，避免在車站范圍內圍擋占地；再在盾構隧道內施作曲線管幕，作為開挖支護結構；然后開挖土體，施工站臺層；待后期道路兩側的建筑物拆遷完畢后，明挖施工站廳，聯(lián)通站臺層。站臺層斷面如圖5所示。

圖5 站臺層斷面圖(單位：mm)

2.2 施工原理

曲線管幕借鑒了傳統(tǒng)暗挖法的思想，在其基礎上進行改進，其施工組織應以施工的安全性和設計的合理性為目的。曲線管幕施工布置如圖6所示。首先，施工2條先行導洞；然后，在一側導洞向另一側導洞始發(fā)曲線管幕設備，進行管幕施工，形成初期支護；最后，在管幕支護下開挖導洞間土體，完成內部結構施工。

圖6 曲線管幕施工布置

曲線管幕施工工序如圖7所示。1)采用盾構開挖導洞，先行過站，在先行導洞內鋪設組合式襯砌。2)在始發(fā)導洞內安裝曲線管幕始發(fā)設備。3)在掘進開始前測量初始管節(jié)端點的坐標，進行定位，確保掘進位置準確。4)始發(fā)曲線管幕設備進行掘進，并逐一拼裝管幕管節(jié)，在接收導洞完成結構。5)依次完成曲線管幕施工，形成拱結構超前支護。6)在曲線管幕支護下開挖先行導洞間土體，形成中心開挖區(qū)。7)拆除拱結構下方的組合式襯砌，連通先行導洞和中心開挖區(qū)。8)在開挖完成的地下空間內施作二次襯砌結構和主體梁柱結構，完成車站結構施工。

(a)工序1 (b)工序2

3 關鍵技術

針對曲線管幕施工過程中面臨的主要難題進行研究和探索：

1)曲線管幕機載荷分布特性及力學傳遞規(guī)律不明，設計缺乏理論依據(jù)。曲線頂進作業(yè)狀態(tài)下，管幕機承受的地層水土壓力是一個隨設計軸線動態(tài)變化的過程，受力狀況復雜多變。

2)曲線管幕機內部空間狹小，結構非常緊湊，設計約束條件多，設計難度大，推進系統(tǒng)設置困難，提供的頂推力受限。

3)鋼管節(jié)管徑小，剛度小，易變形。管幕施工軸線控制精度要求高；狹小空間條件下，傳統(tǒng)導向系統(tǒng)安裝與檢測困難、成本高，經(jīng)濟緊湊型新型導向系統(tǒng)的開發(fā)是關鍵。

4)施工過程中，曲線管幕管節(jié)分別獨立頂進，之間存在間隙，在地下水豐富的地層中，須考慮相應的防水措施。

5)暗挖地下工程通常位于無法開挖區(qū)域，且需嚴格控制施工過程對周圍地層的影響，因此，地層變形情況是評價項目成功與否的重要標準。曲線管幕需進行多次頂進施工，且受頂進方向影響，可能會對結構覆土產生多次擾動。

3.1 設備選型

3.1.1 主機及刀盤設計

由于曲線管幕施工作業(yè)空間受限，因此，設備整體尺寸較小，每一部分結構都受到很大的空間限制，對主機的集成化設計要求高。曲線管幕機主機如圖8所示。主機部分主要由開挖刀盤、驅動、殼體、進(排)漿通道等組成。刀盤由3個小刀盤組成，既可以圍繞小刀盤的中心軸做自轉運動，又可以圍繞設備的總體中心軸線做公轉運動，實現(xiàn)圓形斷面開挖，如圖9所示。當3個刀盤旋轉到一定位置時(軸線夾角為120°)，刀盤可回縮到盾體內部，從設備后部拆卸撤出，以便設備安拆和更換刀頭。為實現(xiàn)刀盤的自轉和公轉功能，驅動部分采用行星輪式結構，太陽輪和殼體連接固定，3個小刀盤和行星輪在同一根輸出軸上和行星架相連，圍繞太陽輪做公轉運動。為給設備提供足夠大的動力，同時縮小占用空間，驅動采用低速大轉矩馬達。由于設備是泥水循環(huán)出渣，進漿管以不同的角度布置在殼體周邊，對刀盤切削下來的土體進行改良，驅動結構部分和馬達均為中間空心結構，將其作為泥水循環(huán)系統(tǒng)的排漿通道。

圖8 曲線管幕機主機

(a)刀盤布置

3.1.2 頂推裝置設計

頂推裝置既要為機頭和后續(xù)鋼管節(jié)提供向前頂進的足夠大的頂推力，又要限制其頂進過程中的曲率半徑。曲線管幕機頂推裝置主要由頂推支架、工作平臺、爬梯、管節(jié)限位裝置、抱緊裝置、頂推油缸等組成，如圖10所示。頂推支架與既有結構可靠連接，頂部承載平臺上安裝頂推油缸，頂推油缸的活塞桿桿端連接抱緊裝置，抱緊裝置既可以抱緊鋼管節(jié)，也可以松開留出間隙。抱緊裝置抱緊后，在頂推油缸的推動下靠摩擦力帶動鋼管節(jié)向下移動。管節(jié)限位裝置用來防止推進過程中鋼管節(jié)軸線與理論軸線產生較大偏差。

圖10 頂推裝置結構圖

3.2 設備頂推力計算

3.2.1 曲線管幕力學模型

曲線頂管與常規(guī)直線頂管相比，多了1個沿徑向的分力，如圖11所示，此分力會作為土體抗力施加在管節(jié)上，增加曲線管節(jié)的摩阻力。取曲線管節(jié)任意時刻頂推力進行分析。

圖11 管節(jié)受力模型

當設備勻速掘進時，根據(jù)力系平衡，可得頂推力

N=N0+Nf。

(1)

式中：N0為掌子面的端阻力，kN；Nf為管節(jié)周邊的摩阻力，kN。

掌子面的端阻力N0比較容易確定，其值為頂管中心位置的被動土壓力與刀盤面積的乘積，即：

(2)

其中，

Kp=tan2(45+φ/2)。

(3)

式(2)—(3)中：r0為管節(jié)外半徑，m；γ為管節(jié)上覆土體的加權平均容重，kN/m3；h為管節(jié)覆土，m；Kp為被動土壓力系數(shù)；c為土體的黏聚力，kPa；φ為土體的摩擦角，(°)。

3.2.2 曲線管幕摩擦力計算

曲線管幕管節(jié)在頂進過程中管壁受到的摩阻力較復雜。理想狀態(tài)下，管節(jié)頂推過程中推力控制較好，如圖12所示，管壁所受摩阻力僅由管頂、管側、管底土體的靜止土壓力q1、q2、q3產生。最不利狀態(tài)下，頂推過程對土體擾動較大，管頂擠壓土體產生土體抗力q4，在計算最大頂推力時應予以考慮。

圖12 荷載計算模型

管頂范圍圍巖荷載引起的摩阻力

(4)

管側范圍圍巖荷載引起的摩阻力

(5)

管底范圍圍巖荷載引起的摩阻力

(6)

式(4)—(6)中：μ為土體與管節(jié)之間的動摩擦因數(shù)；θ為曲線管幕頂進弧長所對應的圓心角。

曲線管節(jié)在頂進過程中，因為頂推力沿管節(jié)的徑向分力會使土體產生相應的土體抗力，其作用范圍為管節(jié)背部90°范圍內，管節(jié)受到的土體抗力產生的摩阻力為f4。

(7)

近似地，可取q1=q3=γh為管節(jié)中心所受到的土壓力，管節(jié)所受到的側土壓力q2=K0q1=K0γh(K0為靜止土壓力系數(shù)，可取為1-sinφ)。管節(jié)在頂進過程中，單位長度管壁受到的最小摩阻力

(8)

單位長度管壁受到的最大摩阻力

(9)

在曲線管幕掘進過程中，最關心的是最大頂推力，設備的推進系統(tǒng)需要與最大頂推力進行匹配。根據(jù)庫侖土壓力理論，土體所能提供的最大土抗力為被動土壓力。

(10)

將q1、q2、q3及式(10)代入式(8)和式(9)中，得到單位長度土抗力提供的最大摩阻力

(11)

在實際頂進過程中，周圍土體對管節(jié)的作用力并不全為被動破壞狀態(tài)。根據(jù)曲線管幕現(xiàn)場實際測量結果，其值比靜止土壓力偏大，土體作用在管節(jié)上的作用力最小的情形為按靜止土壓力考慮，此種情況單位長度管壁受到的最小摩阻力

Nf=μπr0[γh(1+K0)]=μπr0γh(2-sinφ)。

(12)

將式(11)和式(12)代入式(2)，得：

μπr0γh(2-sinφ)。

(13)

(14)

3.2.3 曲線管幕頂推力計算

根據(jù)《盾構隧道工程設計標準》的規(guī)定，對于覆蓋層厚度不大于2倍隧道外徑的淺埋隧道，豎向地層壓力應按全土柱質量計算；對于覆蓋層厚度大于2倍隧道外徑的深埋隧道，豎向地層壓力宜計算土體卸載拱作用的影響。由于曲線管幕管節(jié)通常較小，管節(jié)外直徑R0一般為1 m左右，管節(jié)埋深基本全部大于2R0，因此，采用太沙基公式來計算松弛土壓力。

(15)

其中，

(16)

式(15)和式(16)中：σv為隧道頂部土壓力；B1為隧道開挖影響寬度的一半；γ1、γ2為隧道上覆各地層土體容重；c1、c2為隧道上覆各地層土體黏聚力；φ1、φ2為隧道上覆各地層土體內摩擦角；K為通過試驗確定的常數(shù)，通常取1；H1、H2為隧道上覆各地層厚度；p0為地表均布荷載；R0為管節(jié)外直徑。

取q1=q3=γh=σv，并代入式(13)和式(14)，得：

(17)

(18)

式(17)和式(18)即為曲線管幕頂進過程中管節(jié)單位長度的頂推力范圍。沿曲線頂進的路徑積分，即可得到總頂推力。

3.3 曲線頂管姿態(tài)與軸線控制

曲線管幕施工主要依靠糾偏系統(tǒng)和始發(fā)導向環(huán)控制設備姿態(tài)。

3.3.1 糾偏系統(tǒng)設計

糾偏系統(tǒng)由主機過渡法蘭、前盾、尾盾、鉸接油缸、尾盾過渡法蘭以及附件組成，4根油缸呈象限布置，兩兩組合共分為4組。沿掘進方向上部2根是第1組，右側2根是第2組，下側2根是第3組，左部2根是第4組。施工過程中，通過4組油缸的伸縮控制設備姿態(tài)，進行掘進方向的糾偏。設備糾偏系統(tǒng)如圖13所示。

圖13 設備糾偏系統(tǒng)

3.3.2 始發(fā)導向環(huán)設計

在曲線管幕頂進洞門位置和需頂進管節(jié)尾部設置導向環(huán)，控制管節(jié)姿態(tài)，并在導向環(huán)內側增加導向滾輪，減小管節(jié)與導向環(huán)的摩擦力。管節(jié)導向環(huán)如圖14所示。

圖14 管節(jié)導向環(huán)

導向系統(tǒng)利用激光發(fā)射管發(fā)出的平行結構光測量方位角及俯仰角。由于管節(jié)為曲線，為避免光線被遮擋，實際施工過程中采用的是激光靶鏈的導向系統(tǒng)，布置形式如圖15所示。因激光源的坐標已知，發(fā)射的激光被安裝在管節(jié)上的激光靶接收后，可通過角度換算得到該點坐標。激光靶鏈就是各個激光靶通過接收及發(fā)射激光，推算安裝在機頭位置的坐標。角度測量試驗證明，該激光靶與平行光的測角系統(tǒng)精度可達到0.5 mm/m。

圖15 導向系統(tǒng)布置形式

具體計算步驟如下：

1)在掘進開始前測量初始管節(jié)端點的坐標，以建立管幕機曲線頂管理想軌跡的方程。

2)在每段管節(jié)的端點處安裝激光發(fā)射器及激光靶，構成激光靶鏈。

3)利用激光靶測得的光斑坐標變化量來計算相鄰管節(jié)端點相對于理想位置的角度偏移量及坐標偏移量。

4)結合獲得的角度偏移量及坐標偏移量，并根據(jù)管節(jié)的形狀，對步驟3)中的管節(jié)端點位置進行修正。

5)自最后一段管節(jié)端點的坐標開始，重復步驟3)及步驟4)，直至計算至所述管幕機先導管的實際位置。

6)掘進過程中不斷推進并安裝新的管節(jié)，用安裝于地面的平行光管來測量當前最后一段管節(jié)的末端坐標變動，接著重復步驟3)、4)、5)，以更新此時的先導管頭部的實際坐標。

3.4 管幕間止水措施

為防止地下水對曲線管幕施工的影響，曲線管幕止水措施主要采用2種方法：一種是管與管之間止水；另一種是管節(jié)接頭密封止水。

在曲線管幕管節(jié)上設置注漿管，利用預埋注漿導管在鋼管接頭處注入止水劑，使?jié){液沿縱向流動并充滿管節(jié)之間的間隙，防止開挖時地下水滲入管幕內。當?shù)叵滤枯^大時，可以輔以冷凍法。采用冷凍法時，施工完成的曲線管幕可以充當冷卻管，對地層進行凍結，起到止水作用。

直線頂進施工中，管節(jié)與管節(jié)接頭多采用焊接形式。在曲線頂進施工中，焊接形式轉彎靈活性不強，精度低，不適用于曲線頂管。因此，設計了一種承插式管幕接頭結構，在曲線管幕承插管末端的外周面上設置環(huán)形臺階，環(huán)形臺階形成密封圈槽，在密封圈槽內設管節(jié)密封圈，如圖16所示。用于固定鎖止環(huán)的螺栓的頭部設有螺栓密封圈，螺栓密封圈用于與鎖止環(huán)上供螺栓穿過的沉孔底面密封配合，以進一步保證管節(jié)連接部位的密封性能。

圖16 管幕快速接頭示意圖

3.5 地層影響分析

暗挖施工對地層的擾動很大，但是采用曲線管幕是先支護后開挖，對土體的擾動很小，可通過數(shù)值模擬對地層的影響進行分析。

3.5.1 計算模型參數(shù)

根據(jù)項目的地質詳勘報告和工程條件建立數(shù)值模型?？紤]模型邊界效應的影響，模型X方向寬110 m、Y方向長50 m、Z方向高30 m。地層主要為〈4N-2〉可塑狀粉質黏土、〈5N-2〉碎屑巖殘積土、〈6〉全風化粉砂巖、〈7-1〉強風化粉砂巖。地質參數(shù)如表1所示。整體模型如圖17所示。

表1 地質參數(shù)

圖17 地層模型網(wǎng)格劃分

曲線管幕選用Q235鋼管，采用板單元模擬。主隧道盾構管片混凝土強度等級為C50，曲線管幕填充混凝土、二次襯砌結構、底板、頂縱梁、底縱梁、結構柱混凝土強度等級為C35，采用實體單元模擬。結構參數(shù)如表2所示。車站結構模型網(wǎng)格劃分如圖18所示。

表2 結構參數(shù)

圖18 車站結構模型網(wǎng)格劃分

3.5.2 施工步驟模擬

曲線管幕施工地鐵車站步驟如下：

1)在既有盾構隧道內依次頂進頂部和底部曲線管幕鋼管節(jié)。

2)每一節(jié)鋼管節(jié)頂進完成后在管節(jié)內部填充C35混凝土。

3)頂部和底部曲線管幕全部施工完成后，在管幕的支護下開挖2條既有盾構隧道之間的土體，為簡化施工工序，降低計算工作量，中間土體為全斷面開挖，開挖進尺為5 m。

4)在既有盾構隧道內施工頂縱梁、底縱梁和結構柱。

5)拆除開挖空間與盾構隧道之間的管片，施工車站底板，完成車站主體結構施工。

3.5.3 計算結果分析

通過對曲線管幕施工地鐵車站工序的模擬，對各工序完成后的地層變形計算結果進行分析。

1)曲線管幕施工完成。如圖19所示，曲線管幕鋼管依次頂進，鋼管內填充混凝土后，地表呈現(xiàn)沉降狀態(tài)，最大沉降值為7.2 mm，沉降槽寬度為42 m，影響范圍約為1倍車站結構寬度。

圖19 曲線管幕施工地表沉降(單位：mm)

2)隧道間土體開挖完成。如圖20所示，隧道間土體開挖后，地表呈現(xiàn)沉降狀態(tài)，在曲線管幕支護下，僅開挖部分上方覆土沉降值有增大，最大沉降值為21.34 mm，沉降槽影響范圍變化不大。

圖20 隧道間土體開挖地表沉降(單位：mm)

3)頂(底)縱梁、結構柱施工完成。如圖21所示，受施工影響，地表沉降略有增加，影響區(qū)域位于開挖部分上方，最大沉降值為22.99 mm，沉降槽影響范圍變化不大。

圖21 頂(底)縱梁、結構柱施工地表沉降(單位：mm)

4)管片拆除完成。如圖22所示，隧道與開挖部分管片拆除完成后，地表沉降明顯增加，影響區(qū)域位于開挖部分上方，最大沉降值為24.89 mm，沉降槽影響范圍變化不大。

圖22 管片拆除后地表沉降(單位：mm)

通過統(tǒng)計各施工工序地表沉降計算結果，得到如圖23所示的地表沉降曲線。由圖23可以看出：采用曲線管幕施工地鐵車站過程中，土體開挖對地表影響較大，地表沉降增加量為14.1 mm，累計最大沉降值為24.89 mm，優(yōu)于傳統(tǒng)暗挖法施工地表沉降控制值(監(jiān)測等級1級：40～60 mm)；與傳統(tǒng)暗挖法相比，在曲線管幕支護下施工，沉降槽范圍僅約為1倍車站結構寬度，大幅縮小了地表土體的影響范圍。

圖23 地表沉降曲線

4 設備功能性試驗

4.1 試驗概況

曲線管節(jié)直徑為406 mm、曲率半徑為7 500 mm，主要由主機、頂推裝置、鋼管節(jié)、導向系統(tǒng)、輔助設備等組成。為降低試驗費用，在地面模擬曲線管幕機的曲線掘進、排渣、管節(jié)頂進等工況。現(xiàn)場試驗如圖24和圖25所示。

圖24 曲線管幕設備示意圖

圖25 曲線管幕頂管機

在管節(jié)頂部和底部設置土壓傳感器，內側為第1組，外側為第2組，測點布置及土壓力計安裝如圖26和圖27所示，實時檢測掘進過程中管節(jié)所承受的土壓，傳感器隨著管節(jié)不斷前進，最終得到設計軸線上土壓力的變化曲線。在推進油缸上設置壓力傳感器，實時檢測掘進過程中的頂推力，最終得到頂推力隨推進距離的變化曲線。

圖26 土壓力測點布置(單位：mm)

圖27 土壓力計安裝

4.2 試驗結果統(tǒng)計分析

監(jiān)測結果如表3和表4所示。

表3 土壓力統(tǒng)計

表4 頂推力統(tǒng)計

試驗曲線管幕頂管機外徑為410 mm，鋼管直徑為406 mm，鋼管壁厚為16 mm，試驗段主要在〈4N-2〉粉質黏土、〈5N-2〉碎屑巖殘積土中掘進，摩擦因數(shù)取μ=0.15，地質參數(shù)如表1所示。將以上參數(shù)代入式(17)和式(18)，得到頂推力計算統(tǒng)計表如表5所示。

表5 頂推力計算統(tǒng)計表

根據(jù)以上計算結果可知，曲線管幕試驗過程中各個監(jiān)測點頂推力實測值均位于各監(jiān)測點頂推力計算理論值[Nmin，Nmax]區(qū)間。根據(jù)曲線管幕現(xiàn)場試驗結果，理論最大頂推力、理論最小頂推力、實際頂推力三者之間的關系如圖28所示。

圖28 頂推力關系曲線

以上結果證明，通過式(17)和式(18)的理論計算，能夠確定曲線管幕施工過程中的頂推力變化范圍，得到的頂推力可以滿足曲線管幕施工要求，可為今后同類工程項目曲線管幕頂推力設計提供參考。

5 結論與討論

本文針對廣州地鐵某暗挖車站，首先，設計了先隧后站的施工方案；然后，討論了設備選型并進行設備頂推力計算，進而分析介紹曲線頂管姿態(tài)與軸線控制方法；最后，采用數(shù)值模擬對曲線管幕施工過程進行計算，并與現(xiàn)場試驗結果進行對比分析。主要得出以下結論。

1)先隧后站的施工方案通過盾構先行過站，再在盾構隧道內施作曲線管幕作為開挖支護結構，然后開挖土體、施工站臺層，避免了車站范圍內長期圍擋占地，縮短了工期。

2)通過對單個管節(jié)進行受力分析，考慮掌子面阻力和摩阻力，計算獲得曲線頂管的頂推力。與現(xiàn)場試驗數(shù)據(jù)對比，表明頂推力實測值均位于各監(jiān)測點頂推力計算理論值[Nmin，Nmax]區(qū)間，驗證了頂推力計算公式的準確性，可為后續(xù)類似項目提供參考。

3)通過糾偏系統(tǒng)和始發(fā)導向環(huán)控制設備姿態(tài)，導向系統(tǒng)利用激光發(fā)射管發(fā)出的平行結構光測量方位角及俯仰角。實際施工過程中，采用激光靶鏈的導向系統(tǒng)，避免光線被曲線管線遮擋。經(jīng)角度測量試驗證明，該激光靶與平行光的測角系統(tǒng)精度可達到0.5 mm/m。

4)對曲線管幕施工過程進行數(shù)值模擬計算，分析曲線管幕頂進過程中周圍土體的受力情況，分析結果表明曲線管幕對地層的影響是可控的。

本文論述的曲線管幕技術相比于傳統(tǒng)管幕轉彎半徑小，頂進方向由水平頂進轉變?yōu)橄蛏虾拖蛳马斶M，且頂進次數(shù)更多，具有管幕受力情況更為復雜，導向、姿態(tài)控制困難，結構上方覆土受擾動次數(shù)多等特點，因此，通過理論分析和現(xiàn)場試驗對以上問題進行了研究和探討。但由于試驗項目數(shù)量和特點所限，針對曲線管幕施工大跨度地下空間技術還缺乏深入研究。今后將會針對不同地質條件下曲線管幕施作不同建筑結構形式大跨地下空間項目的結構受力情況、施工關鍵技術、地層影響規(guī)律進行研究。