盾构直接切削桩基施工关键技术

2019-11-07杜闯东唐纵雄

隧道建设(中英文) 2019年10期

杜闯东，张杰，唐纵雄

(中铁隧道局集团有限公司，广东广州 511458)

0 引言

近年来随着经济的快速发展，城市轨道交通建设已经成为现代化大都市的象征，以地铁为代表的城市轨道交通更是一个现代化大都市中必不可少的现代化交通工具。然而地铁隧道施工中地质情况的不确定性和地下环境的复杂性，使得地铁隧道的施工难度越来越大，尤其是地铁隧道施工中经常遇到近距离、层叠交叉穿越桩基，穿越既有高架桥桩，穿越既有车站、既有隧道等建(构)筑物的情况屡见不鲜。地铁隧道施工过程中复杂的地下环境和不确定的地质条件，使得工程的建设周期、建设成本以及施工风险变大。近年来，相关学者相继采用有限元分析法、简化理论方法等对地铁近距离、层叠交叉穿越桩基、切削桩基等施工进行研究。文献[1]借助有限元数值分析，对邻近桩基的变形特征进行研究；文献[2]模拟隧道近距离穿越高架桩基的施工过程；文献[3]通过模拟实验，对盾构直接切削桩基(玻璃纤维筋)施工技术的可行性进行研究；文献[4]利用MADIS 模拟盾构掘进过程，分析盾构掘进过程中土层的应力和位移变化对车站站房桩基础及盾构管片的应力变化的影响；文献[5]采用简化理论方法、三维有限元数值模拟方法以及现场监测方法，揭示软土地层土压平衡盾构上下交叠穿越地铁隧道的变形规律。目前国内研究完成了高架桩基准确穿越[6]、房屋建筑群[7]、侵限桩基[8]的施工工艺和施工参数，且通过研究钢筋断裂形式[9]、刀具配置和改进[10]、建筑物保护加固[11]、施工监测反馈[12]、推力和转矩选择[13]、群桩效应模拟[14]、桩基托换[15]等方式拓展盾构掘进切削桩基的方法。但针对不同地质条件下，大直径土压盾构直接切削钢筋混凝土桩基的实例分析研究仍很有必要，特别是当刀盘受到振动停止运转等情况仍是亟待解决的问题。

本文以以色列特拉维夫轻轨红线工程为依托，重点结合盾构直接切削桩基模拟实验及工程实例，展开研究和分析。该工程为首次在国外施工的大直径土压盾构隧道，由于城市建筑物密集，地下桩基深度较大，且考虑海外施工环境的复杂性，使得该项目存在较多的施工安全风险。本文通过建立盾构掘进模态综合实验台开展盾构刀具直接切削桩基室内模拟实验，根据实验参数对盾构刀盘进行适用性改进并调整掘进参数，结合盾构下穿施工案例，对河道及铁路采取旋喷注浆加固，形成一套盾构直接掘进切削不同类型钢筋混凝土桩基的施工方法。

1 工程简介

以色列特拉维夫轻轨红线项目TBM段(西标段)工程位于以色列特拉维夫市中心，本标段盾构隧道线路全长11.79 km(先隧后站单线延米)，呈南北走向，线路起于Herzl始发井,终于Ben Gurion车站。线路主要沿城市道路敷设,沿线主要穿越既有高速公路、既有铁路、Ayalon河及Shefaa Tal桥等重要建筑物。线路隧道最大纵坡为27‰，最小纵坡为5‰，隧道埋深为5.9～30.6 m，线路最小曲线半径为220 m，线间距为0.8～5 m(均不足1倍洞径)，为小间距浅埋隧道。盾构隧道主要穿越Kurkar(凝砂块)结构的K1、K2、K3地层。

本工程盾构隧道采用单层钢筋混凝土(B60)衬砌管片结构，衬砌管片外径为7 200 mm，内径为6 500 mm，厚度为350 mm。为满足220 m小曲线转弯需求，管片环宽设计为1 500 mm和1 200 mm 2种。采用6台开挖直径为7.54 m土压平衡盾构掘进施工，刀盘采用标准面板结构设计，主要由4个主刀梁和8个副刀梁及外圈梁组成，开口率为35.5%，额定转速为1.27 r/min，最高转速为3.8 r/min。主驱动额定转矩为12 000 kN·m，脱困转矩为14 000 kN·m，最大推力为55 750 kN。螺旋输送机采用950 mm内径轴式螺旋输送机，最大转矩为210 kN·m，最高转速为25 r/min，最大通过粒径为φ355 mm×550 mm。

工程施工范围主要为“6站3区间”土建工程，即Allenby、Yehudit、Shaul Hamelech、Arlosoroff、Abba Hillel、Bialik 6座车站和Herzl—Carlebach区间、Galei Gil—Ben Gurion区间、Galei Gil—Carlebach区间。其中Carlebach—Ben Gurion区间在中间设立盾构始发井(Galei Gil)，4台盾构在此下井，分别向Carlebach站和Ben Gurion站掘进施工，2台盾构由Herzl井始发至Carlebach站掘进施工。其中Galei Gil—Arlosoroff区间盾构从Galei Gil始发后，需连续下穿高速公路、河道、铁路并再次下穿高速后进入Arlosoroff站，如图1所示。

图1 Galei Gil—Arlosoroff区间位置平面图

根据地勘资料，该区间所处地层以黏土、砂土、粉质砂土、凝砂块为主，其中隧道范围内主要以粉质砂土、砂土地层为主，隧底为砂土、含砂土的板岩地层，凝砂块在整个地层中的含量不超过20%，标贯值最高可超过50击，但达不到MPa级别。地下水位相对较高，在Galei Gil始发端头，地下水位线位于隧道顶部4 m处，过河段与过铁路段地下水位位于隧道顶部5.5 m处，Arlosoroff站地下水位位于隧道顶部5 m处。

该区间隧道下穿的建(构)筑物均为城市主要市政设施，其中Ayalon河道为特拉维夫城市主河道，河道两侧为阿亚隆高速公路，其中紧邻河道西侧还有在运行的铁路线，阿亚隆高速车流量平均120辆/min。隧道南侧为以色列特拉维夫中央火车站，为城市的交通换乘站，列车运行量大，平均每3 min就有1辆列车进出该站，隧道北侧为阿亚隆桥，桥上车流量更多为城市主干道。Galei Gil始发井两端相距约200 m为2座轻轨红线地下车站，车站位置及标高不能改变。轻轨隧道必须从此处下穿河道桩基群，河道桩基沿河道挡墙布置，该区间盾构掘进范围内共有11根桩基侵入2条隧道范围内。侵入隧道内的桩基与隧道平面位置图如图2所示。侵入隧道桩基统计表如表1所示。区间桩基位置关系图如图3所示。

(a) 平面位置航拍图

(b) 平面位置关系图

隧道桩径/m桩长/m桩间距/m混凝土等级侵入隧道长度/m侵入隧道根数Axis1L(TBM6)1 124.9B407.142Axis2R(TBM5)1.2122.8B407.8421124.7B407.141113.51.1B401.76

注：以色列本地混凝土标号以字母B表示，B40相当于中国的C35混凝土等级。

(a) TBM6区间桩基位置关系图

(b) TBM5区间桩基位置关系图

2 盾构直接切削桩基模拟实验

2.1 实验方案

实验利用土压盾构掘进模态综合实验台开展盾构刀具直接切削桩基室内模拟实验，本次实验需测取的参数主要包括不同刀具(滚刀、切刀)切削圆桩和方桩的切削效果、刀盘振动特性、钢筋破坏形式及受力情况、盾构掘进参数，评价滚刀和切刀切削圆桩和方桩的可行性。

1)重点观察滚刀/切刀破桩过程、钢筋形变过程、钢筋与混凝土间的破坏过程，观察钢筋破坏断面形态，分析钢筋受力及断裂方式。

2)提取刀盘的振动数据，测取滚刀和切刀切桩过程中的振动加速度变化情况。

3)记录实验台的推力、转矩等掘进参数，提取破桩实验过程中的参数。

为对比滚刀和切刀直接切削桩基的效果，实验制定2组刀具配置方案：第1组为刀盘配置纯滚刀，第2组为刀盘配置纯切刀。同时，针对每组刀具配置，按1∶1比例在岩盘内同时浇筑圆桩和方桩。设计盾构掘进模态综合实验台岩盘直径为2 500 mm，刀具切削直径为2 280 mm，模拟岩层厚度为500 mm。按1∶1比例将方桩和圆桩平行布置于同一岩盘内，一侧圆桩直径为1 200 mm，另一侧方桩尺寸为450 mm×400 mm，岩盘内对称布设方桩和圆桩，间距为280 mm。圆桩和方桩内主筋采用φ25 mm螺纹钢，箍筋采用φ10 mm光圆钢筋，第1种工况桩基采用C35等级混凝土，第2种工况桩基采用C50等级混凝土；方桩和圆桩之间填充M5等级水泥砂浆。方桩和圆桩横向剖面布置图如图4所示。方桩和圆桩在岩盘中的布置图如图5所示。

2.2 实验仪器

本次实验采用的TBM掘进模态综合实验台如图6所示。TBM掘进模态综合实验台主要有机械结构、液压泵站、掘进装置、旋转装置、螺旋输送装置及其控制系统等构成，分别以垂直和水平状态针对各样岩样以不同材质的刀具、刀间距布置和不一样的破岩切削速度、进给量进行实验，进一步统计分析不同刀具参数导致的破岩效率和刀具寿命，为相应的工程配置不同材质的刀具及布置，以满足实际施工的需要。

图4 方桩和圆桩横向剖面布置图(单位： mm)

Fig. 4 Horizontal profile of square pile and circular pile (unit: mm)

图5 方桩和圆桩在岩盘中的布置图

(a) 实验台实物照片

2.2.1 实验项目

1)压头静力侵入岩石测试； 2)滚刀静力侵入岩石测试； 3)转速定值给定，推力侵深实验； 4)滚刀运动状态滚压破岩测试； 5)模拟撕裂刀、刮刀高差破岩测试； 6)不同材质刀具各种状态的磨蚀实验。

2.2.2 性能参数

TBM掘进模态综合实验台实验参数如表2所示。

2.3 滚刀切桩实验效果

本组实验2种工况刀盘均全部配置43.18 cm(17英寸)常截面滚刀，共11把。其中1#—2#、3#—4#、5#—6#为双刃滚刀(共3把)，7#—14#为单刃滚刀(共8把)。通过TBM掘进模态综合实验台的空推和空转，调试各项参数处于正常范围内，同时验证不同参数之间(推进速度与总推力、刀盘转速与转矩)的相关性。

2.3.1 滚刀切削C30钢筋混凝土层

实验开始时，刀盘在恒定的推进速度和转速下，总推力和刀盘转矩逐渐增大，且2个参数的相关性较强。如推进速度和刀盘转速不能满足滚刀稳定、高效破岩的要求，可提高推进速度和刀盘转速。

滚刀切削钢筋混凝土层时，刀盘总推力和转矩在前期掘进速度条件下逐渐降低(见图7)，后期掘进速度条件下增大，最后刀盘因转矩过大而出现卡机现象。由此可见，刀盘推进速度13.30 mm/min、转速0.57～0.51 r/min可认为是滚刀掘进效率最高的1组匹配参数。

图7 刀盘总推力和转矩随时间变化图

Fig. 7 Time-varying relationship between total thrust and torque of cutterhead

从观察实验过程(声音、振动等)及监测参数，基于不出现卡机事故及高效掘进的目的，可以分析得出： 1)滚刀切削C30混凝土层的最优推进速度≥9.47 mm/min，但不得超过17.25 mm/min，同时转速不得≤0.61 r/min； 2)滚刀切削C30钢筋混凝土层时，推进速度宜取8.36 mm/min左右，但不得超过13.30 mm/min。提高转速可以相对提高推进速度，但对周围影响增加，建议转速不宜超过1.00 r/min。滚刀切削C30钢筋混凝土层(第1种工况)掘进参数概况如表3所示。

表3 滚刀切削C30钢筋混凝土层(第1种工况)掘进参数概况

2.3.2 滚刀切削C50钢筋混凝土层

以相同的推进速度继续掘进至钢筋层，总推力和刀盘转矩随时间变化如图8所示。可以看出： 1)稳定推进总推力为2 203.2～3 267.0 kN，瞬时最大总推力达到3 556.3 kN； 2)刀盘稳定推进转矩为88.9～235.7 kN·m，瞬时最大转矩达到295.8 kN·m。

由图7和图8可知： 1)相比滚刀切削混凝土时所需总推力及转矩，滚刀掘进钢筋混凝土层所需总推力稍大，瞬时总推力更大； 2)刀盘转矩稍大且振幅变大，瞬时总推力变得更大。

滚刀切削C50混凝土层所取掘进速度和转速能够保持滚刀高效掘进，同时考虑到实验掘进混凝土面积较小，建议滚刀推进速度宜取6.89 mm/min，转速取0.59 r/min。如遇大面积混凝土层，可适当减小推进速度，或增大转速；相同的推进速度和转速下，滚刀切削C50钢筋混凝土层需要更大的推力和转矩，但仍处于稳定状态，最佳掘进参数同样可取推进速度6.89 mm/min、转速0.59 r/min。同时可以分析得到，混凝土强度越高对滚刀切削钢筋越有利。滚刀切削C50钢筋混凝土层(第2种工况)掘进参数概况如表4所示。

图8 刀盘总推力和转矩随时间变化图

Fig. 8 Time-varying relationship between total thrust and torque of cutterhead

表4 滚刀切削C50钢筋混凝土层(第2种工况)掘进参数概况

2.4 切刀切桩实验结果

2.4.1 切刀刀盘空推与空载

将刀盘滚刀全部更换为切刀，刀盘以最大推进速度59.7 mm/min稳定空推时，总推力为1 041.2 kN；设定刀盘以恒定转速0.672 r/min空转时，刀盘转矩为12.388 kN·m。

2.4.2 切刀切削钢筋混凝土层

设定刀盘推进速度，反馈平均值为2.377 mm/min，刀盘转速为0.531 r/min。刀盘总推力和转矩随时间变化如图9所示。可以看出： 1)切刀低速切削钢筋层时，刀盘总推力主要为244.3～522.7 kN，瞬时最大总推力为681.2 kN； 2)刀盘转矩为37.3～76.4 kN·m，瞬时最大转矩达到232.2 kN·m，远远大于平稳状态值，刀盘转矩值振动幅度大，且频率高； 3)提高刀盘推进速度后，刀盘推力增加，刀盘转矩增加至113.2～287.5 kN·m，切刀切削掘进维持较短时间后出现刀盘转速降低现象，降低推进速度，继续推进刀盘； 4)当刀盘转矩超过330 kN·m时，刀盘转速会逐渐降低。

图9 总推力和刀盘转矩随时间变化曲线图

Fig. 9 Time-varying relationship between total thrust and torque of cutterhead

相对于滚刀切削桩基，切刀切削C50钢筋混凝土层时刀盘转矩值变化幅度和频率明显增大，最优推进速度宜取5.466 mm/min，转速宜取0.575 r/min，同时增大转速可以提高推进速度达到高效破岩目的，转速不宜超过1.444 r/min。相比于切刀切削C50混凝土，切刀切削C50钢筋混凝土层过程中，刀盘转矩值变化幅度明显增大，最优推进速度宜取3.896 mm/min，对应转速为0.531 r/min，虽然增大转速可以提高推进速度达到高效破岩目的，但转矩值变化幅度过大，建议不可盲目提高转速。

2.4.3 切刀低速切削钢筋混凝土层振动特性

切刀切削钢筋混凝土层时，中心刀、7#刀刀座、9#刀刀座和刀盘最外侧面的3向振动加速度如图10所示。低推进速度和低转速切削钢筋混凝土桩基使刀盘各部位均产生较大振动，中心刀刀座在刀盘轴向振动加速度为-1.193g～1.260g，径向振动加速度为2.126g～2.608g。径向振动加速度远远大于轴向振动加速度，说明切刀切削钢筋混凝土基桩导致刀盘环向振动强烈。

(a) 刀盘中心刀背面振动加速度变化曲线

(b) 刀盘7#刀座侧面振动加速度变化曲线

(d) 刀盘最外侧振动加速度变化曲线

图10切刀不同速度切削钢筋混凝土层刀盘振动加速度变化曲线图

Fig. 10 Vibration acceleration curves of drag bit when cutting reinforced concrete at different speeds

2.4.4 切刀高速切削钢筋混凝土层振动特性

增大刀盘推进速度后，总推力和刀盘转矩均增大。中心刀刀座和7#刀刀座振动加速度随时间的变化如图11所示。可以看出，增大刀盘推进速度后，刀盘转动不稳定，卡机现象明显。

2.5 实验总结

本次实验就滚刀和切刀直接切削基桩开展了2组模拟实验，混凝土分别采用C35和C50，可以得到如下结论。

1)滚刀和切刀直接切削钢筋具有不同的机制，滚刀以挤压破碎的方式破除混凝土，以剪压、剪拉、弯折破坏方式作用于主筋，钢筋的破坏形式与混凝土抗压强度、钢筋边界条件、掘进控制参数(推进速度与刀盘转速)等因素有关，具有明显的弯曲、弯扭变形；切刀以剪切、挤压的方式破除混凝土(混凝土崩裂现象明显)，钢筋以剪切破坏为主，剪拉/剪弯破坏为辅，钢筋切口与切刀外形温和。刮刀切割C50钢筋混凝土桩基如图12所示。通过剪拉破坏的钢筋如图13所示。

(a) 刀盘中心刀背面振动加速度变化曲线

(b) 刀盘7#刀座侧面振动加速度变化曲线

Fig. 11 Vibration acceleration curves of drag bit when cutting reinforced concrete at a high speed

图12 刮刀切割C50钢筋混凝土桩基

Fig. 12 Cutting C50 reinforced concrete pile foundation by scrape cutter

图13 通过剪拉破坏的钢筋

2)分析刀盘振动数据，在低速推进和刀盘低转速条件下，滚刀切桩导致刀盘振动频率及振幅小于切刀切桩时刀盘振动情况，并且滚刀切桩造成的刀盘轴向振动明显，切刀切桩造成的刀盘环向振动作用明显。在分别提高推进速度和刀盘转速条件下，切刀切桩造成刀盘环向振幅和振动频率均有较大幅度增大，甚至频繁出现卡机现象。

3)滚刀和切刀切桩过程中均存在最佳推进速度和刀盘转速，相互匹配才能达到最佳掘进效能。滚刀切削混凝土作用效果明显，提高推进速度和转速，破岩效率变高，但对钢筋的破坏变化不大；切刀切削混凝土作用效果较差，但对钢筋切断效果明显。同时，一定推进速度下，切刀切桩转矩不足以抵抗切向阻力而发生卡机，但在该推进速度下，增大刀盘转速，卡机现象减轻，甚至未出现。

3 盾构刀盘适用性改进

针对钢筋混凝土桩，应根据混凝土强度等级、钢筋数量等确定刀盘最佳推进速度和转速，并相互匹配达到最优掘进效能。当盾构直接切削钢筋层时，宜遵循“低推速、高转速、少干扰”的原则，提高切刀切断钢筋的能力。具体实施分为3个方面：调整刀具高度、放置格栅、螺旋输送机增加正反转和伸缩功能。

3.1 调整刀具高度

刀盘刀具布置位置不变，在现滚刀基础上，进行局部滚刀加高设计，调整单刃滚刀、切刀、焊接撕裂刀高差，刀盘正面滚刀刀尖高度呈“锯齿”状，使掌子面同根钢筋在滚刀的滚压下先实现局部断裂，防止切除下的钢筋长度过长，减小刀盘及螺旋输送机被卡的风险。

3.2 放置格栅

在刀盘开口处安装20个25 mm×25 mm格栅(见图14)，格栅高度分别选用150、200、268 mm 3种，同时在格栅外表面堆焊耐磨网格，耐磨层高度为3～5 mm。放置格栅减小刀盘开口尺寸，防止有较长钢筋及较大混凝土块进入土舱内堵塞螺旋输送机前舱门，保障螺旋输送机前舱门出渣顺畅。

图14 刀盘整体布置图

3.3 螺旋输送机增加正反转及伸缩功能

为避免在切削桩基过程中出现螺旋输送机被卡情况，通过螺旋输送机伸缩和正反转，使之脱困，必要时可打开设置在螺旋输送机筒体上的观察窗口对壳体内部进行清理。

4 盾构直接切削桩基控制措施及实施效果

4.1 掘进参数

在掘进过程中，应加强施工测量，控制盾构姿态变化。推进时不急纠、不猛纠，釆用稳坡法、缓坡法推进。同时根据实际穿越桩基情况，提高盾构姿态测量频率，确保盾构轴线与设计轴线相符。

掘进时，若土舱压力小于设定值±0.02 MPa，则立即降低螺旋输送机转速、减少出土量进行保压；若土舱压力大于设定值0.04 MPa，则立即减小推进速度，保证盾构在等压情况下推进。施工过程中土体压力控制为0.13～0.2 MPa(设定值为0.13～0.18 MPa)。

盾构掘进应遵循“低开挖速度、高转速、低扰动”的原则，提高切割钢筋的能力，刀盘转速控制为1.0～1.2 r/min，推进速度控制为3～5 mm/min(实验值)，最大值为10 mm/min。盾构采用切磨桩的模式，也就是说用较小的推力掘进。由于刀具切磨桩时钢筋的不完全切削、缠绕以及拉断，可能产生瞬间转矩增大，应控制在一定范围内，当达到设定值时可以采用反转的办法，以避免刀具的损伤和刀盘的变形等。同时要保证泡沫和膨润土的注入量，以减小刀盘转矩和刀具的磨损。施工过程转矩波动较小，整体处于3 300～4 300 kN·m的正常区间，推进速度大于设定推进速度，现场掘进速度为17～22 mm/min。实验室与现场掘进参数对比如表5所示。

表5 实验室与现场掘进参数对比

掘进过程中刀盘刀具存在有一定程度的异常损坏，经分析，原因是刀盘切削的桩基钢筋与刀盘、刀具摩擦碰撞，钢筋切断与渣土混合后，对刀盘和刀具产生的二次损伤，并造成刀盘转矩的增大。

4.2 出渣量

为使切除的钢筋较顺利输出，螺旋输送机输送过程中需添加适量的泡沫和膨润土，并充分利用螺旋输送机正转和反转，防止螺旋输送机卡住，必要时可通过螺旋输送机观察窗进行人工处理。

主司机、值班工程师观察每斗渣换车时推进距离，按照地质及同期施工总结，推进完成进度与渣斗装载数量关系，推进距离小于30 cm时，则由值班工程师进行分析后确定下步推进方法(增压或少出土)，每环推进完成后由值班工程师对总的出渣量进行统计，并仔细比对是否超出预定最大出渣量(100.4～102.4 m3)。若出现超挖现象，则在管片拼装完成后补充盾尾注浆，现场实际出渣量为66～83 m3，均值为74.9 m3，出渣量稳定，未出现超挖现象。

4.3 盾尾同步注浆

同步注浆与盾构推进同步进行，至推进完成后结束，当环注浆量报值班工程师，若注浆量小于8.5 m3/环，则在管片拼装完成后，下一环未推进时补充注浆，上环注浆量+补充注浆量不小于9.5 m3。

盾构切桩后，被切断的桩基端部将作用于壁后注浆的浆液中，盾尾脱出桩基区域后，必须对该区段隧道进行二次注浆，对管片衬砌壁后土体进行加固。

4.4 监控测量

为保障盾构切削桩基掘进的顺利进行，在阿亚隆高速公路、河道、铁路等位置，设置了50余个沉降监测点位，并在河道挡墙位置加设位移监测，所有监测点位均实施24 h自动监测系统，可以在第一时间提供准确的监测数据。盾构掘进过程中通过掘进参数调整、渣土改良、二次注浆、实时监测等措施，最终将盾构掘进引起的沉降控制在5 mm以内，其中铁路侧累计沉降最大处为19 mm(含旋喷注浆加固时的沉降)。沉降监测数据均在结构安全允许范围内，如图15所示。

4.5 地层加固

为保障阿亚隆河道挡墙及两侧高速公路和铁路的安全运营，在河道内对隧道掘进范围内的桩基进行旋喷加固处理，旋喷加固范围为隧道顶部以上2.5 m，隧道底部以下2.5 m，掘进方向加固范围为最边缘桩基向外延伸3 m(见图16和图17)。为了避免加固施工对高速公路和铁路的正常运行，旋喷加固选择在河道内斜向的加固方案，最终旋喷加固达到了预期效果，取芯检查效果良好。

图15盾构下穿阿亚隆河道区域沉降监测云图(单位： mm)

Fig. 15 Settlement monitoring nephogram of Ayalon River area underneath passed by TBM (unit: mm)

图16 阿亚隆河道及铁路加固平面示意图(单位： cm)

图17 旋喷加固示意图(单位： cm)

4.6 盾构直接切削桩基实施效果

盾构在下穿阿亚隆河道直接切削过程中，通过运用以上掘进控制措施，盾构掘进状态良好，2台盾构直接切削桩基掘进过程中TBM5出现有螺旋输送机卡机的情况，但通过螺旋输送机正反转及螺旋输送机伸缩等措施，得到了很好的解决。盾构直接切削桩基从渣土中取出的钢筋如图18所示。可以看出：钢筋的断裂形式主要有剪切和拉伸断裂2种破坏形式，其中滚刀在钢筋切削过程中起主要作用。在掘进过程中通过地面监控数据及时指导洞内掘进参数的调整，同时及时对盾构通过区域进行二次补强注浆，最终使盾构掘进过程中及后续地表沉降均在可控范围内，保障了阿亚隆河道挡墙、高速公路及铁路的运行安全。