小半径曲线管幕修建暗挖地铁车站技术研究

李 洋，程 鹏，李 鹏，王 宁，罗长明，毕程程

(中铁工程装备集团有限公司地下空间设计研究院，河南 郑州 450016)

0 引言

随着我国城市地铁的发展，地铁建设面临的问题已经由最初的相对简单的边界条件向复杂、多变的建设条件转变，具体表现在地铁建设多受场地范围内建筑物，道路范围内立交、管线制约，无法采用常规的明挖法施工。针对当前复杂多样的地铁建设条件，本文结合广州某地铁车站论述采用曲线管幕施工暗挖地铁车站的可行性。

管幕工法起源于日本[1]，目前该工法在日本的应用最为广泛，经过多年的发展，日本在装备研发与施工工艺方面积累了丰富的经验。曲线管幕的管径一般为300～600 mm，多采用钢管，根据直径及地层不同，采用不同的顶进设备。曲线管幕各钢管之间通常不相连，管幕施工完成后采用注浆或冷冻法进行管节间止水。日本鹿岛建设公司在东京中央环线施工中，使用了φ845 mm 泥水平衡式曲线管幕机，曲线半径为8 m，长约10 m，支护区段长440 m；熊谷组机动建设工业株式会社开发了“MAGALUFU”工法，使用了矩形曲线管幕设备。

国内早期有相关学者对国外管幕工法进行了介绍[2-3]，并在新建兰新第2双线高速铁路西宁隧道施工中得到应用，保证了隧道施工安全，有效控制了高速公路沉降[4]。近年来，国内港珠澳大桥拱北隧道口岸段首次采用了曲线管幕配合冻结止水的施工方案[5-7]。以拱北隧道为依托，国内学者李志宏等[8]通过模型试验、数值模拟、现场试验等手段对曲线顶管管幕间相互影响进行了研究，分析了管节对土体的累积扰动、土体应变以及管土接触压力、轨迹影响等规律特征；史培新等[9]研究了长距离大直径曲线管幕的施工顶力，总结出曲线顶管顶力的主要组成及影响因素；李博等[10]重点研究了富水软土长距离非锁口曲线管幕工程施工风险，建立了基于层次分析法的风险模糊评估方法和标准；俞蔡城[11]研究了长距离大直径曲线管幕群顶管力的预测和控制，及其施工产生的地表变形，并提出相应的地表变形控制措施；汤渊[12]对地铁车站使用曲线顶管的非开挖施工技术进行数值分析，研究了开挖方案可能引起的地层响应，预测了施工过程中衬砌结构的最大应力。

综上所述，直线管幕技术已经非常成熟，但曲线管幕存在直径偏小、施工姿态不易控制等问题[13-14]，国内除港珠澳大桥拱北隧道以外，鲜有其他工程成功应用。国内外学者近年来对曲线管幕的研究多为施工过程的风险控制或施工顶力的确定等方面的阐述，且大部分基于拱北隧道工程[15-17]。城市地铁车站作为地下工程的重要组成部分，应对曲线管幕在地铁车站中的应用进行深入研究。因此，本文依托广州地铁某暗挖车站项目，根据项目特点，论述曲线管幕建设地铁车站的可行性，并重点分析曲线管幕设计及施工过程中的重难点。

1 工程概况

1.1 项目背景

广州地铁某暗挖车站沿城市主干路铺设，原车站设计方案受制于道路上方立交桥的影响，采用分离侧式站台。因地面无交通疏解条件，站台层采用暗挖法施工，覆盖厚度9.8 m。站厅外挂设置在站台层南北两侧，明挖法施工，通过6条暗挖通道与暗挖站台相连。车站布置如图1和图2所示。南北站厅地下1层设置暗挖通道相连，通过暗挖2条通道与既有地铁线站厅进行换乘。车站共设置4个出入口，4个风亭组，车站全长201 m。其中：车站北站厅长144.7 m、宽19.1～21.1 m，外包高度18.39 m；南站厅长111.2 m、宽20.7～39.8 m，外包高度19.15 m。暗挖站台断面宽10.7 m、高9.85 m，单洞长度为201 m，采用108管棚和超前小导管支护。

图1 车站总平面图

图2 车站三维模型图

1.2 地质条件

根据地勘报告，场地范围内地层为〈4N-2〉可塑状粉质黏土、〈5N-1〉碎屑岩残积土(主要为可塑状粉质黏土)、〈5N-2〉碎屑岩残积土(主要为硬塑状粉质黏土层)、〈6〉全风化粉砂岩、含砾砂岩、〈7-1〉强风化粉砂岩、含砾砂岩层。地质纵断面图如图3所示。地下水为第四系松散层孔隙水、基岩裂隙水，与地表水整体性存在水力联系，具有同一自由水面，水位高度可按地表以下1 m考虑。

图3 地质纵断面图

暗挖站台所在地层主要为〈5N-2〉碎屑岩残积土(主要为硬塑状粉质黏土层)、〈6〉全风化粉砂岩、含砾砂岩、〈7-1〉强风化粉砂岩、含砾砂岩层(强度1.7 MPa)、部分〈8-3〉中风化泥质粉砂岩(强度7.46～7.99 MPa)。

1.3 工程难点分析

原设计方案的实施有以下几个难点：

1)本方案可以实施的前提是明挖站厅作为暗挖站台的施工竖井。为保证施工进度，考虑设置3个竖井来增加工作面，需要拆除约25 040 m2的建筑物，拆迁量大，拆迁难度高，直接影响工程进度。

2)暗挖站台横断面如图4所示，车站暗挖站台隧道及横通道断面大，覆土浅(站台隧道覆土9.8 m，横通道覆土5.6 m)，施工风险极高。

图4 暗挖站台横断面图(单位：mm)

3)车站位于东风西路主干道，道路上方管线密布，周边建筑密集，隧道及基坑开挖对周边建筑物及管线影响较大，安全风险高。

根据现场情况，车站周边房屋拆迁困难，暗挖断面顶部存在砂层，车站实施困难，成为制约全线工期的关键因素。

2 研究方案

2.1 设计方案

对原方案进行研究后，考虑采用先隧后站的方案。利用该站前、后车站作为盾构始发与接收场地，区间隧道先采用盾构掘进贯通，再在车站里程范围内的隧道内施工曲线管幕，在曲线管幕的保护下开挖土体，施工二次衬砌，形成暗挖地铁车站。

因道路两侧房屋拆迁困难，无法保证既有工期，可盾构先行过站，避免在车站范围内围挡占地；再在盾构隧道内施作曲线管幕，作为开挖支护结构；然后开挖土体，施工站台层；待后期道路两侧的建筑物拆迁完毕后，明挖施工站厅，联通站台层。站台层断面如图5所示。

图5 站台层断面图(单位：mm)

2.2 施工原理

曲线管幕借鉴了传统暗挖法的思想，在其基础上进行改进，其施工组织应以施工的安全性和设计的合理性为目的。曲线管幕施工布置如图6所示。首先，施工2条先行导洞；然后，在一侧导洞向另一侧导洞始发曲线管幕设备，进行管幕施工，形成初期支护；最后，在管幕支护下开挖导洞间土体，完成内部结构施工。

图6 曲线管幕施工布置

曲线管幕施工工序如图7所示。1)采用盾构开挖导洞，先行过站，在先行导洞内铺设组合式衬砌。2)在始发导洞内安装曲线管幕始发设备。3)在掘进开始前测量初始管节端点的坐标，进行定位，确保掘进位置准确。4)始发曲线管幕设备进行掘进，并逐一拼装管幕管节，在接收导洞完成结构。5)依次完成曲线管幕施工，形成拱结构超前支护。6)在曲线管幕支护下开挖先行导洞间土体，形成中心开挖区。7)拆除拱结构下方的组合式衬砌，连通先行导洞和中心开挖区。8)在开挖完成的地下空间内施作二次衬砌结构和主体梁柱结构，完成车站结构施工。

(a)工序1 (b)工序2

3 关键技术

针对曲线管幕施工过程中面临的主要难题进行研究和探索：

1)曲线管幕机载荷分布特性及力学传递规律不明，设计缺乏理论依据。曲线顶进作业状态下，管幕机承受的地层水土压力是一个随设计轴线动态变化的过程，受力状况复杂多变。

2)曲线管幕机内部空间狭小，结构非常紧凑，设计约束条件多，设计难度大，推进系统设置困难，提供的顶推力受限。

3)钢管节管径小，刚度小，易变形。管幕施工轴线控制精度要求高；狭小空间条件下，传统导向系统安装与检测困难、成本高，经济紧凑型新型导向系统的开发是关键。

4)施工过程中，曲线管幕管节分别独立顶进，之间存在间隙，在地下水丰富的地层中，须考虑相应的防水措施。

5)暗挖地下工程通常位于无法开挖区域，且需严格控制施工过程对周围地层的影响，因此，地层变形情况是评价项目成功与否的重要标准。曲线管幕需进行多次顶进施工，且受顶进方向影响，可能会对结构覆土产生多次扰动。

3.1 设备选型

3.1.1 主机及刀盘设计

由于曲线管幕施工作业空间受限，因此，设备整体尺寸较小，每一部分结构都受到很大的空间限制，对主机的集成化设计要求高。曲线管幕机主机如图8所示。主机部分主要由开挖刀盘、驱动、壳体、进(排)浆通道等组成。刀盘由3个小刀盘组成，既可以围绕小刀盘的中心轴做自转运动，又可以围绕设备的总体中心轴线做公转运动，实现圆形断面开挖，如图9所示。当3个刀盘旋转到一定位置时(轴线夹角为120°)，刀盘可回缩到盾体内部，从设备后部拆卸撤出，以便设备安拆和更换刀头。为实现刀盘的自转和公转功能，驱动部分采用行星轮式结构，太阳轮和壳体连接固定，3个小刀盘和行星轮在同一根输出轴上和行星架相连，围绕太阳轮做公转运动。为给设备提供足够大的动力，同时缩小占用空间，驱动采用低速大转矩马达。由于设备是泥水循环出渣，进浆管以不同的角度布置在壳体周边，对刀盘切削下来的土体进行改良，驱动结构部分和马达均为中间空心结构，将其作为泥水循环系统的排浆通道。

图8 曲线管幕机主机

(a)刀盘布置

3.1.2 顶推装置设计

顶推装置既要为机头和后续钢管节提供向前顶进的足够大的顶推力，又要限制其顶进过程中的曲率半径。曲线管幕机顶推装置主要由顶推支架、工作平台、爬梯、管节限位装置、抱紧装置、顶推油缸等组成，如图10所示。顶推支架与既有结构可靠连接，顶部承载平台上安装顶推油缸，顶推油缸的活塞杆杆端连接抱紧装置，抱紧装置既可以抱紧钢管节，也可以松开留出间隙。抱紧装置抱紧后，在顶推油缸的推动下靠摩擦力带动钢管节向下移动。管节限位装置用来防止推进过程中钢管节轴线与理论轴线产生较大偏差。

图10 顶推装置结构图

3.2 设备顶推力计算

3.2.1 曲线管幕力学模型

曲线顶管与常规直线顶管相比，多了1个沿径向的分力，如图11所示，此分力会作为土体抗力施加在管节上，增加曲线管节的摩阻力。取曲线管节任意时刻顶推力进行分析。

图11 管节受力模型

当设备匀速掘进时，根据力系平衡，可得顶推力

N=N0+Nf。

(1)

式中：N0为掌子面的端阻力，kN；Nf为管节周边的摩阻力，kN。

掌子面的端阻力N0比较容易确定，其值为顶管中心位置的被动土压力与刀盘面积的乘积，即：

(2)

其中，

Kp=tan2(45+φ/2)。

(3)

式(2)—(3)中：r0为管节外半径，m；γ为管节上覆土体的加权平均容重，kN/m3；h为管节覆土，m；Kp为被动土压力系数；c为土体的黏聚力，kPa；φ为土体的摩擦角，(°)。

3.2.2 曲线管幕摩擦力计算

曲线管幕管节在顶进过程中管壁受到的摩阻力较复杂。理想状态下，管节顶推过程中推力控制较好，如图12所示，管壁所受摩阻力仅由管顶、管侧、管底土体的静止土压力q1、q2、q3产生。最不利状态下，顶推过程对土体扰动较大，管顶挤压土体产生土体抗力q4，在计算最大顶推力时应予以考虑。

图12 荷载计算模型

管顶范围围岩荷载引起的摩阻力

(4)

管侧范围围岩荷载引起的摩阻力

(5)

管底范围围岩荷载引起的摩阻力

(6)

式(4)—(6)中：μ为土体与管节之间的动摩擦因数；θ为曲线管幕顶进弧长所对应的圆心角。

曲线管节在顶进过程中，因为顶推力沿管节的径向分力会使土体产生相应的土体抗力，其作用范围为管节背部90°范围内，管节受到的土体抗力产生的摩阻力为f4。

(7)

近似地，可取q1=q3=γh为管节中心所受到的土压力，管节所受到的侧土压力q2=K0q1=K0γh(K0为静止土压力系数，可取为1-sinφ)。管节在顶进过程中，单位长度管壁受到的最小摩阻力

(8)

单位长度管壁受到的最大摩阻力

(9)

在曲线管幕掘进过程中，最关心的是最大顶推力，设备的推进系统需要与最大顶推力进行匹配。根据库仑土压力理论，土体所能提供的最大土抗力为被动土压力。

(10)

将q1、q2、q3及式(10)代入式(8)和式(9)中，得到单位长度土抗力提供的最大摩阻力

(11)

在实际顶进过程中，周围土体对管节的作用力并不全为被动破坏状态。根据曲线管幕现场实际测量结果，其值比静止土压力偏大，土体作用在管节上的作用力最小的情形为按静止土压力考虑，此种情况单位长度管壁受到的最小摩阻力

Nf=μπr0[γh(1+K0)]=μπr0γh(2-sinφ)。

(12)

将式(11)和式(12)代入式(2)，得：

μπr0γh(2-sinφ)。

(13)

(14)

3.2.3 曲线管幕顶推力计算

根据《盾构隧道工程设计标准》的规定，对于覆盖层厚度不大于2倍隧道外径的浅埋隧道，竖向地层压力应按全土柱质量计算；对于覆盖层厚度大于2倍隧道外径的深埋隧道，竖向地层压力宜计算土体卸载拱作用的影响。由于曲线管幕管节通常较小，管节外直径R0一般为1 m左右，管节埋深基本全部大于2R0，因此，采用太沙基公式来计算松弛土压力。

(15)

其中，

(16)

式(15)和式(16)中：σv为隧道顶部土压力；B1为隧道开挖影响宽度的一半；γ1、γ2为隧道上覆各地层土体容重；c1、c2为隧道上覆各地层土体黏聚力；φ1、φ2为隧道上覆各地层土体内摩擦角；K为通过试验确定的常数，通常取1；H1、H2为隧道上覆各地层厚度；p0为地表均布荷载；R0为管节外直径。

取q1=q3=γh=σv，并代入式(13)和式(14)，得：

(17)

(18)

式(17)和式(18)即为曲线管幕顶进过程中管节单位长度的顶推力范围。沿曲线顶进的路径积分，即可得到总顶推力。

3.3 曲线顶管姿态与轴线控制

曲线管幕施工主要依靠纠偏系统和始发导向环控制设备姿态。

3.3.1 纠偏系统设计

纠偏系统由主机过渡法兰、前盾、尾盾、铰接油缸、尾盾过渡法兰以及附件组成，4根油缸呈象限布置，两两组合共分为4组。沿掘进方向上部2根是第1组，右侧2根是第2组，下侧2根是第3组，左部2根是第4组。施工过程中，通过4组油缸的伸缩控制设备姿态，进行掘进方向的纠偏。设备纠偏系统如图13所示。

图13 设备纠偏系统

3.3.2 始发导向环设计

在曲线管幕顶进洞门位置和需顶进管节尾部设置导向环，控制管节姿态，并在导向环内侧增加导向滚轮，减小管节与导向环的摩擦力。管节导向环如图14所示。

图14 管节导向环

导向系统利用激光发射管发出的平行结构光测量方位角及俯仰角。由于管节为曲线，为避免光线被遮挡，实际施工过程中采用的是激光靶链的导向系统，布置形式如图15所示。因激光源的坐标已知，发射的激光被安装在管节上的激光靶接收后，可通过角度换算得到该点坐标。激光靶链就是各个激光靶通过接收及发射激光，推算安装在机头位置的坐标。角度测量试验证明，该激光靶与平行光的测角系统精度可达到0.5 mm/m。

图15 导向系统布置形式

具体计算步骤如下：

1)在掘进开始前测量初始管节端点的坐标，以建立管幕机曲线顶管理想轨迹的方程。

2)在每段管节的端点处安装激光发射器及激光靶，构成激光靶链。

3)利用激光靶测得的光斑坐标变化量来计算相邻管节端点相对于理想位置的角度偏移量及坐标偏移量。

4)结合获得的角度偏移量及坐标偏移量，并根据管节的形状，对步骤3)中的管节端点位置进行修正。

5)自最后一段管节端点的坐标开始，重复步骤3)及步骤4)，直至计算至所述管幕机先导管的实际位置。

6)掘进过程中不断推进并安装新的管节，用安装于地面的平行光管来测量当前最后一段管节的末端坐标变动，接着重复步骤3)、4)、5)，以更新此时的先导管头部的实际坐标。

3.4 管幕间止水措施

为防止地下水对曲线管幕施工的影响，曲线管幕止水措施主要采用2种方法：一种是管与管之间止水；另一种是管节接头密封止水。

在曲线管幕管节上设置注浆管，利用预埋注浆导管在钢管接头处注入止水剂，使浆液沿纵向流动并充满管节之间的间隙，防止开挖时地下水渗入管幕内。当地下水水量较大时，可以辅以冷冻法。采用冷冻法时，施工完成的曲线管幕可以充当冷却管，对地层进行冻结，起到止水作用。

直线顶进施工中，管节与管节接头多采用焊接形式。在曲线顶进施工中，焊接形式转弯灵活性不强，精度低，不适用于曲线顶管。因此，设计了一种承插式管幕接头结构，在曲线管幕承插管末端的外周面上设置环形台阶，环形台阶形成密封圈槽，在密封圈槽内设管节密封圈，如图16所示。用于固定锁止环的螺栓的头部设有螺栓密封圈，螺栓密封圈用于与锁止环上供螺栓穿过的沉孔底面密封配合，以进一步保证管节连接部位的密封性能。

图16 管幕快速接头示意图

3.5 地层影响分析

暗挖施工对地层的扰动很大，但是采用曲线管幕是先支护后开挖，对土体的扰动很小，可通过数值模拟对地层的影响进行分析。

3.5.1 计算模型参数

根据项目的地质详勘报告和工程条件建立数值模型。考虑模型边界效应的影响，模型X方向宽110 m、Y方向长50 m、Z方向高30 m。地层主要为〈4N-2〉可塑状粉质黏土、〈5N-2〉碎屑岩残积土、〈6〉全风化粉砂岩、〈7-1〉强风化粉砂岩。地质参数如表1所示。整体模型如图17所示。

表1 地质参数

图17 地层模型网格划分

曲线管幕选用Q235钢管，采用板单元模拟。主隧道盾构管片混凝土强度等级为C50，曲线管幕填充混凝土、二次衬砌结构、底板、顶纵梁、底纵梁、结构柱混凝土强度等级为C35，采用实体单元模拟。结构参数如表2所示。车站结构模型网格划分如图18所示。

表2 结构参数

图18 车站结构模型网格划分

3.5.2 施工步骤模拟

曲线管幕施工地铁车站步骤如下：

1)在既有盾构隧道内依次顶进顶部和底部曲线管幕钢管节。

2)每一节钢管节顶进完成后在管节内部填充C35混凝土。

3)顶部和底部曲线管幕全部施工完成后，在管幕的支护下开挖2条既有盾构隧道之间的土体，为简化施工工序，降低计算工作量，中间土体为全断面开挖，开挖进尺为5 m。

4)在既有盾构隧道内施工顶纵梁、底纵梁和结构柱。

5)拆除开挖空间与盾构隧道之间的管片，施工车站底板，完成车站主体结构施工。

3.5.3 计算结果分析

通过对曲线管幕施工地铁车站工序的模拟，对各工序完成后的地层变形计算结果进行分析。

1)曲线管幕施工完成。如图19所示，曲线管幕钢管依次顶进，钢管内填充混凝土后，地表呈现沉降状态，最大沉降值为7.2 mm，沉降槽宽度为42 m，影响范围约为1倍车站结构宽度。

图19 曲线管幕施工地表沉降(单位：mm)

2)隧道间土体开挖完成。如图20所示，隧道间土体开挖后，地表呈现沉降状态，在曲线管幕支护下，仅开挖部分上方覆土沉降值有增大，最大沉降值为21.34 mm，沉降槽影响范围变化不大。

图20 隧道间土体开挖地表沉降(单位：mm)

3)顶(底)纵梁、结构柱施工完成。如图21所示，受施工影响，地表沉降略有增加，影响区域位于开挖部分上方，最大沉降值为22.99 mm，沉降槽影响范围变化不大。

图21 顶(底)纵梁、结构柱施工地表沉降(单位：mm)

4)管片拆除完成。如图22所示，隧道与开挖部分管片拆除完成后，地表沉降明显增加，影响区域位于开挖部分上方，最大沉降值为24.89 mm，沉降槽影响范围变化不大。

图22 管片拆除后地表沉降(单位：mm)

通过统计各施工工序地表沉降计算结果，得到如图23所示的地表沉降曲线。由图23可以看出：采用曲线管幕施工地铁车站过程中，土体开挖对地表影响较大，地表沉降增加量为14.1 mm，累计最大沉降值为24.89 mm，优于传统暗挖法施工地表沉降控制值(监测等级1级：40～60 mm)；与传统暗挖法相比，在曲线管幕支护下施工，沉降槽范围仅约为1倍车站结构宽度，大幅缩小了地表土体的影响范围。

图23 地表沉降曲线

4 设备功能性试验

4.1 试验概况

曲线管节直径为406 mm、曲率半径为7 500 mm，主要由主机、顶推装置、钢管节、导向系统、辅助设备等组成。为降低试验费用，在地面模拟曲线管幕机的曲线掘进、排渣、管节顶进等工况。现场试验如图24和图25所示。

图24 曲线管幕设备示意图

图25 曲线管幕顶管机

在管节顶部和底部设置土压传感器，内侧为第1组，外侧为第2组，测点布置及土压力计安装如图26和图27所示，实时检测掘进过程中管节所承受的土压，传感器随着管节不断前进，最终得到设计轴线上土压力的变化曲线。在推进油缸上设置压力传感器，实时检测掘进过程中的顶推力，最终得到顶推力随推进距离的变化曲线。

图26 土压力测点布置(单位：mm)

图27 土压力计安装

4.2 试验结果统计分析

监测结果如表3和表4所示。

表3 土压力统计

表4 顶推力统计

试验曲线管幕顶管机外径为410 mm，钢管直径为406 mm，钢管壁厚为16 mm，试验段主要在〈4N-2〉粉质黏土、〈5N-2〉碎屑岩残积土中掘进，摩擦因数取μ=0.15，地质参数如表1所示。将以上参数代入式(17)和式(18)，得到顶推力计算统计表如表5所示。

表5 顶推力计算统计表

根据以上计算结果可知，曲线管幕试验过程中各个监测点顶推力实测值均位于各监测点顶推力计算理论值[Nmin，Nmax]区间。根据曲线管幕现场试验结果，理论最大顶推力、理论最小顶推力、实际顶推力三者之间的关系如图28所示。

图28 顶推力关系曲线

以上结果证明，通过式(17)和式(18)的理论计算，能够确定曲线管幕施工过程中的顶推力变化范围，得到的顶推力可以满足曲线管幕施工要求，可为今后同类工程项目曲线管幕顶推力设计提供参考。

5 结论与讨论

本文针对广州地铁某暗挖车站，首先，设计了先隧后站的施工方案；然后，讨论了设备选型并进行设备顶推力计算，进而分析介绍曲线顶管姿态与轴线控制方法；最后，采用数值模拟对曲线管幕施工过程进行计算，并与现场试验结果进行对比分析。主要得出以下结论。

1)先隧后站的施工方案通过盾构先行过站，再在盾构隧道内施作曲线管幕作为开挖支护结构，然后开挖土体、施工站台层，避免了车站范围内长期围挡占地，缩短了工期。

2)通过对单个管节进行受力分析，考虑掌子面阻力和摩阻力，计算获得曲线顶管的顶推力。与现场试验数据对比，表明顶推力实测值均位于各监测点顶推力计算理论值[Nmin，Nmax]区间，验证了顶推力计算公式的准确性，可为后续类似项目提供参考。

3)通过纠偏系统和始发导向环控制设备姿态，导向系统利用激光发射管发出的平行结构光测量方位角及俯仰角。实际施工过程中，采用激光靶链的导向系统，避免光线被曲线管线遮挡。经角度测量试验证明，该激光靶与平行光的测角系统精度可达到0.5 mm/m。

4)对曲线管幕施工过程进行数值模拟计算，分析曲线管幕顶进过程中周围土体的受力情况，分析结果表明曲线管幕对地层的影响是可控的。

本文论述的曲线管幕技术相比于传统管幕转弯半径小，顶进方向由水平顶进转变为向上和向下顶进，且顶进次数更多，具有管幕受力情况更为复杂，导向、姿态控制困难，结构上方覆土受扰动次数多等特点，因此，通过理论分析和现场试验对以上问题进行了研究和探讨。但由于试验项目数量和特点所限，针对曲线管幕施工大跨度地下空间技术还缺乏深入研究。今后将会针对不同地质条件下曲线管幕施作不同建筑结构形式大跨地下空间项目的结构受力情况、施工关键技术、地层影响规律进行研究。