超大直徑平行雙線頂管施工引起的地表變形分析

蘇鼎國

(上海市水務建設工程安全質量監(jiān)督中心站，上海市200232)

超大直徑平行雙線頂管施工引起的地表變形分析

蘇鼎國

(上海市水務建設工程安全質量監(jiān)督中心站，上海市200232)

近年來隨著南干線、青草沙等工程的建設，頂管技術在上海市管道施工領域有了突破性發(fā)展。但是，頂管施工過程中掘進機刀盤切削土體勢必會引起管道前方土體的受力變形，影響周圍環(huán)境的安全，也成為了該類工程質量安全監(jiān)督工作的重點及難點。結合多年監(jiān)督工作，以上海市某污水干管工程DN4000超大直徑、平行雙線鋼筋混凝土頂管為例，分析了頂管施工造成地表擾動的規(guī)律，為今后類似工程提供參考。

平行頂管；土體損失；地表變形；沉降監(jiān)測

0 引言

頂管施工是利用掘進機工具管切削土體并排出，結合后方的頂力設備對管節(jié)和工具管的推進作用，完成地下管道的非開挖施工工藝[1]。隨著科學技術的進步和工程建設的需要，國內頂管施工技術不論在理論上還是在施工工藝上，都已日趨成熟。但是，頂管工藝的基本原理是依靠掘進機前方的刀盤切削土體實現(xiàn)推進的，這勢必會引起管道周圍土體的受力變形。當土體沉降變形過大時，可能會影響頂管周邊房屋、道路、地下管線等建構筑物的安全。頂管施工引起地層移動及地面沉降的因素很多，既受土層地質情況等客觀因素影響，又受施工階段的技術水平、工人工作態(tài)度等主觀因素影響[2]，問題相當復雜。國內外對單線頂管施工引起的地表變形研究較多，對平行雙線頂管施工的研究則較少。本文結合一工程實例，對超大直徑平行雙線頂管施工引起的地表變形規(guī)律進行理論預估和實測分析，并提出了沉降控制相關技術措施，以期為類似工程提供借鑒和參考。

1 工程概況

上海市污水治理白龍港片區(qū)南線輸送干線完善工程（浦東輸送干管）平行雙線敷設長約26 km的管道，采用頂管法施工，平均頂距約1 km。管材采用F型鋼承口式鋼筋混凝土管，4 000超大直徑，壁厚32 cm。頂管主要穿越第④層淤泥質黏土層，部分遇及第③層淤泥質粉質黏土，其物理力學性質指標詳見表1。頂管穿越的淤泥質黏土為軟弱土層，強度低、滲透性差、含水量高、靈敏度高，具有觸變性和流變性。

本文研究的頂段位于污水干管的下游末端，頂段長140 m，為雙排平行曲線頂管，雙管中心距9.6 m，曲率半徑900 m。兩段頂管在同一個工作井內進行，進入同一個接收井。頂管工作井為圓形鋼筋混凝土結構沉井，內徑22 m，管道內底標高-10.96 m（管頂覆土10.32 m）；頂管接收井為矩形鋼筋混凝土結構沉井，管道內底標高-11.0 m（管頂覆土10.36 m）。管線平面位置如圖1所示。

工程選用揚州某廠生產的TP4000土壓平衡頂管機，具有功率強大、全斷面大刀盤、可變頻調速等特點，其主要參數(shù)配置詳見表2。

2 地面沉降理論預估

目前，頂管施工引起的地面沉降通常采用Peck提出的地面沉降槽理論進行預測。Peck假定施工引起的地面沉降是在不排水情況下發(fā)生的，所以地表沉降槽的體積應等于地層損失的體積，地面沉降的橫向分布類似正態(tài)分布曲線，計算公式如下：

表1 頂管穿越土層主要物理力學性質指標

圖1 平行雙線頂管平面圖

表2 TP4000土壓平衡頂管機技術參數(shù)表

式中：S（x）是計算點x處的地面沉降量；x是計算點至頂進管道軸線的橫向水平距離；Smax是頂進管道軸線上方的最大地面沉降量；i是沉降槽曲線反彎點至頂進管道軸線的橫向水平距離；是土的內摩擦角；Z是管道中心至地面的覆土厚度；Vs是開挖面土體損失量；η是土體損失率；A是管道開挖面的面積。

上述的土體損失率取值是關鍵，它表示單位長度的土體損失量，主要由頂管機和管道環(huán)形空隙、施工超挖量控制、中繼間密封性、管壁摩擦力、管道糾偏、后背土體變形、頂管進出洞、管節(jié)回彈等8個原因產生[3]，目前國內在這方面的研究較少。借鑒盾構經驗，其取值隨著管道埋深增長呈減少趨勢，95.77%的盾構施工實測數(shù)據(jù)分布在0.20%～ 2.0%，43.66%的實測數(shù)據(jù)集中在0.5%～1.0%[4]?？紤]到頂管施工與盾構的不同、本段頂管工程的深埋施工特點及相關施工經驗，計算時選取土體損失率為1.0%。

根據(jù)工程實際數(shù)據(jù)可以計算出單線頂管時沉降槽拐點i=6.35 m，頂管軸線上方的最大地面沉降量Smax=10.8 mm。以曲線的最大曲率點作為頂管的橫向沉降影響范圍，則頂管影響范圍為管道中心軸線向兩邊各單線頂管的地面沉降橫向分布曲線函數(shù)為S（x）=0.010 8·exp（-0.012 4x2）（單位：m）。

在平行雙線同時（交錯）頂進的情況下，假定雙線的施工工況相同，則地面沉降曲線可近似看作相隔一定距離的兩根單線沉降曲線的疊加，以雙線的水平中心為中軸線對單線公式進行修正，得到雙線頂管的橫向沉降曲線：

式中：S雙（x）是雙線頂管造成的距雙線中心x處的地面沉降量，m；x0是單根管道中心至雙線中心的距離，m；其他符號同式（1）。

通過試算產生沉降曲線如圖2所示。由圖可知，平行雙線頂管的橫向土體沉降曲線形態(tài)類似于單線頂管的沉降曲線，最大地面沉降發(fā)生在雙線中心上方，最大沉降量：

圖2 平行雙線頂管的橫向沉降曲線

平行雙線頂管沉降曲線的拐點可通過曲線函數(shù)的二次導數(shù)求得i雙=9.6 m。對曲線函數(shù)三次導數(shù)求曲線的最大曲率點，得到平行雙線頂管的單邊影響范圍B雙=15.1 m，相當于單根管道中心向外側10.3 m。該處沉降量是最大沉降量的18%。

3 地面沉降實測分析

為了便于分析，選擇距頂管工作井洞口前方30 m的一排間距5 m的5個橫斷面監(jiān)測點DM20-DM24的監(jiān)測數(shù)據(jù)進行橫斷面沉降分析。當1#頂管機穿越斷面后，地面沉降呈較明顯的“局部”沉降槽形狀（因監(jiān)測點沿雙線中心對稱布置，而非單線中心，所以無法查看沉降槽的整體形狀），如圖3所示。大致目測沉降曲線的最大曲率點到1#管道中心距離B≈10 m，較接近理論計算結果。最大沉降位于1#線管道中心的正上方DM21，沉降量Smax=29.6 mm，遠大于理論計算結果。

圖3 1#線頂管施工時的橫斷面沉降曲線

1#線貫通后11天進行2#線頂管施工，在這期間，因洞口處理、1#線中繼間閉合等操作，1#線正上方DM21的最大沉降量增加至39.1 mm，雙線中心點DM22的累計沉降量為36.3 mm，2#線正上方DM23的累計沉降量為7.4 mm。當2#頂管機再次穿越斷面后，沉降槽明顯“右移”，最大沉降點移至雙線中心，如圖4所示。

圖4 2#線頂管施工時的橫斷面沉降曲線

有學者認為，當平行雙線頂管距離較近時（2x0≤Z+D/2，D為管道外徑），由于先施工頂管引起土體擾動，使土體強度降低，造成后施工頂管引起的土體擾動加劇，而后施工頂管開挖時周圍朝向先施工頂管一側的土體擾動程度要大于另一側土體，施工時該側的土體損失也要大于另一側，因此，后施工頂管由土體損失引起的最大地面沉降值和沉降槽寬度都要變大，且地面沉降曲線是不對稱的，其最大沉降點要向先施工頂管方向偏移[5]。從實際沉降曲線看，沉降槽曲線確實未呈對稱分布，已貫通的1#線區(qū)域的地面沉降變化量比另一側大，影響范圍B雙主要集中在1#線區(qū)域，因曲線非對稱，難以準確判斷。

2#線貫通后，最大沉降位于雙線中心上方的DM21，累計沉降量S雙max=47.3 mm。關鍵監(jiān)測點的分階段沉降量詳見表3。從表中數(shù)據(jù)可以看出，2#線頂管施工引起的沉降量小于1#線，但總體而言，該段頂管的沉降控制并不理想。

表3 關鍵監(jiān)測點的分階段沉降量

以工作井前方45 m監(jiān)測點J1（位于2#線軸線正上方）的數(shù)據(jù)分析地面沉降縱向發(fā)展，形成的縱斷面沉降曲線如圖5所示。頂管機穿越監(jiān)測點前地表土體呈現(xiàn)微隆起狀態(tài)，在頂管機到達監(jiān)測點下方時，隆起量達到2.9 mm。最大隆起點并非在頂管機正下方，根據(jù)曲線的曲率變化粗略估計在頂管機前方約5～10 m（約1～2D）之間。頂管機穿越測點后地表開始逐漸下沉，穿越后約40 m（約8D）基本趨于穩(wěn)定。

圖5 2#線頂管施工的縱斷面沉降曲線

4 沉降控制措施淺析

該工程的超大直徑頂管將穿越磁懸浮高架、地鐵高架、航油管、高速公路等許多重要構（建）筑物。這些重要節(jié)點對頂管施工時的沉降控制要求嚴格，沉降量一般需控制在20 mm以內。由理論分析得知，在1.0%的土體損失率情況下，平行雙線頂管的最大沉降量為16 mm，基本滿足上述敏感區(qū)域的沉降控制要求。但是，本研究頂段的實際沉降量接近50 mm，遠大于理論計算結果，亦即實際的土體損失率要高于1.0%。以下試著從實際施工參數(shù)、施工工況等方面分析沉降偏大的原因。

4.1 控制土壓力的設定

頂管機正面的控制土壓力決定著開挖面土體的穩(wěn)定性，是控制地面沉降的重要指標。實際施工中，控制土壓力指導著頂管機進尺量和出土量兩個重要施工參數(shù)。理論上，控制土壓力應保持在靜止土壓力才能保證地層無損失。但是，由于靜止土壓力難以準確計算，且大口徑頂管的開挖面土壓力分布隨高程變化幅度較大，所以，施工規(guī)范一般控制土壓力P設定在頂管機刀盤下部1/3處的被動土壓力[6]。

按照工程實際數(shù)據(jù)計算，本段頂管的理論控制土壓力P=0.40 MPa。實際控制土壓力：1#線平均0.17 MPa，2#線平均0.24 MPa。根據(jù)實測的沉降數(shù)據(jù)分析并結合現(xiàn)場頂管頂進油缸卸載后的壓力情況判斷，2#線頂管的控制頂力值比1#線合理。

4.2 注漿減阻效果

管道外圍的觸變泥漿減阻，既可控制頂進力，又可降低土體受到的剪切擾動，減小地層損失。根據(jù)大量施工經驗，注漿量一般控制為機尾空隙的3～6倍，注漿壓力控制在0.8～1.2倍土體自重應力，即本段頂管的理論注漿量為0.9～1.8 m3/m，壓力0.2～0.3 MPa。

除了注漿量和注漿壓力外，注漿材料的選擇對注漿效果也有很大的影響。日本有專門研制用于頂管的IMG減摩材料，它是一種高分子吸水材料，其微小顆粒吸足水分后的直徑可膨脹到0.5～2 mm，形成類似于魚籽的潤滑漿，可使頂進管道與地層之間的摩擦力減小到0.2 kPa的優(yōu)質效果[3]。

實際施工中，管內的同步注漿及沿線補漿均為0.4 m3/m，壓力0.1～0.3 MPa，注漿量偏小。2.5 kPa的平均單位摩阻力說明了本段頂管的注漿并未達到理想效果，造成地層損失加劇。

4.3 洞口止水效果

本段頂管的工作井洞口采用“橡膠板+牛油盤根”雙道止水裝置，但在實際操作中，因頂管機刀盤尺寸較大，橡膠板和盤根分2次安裝，而且在安裝過程中頂管機對止水裝置有一定的磨損，造成洞口漏水，洞口處的水土流失勢必造成洞口周邊地面的大幅沉降。

4.4 附加應力的影響

工作井平面布置時，管材堆場安排在1#線管道軸線上方（距工作井約20～30 m），長期的重載加壓形成的附加應力對地面沉降也有一定的影響，穿越重載區(qū)時的施工參數(shù)應予以適當調整。

5 結語

（1）根據(jù)沉降槽理論分析，在土體損失率1.0%的情況下，單線頂管施工的最大沉降量10 mm，橫向影響范圍為軸線外11 m；雙線頂管最大沉降量16 mm，橫向影響范圍為軸線外15 m，沉降曲線呈對稱分布。實測數(shù)據(jù)表明，雙線頂管的沉降曲線并不對稱，先頂進一側的沉降量大于另一側，影響范圍比理論計算值??；縱向土體在頂管機穿越前約5～10 m呈微隆起狀態(tài)，頂管機穿越后逐漸下沉直至約40 m后趨于穩(wěn)定。

（2）平行雙線頂管的監(jiān)測方案有別于單線頂管，應合理制定監(jiān)測范圍、監(jiān)測頻率，以更好地指導頂管施工。

（3）地表變形的影響因素主要有：開挖面土壓力、注漿、洞口止水、地面附加應力等。敏感區(qū)域的頂管施工應設定試驗段，因地制宜地調整施工參數(shù)。

[1]余彬泉，陳傳燦.頂管施工技術[M].北京：人民交通出版社，1998.

[2]葛金科，沈水龍，許燁霜.現(xiàn)代頂管施工技術及工程實例[M].北京：中國建筑工業(yè)出版社，2009.

[3]韓選江.大型地下頂管施工技術原理及應用[M].北京:中國建筑工業(yè)出版社,2008.

[4]魏綱.盾構隧道施工引起的土體損失率取值及分布研究[J].巖土工程學報,2010，32（9):1354-1361.

[5]魏新江,魏綱.水平平行頂管引起的地面沉降計算方法研究[J].巖土力學,2006，27（7):1129-1132.

[6]DG/TJ08-2049-2008，頂管工程施工規(guī)程[S].

TU990.3

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1009-7716（2017）04-0158-04

10.16799/j.cnki.csdqyfh.2017.04.047

2017-03-02

蘇鼎國（1963-），男，上海人，工程師，長期從事市政水務工程的質量監(jiān)督管理工作。