超大直径平行双线顶管施工引起的地表变形分析

苏鼎国

(上海市水务建设工程安全质量监督中心站，上海市200232)

超大直径平行双线顶管施工引起的地表变形分析

苏鼎国

(上海市水务建设工程安全质量监督中心站，上海市200232)

近年来随着南干线、青草沙等工程的建设，顶管技术在上海市管道施工领域有了突破性发展。但是，顶管施工过程中掘进机刀盘切削土体势必会引起管道前方土体的受力变形，影响周围环境的安全，也成为了该类工程质量安全监督工作的重点及难点。结合多年监督工作，以上海市某污水干管工程DN4000超大直径、平行双线钢筋混凝土顶管为例，分析了顶管施工造成地表扰动的规律，为今后类似工程提供参考。

平行顶管；土体损失；地表变形；沉降监测

0 引言

顶管施工是利用掘进机工具管切削土体并排出，结合后方的顶力设备对管节和工具管的推进作用，完成地下管道的非开挖施工工艺[1]。随着科学技术的进步和工程建设的需要，国内顶管施工技术不论在理论上还是在施工工艺上，都已日趋成熟。但是，顶管工艺的基本原理是依靠掘进机前方的刀盘切削土体实现推进的，这势必会引起管道周围土体的受力变形。当土体沉降变形过大时，可能会影响顶管周边房屋、道路、地下管线等建构筑物的安全。顶管施工引起地层移动及地面沉降的因素很多，既受土层地质情况等客观因素影响，又受施工阶段的技术水平、工人工作态度等主观因素影响[2]，问题相当复杂。国内外对单线顶管施工引起的地表变形研究较多，对平行双线顶管施工的研究则较少。本文结合一工程实例，对超大直径平行双线顶管施工引起的地表变形规律进行理论预估和实测分析，并提出了沉降控制相关技术措施，以期为类似工程提供借鉴和参考。

1 工程概况

上海市污水治理白龙港片区南线输送干线完善工程（浦东输送干管）平行双线敷设长约26 km的管道，采用顶管法施工，平均顶距约1 km。管材采用F型钢承口式钢筋混凝土管，4 000超大直径，壁厚32 cm。顶管主要穿越第④层淤泥质黏土层，部分遇及第③层淤泥质粉质黏土，其物理力学性质指标详见表1。顶管穿越的淤泥质黏土为软弱土层，强度低、渗透性差、含水量高、灵敏度高，具有触变性和流变性。

本文研究的顶段位于污水干管的下游末端，顶段长140 m，为双排平行曲线顶管，双管中心距9.6 m，曲率半径900 m。两段顶管在同一个工作井内进行，进入同一个接收井。顶管工作井为圆形钢筋混凝土结构沉井，内径22 m，管道内底标高-10.96 m（管顶覆土10.32 m）；顶管接收井为矩形钢筋混凝土结构沉井，管道内底标高-11.0 m（管顶覆土10.36 m）。管线平面位置如图1所示。

工程选用扬州某厂生产的TP4000土压平衡顶管机，具有功率强大、全断面大刀盘、可变频调速等特点，其主要参数配置详见表2。

2 地面沉降理论预估

目前，顶管施工引起的地面沉降通常采用Peck提出的地面沉降槽理论进行预测。Peck假定施工引起的地面沉降是在不排水情况下发生的，所以地表沉降槽的体积应等于地层损失的体积，地面沉降的横向分布类似正态分布曲线，计算公式如下：

表1 顶管穿越土层主要物理力学性质指标

图1 平行双线顶管平面图

表2 TP4000土压平衡顶管机技术参数表

式中：S（x）是计算点x处的地面沉降量；x是计算点至顶进管道轴线的横向水平距离；Smax是顶进管道轴线上方的最大地面沉降量；i是沉降槽曲线反弯点至顶进管道轴线的横向水平距离；是土的内摩擦角；Z是管道中心至地面的覆土厚度；Vs是开挖面土体损失量；η是土体损失率；A是管道开挖面的面积。

上述的土体损失率取值是关键，它表示单位长度的土体损失量，主要由顶管机和管道环形空隙、施工超挖量控制、中继间密封性、管壁摩擦力、管道纠偏、后背土体变形、顶管进出洞、管节回弹等8个原因产生[3]，目前国内在这方面的研究较少。借鉴盾构经验，其取值随着管道埋深增长呈减少趋势，95.77%的盾构施工实测数据分布在0.20%～ 2.0%，43.66%的实测数据集中在0.5%～1.0%[4]。考虑到顶管施工与盾构的不同、本段顶管工程的深埋施工特点及相关施工经验，计算时选取土体损失率为1.0%。

根据工程实际数据可以计算出单线顶管时沉降槽拐点i=6.35 m，顶管轴线上方的最大地面沉降量Smax=10.8 mm。以曲线的最大曲率点作为顶管的横向沉降影响范围，则顶管影响范围为管道中心轴线向两边各单线顶管的地面沉降横向分布曲线函数为S（x）=0.010 8·exp（-0.012 4x2）（单位：m）。

在平行双线同时（交错）顶进的情况下，假定双线的施工工况相同，则地面沉降曲线可近似看作相隔一定距离的两根单线沉降曲线的叠加，以双线的水平中心为中轴线对单线公式进行修正，得到双线顶管的横向沉降曲线：

式中：S双（x）是双线顶管造成的距双线中心x处的地面沉降量，m；x0是单根管道中心至双线中心的距离，m；其他符号同式（1）。

通过试算产生沉降曲线如图2所示。由图可知，平行双线顶管的横向土体沉降曲线形态类似于单线顶管的沉降曲线，最大地面沉降发生在双线中心上方，最大沉降量：

图2 平行双线顶管的横向沉降曲线

平行双线顶管沉降曲线的拐点可通过曲线函数的二次导数求得i双=9.6 m。对曲线函数三次导数求曲线的最大曲率点，得到平行双线顶管的单边影响范围B双=15.1 m，相当于单根管道中心向外侧10.3 m。该处沉降量是最大沉降量的18%。

3 地面沉降实测分析

为了便于分析，选择距顶管工作井洞口前方30 m的一排间距5 m的5个横断面监测点DM20-DM24的监测数据进行横断面沉降分析。当1#顶管机穿越断面后，地面沉降呈较明显的“局部”沉降槽形状（因监测点沿双线中心对称布置，而非单线中心，所以无法查看沉降槽的整体形状），如图3所示。大致目测沉降曲线的最大曲率点到1#管道中心距离B≈10 m，较接近理论计算结果。最大沉降位于1#线管道中心的正上方DM21，沉降量Smax=29.6 mm，远大于理论计算结果。

图3 1#线顶管施工时的横断面沉降曲线

1#线贯通后11天进行2#线顶管施工，在这期间，因洞口处理、1#线中继间闭合等操作，1#线正上方DM21的最大沉降量增加至39.1 mm，双线中心点DM22的累计沉降量为36.3 mm，2#线正上方DM23的累计沉降量为7.4 mm。当2#顶管机再次穿越断面后，沉降槽明显“右移”，最大沉降点移至双线中心，如图4所示。

图4 2#线顶管施工时的横断面沉降曲线

有学者认为，当平行双线顶管距离较近时（2x0≤Z+D/2，D为管道外径），由于先施工顶管引起土体扰动，使土体强度降低，造成后施工顶管引起的土体扰动加剧，而后施工顶管开挖时周围朝向先施工顶管一侧的土体扰动程度要大于另一侧土体，施工时该侧的土体损失也要大于另一侧，因此，后施工顶管由土体损失引起的最大地面沉降值和沉降槽宽度都要变大，且地面沉降曲线是不对称的，其最大沉降点要向先施工顶管方向偏移[5]。从实际沉降曲线看，沉降槽曲线确实未呈对称分布，已贯通的1#线区域的地面沉降变化量比另一侧大，影响范围B双主要集中在1#线区域，因曲线非对称，难以准确判断。

2#线贯通后，最大沉降位于双线中心上方的DM21，累计沉降量S双max=47.3 mm。关键监测点的分阶段沉降量详见表3。从表中数据可以看出，2#线顶管施工引起的沉降量小于1#线，但总体而言，该段顶管的沉降控制并不理想。

表3 关键监测点的分阶段沉降量

以工作井前方45 m监测点J1（位于2#线轴线正上方）的数据分析地面沉降纵向发展，形成的纵断面沉降曲线如图5所示。顶管机穿越监测点前地表土体呈现微隆起状态，在顶管机到达监测点下方时，隆起量达到2.9 mm。最大隆起点并非在顶管机正下方，根据曲线的曲率变化粗略估计在顶管机前方约5～10 m（约1～2D）之间。顶管机穿越测点后地表开始逐渐下沉，穿越后约40 m（约8D）基本趋于稳定。

图5 2#线顶管施工的纵断面沉降曲线

4 沉降控制措施浅析

该工程的超大直径顶管将穿越磁悬浮高架、地铁高架、航油管、高速公路等许多重要构（建）筑物。这些重要节点对顶管施工时的沉降控制要求严格，沉降量一般需控制在20 mm以内。由理论分析得知，在1.0%的土体损失率情况下，平行双线顶管的最大沉降量为16 mm，基本满足上述敏感区域的沉降控制要求。但是，本研究顶段的实际沉降量接近50 mm，远大于理论计算结果，亦即实际的土体损失率要高于1.0%。以下试着从实际施工参数、施工工况等方面分析沉降偏大的原因。

4.1 控制土压力的设定

顶管机正面的控制土压力决定着开挖面土体的稳定性，是控制地面沉降的重要指标。实际施工中，控制土压力指导着顶管机进尺量和出土量两个重要施工参数。理论上，控制土压力应保持在静止土压力才能保证地层无损失。但是，由于静止土压力难以准确计算，且大口径顶管的开挖面土压力分布随高程变化幅度较大，所以，施工规范一般控制土压力P设定在顶管机刀盘下部1/3处的被动土压力[6]。

按照工程实际数据计算，本段顶管的理论控制土压力P=0.40 MPa。实际控制土压力：1#线平均0.17 MPa，2#线平均0.24 MPa。根据实测的沉降数据分析并结合现场顶管顶进油缸卸载后的压力情况判断，2#线顶管的控制顶力值比1#线合理。

4.2 注浆减阻效果

管道外围的触变泥浆减阻，既可控制顶进力，又可降低土体受到的剪切扰动，减小地层损失。根据大量施工经验，注浆量一般控制为机尾空隙的3～6倍，注浆压力控制在0.8～1.2倍土体自重应力，即本段顶管的理论注浆量为0.9～1.8 m3/m，压力0.2～0.3 MPa。

除了注浆量和注浆压力外，注浆材料的选择对注浆效果也有很大的影响。日本有专门研制用于顶管的IMG减摩材料，它是一种高分子吸水材料，其微小颗粒吸足水分后的直径可膨胀到0.5～2 mm，形成类似于鱼籽的润滑浆，可使顶进管道与地层之间的摩擦力减小到0.2 kPa的优质效果[3]。

实际施工中，管内的同步注浆及沿线补浆均为0.4 m3/m，压力0.1～0.3 MPa，注浆量偏小。2.5 kPa的平均单位摩阻力说明了本段顶管的注浆并未达到理想效果，造成地层损失加剧。

4.3 洞口止水效果

本段顶管的工作井洞口采用“橡胶板+牛油盘根”双道止水装置，但在实际操作中，因顶管机刀盘尺寸较大，橡胶板和盘根分2次安装，而且在安装过程中顶管机对止水装置有一定的磨损，造成洞口漏水，洞口处的水土流失势必造成洞口周边地面的大幅沉降。

4.4 附加应力的影响

工作井平面布置时，管材堆场安排在1#线管道轴线上方（距工作井约20～30 m），长期的重载加压形成的附加应力对地面沉降也有一定的影响，穿越重载区时的施工参数应予以适当调整。

5 结语

（1）根据沉降槽理论分析，在土体损失率1.0%的情况下，单线顶管施工的最大沉降量10 mm，横向影响范围为轴线外11 m；双线顶管最大沉降量16 mm，横向影响范围为轴线外15 m，沉降曲线呈对称分布。实测数据表明，双线顶管的沉降曲线并不对称，先顶进一侧的沉降量大于另一侧，影响范围比理论计算值小；纵向土体在顶管机穿越前约5～10 m呈微隆起状态，顶管机穿越后逐渐下沉直至约40 m后趋于稳定。

（2）平行双线顶管的监测方案有别于单线顶管，应合理制定监测范围、监测频率，以更好地指导顶管施工。

（3）地表变形的影响因素主要有：开挖面土压力、注浆、洞口止水、地面附加应力等。敏感区域的顶管施工应设定试验段，因地制宜地调整施工参数。

[1]余彬泉，陈传灿.顶管施工技术[M].北京：人民交通出版社，1998.

[2]葛金科，沈水龙，许烨霜.现代顶管施工技术及工程实例[M].北京：中国建筑工业出版社，2009.

[3]韩选江.大型地下顶管施工技术原理及应用[M].北京:中国建筑工业出版社,2008.

[4]魏纲.盾构隧道施工引起的土体损失率取值及分布研究[J].岩土工程学报,2010，32（9):1354-1361.

[5]魏新江,魏纲.水平平行顶管引起的地面沉降计算方法研究[J].岩土力学,2006，27（7):1129-1132.

[6]DG/TJ08-2049-2008，顶管工程施工规程[S].

TU990.3

B

1009-7716（2017）04-0158-04

10.16799/j.cnki.csdqyfh.2017.04.047

2017-03-02

苏鼎国（1963-），男，上海人，工程师，长期从事市政水务工程的质量监督管理工作。