顶管施工引起岩溶区既有道路沉降变形机理分析

摘要：文章以桂林市第二水源工程引水管道顶管施工下穿桂兴高速公路某段路基时引发的路面下沉开裂为例，根据场地实际地质情况，对岩溶区顶管施工时，管道沿土岩界面掘进中发生的道路路面大幅下沉甚至地面塌陷问题进行分析，得出其沉降变形机理主要为：（1）溶蚀裂隙发育导致土层损失率将远大于一般情况，根据Peck理论公式，顶管施工导致的地面快速沉降主要由于地层损失引起，且快速沉降量与土层损失率成正比；（2）原状土扰动软化后力学强度下降导致其承载力不足；（3）扰动软化土在自重及外部荷载作用下固结沉降，沉降时间取决于扰动土的渗透性质。

关键词：溶蚀裂隙发育；土层损失；扰动软化；固结沉降

U416.1A130423

0 引言

随着城市高速发展，城市人口急剧增加，城市地下空间不断发展，顶管法已广泛应用于地下管道（引排水管道、电力管道等）的施工中。但顶管施工因其对原状土层的掘取及扰动，导致原有地层的土层损失，同时施工对原状土的扰动导致原状土软化，力学强度急剧下降。广西桂林地区大部为岩溶发育区，因溶蚀裂隙发育，土岩界面地下水丰富导致土体易在人为条件干预下发生土体流失。岩溶区地质条件复杂，溶蚀裂隙发育，地下水丰富，在岩溶区进行顶管施工时，可能诱发地面沉降甚至地面塌陷，其发生机理复杂。本文以桂林市第二水源工程引水管道顶管施工下穿桂兴高速某段路基时引发的路面下沉开裂为例，分析了该类路基病害发生的成因机理，为岩溶区顶管施工导致的地面沉降提供参考，也为后期治理提供依据，可供相似工程参考、借鉴。

1 项目简介

桂林第二水源工程-引水工程下穿桂林至兴安高速公路，采用泥水平衡法顶管施工穿越，顶管施工采用双管下穿，管道净间距为2.94 m，顶管中线高程为170.0 m，管道埋深约为13 m，混凝土管内径为2.4 m。2021年底完成左侧管道掘进施工后，发现距离高速公路右侧路基15 m处管道上方有一处1.5 m、深1.0 m的小型塌陷坑。

2022-02-27出现泥浆大量流失，2022年3月初右侧管道在掘进过程路面出现开裂下沉，随即停止掘进施工。

2022-03-01上午9：00左右，发现往桂林方向（右幅）慢车道发育有微小裂缝，并开始逐步出现下沉变形，2022-03-01下午16：00，高速公路右幅路面已下沉达18 cm；路面裂缝沿左右管道外侧至快车道逐步形成了断续圈椅状裂缝，裂缝宽度为5～10 mm，截止至2022-03-03 18：00沉降高差达280 mm，同时发现往兴安方向（左幅）慢车道最大沉降约100 mm，并发育有微小裂缝，同时两侧路面仍在缓慢下沉。

2 工程地质概况

2.1 地形地貌

勘察场地属溶蚀剥蚀丘陵垄岗区，场地覆盖层为残坡积堆积物，有陡坎、高速公路、果地、林地。场地地面高程为181.29～184.53 m。勘察场地坡度相对较为平缓，人类改造较大。

2.2 地层岩性

根据地质调查、钻探揭示及室内土工试验结果，并结合前期钻探资料，场地内地层主要由第四系堆积层（Qml）、第四系残坡积层（Qel+dl）、石炭系下统岩关阶（C1y）地层组成。根据室内试验及地区经验，各地层的物理力学参数如表1所示。

2.3 地质构造

根据区域地质资料及钻探揭示，勘察区存在的区域性断裂为灵川大断层，呈北东－南西向，长度gt;30 km，规模大，最大断距约为1 000 m，控制了中泥盆统至下石炭统不同岩石类型的分布，在地貌上呈北东－南西向的狭长谷地，构成“湘桂走廊”的一部分。灵川大断层形成于距今约4亿年的中泥盆世晚期（东岗岭期），在距今约2亿年的印支运动期间再次强烈活动，切穿了泥盆系上统和石炭系地层，以后的喜马拉雅运动（距今约200万年）及第四纪以来未留下活动痕迹，可以认为自距今约200万年的第三纪后该断裂构造基本上趋于稳定。场地附近未见基岩露头，根据区域地质图，岩层产状为：353°/NE∠30°。

3 水文地质条件

3.1 地表水

路基两侧均有排水边沟，雨季有水，旱季无水。场地地表水体主要属大气降水形成的地表面流，且地处岩溶洼地，较易汇集上体地表水体形成地表面流，一部分向低洼区域排泄，另一部分入渗补给地下水。

3.2 地下水

地下水主要为赋存于第四系地层中的孔隙水及溶蚀裂隙中的岩溶裂隙水，均属潜水。均受大气降水或地表水补给，接受补给后，潜水一部分向下径流或侧向补给其他类型地下水，一部分以渗流等形式分散排泄于低洼部位，一部分以蒸发形式排泄。潜水水位受季节影响变化较大，本次勘察期间于钻孔内测得稳定地下水位为170.81～172.83 m。

3.3 岩土体的渗透性及固结系数

第四系人工堆积层（Qml）素填土属强透水层，第四系残坡积层第一、二层（Qel+dl-1、Qel+dl-2）黏土属微透水层，第四系残坡积层第一层（Qel+dl-1）及第三层（Qel+dl-3）含角砾（碎石）粉质黏土属弱透水层，石炭系下统岩关阶（C1y）强风化泥灰岩属强透水层，中风化泥灰岩、灰岩的透水性因溶蚀裂隙发育程度等情况不同而差异较大。

受施工扰动影响，扰动土层将会发生固结沉降，沉降时间取决于其渗透性质。根据勘察资料取流塑黏土渗透系数为1.92×10-6 cm/s，固结系数Cv为8.294 4×10-2 m2/d；软塑状含角砾粉质黏土渗透系数为1×10-5 cm/s，固结系数Cv为1.728 m2/d。

4 扰动土层承载力和沉降变形验算

4.1 路基软弱下卧层承载力验算

根据《公路桥涵地基与基础设计规范》［1］（JTG 3363-2019）5.2.6软弱下卧层承载力验算公式得，计算参数按表1选取；

Pz=γ1（h+z）+α（P-γ2h）≤γRfa（1）

右侧路基软弱下卧层（流塑状黏土）修正后的地基承载力特征值为：

fa=20+（19.8×5+19.2×6.2）/（5+6.2）×（5+6.2-3）=179.64 kPa；

在不考虑附加应力，仅考虑自重应力作用下，软弱下卧层顶部自重应力为：

Pcz=γ1（h+z）=19.8×5+19.2×6.2=218.04 kPa＞γRfa=1×179.64=179.64 kPa；

左侧路基软弱下卧层（软塑状含角砾粉质黏土）fa=40+（19.8×6+19.2×4.7）/（6+4.7）×（6+4.7-3）=190.43 kPa；

在不考虑附加应力，仅考虑自重应力作用下，软弱下卧层顶部自重应力为：

Pcz=γ1（h+z）=19.8×6+19.2×4.7=209.04 kPa＞γRfa=1×190.43=190.43 kPa；

可见，软弱下卧层承载力在自重应力作用下不能满足要求，再加上车辆荷载作用，会更进一步加剧路基的变形破坏。

4.2 路基沉降变形验算

路基沉降由两部分组成，一部分为土层损失导致的快速沉降，另一部分为扰动土体后期的固结沉降。

4.2.1 快速沉降阶段

土层损失［2］导致的快速沉降理论依据主要是根据Peck理论［3-4］，理论公式如下：

S（x）=Smaxexp-x22i2（2）

Smax=Vl2πi（3）

i=Rh2Rn（4）

式中：Sx——地面沉降值（m）；

x——距隧道轴线的水平距离（m）；

Smax——地面最大沉降值（m）；

i——沉降槽宽度系数（m）；

Vl——土体损失率（m3/m）；

R——隧道半径（m）；

h——覆土厚度（m）；

n——指数参数，通常n=0.8～1.0，土质越软n取值越大。

其后的研究者根据实际情况不断对公式进行修正后，理论公式大致相同，该理论公式为经验公式，跟统计数据有较大关系，且会根据地质情况的不同导致结论有较大出入。因此，本文仅对快速沉降阶段作定性分析，可以看到地面最大沉降量与土层损失率成正比，这与本项目左右两侧路基实际的快速沉降量相符。右侧路基的土层损失主要是岩溶区裂隙发育导致土层随泥浆大量流失，因此土层损失较大，快速沉降量较大，实测最大沉降量为280 mm；左侧路基土层损失则主要为掘进出土过程中的损失，损失量相对较小，快速沉降量较小，实测沉降量为100 mm。

4.2.2 固结沉降阶段

固结沉降主要由扰动土层自重及车辆荷载引起［5］，固结沉降所需时间取决于地层的渗透性质。项目勘察阶段固结沉降尚未完成。本文利用GEO5软件2022版中的地基固结沉降分析模块，采用压缩模量法计算路基固结沉降变形情况，计算参数按表1选取，根据扰动土层最大厚度分别选取横断面5-5’及6-6’，车辆荷载取20 kPa进行沉降计算分析，计算模型及结果见图1、图2。

通过上述的定性分析及定量计算分析，路基下伏软弱扰动土层未能满足承载力和沉降变形要求，路面已出现塌陷破坏。右侧路基快速沉降量为280 mm，最大固结沉降变形量达225.5 mm，根据一维固结理论，固结度达到95%所需时间约72 d；左侧路基快速沉降量为100 mm，最大固结沉降变形量达151.4 mm，固结度达到95%所需时间约10 d。由此可见两侧均需要及时进行处治施工，可根据高速公路的实际交通情况进行分期处治，右侧路基处治施工可在左侧路基之后。

5 路基塌陷机理分析

综上所述，场地地质条件复杂，路基下伏基岩面附近溶蚀裂缝发育，地下水的补给排泄通道较多。右侧路基顶管下穿高速公路右幅路基段属半岩半土区域，即位于土岩界面溶蚀裂隙发育区掘进，且岩面附近黏土具有较强水敏性，在顶管泥水平衡法施工过程中［6］，存在上软下硬的地质条件，在钻头掘进时，上半部分土体切削快于下半部分岩石，但为维持掘进平衡及内部泥浆压力平衡，上半部土体会被不断软化、扰动形成泥浆充填，且范围扰动范围会不断增大。因该段溶蚀裂缝发育，地下水补给排泄通道较多，使得顶管钻进过程中会消耗更多的泥浆水来维持泥浆压力平衡。左侧路基主要发生了顶管掘进过程中的一般土体损失，土层损失量相对较小，同时施工扰动使扰动影响范围内土体软化。因此，路基塌陷的机理主要有以下几点：

（1）右侧路基下顶管施工中泥浆流失带走大量软化后的黏土，使土层损失较正常情况急剧增大。根据Peck理论及相关经验，土层损失是顶管施工过程中路基快速变形的主要原因，且快速沉降量与土层损失量成正比，左侧路基下土层损失相对较小，属正常情况，因此快速沉降量也相对较小。

（2）后期监测发现，两侧路基仍在缓慢变形，是由于土体软化后，在自重及附加荷载作用下发生的固结变形时间受土体的渗透性质决定。

（3）右侧路基下顶管施工中泥浆流失会出现泥浆压力失衡的情况，从而使土体发生主动破坏，为路基塌陷创造了有利条件。

（4）两侧路基随着顶管施工的不断触发，泥浆不断循环置换，管道附近区域土体软化范围不断增大，形成了结构性破坏土体（施工扰动土层），失去了原有土体结构的受力平衡，当达到路基及其下土层自重和车辆荷载作用极限时，且在土层损失导致路基快速沉降条件下，发生路面塌陷变形破坏。

6 建议处治措施

根据病害路段场地工程地质条件和路基塌陷变形发展特点，结合场地条件，本病害路段治理主要解决路基下部岩土体加固的问题：

（1）右幅道路采用复合地基对病害路基及下部土体进行加固，避免路基路面出现进一步下沉；左幅道路亦可采用复合地基或其他地基加固措施处治。

（2）对地表塌陷坑进行回填及封闭，避免雨水下渗导致塌陷范围进一步扩大，影响路基稳定。

（3）及时做好供水管道上方场地的截排水，避免大气降水淤积于塌陷区域低洼处；施工后完善道路截排水系统。

7 结语

（1）路基病害区域属岩溶发育区，溶蚀裂隙发育，地下水主要为赋存于第四系地层中的孔隙水及溶蚀裂隙中的岩溶裂隙水，均属潜水。

（2）受顶管施工扰动于路基下部形成施工扰动软化土层，主要为流程黏土及软塑状含角砾粉质黏土：软塑状含角砾粉质黏土主要分布于道路左侧；流程黏土主要分布于右侧路面下顶管管道顶部及两侧，由流塑状黏土及顶管施工置换的泥浆组成。扰动土层具有含水量高、孔隙比大、高压缩性、承载力低、变形持续时间长等特点。

（3）路基塌陷的内因为场地地质条件复杂，诱因为供水管网顶管施工使泥浆不断循环置换，管道附近区域土体受施工扰动软化范围不断增大，形成了结构性破坏土体即路基软弱下卧层，失去了原有土体结构的受力平衡，当达到路基及其下土层自重和车辆荷载作用极限时，且在土层损失导致路基快速沉降条件下，发生路面塌陷变形破坏。因施工扰动软化后的土层在土体自重及车辆荷载作用下，路基进一步发生固结沉降，固结沉降时间取决于土体的渗透性质。

（4）建议对路基病害及时进行抢险处治施工，避免病害进一步扩大，造成高速公路断路等风险；建议采用复合地基对病害路基及下部土体进行加固，避免路基路面出现进一步下沉；同时完善路基区域截排水系统，并对地表塌陷区域进行及时回填封闭处治。

（5）及时做好供水管道上方场地的截排水，避免大气降水淤积于塌陷区域低洼处；对塌陷坑进行回填及封闭，避免雨水下渗导致塌陷范围进一步扩大。

（6）顶管施工扰动导致的地面沉降已有较多研究成果，但岩溶区地质条件复杂，且在溶蚀裂隙或溶洞出现的地层损失量难以量测，本文对该类情况的沉降变形机理仅作定性分析，定量尚需进一步研究。

参考文献：

［1］JTG 3363-2019，公路桥涵地基与基础设计规范［S］.

［2］方从启，王承德.顶管施工中的地面沉降及其估算［J］.江苏理工大学学报（自然科学版），1998，19（4）：106-110.

［3］房营光，莫海鸿，张传英.顶管施工扰动区土体变形的理论与实测分析［J］.岩石力学与工程学报，2003，22（4）：601-605.

［4］韩国良.顶管施工引起的地面变形问题研究［D］.哈尔滨：哈尔滨工业大学，2018.

［5］王立忠，李玲玲.结构性土体的施工扰动及其对沉降的影响［J］.岩土工程学报，2007，29（5）：697-704.

［6］刘春波.顶管施工地表沉降数值模拟分析［J］.城市道路与防洪，2003，282（10）：166-169.