軟土地層淺埋群管頂進順序優化及沉降預測研究

張 建

(福州市規劃設計研究院集團有限公司， 福建 福州 350108)

0 引言

隨著城市的不斷發展，中心城區的開發強度日益增大，在交通和建筑密集區域建造隧道的環境問題愈加突出。暗挖法以環境污染輕、拆遷量小、交通干擾少等優勢更適用于鬧市區，但其對開挖土體的自立性及穩定性要求較高。以福建沿海地區(福州、莆田、泉州等)為代表的大都市因地下水位較高、土體強度低，屬于典型的軟土地區[1]。軟土的特性，增加了福建軟土地區的隧道設計和施工難度。本文以福州文林山隧道為試驗工程，在軟土地區淺埋隧道中引入超前支護管幕以提高圍巖自穩性，減小隧道上方地表沉降，達到保護市政基礎設施及既有建筑物的目的。

管幕法又叫排管頂進法，其首先在擬暗挖位置的外周逐根頂進鋼管，形成封閉的管幕圈，然后在管幕的圍護下進行暗挖施工，最終形成地下空間。與管棚法相比，主要有3大差異： 1)管幕法一般采用小型頂管機或水平定向螺旋頂進法施工，而管棚采用鉆機施工，由此帶來的直觀表現為管幕直徑較管棚大。2)管棚鋼管之間幾乎不采用連接形式，管幕之間采用齒槽鎖扣連接，由此管幕整體剛度較大，同時管幕還能形成連續止水帷幕。3)管棚與圍巖、注漿加固體共同承載，因此一般多用于拱頂；而管幕法則在頂部支護的基礎上又增加了兩側的支護或者底部支撐，同時，管幕法具有斷面靈活多樣、非開挖比例高、管線搬遷少等特點，適用于砂土、軟黏土等地層[2]，輔以凍結加固可用于富水土層。目前，國內的北京軌道交通5號線崇文門站、沈陽軌道交通2號線新樂遺址站等均采用了管幕法施工。

管幕施工的設計方案、工藝技術等直接影響施工擾動程度，許多學者對此進行了深入研究。例如： 楊仙等[3]分析了已建頂管對新建頂管地表沉降的影響； 張鵬[4]依托拱北隧道工程，分析了圓形斷面管幕頂進順序與土體變形之間的關系；韓現民等[5]以迎澤大街下穿太原市火車站通道工程暗挖段管幕-結構法施工為例，采用數值計算對鋼管不同頂進次序對地表沉降的影響進行了分析，同時對群管頂進過程中站臺和股道沉降變化特征進行了研究；魏綱等[6]基于已有的頂管施工所致地表沉降的經驗公式歸納出適用性更廣的變形計算公式；蘇榮軍等[7]以上海中環線田林路節點改善工程為依托，采用現場試驗方法研究軟土地層超淺覆土下鋼管幕頂進施工引起的地層沉降規律與機制；劉楊等[8]結合港珠澳大橋珠海連接線拱北隧道管幕工程，對群管頂進引起的地面沉降進行分析，確定小間距圓周群管頂進時地層損失率的取值，同時提出沉降槽寬度系數的經驗公式；張鵬等[9]在現有Peck和Loganathan地表變形計算公式的基礎上，考慮曲線頂管與隧道的相對位置對沉降槽偏移量的影響，得到曲線頂管施工引起的地表變形預測公式。目前對頂管施工擾動機制進行了大量研究，但就大斷面拱形管幕頂進順序與土體變形的研究匱乏，同時關于管幕引起的地表沉降預測理論多針對單根頂管或雙線平行頂管開展，較少針對群管。

本文圍繞拱形大斷面管幕施工擾動控制，首先采用FLAC3D軟件重點優化群管頂進順序，再以隨機介質理論為基礎，對考慮群管相互作用的地表沉降修正函數進行推導，最終得到群管頂進地表沉降理論預測方法，以期為相關類似工程提供參考和借鑒。

1 工程概況

文林山隧道是福州市工業北路延伸線工程的關鍵控制性工程。隧道設計速度50 km/h，按雙洞8車道分離式隧道方案布置。隧道最長1 176 m，為淺埋暗挖隧道，隧道最小埋深在出口段，僅為1～6 m。文林山隧道建成后將有效緩解二環擁堵，給象山隧道改造提供通道，增加二三環之間的聯絡線。隧道出口段左洞ZK3+806～+716、右洞YK3+800～+710暗挖下穿梅峰山地公園，該區域上覆存在2個景觀水池，同時周邊建筑物較多(見圖1)，包含環衛工宿舍、武警支隊及監獄等，其中福道樁基位置與下穿隧道距離最近僅為0.8 m，下穿隧道與已建建筑物位置關系復雜。城市淺埋下穿隧道時，若施工不當會造成地表不均勻塌陷，易引發地表建筑物沉降超限，引發嚴重結構安全事故。為了減少隧道開挖時對周邊環境及建筑物的影響，在隧道開挖前，先采取超前支護措施——管幕，以此達到控制地表及建筑物沉降和水體保護的雙重目的。

圖1 隧道出口周邊環境示意圖

根據《福州市工業北路延伸線工程南段隧道工程設計圖》，在隧道的開挖線外側，按35 cm間距，沿隧道軸線方向將φ299 mm、壁厚10 mm的鋼管水平鋪設在土體里。鋼管兩側焊型鋼，通過型鋼咬合在一起，并在φ299 mm鋼管之間打入φ42 mm鋼花管，通過φ42 mm鋼花管在管幕外注漿、對土體進行注漿加固，并使φ299 mm鋼管成為一個整體。管幕布置橫斷面圖見圖2，中部鋼管及鎖扣示意圖見圖3。施工時，采用螺旋出土導向頂管法，出土和頂管頂進同時進行。

圖2 管幕布置橫斷面圖(單位： cm)

圖3 中部鋼管及鎖扣示意圖(單位： mm)

勘察結果表明，管幕頂進土層自上而下依次為雜填土、粉質黏土、全風化花崗巖。

2 計算模型及應力釋放率標定

2.1 數值模型

利用有限差分軟件FLAC3D對管幕頂進過程進行模擬。實際施工中，頂管是逐節頂進的，并且存在多臺頂管機錯位施工的可能，具有明顯的時空效應，因此建立三維計算模型更加合理。所建立的模型如圖4所示，計算范圍XYZ方向分別選取40 m、90 m和15 m，管幕結構最小埋深為3.5 m，最底端管幕距模型下邊界5.5 m。鋼管均采用殼單元模擬，本構模型采用彈性本構；土層采用實體單元模擬，本構模型選用Mohr-Coulomb模型，泥漿采用接觸面單元模擬。各土層、泥漿、鋼管的物理力學參數如表1所示，其中土層參數參考《福州市工業北路延伸線工程(第Ⅰ標段)詳細勘察階段巖土工程勘察》巖土力學參數建議值。假設計算邊界處不受管幕施工的影響，即處于原始應力狀態，則邊界條件設置為： 底部邊界約束豎向位移，兩側邊界約束水平位移，地表是自由邊界。

管幕頂管頂進過程采用“model null”方式移除相應的地層單元。為了模擬潤滑泥漿對管土接觸的影響，在開挖形成的隧道和管道之間設置潤滑泥漿單元，采用接觸面單元模擬潤滑泥漿，接觸面法向剛度及切向剛度見式(1)。最后，在開挖形成的隧道中添加泥漿和管道至預定位置，即可實現管幕頂管施工模擬。

(1)

式中：kn、ks為節點法向剛度與切向剛度；K為泥漿材料的體積模量，K=E/[3(1-2υ)]=0.583 MPa；G為泥漿材料的剪切模量，G=E/[2(1+υ)]=0.125 MPa； Δzmin為接觸面法向方向上連接區域最小尺寸,模型中Δzmin=0.062 m。

計算得到kn=ks=0.121 GPa/m。

(a) 單元剖分圖(單位： m)

表1 地層、泥漿、鋼管物理力學參數

2.2 開挖應力釋放率標定

開挖應力釋放率(即在隧道開挖后、施作鋼管支護前，洞壁釋放的應力與初始地應力的比值)取決于施工方法、施工工藝、地層特性等因素，是較難確定的計算參數[10]。但其在一定程度上決定了施工對地層的擾動程度，對數值計算結果影響較大。因此，首先結合現場實測數據對應力釋放率進行反演分析，使得建立的模型合理有效，以便進一步開展不同工況的模擬。

實際工程中，75根頂管已于2020年4月完成施工。頂管群的實際頂進順序根據經驗以及現場環境和設備來確定，從拱頂自上而下往墻腰兩側頂進，如圖5所示。在現場，每隔10 m布設一個地表沉降監測橫斷面，共10排，每個斷面均勻分布9個監測點，如圖6所示。管幕施工完成后，管幕中部橫斷面(E、F)地表豎向位移曲線如圖7所示。由圖7可知，地層沉降最大值達到12.9 mm。

圖5 現場施工頂進順序

圖6 現場監測點布置

圖7 地表豎向位移監測數據

為反演應力釋放率，按照實際施工順序模擬頂管群開挖，并在相同位置布設監測點，通過調整應力釋放率，使得地表變形計算結果落在實測數據均值的90%置信區間內，則可認為應力釋放率與實際工程吻合。由現場實測數據作為基準來標定開挖應力釋放率。

經反復試算，當應力釋放率為8%時，模型的地表豎向位移計算結果落在90%置信區間內，如圖8所示。圖8中區間上限為圖6中每列監測點中的沉降最大值，S1u=max(dA1,dB1,dC1，…，dJ1),S2u=max(dA2,dB2,dC2，…，dJ2)，…，S9u=max(dA9,dB9,dC9，…，dJ9),將S1u，S2u，…，S9u繪成曲線，即為區間上限。區間下限為圖6中每列監測點中的沉降最小值，S1l=min(dA1,dB1,dC1，…，dJ1),S2l=min(dA2,dB2,dC2，…，dJ2)，…，S9l=min(dA9,dB9,dC9，…，dJ9), 將S1l、S2l，…，S9l繪成曲線，即為區間下限。此時數值模型計算結果與實測數據較為吻合，因此，將應力釋放率設定為8%。

圖8 計算變形量與置信區間的比較

3 群管頂進順序優化

3.1 管幕頂進順序設置

頂管可施工順序眾多，選取3種有代表性的頂管順序作為試驗方案，見圖9。建立不同鋼管頂進順序工況下的管幕有限差分模型，對比分析頂進順序對地表變形影響規律，從而優化管幕頂進順序，以達到減小施工對周邊環境影響的目的。數值模擬模型中監測點與現場布置相同，見圖6。

3.2 地表變形分析

3.2.1 地表累計變形

取圖6的監測點E5，研究分析此處地表豎向位移隨管幕頂進根數的變化規律，見圖10。

(a) 方案Ⅰ

圖10 3種方案E5監測點地表豎向位移曲線

由圖10可得到： 1)地表沉降隨著管幕頂進根數增加逐漸增加，地表沉降是一個累加的過程； 2)方案Ⅰ、方案Ⅱ和方案Ⅲ施工順序下E5處最大地表沉降分別為11.33、12.46、12.61 mm，方案Ⅰ地層變形較方案Ⅱ和方案Ⅲ分別減小9.1%、10.2%。

3.2.2 地表沉降變形

取圖6的橫斷面E，研究分析不同階段且不同施工頂進順序下此處地表沉降變化規律，見圖11。

(a) 頂進25根

由圖11可得到： 1)不同頂進階段方案Ⅰ(自下而上頂進順序)控制地表變形最優，其原因為本次管幕頂管管壁之間距離為51 mm，頂管間距較小，頂管與周圍土體之間形成拱效應(頂管與周圍土體共同作用產生拱效應)。在施工管幕上部頂管時，側排頂管與土體形成的管間組合土拱效應能承擔部分上覆荷載，導致傳遞到管幕上排頂管的荷載減小，使上部頂管施工產生的地表沉降也相應減小； 2)由于方案Ⅲ頂進順序由右側至左側，因此，其頂進過程中地表沉降關于隧道中心不對稱，最大地表沉降位置由右側向隧道中心處過渡。

4 密排頂管施工地表沉降計算

4.1 單管頂進施工地表沉降計算方法

繼Peck公式[11]后，隨機介質理論被廣泛應用于隧道及地下工程施工地表沉降預測[12]。如圖12所示，對于長度、寬度和厚度均視為無限小的單元開挖，根據隨機介質理論，單元開挖引起的地表沉降[13]

(2)

(3)

圖12 單元開挖示意圖

管幕鋼管頂進施工過程中，受開挖鉆頭切削影響，開挖面前方及周圍土體向管內移動，產生地層損失。可認為鋼管頂進施工使半徑Rl的圓柱范圍內土體塌落至鋼管表面，地層損失可以表示為：

Vs=πRl2-πR2=ηπR2

。

(4)

式中：R為管幕鋼管半徑；η為地層損失率，與施工工藝和地質條件等有關，取值范圍一般為0.5%～2.0%[14]。

由式(4)已知損失率和鋼管半徑，可以得到Rl。

管幕鋼管頂進示意圖見圖13，開挖面示意圖見圖14。頂進軸線過(0,b,c)，管幕鋼管頂進距離為a時，對地層損失區域單元開挖積分疊加可以得到由地層損失引起的地表沉降

(5)

圖13 管幕鋼管頂進施工示意圖

圖14 管幕鋼管頂進開挖面示意圖

4.2 管幕群管頂進施工地表沉降修正函數

管幕第1根鋼管頂進完成后，在后續鋼管頂進施工過程中地層不再受已頂進完成的鋼管的施工應力作用，但已經產生的地層損失將會對后續鋼管施工引起的地表沉降產生影響，致使由地層損失引起的地表沉降更加顯著。引入地表沉降修正函數對單管頂進施工引起的地表沉降進行修正，得到管幕群管施工地表沉降計算方法。

Hunt[15]對不同相對位置的雙洞盾構隧道施工引起的地表沉降進行研究，認為第2條隧道是在擾動土中開挖的，引起的地表沉降

(6)

式中：w(y)mod為地表y處修正后的沉降量；wmax為地表最大沉降量；i為沉降槽寬度系數，見式(3);f(y)為地表沉降修正函數。

(7)

式中：d為兩隧道中心線水平間距；A為沉降槽寬度參數，通常取2.5或3.0；M為最大地表沉降修正系數。

式(7)表示考慮第1條隧道施工擾動對第2條隧道地表沉降預測值進行的修正。第1條隧道中心線上方的地表沉降修正值最大(f(y)=1+M)，距離第1條隧道中心線的水平距離大于Ai時，地表沉降不再受第1條隧道影響，修正值取1。

Ocak[16]基于Peck公式通過對第2條隧道最大地表沉降(位于隧道中心線上方)乘以擾動系數k進行淺層軟土雙洞隧道地表沉降預測，現場實測研究表明：

(8)

式中D為隧道直徑。

對比Hunt和Ocak方法，可以得到：

(9)

因此，最大地表沉降修正系數可取

(10)

當兩隧道中心線水平距離d大于Ai時，第2條隧道施工引起的地表沉降不受第1條隧道影響，此時M取0。

將地表沉降修正函數引入管幕群管施工地表沉降預測，第n根管幕鋼管頂進施工時，地層已經受到之前n-1根鋼管頂進施工的擾動，考慮已經施工的第m根鋼管對地層擾動的地表沉降修正函數為

(11)

式中：bm為第m根管幕鋼管的y坐標；im為第m根管幕鋼管對應的沉降槽寬度系數。

受已頂進的n-1根管幕鋼管的地層擾動影響，第n根鋼管(n≥2)頂進施工的地表沉降修正函數為

F(y)n=f(y)1f(y)2…f(y)n-1

。

(12)

4.3 管幕群管頂進施工地表沉降計算方法

采用地表沉降修正函數對單管頂進施工由地層損失引起的地表沉降進行修正，可以得到第n根鋼管頂進施工引起的地表沉降

(13)

對管幕鋼管頂進施工引起的地表沉降進行累加，可以得到完成n根鋼管頂進所引起的地表沉降

(14)

4.4 施工地表沉降預測對比

由式(14)通過MATLAB編程得到施工E斷面地表沉降，并與數值模擬、現場實測進行對比，結果見圖15。

圖15 E斷面地表沉降對比

由圖15可知，理論預測得到的橫斷面沉降較數值模擬更接近實際測試的沉降，理論預測、現場實測地表最大沉降分別為11.92 mm和12.9 mm，相對誤差為7.6%。二者存在偏差原因為： 現場存在多方面的施工擾動，導致測試數值略微偏大，且隧道中心兩側的沉降并不完全對稱。

5 結論與討論

1)開挖應力釋放率是優化管幕頂進順序數值模型中的一個關鍵性參數，本文通過實際監測數據和數值模擬結果的對比，確定了在軟土地層中管幕頂進的開挖應力釋放率為8%。

2)本文通過數值模擬分析了常用的管幕施工頂進順序下的地表變形特征，方案Ⅰ地層變形較方案Ⅱ和方案Ⅲ分別減小9.1%、10.2%，表明方案Ⅰ頂進順序(自下而上頂進)控制土體變形效果最優。

3)基于隨機介質理論建立考慮地層損失的螺旋出土群管頂進工藝單管頂進施工地表沉降計算方法。在單管頂進施工地表沉降計算方法的基礎上，引入群管施工地表沉降修正函數得到管幕群管施工地表沉降計算方法。現場測試地表變形與預測結果吻合良好，相對誤差為7.6%。

頂進順序優化方案是在不考慮場地、設備等理想條件下模擬得到的結果，可以為軟土地區其他類似工程提供指導和借鑒。實際工程中，需要綜合人力、物力及工期等多重要素來確定最終的施工方案；同時，不同的地質條件、管徑和埋深等也會影響施工順序的選擇，需要進行針對性的模擬分析。