大口徑平行頂管施工對高速路面沉降的理論與實測分析

陳 鑫

[1.上海水業設計工程有限公司，上海市 200092；2.上海市政工程設計研究總院（集團）有限公司，上海市200092]

1 工程概況

鹽城地處里下河尾水地區，是典型的水質型缺水城市。為從根本上解決鹽城優質原水的問題，實施了在京杭運河寶應金氾水段開辟放心水源，將長江水引入鹽城的跨區域引水項目-鹽城新水源地及引水工程。該工程設計規模115 萬m3/d，包括寶應取水、恒濟、鹽龍湖、射陽四座增壓泵站。整個工程的管道總長約213 km，穿越寶應縣、建湖縣、大豐市、射陽縣。

寶應段原水管道采用雙管平行敷設，雙管總長度約為96 km，管徑為2×DN2400，設計工作壓力為0.75 MPa。其中，在樁號BY-B5+270.83 處需穿越京滬高速，在樁號BY-B5+361.67 處需穿越既有西氣東輸管線。頂管穿越京滬高速平縱斷面見圖1，沉降監測點布置見圖2，本段頂管總長度為473 m，頂管在65.83 m 距離進入京滬高速，在93.43 m 距離穿越京滬高速。

圖1 頂管穿越京滬高速平縱斷面圖

圖2 京滬高速沉降監測點布置圖

2 工程地質條件

寶應地處江蘇省中部、長江三角洲北翼、里下河平原西北部位，屬黃淮沖積平原，以京杭運河為界，分成東西兩部分，西高東低；沿運河兩岸高亢，東西邊緣低洼；運河南北兩側略高，中間偏低。境內多數地區在海拔兩米左右，屬里下河沉積平原地貌。自上而下土層按其不同的成因及物理力學性質差異劃分如下：①素填土、②淤泥質粉質黏土、③黏土、④-1粉質黏土、④-2 粉土、⑤粉土、⑤-1 粉土夾粉砂、⑥粉質黏土、⑦粉質黏土。管線穿越的土層特征描述如下，土層物理力學參數見表1。

表1 土層物理力學參數

⑤粉土：灰黃色，濕，稍～中密，中等壓縮性，無光澤。搖震反應迅速,干強度低，韌性低，該層分布不穩定，土質不均勻；

⑤-1 粉土夾粉砂：灰黃色，很濕，中密，中等壓縮性，無光澤。搖震反應迅速,干強度低，韌性低，該層分布不穩定，土質不均勻，夾少量淤質黏性土團塊及密實狀粉砂薄層（單層厚3～10 mm）,局部互層,具層理,擬建場地該層土分布不均勻；

⑥粉質黏土：灰黃色，可塑，中等壓縮性，稍有光澤,局部見少量鐵錳氧化物斑點。無搖震反應,干強度中等，韌性中等，該層分布不穩定，土質不均勻。

3 大口徑平行鋼頂管過高速設計要點

3.1 頂管套管

輸水管道在穿越高等級道路時，為了避免管道事故漏水影響道路路基現象發生，一般需設置套管。本工程輸水管道為2×DN2400 鋼管，頂管采用2×DN2600 鋼管套管穿越京滬高速。頂管施工結束后，內穿DN2400 鋼管。為確保內穿鋼管受力均勻，在兩管空隙間采用環氧水泥砂漿填充，見圖3。

圖3 頂管套管及其空隙填充示意圖

3.2 頂管埋深

根據《給水排水工程頂管技術規程》（CECS246:2008）[1]5.3 節，空間交叉管道的凈間距，鋼管不宜小于0.5 倍管道外徑，且不應小于1.0 m。由5.4節，管頂覆蓋層厚度在不穩定土層中宜大于管道外徑的1.5 倍，并應大于1.5 m。穿越江河水底時，覆蓋層最小厚度不宜小于1.5 倍管道外徑，且不宜小于2.5 m。

根據測量、物探資料及現場調查，京滬高速路面標高為6.39 m，西氣東輸管道管底標高為-3.48 m。為保證西氣東輸管道安全，DN2600 鋼頂管與西氣東輸管道凈距控制在1 倍管徑，即2.60 m，DN2600 鋼頂管中心標高為-7.39 m。頂管在穿越京滬高速段覆土厚度為12.47 m。根據工程實踐經驗，一般情況下管道穿越高等級道路時覆蓋層厚度不小于3 倍管道外徑且不小于4 m 時，頂管施工對道路的影響很小。

3.3 頂管壁厚

根據《給水排水工程頂管技術規程》（CECS246:2008）[1]，作用在管道上的豎向土壓力采用修正的太沙基模型，土弧基座采用120°支承角。由于鋼管的側向彈性抗力是通過鋼與土的彈性模量比來反映的，不再計入側向水土壓力的作用。根據頂管在施工期和使用期的不同作用組合，對鋼管環向應力、縱向應力以及最大組合折算應力進行計算。經計算，本工程頂管壁厚取26 mm。鋼頂管傳力面允許最大頂力計算值約為12 000 kN。

3.4 平行頂管水平間距

對于平行頂管，頂管頂進時水平方向相互干擾，擾動區外側邊界可以認為由兩個頂管擾動區疊加而成。根據平行頂管水平中心距與頂管擾動區寬度理論[2]，一般認為頂管頂部擾動區寬度小于或等于平行頂管中心距即是安全的，見圖4。

圖4 平行頂管橫向擾動示意圖

式中：Be為頂管頂部土體擾動寬度（m）；D0為頂管外徑（m）；φ 為土的內摩擦角（°）。

本工程頂管土層的加權平均內摩擦角為25°，頂管外徑2.62m。

Be=2.62×=4.78 m，本工程平行頂管中心間距取5 m。

3.5 平行頂管施工縱向最小間距

在頂管實施過程中，受工期制約，一般希望平行頂管能夠同時進行頂進。兩頂管施工縱向最小間距的合理確定，對于減少兩管相互干擾及管間土體的擾動至關重要。施工前采用以下方法來估算平行頂管縱向間距Lmin，見圖5。

圖5 平行頂管縱向擾動示意圖

式中：Lmin為平行頂管縱向間距的最小值，m；L1為前方頂管長度，本工程頂管機頭與后面一節鋼管做剛性聯結，L1為機頭長度與后面一節鋼管長度之和，m；γ 由土質性質決定的系數，取1.5～2.0。

頂管施工引起的土體擾動是通過施工產生的附加應力作用于土體產生，頂管機頭正前方土體受到千斤頂產生的擠壓力、刀盤切削產生的剪切力等作用，應力狀態較復雜。一方面，土體由于開挖卸土導致應力釋放，使土體水平應力減小；另一方面，由于頂進推力及泥水平衡壓力使土體水平應力增大[3]。

當兩種作用引起的土體水平應力變化達到平衡時，頂管施工對土體的擾動最小；當土體水平應力減小值大于主動土壓力，掌子面的土體將發生坍塌，導致地面沉降變形，此時機頭前端附加應力擴散角約為45°+，與主動土壓力角一致；當土體水平應力增加值大于被動土壓力，掌子面的土體將發生擠壓，導致地面隆起變形，機頭前端附加應力擴散角約為45°-，與被動土壓力角一致。

顯然，頂管機頭對土體的作用力為被動土壓力時為最不利情況，此時頂管施工對土體縱向擾動的影響范圍最大。頂管施工對正面土體的施力按45°-向前方360°擴散，其施工影響距離由施工中控制壓力上限控制，推算如下：

式中：Pp為土的被動土壓力（kPa）；P0為土的靜止土壓力（kPa）。

根據式（3）計算得出

出于安全考慮，在圖紙中明確：施工過程中兩平行頂管縱向間距Lmin至少控制在50 m 以上。

4 大口徑平行頂管地面沉降理論分析

目前頂管施工產生的地面沉降，常采用Peck 提出的地面沉降槽理論進行估算，該理論通過對大量地面沉降數據及工程資料進行分析，首先提出地面沉降槽呈擬正態分布的概念，認為土體移動由土體損失引起，施工引起的地面沉降是在不排水條件下發生的，所以沉降槽體積應等于土體損失體積，地面沉降估算公式為：

式中：S（x）為地面沉降量（m）；x 為離頂管軸線的水平距離（m）；Smax為管道軸線上方的最大地面沉降量（m）；i 為地面沉降槽寬度系數（m）；Vloss為頂管單位長度的土體損失量（m3/m），通常采用開挖面面積百分率來估算土體損失的大小，令η 為土體損失百分率，則Vloss=πR2η，土體損失產生的沉降已有較多學者進行了研究，一般取土體損失率為0.5%～2.5%，本工程為直線頂進，且采用泥水平衡頂管機，施工質量相對可控，故土體損失百分率取1%。

利奇在1985 年對沉降槽寬度系數進行了修正，i=0.64+0.48 h±1.01，h 為地表到頂管中心線的深度。

本工程頂管外徑為2.62 m，穿越京滬高速處地表到頂管中心線的深度為13.78 m，那么：i=0.64+0.48×13.78±1.01=7.25±1.01，安全起見，i 取6.24。

目前，對雙排平行頂管沉降曲線的研究尚處于初步階段，根據胡熹竹[2]的實測分析，考慮先施工頂管對后施工頂管的影響，認為后施工頂管引起的土體損失量要大于先施工頂管，一般后施工頂管的最終沉降面積比先施工頂管大50%左右。由此，后施工頂管土體損失百分率η2取1.5%，土體損失量Vloss2=0.081，Smax2=5.18 mm。

簡單估算地面沉降由兩根平行頂管地面沉降疊加產生，本工程因平行頂管間距為5 m，所以取2.50 m和5.00 m 兩處進行沉降計算。

簡化考慮，則平行頂管最大沉降出現在兩管中心正上方，最大沉降量S=S1+ S2=3.18+4.77=7.95 mm。

5 大口徑平行頂管地面沉降實測分析

京滬高速沉降數據分析：

取不同日期的道路地面沉降數據繪制成圖6，根據圖6 分析可知：

（1）1 月24 日，左線頂管剛好進入京滬高速，路面出現輕微沉降，由圖6 可知左線頂管正上方沉降量約1.6 mm，右線頂管正上方沉降量約1.4 mm。地面沉降曲線未呈現明顯的“沉降槽”現象。

圖6 頂管穿越京滬高速地面沉降實測曲線

（2）1 月26 日，左線頂管穿越京滬高速，由圖6 可知左線頂管（L9 沉降監測點）最大沉降量約4.3 mm，增加了2.7 mm，位置位于頂管正上方；右線頂管（L10 沉降監測點）最大沉降量約2.7 mm，增加了1.3 mm，實測地面沉降值較Peck 公式計算結果偏大。地面沉降曲線呈現出明顯的“沉降槽”現象。

（3）2 月19 日，左線頂管全線貫通，結合施工記錄，左線頂管施工過程中，為了降低左線后續頂管對土體的擾動，減小地面沉降，施工單位通過調整注漿壓力、控制膨潤土注入，同時適當提高頂管速度，地面變形表現出一定的隆起現象。由圖6 可知，此時左線頂管（L9 沉降監測點）的沉降最大值約3.2 mm，隆起了1.1 mm，右線頂管（L10 沉降監測點）的沉降最大值約1.3 mm，隆起了1.4 mm。據此分析，在考慮有效施工控制因素的情況下，實測地面沉降值與Peck公式計算的最大地面沉降量十分接近。

（4）3 月17 日，右線頂管剛好進入京滬高速，由圖6 可知，右線頂管（L10 沉降監測點）正上方沉降量約3.9 mm，右線頂管頂進造成其正上方沉降量達2.6 mm，較1 月24 日左線頂管頂進時L9 沉降監測點產生的地面沉降大。此時左線頂管（L9 沉降監測點）最大沉降值約5.0 mm，增加了1.8 mm，最大沉降點并未發生明顯偏移，仍位于左線頂管正上方，地面沉降槽曲線寬度較左線頂管時加寬。

造成這一現象的主要原因是左線頂管施工時對周邊土體產生擾動，右線頂管施工引起土體二次擾動，造成土體損失加劇，因此在同樣條件下后施工頂管的最大地面沉降量要大于先施工頂管，沉降槽寬度也相應增大。但右線頂管剛進入高速，對總體沉降產生的影響有限，故最大沉降值未發生明顯偏移。

（5）3 月18 日，右線頂管穿越京滬高速。由圖可知，通過左線穿越京滬高速的經驗積累，在采取了有效的施工控制措施后，右線穿越京滬高速時右線正上方（L10 沉降監測點）地面沉降量約4.5 mm，僅增加了0.6 mm，左線正上方（L9 沉降監測點）地面沉降量約5.2 mm，增加了0.2 mm，此時沉降槽曲線最大沉降值明顯向右側頂管偏移，最大沉降值約5.5 mm。

隨著右線頂進，右側頂管對總體沉降產生的影響逐漸增加，使最大沉降量向右側偏移。施工時采取有效控制措施明顯降低了因土體損失產生的地面沉降。

（6）4 月5 日，右線頂管全線貫通。此時，左線正上方最終地面沉降量約8.6 mm，增加了3.4 mm，右線正上方最終地面沉降量約8.0 mm，增加了3.5 mm，沉降槽曲線最大沉降值位于兩管中軸線偏左側位置，最大沉降值約8.8 mm，實測地面沉降值與Peck公式計算的最大地面沉降量比較接近，沉降槽曲線寬度明顯增加。

由于右線后續頂管對周圍土體的持續擾動，地面沉降量進一步增加。采取有效施工控制措施雖然可以減小地面沉降量，但畢竟作用有限，從左右線頂管正上方的沉降增加量及Peck 沉降計算分析可知，有效控制措施對于減小頂管正上方沉降量的作用效果明顯優于對頂管兩側土體沉降量的影響。右線頂管施工對已完成的左線再次進行擾動，且左線土體受擾動程度更嚴重，因此最終的沉降槽曲線最大值仍位于兩管中軸線左側。

6 結論

（1）結合鹽城新水源地及引水工程，研究了大口徑平行頂管穿越高速的套管設置、頂管壁厚、頂管水平間距及頂管施工縱向最小間距等設計要點，補充了目前頂管設計規范尚未明確的相關內容，為大口徑平行頂管穿越高等級道路工程設計提供參考。

（2）根據Peck 地面沉降槽理論對平行頂管施工引起高速路面沉降進行理論分析，認為后施工頂管引起的土體損失量比先施工頂管大50%左右，再分別獨立計算出兩平行頂管的地面沉降量，然后疊加得到平行頂管施工引起的高速路面沉降。在不采取有效施工控制措施的情況下，實測地面沉降值較Peck 公式計算結果偏大，采取有效施工控制措施后，實測地面沉降值與Peck 公式計算的最大地面沉降量較接近。

（3）采取有效控制措施雖然可以減小地面沉降量，但作用有限。同時有效控制措施對于減小頂管正上方沉降量的作用效果明顯優于對頂管兩側土體沉降量的影響。

（4）先施工頂管對周邊土體產生擾動，后施工頂管引起土體二次擾動，造成的土體損失加劇，因此在同樣條件下后施工頂管的最大地面沉降量要大于先施工頂管，沉降槽寬度也相應增大。

（5）施工第一根頂管時，地面沉降槽曲線最大值位于先施工頂管正上方。隨著后施工頂管頂進，后施工頂管對總體沉降產生的影響逐漸增加，地面沉降槽曲線最大值向后施工頂管方向偏移。但最終的沉降槽曲線是非對稱的，沉降量最大值位于兩管中軸線偏向先施工頂管一側。這是由于后施工頂管對先施工頂管再次進行擾動，使先施工頂管土體受擾動程度更嚴重造成的。