管幕-箱涵法對城市快速路變形影響研究

林立祥

(上海新地海洋工程技術(shù)有限公司，上海 200083)

1 工程概況

上海田林路下穿中環(huán)線地道(中環(huán)線交通節(jié)點改善工程)新建工程全長約1 032.78m，地道總長度696m，敞開段長約406m，其中地道穿越中環(huán)線采用特殊的地下工程暗挖技術(shù)，即管幕-箱涵法。管幕-箱涵段下穿中環(huán)線起訖里程樁號為K0+663—K0+749，穿越長度86m。地道下穿中環(huán)線采用管幕-箱涵施工工藝，其工程范圍如圖1所示。

圖1 管幕-箱涵穿越中環(huán)線平面布置

工作井位于田林路中環(huán)線西側(cè)路口，圍護結(jié)構(gòu)為地下連續(xù)墻，平面外包尺寸27.2m×27.2m，內(nèi)部凈尺寸24.0m×24.0m；接收井位于田林路中環(huán)線東側(cè)路口，平面外包尺寸27.2m×13.2m，內(nèi)部凈尺寸24.0m×10.0m。

管幕為口字形，由62根帶鎖口Q235B鋼管組成(上部鋼管24根，兩側(cè)各7根，下部24根)，每根鋼管長86m，內(nèi)徑800mm，壁厚12mm。鋼管頂覆土厚度約6.3m(見表1)。管幕外包寬度為21.648m，垂直高度為8.148m。

表1 場地土層物理力學指標

穿越段箱涵外包尺寸19.8m×6.4m，管幕與箱涵間的建筑空隙擬定為：上部為10cm，下部為0，左、右兩側(cè)各為10cm。考慮箱涵穿越過程中施工措施及井內(nèi)地道結(jié)構(gòu)，實際箱涵制作總長度89.5m。在始發(fā)井內(nèi)分5節(jié)制作，首節(jié)13.5m，后4節(jié)均為19m，采用自主研制的土壓平衡式箱涵掘進機在管幕內(nèi)開挖掘進(見圖2)。

圖2 管幕-箱涵剖面布置

2 鋼管及箱涵頂進阻力計算

2.1 鋼管頂進阻力計算

對泥水平衡式掘進機，鋼管頂進的總阻力由機頭迎面阻力、機頭外壁摩阻力、管壁外側(cè)摩阻力3部分組成。

2.1.1機頭迎面阻力

機頭頂進時，刀盤轉(zhuǎn)動切削的迎面阻力按下式估算：

Ff=0.25πD2Pt

(1)

Pt=γ(H+2D/3)tan2(45°+φ/2)

(2)

式中：D為頂管掘進機外徑(m)；Pt為機頭底部以下D/3處的被動土壓力(kN/m2)；γ為土的天然重度(kN/m3)；H為機頭上覆土層厚度(m)；φ為土體內(nèi)摩擦角(°)。

本項目上排管幕在③層淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土中頂進，下排管幕在④層淤泥質(zhì)黏土中頂進。根據(jù)地質(zhì)勘察報告、機頭參數(shù)，機頭迎面阻力計算結(jié)果為：Ff上=126.7kN，F(xiàn)f下=200.9kN。

2.1.2機頭外壁摩阻力

機頭外壁摩阻力可按下式估算：

Fs1=πDL0f0

(3)

式中：D為鋼管外徑(m)；L0為機頭長度(m)；f0為機頭與土層間摩阻力(kN/m2)。

本項目③層淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土中摩阻力f0取15kN/m2，④層淤泥質(zhì)黏土中摩阻力f0取20kN/m2，機頭外壁摩阻力計算結(jié)果為：Fs1上= 155.2kN，F(xiàn)s1下= 207.0kN。

2.1.3管壁外側(cè)摩阻力

由于鋼管頂進距離較長，地表沉降控制嚴格，為減少管壁摩阻并填充管周孔隙，控制地層沉降，在頂進過程中向管壁外側(cè)同步注入特殊配合比的觸變泥漿，起到潤滑和支撐作用。

管壁外側(cè)摩阻力按下式估算：

Fs2=πDLf

(4)

式中：D為鋼管外徑(m)；L為鋼管頂進長度(m)；f為采用注漿工藝時管壁與土層間摩阻力(kN/m2)，管道外壁與土的平均摩阻力宜取2～7kN/m2，考慮鎖口對泥漿套形成的影響，取3.5kN/m2。

管壁外側(cè)摩阻力計算結(jié)果為：Fs2上=Fs2下=778.8kN。

2.1.4頂進總阻力

根據(jù)機頭迎面阻力、機頭外壁摩阻力及管壁外側(cè)摩阻力計算的頂進總阻力為：

F上=Ff上+Fs1上+Fs2上=1 061kN

F下=Ff下+Fs1下+Fs2下=1 186kN

頂進設(shè)備采用4臺250t雙沖程千斤頂左、右對稱布置，其提供的頂力可滿足一次頂進86m要求。

2.2 箱涵頂進阻力計算

2.2.1工具頭迎面阻力

工具頭迎面阻力按下式估算：

NF=γh0tan2(45°+φ/2)BH

(5)

式中：γ為天然土重度(kN/m3)，取18kN/m3；h0為工具頭中心點埋深，本工程中的計算值為10.424m；φ為土體內(nèi)摩擦角(°)，取15°(③層及④層土平均值)；B為箱涵外包寬度(m)，取19.8m；H為箱涵外包高度(m)，取6.4m。

計算得工具頭迎面阻力NF=41 220kN。

2.2.2箱涵周邊摩阻力

箱涵周邊摩阻力按下式估算：

Na=[Ca(B+2H)+μ(Gk+γhB)]L

(6)

式中：Ca為箱涵與管幕之間平均摩阻力(kN/m2)，取最大值10kN/m2；μ為箱涵底部摩擦系數(shù)，取0.15；Gk為單位長度箱涵自重標準值(kN/m)，根據(jù)設(shè)計資料取1 423.2kN/m；h為箱涵頂部埋深(m)，取7.224m；L為箱涵頂進長度(m)，取86m。

計算得箱涵周邊摩阻力Na=79 608kN。

2.2.3總頂進阻力

總頂進阻力按下式估算：

Fa=γFNF+γaNa

(7)

式中：γF，γa均為分項系數(shù)，分別取1.2，1.3。

計算得箱涵總頂進阻力Fa=153 000kN。

3 監(jiān)測點布置及監(jiān)測方法

3.1 中環(huán)路面豎向位移監(jiān)測

中環(huán)路面在垂直頂管-箱涵軸向共布置12個地表監(jiān)測斷面，其中D1～D3為西側(cè)輔道監(jiān)測斷面，D10～D12為東側(cè)輔道監(jiān)測斷面，D1，D12分別位于西、東側(cè)加固區(qū)，輔道每個斷面布置豎向位移監(jiān)測點7個；D4～D9為中環(huán)主道監(jiān)測斷面，主道監(jiān)測斷面布設(shè)9個豎向位移監(jiān)測點，箱涵范圍布置5個監(jiān)測點，范圍外南、北側(cè)各布置2個監(jiān)測點，監(jiān)測范圍至箱涵外15m。中環(huán)路面豎向位移采用二等幾何水準測量法(見圖3)。

圖3 管幕-箱涵穿越中環(huán)線路面及鋼管豎向位移監(jiān)測點平面布置

3.2 管幕豎向位移監(jiān)測

鋼管頂進施工完成后，選擇管幕上排4根鋼管實施沿縱向的豎向位移監(jiān)測，對應鋼管編號分別為S5，S11，S14，S20，其具體位置分別對應于左側(cè)刀盤中心、中部刀盤中心左側(cè)第2根鋼管、中部刀盤中心右側(cè)第2根鋼管、右側(cè)刀盤中心。在每根鋼管上每5m安裝1個傾角計，每根鋼管上安裝17個傾角計，各傾角計間采用RS-485通信方式串聯(lián)，4根RS-485接入采集單元(MCU)，實現(xiàn)鋼管豎向位移的自動化采集。

由于管幕的兩端均處于變形區(qū)，動態(tài)變化，因此計算鋼管豎向位移時，應考慮管端隆沉，管端隆沉采用幾何水準測量法的成果實時修正，以獲取整條管道沿縱向的豎向位移。

3.3 管幕豎向位移計算(見圖4)

圖4 鋼管豎向位移計算簡圖

傾角計測得每5m長度范圍的鋼管傾角，根據(jù)各測段的長度及傾角可計算出測段的垂直偏量，根據(jù)垂直偏量的傳遞可計算出各測點的垂直總偏量及各測點的豎向坐標，根據(jù)各測點在不同工況下的垂直總偏量即可計算出本次沉降量及累計沉降量，本次沉降量為本次垂直總偏量與初始垂直總偏量的差值，累積沉降量為本次垂直總偏量與初始垂直總偏量的差值。考慮到起算點自身的沉降量，應采用幾何水準測量法對起算點高程進行修正，獲取準確的鋼管沉降量。

測點處垂直總偏量的計算公式為：

Di=Lsinθ1+Lsinθ2+Lsinθ3+Lsinθ4+

Lsinθ5+… +Lsinθi

(8)

式中：Di為測點處的垂直總偏量(mm)；L為測段長度(本項目取5 000mm)；θi為測段的傾角(°)。

測點沉降量計算公式為：

(9)

式中：Di本為本次所測測點處的垂直總偏量(mm)；Di前為前次所測測點處的垂直總偏量(mm)；Di初為初次所測測點處的垂直總偏量(mm)；Δ本為本次所測當次沉降量(mm)；Δ累為本次所測累積沉降量(mm)。

4 管幕及箱涵施工起訖時間

管幕及箱涵施工起訖時間如表2所示。

表2 管幕及箱涵施工起訖時間

5 監(jiān)測成果及分析

5.1 中環(huán)路面豎向位移

中環(huán)路面豎向位移主要受管幕鋼管頂進施工及箱涵頂進施工2個工況影響，其中輔道斷面D1～D3，D10～D12 成果包含了工作井及接收井基坑施工的變形影響，本文重點分析管幕施工及箱涵頂進施工的影響。

鋼管頂進施工過程中，中環(huán)路面的豎向位移主要受頂管機頭壓力及頂進速度影響，機頭壓力大于該深度處靜止土壓力時，前方土體隆起，反之下沉。中環(huán)輔道D1，D12斷面分別位于基坑外加固區(qū)內(nèi)，頂管施工過程中路面豎向位移相對較小；受前期基坑開挖坑外土體損失影響，頂管施工過程中輔道斷面D2，D3，D10，D11地表沉降明顯，頂管頂進施工過程中引起地表下土體的進一步損失，加劇了輔道地表沉降；中環(huán)主道路面在管幕頂管掘進施工過程中表現(xiàn)出沉降，頂管頂進施工引起上方土體損失；為確保中環(huán)運營安全，施工單位及時在已貫通的鋼管中對周側(cè)土體進行加固，注漿效果較明顯，路面有明顯隆起；后續(xù)頂管施工過程中路面又開始沉降，主要由注漿“擠土”引起的超靜孔隙水消散引起，頂管掘進引起的土體損失也是重要影響因素，由于管幕上方均為軟黏土，超靜孔隙水消散的時間相對較長，土體固結(jié)需較長時間，至管幕頂管全部貫通，擾動土體的固結(jié)沉降未完成。

箱涵頂進施工工況中環(huán)路面豎向位移主要由鋼管的豎向位移決定，管幕與箱涵間10cm的土體在箱涵掘進過程中的損失量及壓縮量對路面的沉降也有影響。位于基坑外加固區(qū)內(nèi)中環(huán)輔道D1，D12斷面在各節(jié)箱涵頂進施工過程中豎向位移速率仍不大，土體加固效果良好，減小了土體損失；箱涵頂進施工過程中上方鋼管隆起并未引起路面的明顯隆起，主要因鋼管為局部隆起，頂托力未能傳遞至鋼管上方土體，僅壓縮上方一定深度范圍內(nèi)的土體，隨著箱涵姿態(tài)的調(diào)整，箱涵與鋼管間距又發(fā)生變化，上方土體受到進一步擾動，中環(huán)地表沉降有一定加劇現(xiàn)象；第3節(jié)頂入后，施工單位對地表沉降明顯區(qū)域進行了注漿，豎向位移過程線表現(xiàn)出明顯上升，形成明顯的“擠土”效應，本次加固效果較好，箱涵掘進完成后，中環(huán)地表的沉降量不大并逐漸趨于收斂，監(jiān)測末期中環(huán)地表沉降已收斂。

管幕施工及箱涵頂進施工各工況下中環(huán)主道箱涵范圍內(nèi)路面隆沉交替變化，主要為路面沉降后多次注漿加固所致，箱涵縱軸線位置基本為變形最敏感區(qū)域；箱涵范圍兩側(cè)路面總體表現(xiàn)為沉降，沉降量與測點和箱涵間距離成反比，注漿主要影響箱涵范圍內(nèi)的路面變形(見圖5，6)。

圖5 各斷面豎向位移時程曲線

至監(jiān)測末期中環(huán)主道路面沉降最大發(fā)生在D4斷面測點D4-3處，累計為-51.07mm；中環(huán)主道路面隆起最大發(fā)生在測點D5-6處，累計為47.60mm；主道中部隔離帶位置D7斷面均表現(xiàn)為沉降，最大沉降位于測點D7-2處，累計為-42.5mm；中環(huán)輔道路面沉降最大發(fā)生在測點D2-2處，累計為-88.50mm；中環(huán)輔道路面除D1-2測點隆起3.80mm，其余測點基本表現(xiàn)為沉降(見表3)。

表3 各斷面最大隆沉量 mm

圖6 D7斷面各工況隆沉分布曲線

5.2 管幕豎向位移

箱涵掘進施工前，管幕上方鋼管已有明顯豎向位移，S5鋼管豎向位移在-11.07～-40.12mm，S11鋼管豎向位移在-15.57～-71.06mm，S14鋼管豎向位移在-4.82～-57.51mm，S20鋼管豎向位移在-0.94～-50.67mm。可見，箱涵掘進施工前管幕上方鋼管的豎向位移較可觀，各根鋼管位移量沿長度方向均呈現(xiàn)中部大并向兩端逐漸遞減特征，管幕施工完成至箱涵掘進前上方鋼管沉降的主要原因為管幕施工期對管幕范圍內(nèi)的土體形成了較大擾動，管幕施工完成后其內(nèi)土體固結(jié)沉降，從而引起上方鋼管沉降。上方管幕沉降引起管幕垂向凈空減小，對剛性箱涵掘進施工不利。

首節(jié)箱涵從西側(cè)工作井掘進初期，鋼管西側(cè)測點豎向位移較小，東側(cè)基本未發(fā)生位移，首節(jié)箱涵掘進末期，管幕凈空減小，掘進機與管幕間空隙越來越小，在頂力作用下，管幕上方鋼管發(fā)生明顯隆起，第2節(jié)箱涵制作與養(yǎng)護期，箱涵與管幕自身荷載作用下管幕下方土體固結(jié)沉降，管幕上方鋼管沉降，距離掘進機頭較遠的鋼管西側(cè)未受影響；隨著箱涵掘進的逐漸深入，箱涵與管幕上方鋼管的凈距越來越小，機頭附近鋼管基本表現(xiàn)出隆起現(xiàn)象，尤其在每節(jié)箱涵頂進完成前，頂進壓力加大后，鋼管豎向位移時程曲線大部分出現(xiàn)明顯隆起；鋼管的隆沉與箱涵在管幕內(nèi)的高程姿態(tài)密切相關(guān)，箱涵前端隆起時，相應位置處的鋼管隆起，末端處的鋼管沉降，箱涵左、右側(cè)鋼管也出現(xiàn)隆沉交替變化現(xiàn)象；第5節(jié)箱涵掘進時，箱涵與管幕間距逐漸增大，管幕上方鋼管未出現(xiàn)明顯起跳現(xiàn)象。監(jiān)測末期由于施工單位對井內(nèi)的各項設(shè)備進行拆除，未能捕捉到工后鋼管幕的變形信息。

至監(jiān)測末期，S5鋼管豎向位移最大發(fā)生在S5-12測點處，累積隆起量為82.99mm；S11鋼管豎向位移最大發(fā)生在S11-6測點處，累積隆起量為99.81mm；S14鋼管豎向位移最大發(fā)生在S14-11測點處，累積隆起量為98.34mm；S20鋼管豎向位移最大發(fā)生在S20-16測點處，累積隆起量為86.75mm。從統(tǒng)計數(shù)據(jù)可看出，4根鋼管中隆起最大位置半數(shù)位于掘進前期沉降最大位置附近，管幕凈空實際尺寸是決定鋼管變形的重要因素(見圖7)。

圖7 鋼管豎向位移時程曲線

6 結(jié)語

1)箱涵掘進施工前，管幕上方鋼管已有明顯豎向位移，呈現(xiàn)中部大并向兩端逐漸遞減特性，導致管幕垂向凈空減小，從而引起箱涵掘進過程中與上方管幕密貼，第2～4節(jié)箱涵掘進施工過程中鋼管有突發(fā)隆起現(xiàn)象。管幕凈空實際尺寸是決定鋼管變形的重要因素，箱涵頂進前應對鋼管豎向位移進行觀測，為箱涵頂進施工過程中的姿態(tài)調(diào)整提供重要的參考數(shù)據(jù)。

2)中環(huán)路面豎向位移主要受管幕鋼管頂進施工及箱涵頂進施工2種工況影響，管幕施工過程中路面位移量主要由上方土體擾動程度決定，箱涵頂進施工過程中路面豎向位移主要由鋼管位移量決定，工后注漿對改善中環(huán)路面的豎向位移起決定作用。

3)箱涵與頂層鋼管間距較小，管幕貫穿后的沉降進一步減小了兩者間距，箱涵頂進過程中易觸碰鋼管長度范圍內(nèi)中部區(qū)域，引起豎向位移監(jiān)測傳感器采集的角度值無法代表設(shè)計長度，因此鋼管內(nèi)監(jiān)測傳感器間距宜控制在1～2m，可更加準確、可靠地反映鋼管在箱涵頂進過程中豎向姿態(tài)的變化。