近距離雙線平行頂管穿堤工程的沉降變形分析

陳嘯宇 歐亞洲 劉炳剛 黃天宇 吳體旺 步允沖

中國建筑第八工程局有限公司總承包公司 上海 201203

近年來，近距離雙線平行頂管施工技術被廣泛應用于地下空間取排水管道工程中。與單頂管相比，雙線平行頂管推進過程中存在中間區域擾動疊加的現象，造成的地表沉降也更明顯[1]，尤其在涉及穿堤的工程中，對堤壩的沉降量控制十分嚴格，因此在實際工程中需對頂管造成的堤壩沉降問題進行研究分析。

頂管施工以其施工干擾小、噪聲低等優勢在管道穿堤工程中具有廣泛的應用[2]。麥樹鋒[3]介紹了樂排河清遠段排污管穿越北江遙堤工程中的頂管施工技術。丁禮建[4]分析了某穿越海堤頂管工程中頂管穿堤時堤壩沉降的動態時空特性。馬碧山[5]闡述了某雨水泵房工程中擠壓式泥水平衡頂管穿堤施工工藝。李志堂等[6]對污水管線穿堤工程中的泥水平衡式頂管關鍵技術和錐探灌漿防滲技術進行了研究探索。覃立寧等[7]介紹了某崩沖泵站擴容改造工程中大型箱涵頂管施工所遇到的技術難題與解決方案。

在研究頂管推進過程中引起地面沉降的方法中，多以經驗法、解析法和數值模擬法為主[8]。但各具體實際工程的地質參數、頂管設備參數以及施工工藝等存在較大差別，研究結論需有現場試驗數據支撐才能具備對現場施工的指導意義。高鴻[9]分析了頂管施工引起地表沉降的原因，并根據監測數據，提出一種計算沉降量的模型。魏綱等[10]分析水平平行頂管施工引起地面沉降變形的規律，提出欠固結土中工后沉降的計算公式。魏新江等[11]考慮先施工頂管對后施工頂管的影響，提出了一種基于Peck公式的后施工頂管地面沉降計算方法。陳愛青[12]以上海某污水處理廠排放管穿堤工程為例，提出多線頂管穿越堤防沉降疊加計算方法，并將堤防變形理論和數值分析結果進行對比研究。顧威等[13]分別通過經驗法和數值模擬法研究深層平行雙頂管的影響范圍和海堤地表沉降值。魏善林[14]對市政雨水頂管施工期間變形監測點數據進行統計分析。

本文以新濟洲供水工程取水管道頂管施工為例，采用Peck沉降計算法和沉降修正計算法對近距離雙線平行頂管穿越洲堤時引起的堤頂沉降變形規律進行研究，并通過分析現場監測數據，進一步驗證沉降修正計算法的正確性。

1 工程概況

1.1 工程簡介

南京市新濟洲供水工程擬建應急設計規模為7 m3/s的補水泵站，泵站位于鳳凰湖南側堤岸以內60 m處，由取水頭部、補水管道、補水泵站及附屬構（建）筑物組成。2根補水管道均采用頂管法施工，頂管從補水泵站前池始發，依次穿越洲堤內灘地、新濟洲洲堤、洲堤外長江江灘，最后在長江水下接收。頂管施工完成后在長江水下施工取水頭，最終實現補水管道從新濟洲左汊段河道內取長江水進入洲內鳳凰湖蓄水池的補水功能。

如圖1 所示，補水管道采用雙管布置，管道φ1 820 mm×22 m，管中心距為7.0 m，長454 m，管材采用Q345B。管道中心線高程為－2.30～－2.00 m，坡度0.066%，前部管道采用樁架式，樁架段長54.75 m，后部采用頂管，頂管段長399.25 m，頂管段管道最小埋深為6.28 m。堤頂高程為10.9 m，堤頂以下最大埋深為12.9 m。

圖1 補水管道平面布置

1.2 項目概況

新濟洲為長江沖積沙洲，地形平坦，洲內地面高程為5～7 m。環新濟洲修建有新濟洲垸堤，洲堤是由新濟洲內取土填筑而成，堤頂高程10 m左右，寬4～6 m，堤頂外側設置有混凝土防浪墻，墻高0.5～1.0 m，洲堤兩岸坡比為1∶2～1∶3，迎水面混凝土隔梗＋護坡，背水面為原狀土，種植有大量樹木。

根據區域巖土勘察報告，擬建地表均由第四系地層覆蓋，基巖未見出露。表層多為0～3 m厚填土，其下為第四系全新統（Q4）河流-湖沼沉積相粉質黏土、淤泥質粉質黏土、粉細砂，再下為第四系上更新統（Q3）河床相含礫粉細砂、中粗砂、礫砂及卵礫石。第四系地層成因、厚度變化較大。如圖2所示，擬建補水管道場地土層自上而下分別為①1雜填土、①2素填土、②2a砂質粉土夾粉砂、②1粉質黏土、②2淤泥質粉質黏土、②3黏質粉土夾粉質黏土、②4粉砂夾粉土。頂管主要穿越土層為②2淤泥質粉質黏土和②3黏質粉土夾粉質黏土。各地層物理力學參數見表1。

圖2 補水管道縱斷面

表1 各地層物理力學參數

本工程所在河段水位受長江徑流與潮汐雙重影響，主要受長江徑流控制。一般每年5—10月為汛期，11月—次年4月為枯季，水位每日兩漲兩落，為非正規半日潮型，漲潮歷時逾3 h，落潮歷時逾8 h，水位年內變幅較大。據水文站多年觀測資料統計，平均潮位約為3.08 m，最高水位為8.3 m，最低水位為－0.38 m。

2 頂管穿堤沉降分析

2.1 Peck法計算堤壩沉降

頂管施工過程中，引起地表沉降的主要因素有土體損失、正面附加推力和頂管機與后續管道對土體的摩擦力[15]。Peck[16]認為在單頂管施工中地面沉降是由土體損失造成的，并根據大量現場試驗數據分析提出地面沉降槽符合擬正態曲線分布，估算地面橫向沉降公式為：

頂管穿越黏土層，當軸線深度h在3～34 m之間時，可根據O’Reilly等[17]提出的經驗公式計算：

本工程頂管軸線距堤頂的垂直距離為12.9 m，管道直徑D為1 820 mm。根據現場施工經驗，假設土體損失率為4%。如圖3所示，按照式（1）～式（4）的計算方法，可分別得到左線頂管和右線頂管引起的堤頂沉降曲線，并基于疊加法得到雙線頂管的堤頂沉降量。

圖3 基于Peck法的堤頂沉降曲線

2.2 考慮擾動疊加的沉降修正計算

Peck法未考慮先行頂管對后行頂管的影響。當兩頂管軸間距L較小（L≤h＋D/2）時，由于先行頂管擾動土體，造成土體強度降低，后施工頂管的土體損失率和沉降槽寬度系數均大于先行頂管，且地面沉降曲線是非對稱的[11]。

考慮擾動疊加后，兩頂管中間的擾動疊加區寬度M可按下式計算：

先行頂管的地面沉降仍可采用Peck法計算，后行頂管根據施工經驗和現場實際情況，選取不同的土體損失率計算沉降值。擾動疊加區域內的沉降值進行疊加，而區域外影響較小，可忽略兩頂管的相互作用。

由式（5）可以得到擾動疊加區寬度M為20.62 m。如圖4所示，當土體損失率分別為4%、5%、6%、7%時，左線頂管的沉降值隨之增大。由于后行頂管施工時導致土體擾動加劇，在擾動疊加區范圍內，將Peck法計算的右線頂管沉降曲線分別與土體損失率不同的左線頂管沉降曲線疊加，得到的疊加沉降曲線呈非對稱。擾動疊加區范圍以外的沉降曲線，仍可按照圖3所示的方法進行疊加。

圖4 考慮擾動疊加的堤頂沉降曲線

2.3 現場監測數據分析

現場施工中，頂管穿越新濟洲內堤時對周圍土體的擾動作用以及雙線頂管的擾動疊加會導致洲堤的沉降加劇。因此，需在洲堤附近布置監測控制點，對堤頂沉降值進行實時監測，并及時分析反饋。現場監測點布置情況如圖5所示，共計20個沉降監測點。選取5個縱向監測斷面，分別為縱斷面1、2、3、4和5。每個縱斷面上沿頂管前進方向選取4個監測點，構成4個橫斷面，分別為橫斷面1、2、3和4。

圖5 頂管穿堤段沉降監測點布置

選取4月10日—5月30日的每日監測數據進行分析。如圖6所示，每個縱斷面的2#監測點，1-2、2-2、3-2、4-2和5-2的累計沉降值是同斷面中較大的，累計最大值出現在1-2監測點處，為－256.4 mm。從圖中可以看出，隨著頂管的推進，各監測點的沉降逐漸增大，至5月5日頂管完成穿堤作業后，各點沉降曲線逐漸趨于平穩。

圖6 頂管穿堤段監測點沉降變形歷時曲線

選取頂管機最先到達的橫斷面2為典型斷面，與頂管中線垂直方向上的堤頂沉降變化規律如圖7所示。對比圖4和圖7可知，現場實測沉降與考慮擾動疊加的堤頂沉降變化規律基本一致，從而可驗證理論計算值的正確和可靠性。從圖7中可以看出，由于后行頂管在先行頂管推進擾動的基礎上進一步加劇土體損失，后行頂管影響范圍內的沉降要更大，故現場實測的堤頂沉降最大值出現在頂管中線左側，為－19.6 mm。考慮擾動疊加的堤頂沉降最大值為－15.1 mm，小于實測值。這是由于理論計算時采用的是根據施工經驗估計出的土體損失率，取η＝7%偏小，導致計算值略小于現場實測值。與頂管中線的距離越遠，受頂管施工擾動的影響越小，故與頂管相距較遠的5-2監測點處基本不受影響，沉降值基本保持不變。

圖7 橫斷面2的堤頂沉降曲線

3 結語

當雙線平行頂管的間距較近時，兩頂管中間區域存在擾動疊加現象，先行頂管對后行頂管施工時的擾動加劇，且引起的堤壩沉降變形更大。本文以新濟洲補水泵站的取水管道頂管施工為背景，分析了近距離雙線平行頂管工程對堤壩沉降的影響，主要結論如下：

1）基于Peck法的地面沉降計算，通過疊加法可近似用于分析雙線頂管穿堤施工時引起的堤頂沉降變形規律。但未考慮兩頂管距離較小時帶來的擾動疊加問題。

2）考慮擾動疊加效應后，后行頂管施工時的土體損失率和沉降槽系數均大于先行頂管。在擾動疊加區寬度范圍內對后行頂管的沉降進行修正計算，擾動范圍外的區域可忽略2根頂管的相互影響，由此得到的沉降曲線是非對稱的，沉降最大值偏于后行頂管一側。

3）通過對現場堤頂沉降的監測數據分析，驗證了考慮擾動疊加的沉降修正計算法的有效性和正確性，可為近距離雙線平行頂管穿堤工程施工提供理論依據。但后行頂管的土體損失率的選取存在一定的經驗性，造成理論計算值與實測值之間存在誤差。