近距离双线平行顶管穿堤工程的沉降变形分析

陈啸宇 欧亚洲 刘炳刚 黄天宇 吴体旺 步允冲

中国建筑第八工程局有限公司总承包公司 上海 201203

近年来，近距离双线平行顶管施工技术被广泛应用于地下空间取排水管道工程中。与单顶管相比，双线平行顶管推进过程中存在中间区域扰动叠加的现象，造成的地表沉降也更明显[1]，尤其在涉及穿堤的工程中，对堤坝的沉降量控制十分严格，因此在实际工程中需对顶管造成的堤坝沉降问题进行研究分析。

顶管施工以其施工干扰小、噪声低等优势在管道穿堤工程中具有广泛的应用[2]。麦树锋[3]介绍了乐排河清远段排污管穿越北江遥堤工程中的顶管施工技术。丁礼建[4]分析了某穿越海堤顶管工程中顶管穿堤时堤坝沉降的动态时空特性。马碧山[5]阐述了某雨水泵房工程中挤压式泥水平衡顶管穿堤施工工艺。李志堂等[6]对污水管线穿堤工程中的泥水平衡式顶管关键技术和锥探灌浆防渗技术进行了研究探索。覃立宁等[7]介绍了某崩冲泵站扩容改造工程中大型箱涵顶管施工所遇到的技术难题与解决方案。

在研究顶管推进过程中引起地面沉降的方法中，多以经验法、解析法和数值模拟法为主[8]。但各具体实际工程的地质参数、顶管设备参数以及施工工艺等存在较大差别，研究结论需有现场试验数据支撑才能具备对现场施工的指导意义。高鸿[9]分析了顶管施工引起地表沉降的原因，并根据监测数据，提出一种计算沉降量的模型。魏纲等[10]分析水平平行顶管施工引起地面沉降变形的规律，提出欠固结土中工后沉降的计算公式。魏新江等[11]考虑先施工顶管对后施工顶管的影响，提出了一种基于Peck公式的后施工顶管地面沉降计算方法。陈爱青[12]以上海某污水处理厂排放管穿堤工程为例，提出多线顶管穿越堤防沉降叠加计算方法，并将堤防变形理论和数值分析结果进行对比研究。顾威等[13]分别通过经验法和数值模拟法研究深层平行双顶管的影响范围和海堤地表沉降值。魏善林[14]对市政雨水顶管施工期间变形监测点数据进行统计分析。

本文以新济洲供水工程取水管道顶管施工为例，采用Peck沉降计算法和沉降修正计算法对近距离双线平行顶管穿越洲堤时引起的堤顶沉降变形规律进行研究，并通过分析现场监测数据，进一步验证沉降修正计算法的正确性。

1 工程概况

1.1 工程简介

南京市新济洲供水工程拟建应急设计规模为7 m3/s的补水泵站，泵站位于凤凰湖南侧堤岸以内60 m处，由取水头部、补水管道、补水泵站及附属构（建）筑物组成。2根补水管道均采用顶管法施工，顶管从补水泵站前池始发，依次穿越洲堤内滩地、新济洲洲堤、洲堤外长江江滩，最后在长江水下接收。顶管施工完成后在长江水下施工取水头，最终实现补水管道从新济洲左汊段河道内取长江水进入洲内凤凰湖蓄水池的补水功能。

如图1 所示，补水管道采用双管布置，管道φ1 820 mm×22 m，管中心距为7.0 m，长454 m，管材采用Q345B。管道中心线高程为－2.30～－2.00 m，坡度0.066%，前部管道采用桩架式，桩架段长54.75 m，后部采用顶管，顶管段长399.25 m，顶管段管道最小埋深为6.28 m。堤顶高程为10.9 m，堤顶以下最大埋深为12.9 m。

图1 补水管道平面布置

1.2 项目概况

新济洲为长江冲积沙洲，地形平坦，洲内地面高程为5～7 m。环新济洲修建有新济洲垸堤，洲堤是由新济洲内取土填筑而成，堤顶高程10 m左右，宽4～6 m，堤顶外侧设置有混凝土防浪墙，墙高0.5～1.0 m，洲堤两岸坡比为1∶2～1∶3，迎水面混凝土隔梗＋护坡，背水面为原状土，种植有大量树木。

根据区域岩土勘察报告，拟建地表均由第四系地层覆盖，基岩未见出露。表层多为0～3 m厚填土，其下为第四系全新统（Q4）河流-湖沼沉积相粉质黏土、淤泥质粉质黏土、粉细砂，再下为第四系上更新统（Q3）河床相含砾粉细砂、中粗砂、砾砂及卵砾石。第四系地层成因、厚度变化较大。如图2所示，拟建补水管道场地土层自上而下分别为①1杂填土、①2素填土、②2a砂质粉土夹粉砂、②1粉质黏土、②2淤泥质粉质黏土、②3黏质粉土夹粉质黏土、②4粉砂夹粉土。顶管主要穿越土层为②2淤泥质粉质黏土和②3黏质粉土夹粉质黏土。各地层物理力学参数见表1。

图2 补水管道纵断面

表1 各地层物理力学参数

本工程所在河段水位受长江径流与潮汐双重影响，主要受长江径流控制。一般每年5—10月为汛期，11月—次年4月为枯季，水位每日两涨两落，为非正规半日潮型，涨潮历时逾3 h，落潮历时逾8 h，水位年内变幅较大。据水文站多年观测资料统计，平均潮位约为3.08 m，最高水位为8.3 m，最低水位为－0.38 m。

2 顶管穿堤沉降分析

2.1 Peck法计算堤坝沉降

顶管施工过程中，引起地表沉降的主要因素有土体损失、正面附加推力和顶管机与后续管道对土体的摩擦力[15]。Peck[16]认为在单顶管施工中地面沉降是由土体损失造成的，并根据大量现场试验数据分析提出地面沉降槽符合拟正态曲线分布，估算地面横向沉降公式为：

顶管穿越黏土层，当轴线深度h在3～34 m之间时，可根据O’Reilly等[17]提出的经验公式计算：

本工程顶管轴线距堤顶的垂直距离为12.9 m，管道直径D为1 820 mm。根据现场施工经验，假设土体损失率为4%。如图3所示，按照式（1）～式（4）的计算方法，可分别得到左线顶管和右线顶管引起的堤顶沉降曲线，并基于叠加法得到双线顶管的堤顶沉降量。

图3 基于Peck法的堤顶沉降曲线

2.2 考虑扰动叠加的沉降修正计算

Peck法未考虑先行顶管对后行顶管的影响。当两顶管轴间距L较小（L≤h＋D/2）时，由于先行顶管扰动土体，造成土体强度降低，后施工顶管的土体损失率和沉降槽宽度系数均大于先行顶管，且地面沉降曲线是非对称的[11]。

考虑扰动叠加后，两顶管中间的扰动叠加区宽度M可按下式计算：

先行顶管的地面沉降仍可采用Peck法计算，后行顶管根据施工经验和现场实际情况，选取不同的土体损失率计算沉降值。扰动叠加区域内的沉降值进行叠加，而区域外影响较小，可忽略两顶管的相互作用。

由式（5）可以得到扰动叠加区宽度M为20.62 m。如图4所示，当土体损失率分别为4%、5%、6%、7%时，左线顶管的沉降值随之增大。由于后行顶管施工时导致土体扰动加剧，在扰动叠加区范围内，将Peck法计算的右线顶管沉降曲线分别与土体损失率不同的左线顶管沉降曲线叠加，得到的叠加沉降曲线呈非对称。扰动叠加区范围以外的沉降曲线，仍可按照图3所示的方法进行叠加。

图4 考虑扰动叠加的堤顶沉降曲线

2.3 现场监测数据分析

现场施工中，顶管穿越新济洲内堤时对周围土体的扰动作用以及双线顶管的扰动叠加会导致洲堤的沉降加剧。因此，需在洲堤附近布置监测控制点，对堤顶沉降值进行实时监测，并及时分析反馈。现场监测点布置情况如图5所示，共计20个沉降监测点。选取5个纵向监测断面，分别为纵断面1、2、3、4和5。每个纵断面上沿顶管前进方向选取4个监测点，构成4个横断面，分别为横断面1、2、3和4。

图5 顶管穿堤段沉降监测点布置

选取4月10日—5月30日的每日监测数据进行分析。如图6所示，每个纵断面的2#监测点，1-2、2-2、3-2、4-2和5-2的累计沉降值是同断面中较大的，累计最大值出现在1-2监测点处，为－256.4 mm。从图中可以看出，随着顶管的推进，各监测点的沉降逐渐增大，至5月5日顶管完成穿堤作业后，各点沉降曲线逐渐趋于平稳。

图6 顶管穿堤段监测点沉降变形历时曲线

选取顶管机最先到达的横断面2为典型断面，与顶管中线垂直方向上的堤顶沉降变化规律如图7所示。对比图4和图7可知，现场实测沉降与考虑扰动叠加的堤顶沉降变化规律基本一致，从而可验证理论计算值的正确和可靠性。从图7中可以看出，由于后行顶管在先行顶管推进扰动的基础上进一步加剧土体损失，后行顶管影响范围内的沉降要更大，故现场实测的堤顶沉降最大值出现在顶管中线左侧，为－19.6 mm。考虑扰动叠加的堤顶沉降最大值为－15.1 mm，小于实测值。这是由于理论计算时采用的是根据施工经验估计出的土体损失率，取η＝7%偏小，导致计算值略小于现场实测值。与顶管中线的距离越远，受顶管施工扰动的影响越小，故与顶管相距较远的5-2监测点处基本不受影响，沉降值基本保持不变。

图7 横断面2的堤顶沉降曲线

3 结语

当双线平行顶管的间距较近时，两顶管中间区域存在扰动叠加现象，先行顶管对后行顶管施工时的扰动加剧，且引起的堤坝沉降变形更大。本文以新济洲补水泵站的取水管道顶管施工为背景，分析了近距离双线平行顶管工程对堤坝沉降的影响，主要结论如下：

1）基于Peck法的地面沉降计算，通过叠加法可近似用于分析双线顶管穿堤施工时引起的堤顶沉降变形规律。但未考虑两顶管距离较小时带来的扰动叠加问题。

2）考虑扰动叠加效应后，后行顶管施工时的土体损失率和沉降槽系数均大于先行顶管。在扰动叠加区宽度范围内对后行顶管的沉降进行修正计算，扰动范围外的区域可忽略2根顶管的相互影响，由此得到的沉降曲线是非对称的，沉降最大值偏于后行顶管一侧。

3）通过对现场堤顶沉降的监测数据分析，验证了考虑扰动叠加的沉降修正计算法的有效性和正确性，可为近距离双线平行顶管穿堤工程施工提供理论依据。但后行顶管的土体损失率的选取存在一定的经验性，造成理论计算值与实测值之间存在误差。