小净距三车道矩形顶管隧道施工扰动实测分析.pdf

文章编号：1007-2993（2024）02-0175-06小净距三车道矩形顶管隧道施工扰动实测分析小净距三车道矩形顶管隧道施工扰动实测分析袁森林（上海市政工程设计研究总院（集团）有限公司，上海200092）【摘要】依托嘉兴环线下穿南湖大道的 1.2 m 超小净距三车道特大断面类矩形顶管隧道工程，对实施过程中的管节内力、土压力、顶推力、竖向姿态及其引起的地表沉降等进行了现场实测分析。研究结果表明，双线矩形顶管在后实施隧道掘进过程中管节内力受姿态调整和润滑泥浆作用有所波动，临近隧道施工时前序管节内力存在削弱、增强再恢复的变化过程，最大钢筋应力约增加 30%；与常规单线矩形顶管相比，施工引起的地表沉降呈现出较为扁平的 peck 沉降曲线特性，且最大沉降集中在始发井侧，随顶进距离增加呈现一定拖拽影响；南北线沉降差异主要因素为掘进竖向姿态控制，顶推力并未因小净距而出现较大差异。【关键词】小净距；矩形顶管；扰动实测；管节；竖向姿态【中图分类号】U455 【文献标识码】Adoi:10.3969/j.issn.1007-2993.2024.02.009Analysis of Construction Disturbance Measurement of Three Lane RectangularPipe Jacking Tunnel with Small Clear DistanceYuan Senlin(Shanghai Municipal Engineering Design Institute(Group)Co.,Ltd.,Shanghai 200092,China)【Abstract】The on-site measurement and analysis were conducted on the internal force,soil pressure,jacking force,vertical atti-tude,and surface settlement caused by the construction of a 1.2 m ultra-small clear distance three-lane pipe-jacking rectangular tunnelunder the Jiaxing Ring Road,which passes through Nanhu Avenue.During the later implementation of tunnel excavation,the internalforce of the double line pipe-jacking of rectangular tunnel fluctuated due to posture adjustment and the effect of lubricating mud.As thetunnel construction approaches,the internal force of the previous pipe weakens,strengthens,and then recovers,resulting in a maxim-um reinforcement stress increase of about 30%;Compared with conventional single-line rectangular pipe jacking,the surface settle-ment caused by construction exhibits a relatively flat peck settlement curve,and the maximum settlement was concentrated on the ori-ginating well side,showing a certain drag effect as the jacking distance increases;The main factor of the settlement difference betweenthe north and south lines was the vertical attitude control of tunneling,and the jacking force did not show a large difference due to thesmall clearance.【Key words】small clear distance；rectangle pipe-jacking；disturbance measurement；pipe；vertical attitude 0 引言目前矩形顶管技术主要用于人行地道、地下空间及地铁出入口连通道施工12，也有较大断面的矩形顶管用于人非通道、两车道地下道路施工。由于其断面属性和暗挖特性，具备空间利用率高、覆土浅、施工速度快、环境影响小及社会效益好等优势3，在城市建设中逐步得以推广应用。为减少平行顶管相互之间的影响，规范一般要求平行净距为 1 倍外径4。实践中已有多项小净距或超小净距矩形顶管工程成功实施（见表 1）。在双线平行矩形顶管相互施工扰动影响规律及控制技术研究中，多数研究针对大断面矩形顶管施工引起的地面沉降 5-8，通过有限元模拟和现场实测分析顶管施工地面沉降影响规律和特征，研究多条并行矩形顶管施工引起的横向沉降槽及纵向沉降规律9，并分析与研究矩形顶管施工控制措施 10-11。王光辉 作者简介：袁森林，男，1984 年生，汉族，河南安阳人，硕士，高级工程师，主要从事隧道及地下工程等领域的咨询与设计研究工作。E-mail： 第 38 卷第 2 期岩土工程技术Vol.38 No.22024 年4 月Geotechnical Engineering TechniqueApr，2024等 12通过对超小净距矩形顶管隧道群施工过程中的顶管土压力和钢筋应力进行了实测分析，研究管节结构与土体的受力状态和相互影响。表 1 小净距矩形顶管工程案例序号项目名称顶管尺寸/(mm)净距/m1上海淞沪路地道9.86.33.42上海14号线静安寺站9.98.72.03郑州中州大道10.127.271.04佛山越秀星汇云锦项目6.94.90.45郑州中铁装备停车场5.745.020.0 目前对于矩形顶管双线施工扰动特性研究较少，尤其是三车道特大断面矩形顶管管节研究处于空白阶段，最小净距可设置极限仍待技术研究和工程实践论证。为此，依托嘉兴市南湖大道下穿隧道工程，在施工过程中监测管片内力、土压力等变化情况，并对地表沉降及顶推力进行实测分析，分析小净距顶管隧道施工过程中的管节受力、垂直姿态和顶推力、地表沉降等变化，为特大断面矩形顶管管节结构设计和施工控制提供参考。1 工程概况嘉兴市市区快速路环线工程主线设计为双向六车道，包括长约 2 km 地下道路。在下穿南湖大道节点设计中，采用特大断面矩形顶管实施，分离式顶进，每侧长度 100 m，净距 1.2 m，如图 1 所示。100 m14.8 m14.8 m北线长水路接收井始发井南湖大道南线1.2 m 图 1 工程平面布置图 顶管管节采用类矩形设计，管节整节预制，顶管管节外轮廓高 9.426 m，宽 14.8 m，如图 2 所示。顶管覆土厚度约 5.686.20 m，顶管管节长度 1.5 m，共计 134 环，隧道穿越土层主要为粉质黏土和粉砂层等软土地层，土层物理力学参数见表 2。2 小净距控制技术综合考虑城市快速路的行车线性要求及地下用地空间限制，在下穿南湖大道区段上下行道路横向不宜分离较多，为此本次设计矩形顶管之间净距为 1.2m。由于断面尺寸横向宽度较大，经综合比选，顶管机采用前 6 后 8 多刀盘设计，每个刀盘配置独立的驱动控制（见图 3）。出渣系统采用三螺机形式，可通过螺机收渣设计协调控制横向出土量，减少土仓压力波动，并辅助纠偏，有效控制横向姿态。为确保双线顶管之间土柱（仅 1.2 m 宽）的稳定性，采用在先行顶进管节侧边预留注浆管，并在先行线实施完成后进行注浆加固的方式，增强中间土体抗扰动性能。此外，顶管施工仍需克服如下技术难题：（1）掌控双线并排顶进施工相互扰动影响，尤其是后序顶进管节对已实施管节受力形态的扰动；（2）掌控超小净距矩形顶管对地面沉降的影响，包括二次扰动影响以及沉降分布规律等。0.9 m0.9 m0.9 m0.9 m0.9 m0.9 m9.426 m7.626 m13.0 m14.8 m13.0 m14.8 m 图 2 双线矩形顶管断面布置图 表 2 主要土层物理力学参数土层重度/（kNm3）黏聚力/kPa 内摩擦角/（）侧压力系数1粉质黏土19.313814.60.422砂质粉土18.984.6300.34 14.82 m9.446 m 图 3 顶管机头刀盘布置 3 管节内力监测分析 3.1 监测方案设计为掌控顶管施工期间管节受力情况，在顶进的两条隧道中各选取 4 环作为监测断面，在每个监测断面布设相应土压力计或钢筋应力计。图 4 为北线27 环处的测点布置，其中 TY 表示管节外侧布置的土压力计，采用 BSIL-P9 型土压力计对预制管节外力进行监测，共计 8 处；ZL 表示位于管片钢筋上布置的应力计，采用 BSIL-ST5 系列振弦式钢筋计对预制管片的应力进行监测，共计 5 处。现场监测安装照片见图 5。176岩土工程技术2024 年第 2 期TY27-1TY27-2TY27-3TY27-4TY27-5TY27-6TY27-7TY27-8ZL27-2ZL27-1ZL27-3ZL27-4ZL27-5 图 4 北线 27 环传感器布置图 图 5 钢筋应力计、土压力盒安装照片 管节内力监测数据自管节顶进后进行采集，采集频率为每 5 分钟一次，监测数据通过 TH-SGDC-485 通用数据采集控制器采集，并以无线通讯方式传输至网络管理平台端。3.2 土压力变化分析图 6 和图 7 为北线第 27 环管节上安装的土压力传感器在 57 环和 63 环顶进阶段的监测结果曲线。根据监测数据变化情况可以看出，管节左右两侧中间位置土压力基本在 50120 kPa，管节左下和右下两个位置土压力差别较大，其中左下位置 6#监测点土压力均在 200 kPa 以上，且波动较大，而右下位置 4#监测点土压力基本在 125150 kPa，二者相差 50kPa 以上。2502001501005000100200300400500600土压力/kPa时间/min57环-3#57环-4#57环-7#57环-8#57环-6#图 6 57 环掘进期间 27 环土压力随时间变化曲线 在每环顶进开始前和顶进结束后的管节拼装阶段，管节不同位置的土压力基本保持稳定，而在掘进过程中，由于管节移动及减摩泥浆注入等原因，不同位置受到的土压力产生频繁的波动，且压力波动趋势基本相同（各监测点波峰和波谷出现的时间一致）。每环开始顶进时，管节右半部分的 3#和 4#位置土压力均先产生一定幅度的升高，而左半部分的 6#、7#、8#位置土压力则会产生一定幅度的降低。每环掘进完成后，各监测点土压力值与初始值均不同，增大或减小均有发生。4003503002502001001505000100200300400土压力/kPa时间/min63环-3#63环-4#63环-7#63环-8#63环-6#图 7 63 环掘进期间 27 环土压力随时间变化曲线 图 8 为 27 环管节土压力监测数据平均值在顶进过程中的变化曲线，因监测仪器安装和调试影响，2755 环顶进过程中未取得监测数据。由 5567环推进施工中的监测数据可知，3#、7#和 8#三个监测点土压力在 50110 kPa，4#监测点土压力在 140180 kPa，6#监测点土压力在 200350 kPa，变化幅度最大。与理论水土压力计算值相比较，断面上半部分较为吻合，底部实测数据偏大。3503002502001001505054565860626668647072土压力/kPa环号3#4#6#7#8#图 8 各监测点土压力变化曲线 3.3 管节钢筋应力变化分析图 9 和图 10 为 57 环和 63 环掘进期间 27 环钢筋应力随时间变化曲线。由监测数据变化曲线可以看出，在掘进前后，27 环管节钢筋应力均保持稳定，受到管节移动和减摩泥浆注浆的影响，掘进期间管节钢筋应力频繁波动，但波动范围不大，在每个掘进时袁森林：小净距三车道矩形顶管隧道施工扰动实测分析177间段内，钢筋应力会出现一次小的上升，在停机出渣阶段，钢筋应力会出现小幅减小，这与注浆压力减小、泥浆渗透压力降低相对应。10090807060403050201000100200300400500600时间/min57环-1#57环-2#57环-4#57环-5#57环-3#钢筋应力/MPa 图 9 57 环掘进期间 27 环钢筋应力随时间变化曲线 10090807060403050200100200300400时间/min63环-1#63环-2#63环-4#63环-5#63环-3#钢筋应力/MPa 图 10 63 环掘进期间 27 环钢筋应力随时间变化曲线管节顶部内侧钢筋（3#监测点）应力最大，大于90 MPa，管节两侧肩部（2#和 4#监测点）外侧钢筋和侧墙中间位置（1#和 5#监测点）外侧钢筋应力均在 50MPa 以下，数据较为平稳，仅在顶进启动和结束时有轻微波动。与有限元杆系模型计算值相比较，实测钢筋应力均小于理论值，约为理论值的 50%60%，最大应力仅为钢筋应力允许值的 1/3，不存在受拉破坏的问题。根据掘进期间 27 环钢筋应力和土压力变化曲线可知，实测数据变化在小范围波动时均呈同步变化，表明土压力和钢筋应力变化具有一定正相关性。图 11 为钢筋应力日均值随顶进施工的变化曲线，监测时间范围涵盖双线实施及后期泥浆置换等施工全过程（顶进前期因故未获取数据）。根据监测数据变化情况可以看出，管节受力出现一定阶段性特征，在北线顶进期间（8 月 519 日）管节内力波动性较强，但幅度均不大，最大波动率约 10%左右；南线顶进时，已顶进到位的管节内力存在微弱的波动，但当顶管机临近时（10 月 312 日）各测点应力波动均较大，表明后序管节近距离顶进施工扰动影响较大；当后期置换泥浆施工时各测点内力也产生一定幅度的增大，最后趋于稳定。5550454035302507-12 07-19 07-26 08-02 08-09 08-16 08-23 08-30 09-06 09-13 09-20 09-27 10-04 10-11 10-18 10-25 11-01 11-08 11-15 11-22 11-29 12-06 北线顶进南线顶进泥浆置换ZL1ZL2ZL4ZL515014013012011010090北线顶进南线顶进泥浆置换ZL3(a)ZL1、ZL2、ZL4、Zl5(b)ZL3钢筋应力/MPa钢筋应力/MPa07-05 06-28 07-12 07-19 07-26 08-02 08-09 08-16 08-23 08-30 09-06 09-13 09-20 09-27 10-04 10-11 10-18 10-25 11-01 11-08 11-15 11-22 11-29 12-06 07-05 06-28 顶进时间(月-日)顶进时间(月-日)图 11 27 环钢筋应力日均值变化曲线 为便于分析后续管节对已实施管节的影响特性，将曲线中后序顶进管节紧邻北侧已实施 27 环期间的钢筋应力进行区段截取（见图 12）。南线临近以后的影响曲线显示，后续顶进对已实施管节受力存在一定规律性影响。在顶管临近约 3 环距离时，管节各应力测点数据均有一定幅度的下降，其中 3#和 5#测点下降幅度较大，且下降持续到 37 环；随后钢筋应力有所回升，其中 1#和 4#测点恢复到原稳定数值，2#和 5#钢筋应力受顶进持续影响超过原稳定数值，超出幅度约 30%，3#超出原稳定数值约 10%。此现象说明在后续顶进过程中，顶进临近、穿越和后期稳定阶段均对已实施管节内力有一定影响，影响最大幅度约 30%，在设计和施工过程中应予以重视。4 地表沉降分析为掌握顶管顶进施工过程中对周围建（构）筑物的扰动影响，及时了解施工中出现的问题，保证施工安全、有效进行，对顶管顶进影响范围内的南湖大道地面进行沉降监测。沉降监测点布置如图 13 所示，沿顶管中心线布置 11 处监测点，纵向间距 5 m，间178岩土工程技术2024 年第 2 期隔 10 m 布置横向测点，每处横向测点布置 15 个，横向间距 5 m，测点数量共计 100 点。504540353025101520253035404550556065南线顶进环编号(a)ZL1、ZL2、ZL4、ZL5130126122118114110101520253035404550556065南线顶进环编号(b)ZL3ZL1ZL2ZL4ZL5北线钢筋应力埋设环位置北线钢筋应力埋设环位置ZL3钢筋应力/MPa钢筋应力/MPa 图 12 27 环钢筋应力均值变化曲线 D1115D1010 D810D610D410D210D1006 D806D606D406D20619.2 m20.0 m20.0 m20.0 m19.1 mD915D715D515D315D115D1115 D915D715D515D315D115始发井接收井 图 13 南湖大道道面监测点布置图 随顶进施工的进行，单线顶管横向地表位移变化基本呈先隆起后沉降趋势，分布规律呈先拟正态分布后盆状分布（见图 14），通过 peck 曲线拟合，沉降宽度系数 i 平均值约为 8.5 m，地层损失率为 0.5%。中心线位移最先发生变化，顶管通过横断面后，拱腰两侧沉降进一步开展并最终达到稳定。最大位移分布在顶管中心线至拱腰范围内，拱腰外侧沉降递减。地表沉降范围为管片两侧 1 倍断面宽度，主要影响范围为管节两侧 1/3 倍断面宽度。根据沉降实测数据绘制地表沉降云图（见图 15、图 16），单线隧道地表沉降呈前半程大、后半程小的规律。前半程为沉降强影响区，后半程为沉降弱影响区。原因在于前半程接近始发井范围受顶进持续扰动影响时间较长，后半程接近接收井范围受顶进持续扰动时间较短。20 15 10505101520100806040200全线完成(叠加)南线完成(后)北线完成(先)沉降/mmD702D714 断面 D708 中心距两侧距离/m 图 14 断面地表位移时间监测曲线 5045403530252015100102030405060708090 100沉降/mm25201510505101520253035404550556065始发强影响区弱影响区接收X 轴(西东)/mY 轴(南北)/m 图 15 先行隧道顶进完成地表位移分布云图 5045403530252015100102030405060708090 100沉降/mm252015105051015202530354045506065707580始发强影响区弱影响区接收X 轴(西东)/mY 轴(南北)/m 图 16 后行隧道顶进半程地表位移分布云图 将后行隧道顶进沉降数据与已发生沉降进行叠加后形成地表沉降云图（见图 17），同一位置处先、后行隧道地表位移分布趋势相似。先、后顶进的相互影响及叠加作用主要体现为：距离始发井较近处，后行隧道位于隧道强沉降影响区，前半程受后行隧道顶管施工产生的拖拽影响时间长，二次顶进对小净距区域产生的沉降增长较明显；距离接收井较近处，由于相互影响持续时间短，二次顶进产生的沉降影响有限。叠加后的最大地表沉降沿先、后隧道净距中心线分布。5 顶进姿态与顶推力实测分析由于场地限制，本工程采用的是 0.5%下坡顶进，考虑到首次采用三车道矩形顶管隧道实施，在姿态控制上借鉴 10 m 级矩形顶管经验，北线始发为水平顶进。北线顶进过程中竖向姿态表现出明显的“磕头”情况，后续南线掘进前吸取相应经验，设定初始上抬5，竖向姿态得到较好控制（见图 18）。结合地表沉袁森林：小净距三车道矩形顶管隧道施工扰动实测分析179降，北线掘进时地表最大沉降量 63 mm，南线掘进最大沉降量 33 mm，双线实施过程中，掘进参数设定、泥浆注入等均标准一致，可见竖向姿态控制是影响地表沉降的重要因素。5045403530252015100102030405060708090 100沉降/mm25303520151050510152025303540455055606570758085始发强影响区弱影响区接收Y 轴(南北)/mX 轴(西东)/m 图 17 后行隧道顶进完成地表位移分布云图 50050100150200250300350400450垂直姿态设计值/mm10 环15 环20 环25 环30 环35 环40 环45 环50 环55 环60 环65 环垂直姿态设计值北线实测值南线实测值顶推管节环数 图 18 掘进姿态设计值与实测值 根据对顶进过程中南北线顶推力进行逐管节记录，并绘制顶进曲线（见图 19）。南北线顶推力最大值约 120000 kN，出现在顶进后期进入接收井加固区，主要顶进区段顶力基本呈现线形增长特征。1400001200001000008000060000400002000000102030405060708090100总顶推力/kN顶进距离/m北线南线加固区 图 19 顶推力随管节变化曲线 根据顶推力曲线，南线和北线顶推力在顶进过程中并未有较大不同，虽然后续顶进管节单侧受已实施管节限制，受整体管节横向尺寸较大，横向稳定姿态控制影响，单侧的扰动对顶推力影响较小。6 结论（1）管节外土压力与理论计算值基本吻合，钢筋应力实测值约为理论计算值的 50%60%。当小净距隧道掘进施工时，对已实施隧道管节结构受力存在较大影响，钢筋应力最大值增加约 30%。（2）小净距顶进过程中，对于单管顶管隧道地表沉降呈现出扁平 peck 曲线特征，最大沉降发生在两隧道之间位置。矩形顶管掘进时竖向姿态控制为引起沉降的重要因素，本工程地质条件下掘进初始上抬量设定为 5是合适的。（3）由于持续顶进和二次扰动影响，后续顶进时靠近始发井区段地表沉降影响较大，靠近接收井区域影响较小。（4）在对中间土体进行注浆加固后，小净距先实施顶管隧道对后续隧道掘进顶推力影响较小。参考文献 吴圣贤.某地铁过街通道大断面矩形顶管工程设计J.现代隧道技术，2012，49（3）：119-124.1 贾连辉.矩形顶管在城市地下空间开发中的应用及前景J.隧道建设，2016，36（10）：1269-1276.2 周智辉.轨道交通隧道大断面矩形顶管施工技术J.四川建材，2017，43（11）：156-157.3 DG/TJ 0822682019顶管工程设计标准S.4 庄欠伟.矩形隧道掘进技术的发展历程和现状J.筑路机械与施工机械化，2018，（1）：34-37.5 李明宇，王松，张维熙，等.大断面矩形顶管隧道施工引起的地面沉降分析J.铁道建筑，2019，59（5）：81-84.6 邓长茂，彭基敏，沈国红.软土地区矩形顶管施工地表变形控制措施探讨J.地下空间与工程学报，2016，12（4）：1002-1007.7 刘永辉，李明宇，吕聪，等.浅覆土矩形顶管施工中地面沉降变化规律及分布特征研究J.建筑技术，2020，51（2）：226-229.8 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