韓現(xiàn)民， 肖明清， 李文江， 朱永全

(1. 石家莊鐵道大學(xué)， 河北 石家莊 050043； 2. 中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司， 湖北 武漢 430063)

0 引言

管幕法自1979年開(kāi)始用于修建比利時(shí)Antewerp地鐵車站，在韓國(guó)逐漸發(fā)展并普遍應(yīng)用。由管幕法發(fā)展而來(lái)的新管幕法(簡(jiǎn)稱 NTR工法),引入中國(guó)后有學(xué)者稱管幕預(yù)筑法(簡(jiǎn)稱PPM)或管幕-結(jié)構(gòu)法。管幕-結(jié)構(gòu)法在我國(guó)經(jīng)歷了引進(jìn)、吸收消化、改進(jìn)和工程應(yīng)用等幾個(gè)階段。

在管幕-結(jié)構(gòu)法研究方面: 邢凱等[1]對(duì)管幕法進(jìn)行了介紹；劉楊等[2]對(duì)具體工程管幕群管頂進(jìn)地層損失率和沉降槽寬度系數(shù)進(jìn)行了研究，并對(duì)Peck公式進(jìn)行了修正；黎永索等[3]對(duì)沈陽(yáng)地鐵新樂(lè)遺址站的管幕預(yù)筑隧道襯砌結(jié)構(gòu)在土方大開(kāi)挖過(guò)程中的變形和受力進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)分析；熊昊翔等[4]、何超等[5]對(duì)拱北隧道管幕施工參數(shù)進(jìn)行了研究。

經(jīng)過(guò)理論研究和工程實(shí)踐，相關(guān)研究[6-11]對(duì)管幕-結(jié)構(gòu)法的結(jié)構(gòu)受力特性、設(shè)計(jì)理論和施工技術(shù)有了一定的認(rèn)識(shí)和經(jīng)驗(yàn)積累。

目前，雖然對(duì)管幕-結(jié)構(gòu)法的施工效應(yīng)和結(jié)構(gòu)受力進(jìn)行了一些研究，但對(duì)管幕結(jié)構(gòu)的受力特征、承載特性、群管頂進(jìn)力學(xué)效應(yīng)以及復(fù)雜的施工過(guò)程中結(jié)構(gòu)受力與變形的空間轉(zhuǎn)換規(guī)律等仍缺乏深入研究。

下穿車站工程對(duì)股道變形的影響分析研究主要集中在盾構(gòu)施工方面： 肖力等[12]對(duì)盾構(gòu)下穿多條股道時(shí)地表沉降規(guī)律進(jìn)行了研究；盧裕杰[13]對(duì)盾構(gòu)下穿車站股道施工風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)行了綜合分析，提出了控制技術(shù)；劉文靜[14]對(duì)盾構(gòu)下穿車站時(shí)股道差異沉降進(jìn)行了分析，并提出了加固措施；李文江等[15]采用數(shù)學(xué)力學(xué)分析方法，建立了隧道施工地表沉降控制基準(zhǔn)；冉紅玲[16]采用數(shù)值計(jì)算方法對(duì)頂管施工引起的軌道變形進(jìn)行了研究，并給出了變形控制標(biāo)準(zhǔn)建議值。

迎澤大街下穿太原市火車站通道工程暗挖段采用管幕-結(jié)構(gòu)法施工，工程具有地層軟弱、埋深小、站內(nèi)行車股道多、對(duì)沉降控制要求嚴(yán)等特點(diǎn)。在管幕鋼管多次頂進(jìn)擾動(dòng)影響下，容易使上覆地層產(chǎn)生有害變形，嚴(yán)重時(shí)影響行車安全。本文采用數(shù)值計(jì)算對(duì)管幕結(jié)構(gòu)鋼管頂進(jìn)次序?qū)Φ乇沓两涤绊戇M(jìn)行研究，確定最優(yōu)頂進(jìn)次序；采用數(shù)值計(jì)算和現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)相結(jié)合的手段，對(duì)群管頂進(jìn)多次擾動(dòng)下站臺(tái)沉降、軌道縱向不均勻沉降及橫向差異沉降變形特征進(jìn)行分析，揭示群管頂進(jìn)過(guò)程中站臺(tái)和股道沉降變化規(guī)律。

1 依托工程概況

迎澤大街下穿太原火車站采用管幕-結(jié)構(gòu)法施工的地下通道工程包括北線車行通道和南線車行通道，通道正交下穿太原站站場(chǎng)，南、北通道軸線中心相距346 m，南通道長(zhǎng)235 m(管幕段105 m)，北通道長(zhǎng)228 m(管幕段102.5 m)。

1.1 車行通道設(shè)計(jì)

地下通道為雙孔單向4車道，采用(3.5+3.5+3.25+3.25) m 的車道組合，結(jié)構(gòu)全寬18.2 m，全高10.5 m。通道橫斷面如圖1所示。

圖1 車行通道橫斷面設(shè)計(jì)(單位： mm)

根據(jù)地下通道內(nèi)凈空設(shè)計(jì)尺寸要求，每條通道設(shè)置20根φ2 m×20 mm鋼管，其中上、下部各7根，左、右側(cè)邊墻各3根，鋼管間距為165～265 mm。

1.2 站場(chǎng)地層特征

通道工程涉及地層從上到下有人工填土層、第四系沖洪積層新黃土，頂管主要穿越黃土地層。填土層埋深為0～4.6 m，軟塑新黃土層埋深為3.5～15.4 m，硬塑新黃土層厚度為12.5～26.6 m。施工揭露地下水位一般處于通道結(jié)構(gòu)底板以下，黃土滲透性等級(jí)為弱透水。

依據(jù)地勘資料，填土層和黃土主要物理力學(xué)指標(biāo)如表1所示。

表1數(shù)值計(jì)算采用的物理力學(xué)參數(shù)表

Table 1 Physico-mechanical parameters used in numericalcalculation

項(xiàng)目重度/(kN·m-3)彈性模量/MPa泊松比黏聚力/kPa內(nèi)摩擦角/(°)素填土16.0300.281015軟塑黃土地層17.0500.3520.4414.29硬塑黃土地層17.81000.3020.9515.83碎石道床20.01300.30管棚加固層20.01320.25觸變泥漿10.22000.46鋼管78.52.1×1050.31

1.3 車行通道與站臺(tái)、股道位置關(guān)系

管幕暗挖段共穿越4座站臺(tái)、10股軌道，其中6條到發(fā)線、4條正線，既有軌道鋼軌頂面距北線車行通道頂板為3.6 m、距南線車行通道頂板為3.5 m。其中有4座站臺(tái)內(nèi)部行包通道支通道位于新建南地下通道正上方。站臺(tái)、股道與行車通道平面位置關(guān)系如圖2所示。

圖2 站臺(tái)、股道與行車通道平面位置關(guān)系

Fig. 2 Positional relationship among platform, track and vehicle lane

2 股道變形控制標(biāo)準(zhǔn)

地下通道開(kāi)挖引起的地表沉降對(duì)既有鐵路影響主要表現(xiàn)為2個(gè)方面： 一方面可能造成水平超限；另一方面可能造成鋼軌前后高差超限。一般情況下，超過(guò)容許限值的水平差，只是引起車輛搖晃和2股鋼軌的受力不均，導(dǎo)致鋼軌的不均勻磨損；而前后高低不平順對(duì)線路運(yùn)營(yíng)危害較大。

對(duì)于施工期股道高低和水平變形控制標(biāo)準(zhǔn)，依據(jù)2013年的《高速鐵路有砟軌道線路維修規(guī)則(試行)》中對(duì)線路軌道靜態(tài)幾何尺寸容許偏差管理值規(guī)定，可參照限速160 km/h對(duì)應(yīng)的數(shù)值，即2股鋼軌頂面水平的容許偏差不得大于10 mm，鋼軌前后高差不得大于11 mm。

綜合工程實(shí)際和規(guī)范要求，制定鐵路線路容許軌面沉降控制值如表2所示。

表2軌道變形及站臺(tái)沉降控制指標(biāo)

Table 2 Control indices of track deformation and platformsettlement

控制指標(biāo)股道沉降/mm最大沉降速率/(mm/d)軌面沉降預(yù)警值7.70.7軌面沉降控制值11.01.0軌間差異沉降預(yù)警值7.00.7軌間差異沉降控制值10.01.0站臺(tái)沉降預(yù)警值8.40.8站臺(tái)沉降控制值12.01.2

3 頂管模擬影響因素分析

南北地下通道管幕結(jié)構(gòu)各由20根鋼管組成(如圖3所示)，其中頂部范圍1#—9#、19#—20#鋼管采用開(kāi)敞式頂管機(jī)頂進(jìn)，以便處理地層淺部可能存在的障礙物；其余鋼管采用土壓平衡式頂管機(jī)頂進(jìn)。其中上部1#—7#鋼管埋深約3.6 m，中部8#、20#鋼管埋深5.6 m，9#、19#鋼管埋深7.8 m，10#、18#鋼管埋深10 m，下部11#—17#鋼管埋深約12.2 m。

圖3 管幕頂進(jìn)中鋼管編號(hào)

頂進(jìn)過(guò)程中采用的觸變泥漿為鈉基膨潤(rùn)土，主要成分為蒙脫石。

頂管頂進(jìn)模擬過(guò)程中需要考慮穩(wěn)定掌子面的土艙壓力、鋼管頂進(jìn)過(guò)程中地層與頂管之間的摩擦力、地層損失、觸變泥漿層的作用及注漿壓力等主要因素。

3.1 土艙壓力

土壓平衡式頂管機(jī)土艙壓力值一般處于主動(dòng)土壓力與被動(dòng)土壓力之間，按上海軟土地區(qū)的工程經(jīng)驗(yàn)，如果實(shí)際操作中控制前艙壓力在刀盤中心處土層靜止土壓力上下20 kPa范圍內(nèi)，則頂進(jìn)正面推力對(duì)周圍土層及構(gòu)筑物產(chǎn)生的影響較小。

根據(jù)鋼管的圍巖和埋深計(jì)算出1#—20#鋼管的土壓平衡式頂管機(jī)的土艙平衡壓力值，結(jié)果如表3所示。

表3鋼管頂進(jìn)模擬中掌子面中心正面推力取值

Table 3 Pressure of working face center during pipe jackingsimulation

編號(hào)中心正面推力/kPa1#2#3#4#5#6#7#8#9#10#128編號(hào)中心正面推力/kPa11#15012#15013#15014#15015#15016#15017#15018#12819#20#

3.2 管周摩擦阻力

在數(shù)值計(jì)算中考慮頂進(jìn)過(guò)程中頂管對(duì)地層的摩擦作用時(shí)，采用對(duì)管壁四周相鄰的泥漿施加均布的切向力的方法來(lái)模擬，其方向?yàn)轫敼芡七M(jìn)方向，大小則取為單位面積的摩阻力。

摩阻力可采用2012年的《頂管施工技術(shù)及驗(yàn)收規(guī)范(試行)》(式(1))、余彬泉等[17](式(2)、(3))和何蓮等[18]推薦的公式進(jìn)行計(jì)算，取均值后計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表4。

(1)

式中:p為管周摩阻力；f為管道與周圍土層之間摩擦因數(shù)；γ為管道所處土層重力密度；D為管道外徑；H為管道頂部覆土厚度；φ為管道所處土層內(nèi)摩擦角；ω為單位長(zhǎng)度管道自重。

(2)

式中：q為管周均布荷載；μ′為管道與周圍土層之間摩擦因數(shù)；R為管道半徑；C′為管道與周圍土層之間黏聚力。

(3)

式中:α為管道與周圍土層之間摩擦因數(shù)；τs為管道與周圍土層之間剪應(yīng)力。

何蓮等[18]給出的軟土地區(qū)考慮注漿減摩作用的經(jīng)驗(yàn)值如下：

當(dāng)頂進(jìn)長(zhǎng)度l≤100 m時(shí)，單位面積的摩阻力f0=50l-0.5kPa； 當(dāng)l>100 m時(shí)，f0=2～5 kPa。

表4鋼管頂進(jìn)模擬中管周摩阻力取值

Table 4 Circumferential frictional resistance during pipe jacking simulation

編號(hào)管周摩阻力/kPa1#42#43#44#45#46#47#48#89#1010#13編號(hào)管周摩阻力/kPa11#1512#1513#1514#1515#1516#1517#1518#1319#1020#8

3.3 地層損失

頂管施工過(guò)程中地層損失通過(guò)地應(yīng)力釋放率來(lái)實(shí)現(xiàn)，考慮到頂管機(jī)刀盤與鋼殼間隙、管節(jié)與圍巖之間空隙注漿充填飽滿度，按經(jīng)驗(yàn)在相應(yīng)位置地層應(yīng)力釋放率取5%。

頂管頂進(jìn)模擬主要分3步： 1)沿頂進(jìn)方向開(kāi)挖1 m土體(包括頂管和觸變泥漿層范圍內(nèi)土體)，同時(shí)對(duì)掌子面施加法向應(yīng)力以模擬土艙壓力，洞壁節(jié)點(diǎn)施加初始地應(yīng)力值95%的反力以模擬地層損失； 2)激活頂管和泥漿層，在與頂管接觸的泥漿層面上施加切向力模擬頂進(jìn)對(duì)地層摩擦拖拽作用，施加注漿壓力，同時(shí)刪除洞壁節(jié)點(diǎn)上施加的反力； 3)刪除掌子面土艙壓力，開(kāi)挖1～2 m土體，重復(fù)1)、2)步驟，直到頂進(jìn)完成。

4 鋼管頂進(jìn)對(duì)站臺(tái)、道床沉降影響模擬研究

4.1 鋼管頂進(jìn)次序?qū)Φ乇沓两涤绊懛治?/h3>

4.1.1 數(shù)值計(jì)算模型及計(jì)算力學(xué)參數(shù)

為了研究開(kāi)敞式與土壓平衡式頂管組合下群管頂進(jìn)對(duì)站內(nèi)股道沉降的影響，根據(jù)工程特點(diǎn)，數(shù)值模擬計(jì)算范圍如下： 沿頂管軸線縱向(Y軸)取67.2 m，頂管橫截面方向(X軸，鐵路線路方向)取113.4 m、豎直方向(Z軸)高度約45 m，上部鋼管埋深為3.6 m。群管頂進(jìn)三維數(shù)值模型如圖4所示。

圖4 群管頂進(jìn)三維數(shù)值模型

數(shù)值計(jì)算中地層、泥漿及鋼管采用的物理力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表1。土層按彈塑性材料考慮，滿足摩爾-庫(kù)侖(M-C)屈服準(zhǔn)則，采用實(shí)體單元模擬，觸變泥漿層和鋼管按彈性材料考慮，鋼管采用殼單元模擬，泥漿層厚3 cm，采用實(shí)體單元模擬。

設(shè)計(jì)時(shí)在上、下7根鋼管上部采用φ180 mm@300 mm管棚超前支護(hù)形式，計(jì)算中管棚支護(hù)采用等效加固區(qū)模擬，參數(shù)見(jiàn)表1。

計(jì)算中未考慮地下水，注漿壓力為0.15 MPa，股道行車荷載取74.46 kPa，均勻施加在路基表面。

4.1.2 計(jì)算工況

為了研究鋼管頂進(jìn)次序?qū)Φ乇沓两涤绊懀饕治鱿认潞笊虾拖壬虾笙碌捻斶M(jìn)次序，從理論上確定鋼管合理的頂進(jìn)次序。

工況1： 遵循先下后上、左右同時(shí)、間隔交替頂進(jìn)次序； 工況2： 遵循先下后上、由左向右、間隔交替頂進(jìn)次序； 工況3： 遵循先上后下、由左向右、間隔交替頂進(jìn)次序。各工況鋼管頂進(jìn)次序如表5所示。

表5不同工況下鋼管頂進(jìn)次序

Table 5 Jacking sequence of steel pipe under different working conditions

頂進(jìn)次序工況1工況2工況3114#14#1#216#12#3#315#16#5#418#13#7#517#15#2#620#10#4#719#18#6#82#11#8#91#17#10#103#8#9#1112#20#11#1213#9#13#1310#19#15#1411#6#17#158#2#12#169#7#14#176#1#16#187#4#18#194#3#20#205#5#19#

4.1.3 計(jì)算結(jié)果分析

工況1管幕頂進(jìn)過(guò)程中站臺(tái)地表橫向沉降曲線如圖5所示。由計(jì)算結(jié)果可知： 1)工況1—3最大沉降量分別為4.25、4.21、5.27 mm，說(shuō)明頂進(jìn)次序會(huì)影響地表的最終沉降量； 2)與其他工況相比，工況1沉降量最小、且優(yōu)勢(shì)明顯，表明采用先下后上的鋼管頂進(jìn)次序，可減弱多次頂進(jìn)對(duì)上層土體的施工擾動(dòng)。

圖5 工況1頂進(jìn)過(guò)程中地表沉降曲線

Fig. 5 Surface settlement curves during jacking process under construction condition 1

4.2 鋼管頂進(jìn)過(guò)程中站臺(tái)及道床沉降特征

現(xiàn)場(chǎng)頂進(jìn)施工時(shí)，為掌握開(kāi)敞式頂管和土壓平衡式頂管頂進(jìn)施工技術(shù)以及對(duì)地層擾動(dòng)影響規(guī)律，在南、北通道首先進(jìn)行了1#(開(kāi)敞式)和11#(土壓式)2個(gè)試驗(yàn)管頂進(jìn)?？紤]到頂進(jìn)設(shè)備空間布置需求，南、北通道實(shí)際頂進(jìn)次序見(jiàn)表6，基本遵循先下后上的頂進(jìn)次序。

表6南、北通道鋼管頂進(jìn)次序

Table 6 Jacking sequence of steel pipe of south and northchannels

頂進(jìn)次序南通道北通道111#11#21#1#313#13#43#3#517#9#69#20#715#14#85#2#910#10#1019#6#頂進(jìn)次序南通道北通道1112#15#124#18#132#8#1414#16#156#5#1618#19#178#12#1816#7#1920#17#207#4#

4.2.1 站臺(tái)沉降變形規(guī)律

站臺(tái)沉降選取南、北通道3#站臺(tái)為主要研究對(duì)象，數(shù)值計(jì)算結(jié)果如圖6和圖7所示。由計(jì)算結(jié)果可知： 1)受多次頂管施工擾動(dòng)疊加影響，地表橫向沉降曲線呈現(xiàn)出類似Peck曲線特征的沉降槽形態(tài)； 2)群管頂進(jìn)過(guò)程中地表最大沉降位置處于變化之中，受頂進(jìn)鋼管的空間位置影響較大； 3)受埋深和頂進(jìn)方式的影響，上部頂管頂進(jìn)對(duì)地層擾動(dòng)明顯高于下部頂管，地表沉降增量顯著； 4)受頂進(jìn)次序影響，南通道站臺(tái)最大沉降(4.54 mm)略大于北站臺(tái)(4.48 mm)； 5)頂進(jìn)施工對(duì)地表沉降橫向影響范圍約為50 m，即管幕結(jié)構(gòu)兩側(cè)外各16 m范圍，影響范圍與地層性質(zhì)、土艙壓力值、注漿壓力和地層損失率密切相關(guān)。

圖6 鋼管頂進(jìn)過(guò)程中南通道3#站臺(tái)沉降曲線

Fig. 6 Settlement curves of #3 platform of South Passage during jacking process of steel pipe

圖7 鋼管頂進(jìn)過(guò)程中北通道3#站臺(tái)沉降曲線

Fig. 7 Settlement curves of #3 platform of North Passage during jacking process of steel pipe

4.2.2 道床沉降變形特征

在群管頂進(jìn)施工對(duì)股道的變形特征數(shù)值模擬分析中，由于鋼軌、軌枕和道床之間的相互作用關(guān)系較為復(fù)雜，未建立鋼軌和軌枕模型，數(shù)值計(jì)算中只對(duì)道床的沉降變形進(jìn)行了模擬研究，主要用來(lái)預(yù)測(cè)軌道縱向沉降趨勢(shì)。

南、北通道管幕頂進(jìn)過(guò)程中道床沉降數(shù)值計(jì)算結(jié)果如圖8和圖9所示。由計(jì)算結(jié)果可知： 1)道床沉降特征與站臺(tái)類似； 2)受鋼管空間位置與頂進(jìn)次序影響，南北通道上部道床沉降槽形狀和最大沉降點(diǎn)位置在頂進(jìn)過(guò)程中一直處于動(dòng)態(tài)變化之中，最終最大沉降值相差較小，其中南通道上道床為4.64 mm，北通道上道床為4.57 mm，最大沉降值皆位于管幕中間位置對(duì)應(yīng)的地表。

圖8 鋼管頂進(jìn)過(guò)程中南通道軌道道床沉降數(shù)值計(jì)算結(jié)果

Fig. 8 Settlement curves of track bed of South Passage during steel pipe jacking process

圖9 鋼管頂進(jìn)過(guò)程中北通道軌道道床沉降數(shù)值計(jì)算結(jié)果

Fig. 9 Settlement curves of track bed of North Passage during steel pipe jacking process

5 管幕頂進(jìn)過(guò)程中站臺(tái)沉降及股道變形的現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)

5.1 現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)內(nèi)容及測(cè)點(diǎn)布置

為了保證管幕-結(jié)構(gòu)法施工時(shí)列車運(yùn)營(yíng)安全和站臺(tái)正常使用，重點(diǎn)對(duì)站臺(tái)沉降、線路軌道靜態(tài)幾何尺寸容許偏差中的水平(軌道間差異沉降)以及高低(軌道前后高差)進(jìn)行監(jiān)測(cè)。

站臺(tái)沉降測(cè)點(diǎn)布設(shè)： 在南、北地下通道上的每個(gè)站臺(tái)臺(tái)面上設(shè)置2條測(cè)線，每條測(cè)線布置11個(gè)沉降觀測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)間距為5 m，監(jiān)測(cè)范圍為50 m(約2.5倍洞徑)，共有14條站臺(tái)沉降測(cè)線、154個(gè)測(cè)點(diǎn)。測(cè)點(diǎn)布置示意見(jiàn)圖2(為說(shuō)明問(wèn)題，圖中僅給出了部分測(cè)點(diǎn)布置位置)。

股道變形測(cè)點(diǎn)布設(shè)： 在南、北地下通道上部每條軌道的軌枕上沿軌向設(shè)置13組測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)間距為5 m，監(jiān)測(cè)范圍為60 m(約3倍洞徑)，共布置40條測(cè)線、520個(gè)測(cè)點(diǎn)，分別對(duì)南北通道上部10條股道在管幕施工時(shí)的沉降進(jìn)行了監(jiān)測(cè)。測(cè)點(diǎn)布置示意見(jiàn)圖2。

5.2 站臺(tái)沉降變形監(jiān)測(cè)結(jié)果

站臺(tái)沉降選取南、北通道3#站臺(tái)為主要研究對(duì)象，現(xiàn)場(chǎng)沉降監(jiān)測(cè)結(jié)果如圖10和圖11所示，南、北通道14條站臺(tái)沉降現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果統(tǒng)計(jì)如表7和表8所示。監(jiān)測(cè)結(jié)果表明： 1)群管頂進(jìn)對(duì)地表沉降影響規(guī)律與數(shù)值模擬結(jié)果基本一致，最大沉降值為4.5～10.0 mm； 2)由于一些施工和外部干擾因素在數(shù)值模擬中難以考慮，故實(shí)測(cè)結(jié)果普遍大于數(shù)值計(jì)算結(jié)果； 3)實(shí)測(cè)結(jié)果站臺(tái)沉降速率為0.2～0.41 mm/d，平均沉降速率約為0.30 mm/d，滿足變形控制標(biāo)準(zhǔn)要求。

圖10 鋼管頂進(jìn)過(guò)程中南通道3#站臺(tái)NZT3測(cè)線沉降曲線

Fig. 10 Settlement curves of NZT3 line in #3 platform of South Passage during jacking process of steel pipe

圖11 鋼管頂進(jìn)過(guò)程中北通道3#站臺(tái)NZT3測(cè)線沉降曲線

Fig. 11 Settlement curves of NZT3 line in #3 platform of North Passage during jacking process of steel pipe

表7群管頂進(jìn)過(guò)程中南站臺(tái)各測(cè)線最大沉降量及沉降速率統(tǒng)計(jì)

Table 7 Statistics on maximum settlement and rate of eachmonitoring line in south platform during jacking

測(cè)線最大沉降量/mm最大沉降速率/(mm/d)NZT19.60.31NZT28.60.32NZT39.40.26NZT48.10.31NZT59.80.28NZT69.70.36NZT710.00.41均值9.30.32

表8群管頂進(jìn)過(guò)程中北站臺(tái)各測(cè)線最大沉降量及沉降速率統(tǒng)計(jì)

Table 8 Statistics on maximum settlement and rate of eachmonitoring line in north platform during jacking

測(cè)線最大沉降量/mm最大沉降速率/(mm/d)BZT14.50.20BZT25.10.21BZT36.20.31BZT47.30.26BZT59.40.36BZT69.10.30BZT77.90.31均值7.10.28

5.3 股道變形監(jiān)測(cè)結(jié)果

股道變形現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)項(xiàng)目主要為線路軌道靜態(tài)幾何尺寸容許偏差中的高低和水平變形。

由于現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)量大，受篇幅限制，無(wú)法一一列出，這里只選取南、北地下通道上的3#股道作為典型測(cè)試斷面來(lái)分析。北通道、南通道管幕頂進(jìn)過(guò)程中3#股道鋼軌沿軌向的沉降(高低)監(jiān)測(cè)結(jié)果如圖12和圖13所示，2條鋼軌差異沉降(水平)監(jiān)測(cè)結(jié)果如圖14和圖15所示，鋼管頂進(jìn)過(guò)程中南、北通道地表線路軌道的最大高低及水平變形統(tǒng)計(jì)結(jié)果如表9和表10所示。

現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果表明： 1)鋼軌受下伏頂管頂進(jìn)影響的橫向范圍為50 m左右，沉降槽形狀呈Peck曲線形態(tài)，沉降值為1.8～9.8 mm，最大沉降值一般在管幕中間位置； 頂進(jìn)過(guò)程中鋼軌最大沉降值為9.8 mm，出現(xiàn)在南通道2#股道，滿足軌道平順度要求； 2)南北通道上部股道2條鋼軌的差異沉降(水平)值為0.4～1.7 mm，頂進(jìn)過(guò)程中最大值主要出現(xiàn)在管幕中間位置，具體為北通道上部第6條股道BGD6處，值為1.7 mm，滿足水平容許偏差值。

圖12 鋼管頂進(jìn)過(guò)程中北通道上部3#-1軌面沉降(高低)曲線

Fig. 12 Curves of #3-1 rail surface settlement (high/low) above North Passage during jacking process steel pipe

圖13 鋼管頂進(jìn)過(guò)程中南通道上部3#-1軌面沉降(高低)曲線

Fig. 13 Curves of #3-1 rail surface settlement (high/low) above South Passage during jacking process steel pipe

圖14鋼管頂進(jìn)過(guò)程中北通道上部3#股道軌面最大差異沉降(水平)曲線

Fig. 14 Curves of maximum differential horizontal settlement of #3 track above North Passage during jacking process of steel pipe

圖15鋼管頂進(jìn)過(guò)程中南通道上部3#股道軌面最大差異沉降(水平)曲線

Fig. 15 Curves of maximum differential horizontal settlement of #3 track above South Passage during jacking process of steel pipe

表9群管頂進(jìn)過(guò)程中南通道上部10條線路軌道高低及水平變形監(jiān)測(cè)結(jié)果統(tǒng)計(jì)

Table 9 Statistics on monitoring results of high/low and horizontal deformation of 10 lines above South Passage duringjacking process of steel pipemm

注： “a/b”表示頂進(jìn)過(guò)程中股道的a、b 2條鋼軌最大沉降值或高低值。

表10群管頂進(jìn)過(guò)程中北通道上部10條線路軌道高低及水平變形監(jiān)測(cè)結(jié)果統(tǒng)計(jì)

Table 10 Statistics on monitoring results of high/low and horizontal deformation of 10 lines above North Passage duringjacking process of steel pipe mm

注： “a/b”表示頂進(jìn)過(guò)程中股道的a、b 2條鋼軌最大沉降值或高低值。

5.4 數(shù)值計(jì)算與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果比較

綜上，比較站臺(tái)沉降、股道變形的數(shù)值計(jì)算和現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果可得： 1)對(duì)于南、北站臺(tái)沉降，數(shù)值計(jì)算結(jié)果分別為4.54 mm和4.48 mm，現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)沉降平均值分別為9.3 mm和7.1 mm，現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)值大于數(shù)值計(jì)算值，南站臺(tái)沉降大于北站臺(tái)沉降； 2)對(duì)于南、北股道沉降，數(shù)值計(jì)算結(jié)果分別為4.64 mm和4.57 mm，現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)沉降平均值分別為6.1 mm和4.2 mm，南股道沉降略大于北股道沉降，數(shù)值計(jì)算和現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)規(guī)律一致； 3)數(shù)值計(jì)算和現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)地表沉降影響范圍基本相同，約為50 m； 4)在現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)中，由于場(chǎng)地條件復(fù)雜性、扣軌加固等因素影響，實(shí)測(cè)股道沉降小于站臺(tái)沉降。

6 結(jié)論與建議

通過(guò)數(shù)值計(jì)算和現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)手段，對(duì)管幕-結(jié)構(gòu)法下穿太原市火車站通道工程鋼管頂進(jìn)次序、站臺(tái)和股道變形特征進(jìn)行分析，結(jié)論與建議如下。

1)采用先下部、后上部的鋼管頂進(jìn)次序，可減弱群管頂進(jìn)時(shí)對(duì)上部土體的施工擾動(dòng)，利于減小地表沉降。

2)群管頂進(jìn)結(jié)束后地表沉降橫向槽寬度約為50 m，基本上位于管幕底部?jī)蓚?cè)約45°地層滑移角范圍之內(nèi)。

3)現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果表明，管幕頂進(jìn)結(jié)束后，站臺(tái)沉降值為4.5～10.0 mm、股道沉降變形為1.8～9.8 mm，站臺(tái)沉降、軌道高低及水平變形皆在控制范圍之內(nèi)，可確保行車安全，印證了管幕頂進(jìn)法良好的地層變位控制效果。

4)頂管施工數(shù)值模擬中影響因素較多，應(yīng)考慮土艙壓力、摩擦阻力及地層損失等影響地表沉降的主要因素。

5)群管頂進(jìn)只是管幕-結(jié)構(gòu)法施工的第1個(gè)關(guān)鍵工序，后續(xù)的鋼管切割、支撐、混凝土澆筑及土方開(kāi)挖等工序如何影響站臺(tái)和股道沉降，是下一步需要深入研究的內(nèi)容。