胡 文

[上海市政工程設計研究總院（集團）有限公司，上海市 200092]

0 引言

矩形頂管20世紀70年代初首次在日本東京成功應用于聯(lián)絡通道的施工之中，經(jīng)過近半個世紀的技術積淀，已逐漸發(fā)展成一項可媲美盾構的非開挖技術，在超淺覆土等條件下甚至會比盾構方案更具優(yōu)越性。隨著市政建設的蓬勃發(fā)展，近十年來矩形頂管工程已在國內(nèi)多個城市落地[1]。

盡管矩形頂管已運用較多,但軟土地區(qū)大斷面矩形頂管平行施工的工程案例相對較少，而系統(tǒng)研究長距離矩形頂管平行施工影響的文獻更是鮮有可循。目前關于頂管平行施工機理的研究主要集中在圓形頂管，魏綱[2]通過實測數(shù)據(jù)對圓形平行頂管施工引起的地面變形規(guī)律進行了分析，推導了圓形平行頂管推進引起的附加荷載計算公式；李博[3]通過室內(nèi)試驗研究了圓形平行頂管的相互作用。

相對于國內(nèi)外圓形頂管工程案例,矩形頂管斷面尺寸更大，覆土深度與跨度比值H/D更小，對地層及周邊環(huán)境的擾動效應更明顯，且由于軟土地層自身靈敏度大、壓縮性高的特點，平行頂管施工影響效應更顯著。

本文以上海市陸翔路-祁連山路貫通工程為背景，探討研究軟土地區(qū)大斷面矩形頂管平行施工影響機理，可為以后類似平行頂管工程關鍵參數(shù)確定提供借鑒。本文主要從以下幾方面展開：

（1）對工程方案中3個關鍵頂管尺寸參數(shù)進行了分析，研究各參數(shù)制約因素及相互影響機理。

（2）通過對平行頂管施工期間地表變形及超孔隙水壓力實測數(shù)據(jù)的分析，探討矩形頂管平行施工對周邊環(huán)境的影響及規(guī)律。

（3）通過對頂管掌子面支護壓力及側摩阻力實測數(shù)據(jù)的分析，研究影響頂管頂力的關鍵因素，并提供相關參數(shù)建議取值。

1 工程概況

上海市陸翔路—祁連山路貫通工程是打通區(qū)與區(qū)之間連接的上海市重點項目，本工程受S20外環(huán)高速公路保通要求及顧村公園環(huán)境保護限制，在下穿該區(qū)間時采用類矩形頂管施工[4]。

矩形頂管外輪廓尺寸為9.9 m×8.15 m，兩條平行頂管之間凈距10.0 m，單向頂進長度445 m，縱坡0.3%。頂管從北端始發(fā)井出洞后，沿線連續(xù)淺覆土穿越櫻花林、公園有軌小火車、明浜、φ800 mm次高壓燃氣管、S20外環(huán)高速及φ1 400 mm給水管等眾多復雜節(jié)點，在S20南側接收井進洞，本工程平面及縱斷面布置見圖1。

圖1 陸翔路平行頂管平面布置圖

頂管沿線覆土較淺，最小處厚度僅有3.5 m，最小覆土與跨度之比C/D僅有0.35。頂管全線穿越地層為上海典型的淺層全新世Q4沉積層軟土層③層灰色淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土和④層灰色淤泥質(zhì)黏土，流塑狀態(tài)，土體強度低、壓縮性高、含水量高、滲透性差、靈敏度高，具有觸變性和流變性特性。

2 矩形頂管工程尺寸參數(shù)及極限值

平行矩形頂管工程在方案決策過程中，從工程可行性、安全性及經(jīng)濟性角度出發(fā)，應重點考慮、確定以下幾個關鍵尺寸參數(shù)。

2.1 頂管斷面尺寸

頂管結構為道路通行提供空間，其斷面尺寸除受道路車道規(guī)模的影響外，還受建筑、暖通、消防、電氣及監(jiān)控等眾多專業(yè)功能的限制。由于頂管斷面尺寸的增加不僅會提升工程造價，也會給道路展線、頂管施工帶來不利因素，同時更會影響后序相關頂管參數(shù)的決策，因此確定合適的頂管斷面尺寸成為首先需要解決的問題。

以陸翔路頂管為例，車道規(guī)模雙向4車道，城市主干路，設計時速50 km，單向車道建筑限界寬度為8.0 m，限高4.5 m。綜合考慮設備及建筑裝飾空間，橫向凈寬兩側各取0.25 m（部分設備箱體需要特殊訂制）；豎向考慮風機尺寸、管線橋架布置、底部鋪裝及類矩形起拱等因素，結構內(nèi)凈空尺寸達8.5 m×6.75 m，如圖2所示?？紤]結構壁厚0.7 m，外輪廓尺寸達9.9 m×8.15 m，參考國際隧道協(xié)會（ITA）分類原則已達大型隧道規(guī)模。

圖2 類矩形頂管斷面布置圖（單位：mm）

因此，在保證道路限界的情況下，應合理安排內(nèi)部配套設備、橋架及消防管線等布置，選用空間需求較小的建筑裝飾方案，以降低頂管斷面尺寸需求。

2.2 頂管覆土厚度與極限值

覆土厚度對頂管施工安全性的影響主要在于頂管掌子面穩(wěn)定性和背土效應。對頂管掌子面穩(wěn)定性的影響可參考盾構隧道相應的研究理論，但相比于常規(guī)盾構隧道埋深，矩形頂管覆土與跨度之比C/D更小，掌子面支護壓力及失穩(wěn)機制受覆土厚度的影響更明顯[5]。頂管頂進過程中的背土效應受覆土厚度影響亦顯著。尤其對于淺覆土情況，由于頂管上方卸載拱無法形成，頂部全覆土荷載施加于頂管頂板結構，當頂管頂部側摩阻力超過土體抗剪承載力時，將導致正上方土體伴隨管節(jié)整體平移，發(fā)生整體背土破壞。

因此，從工程安全角度出發(fā)覆土厚度不宜太小。在滿足結構抗浮穩(wěn)定需求下，增加覆土厚度不僅會導致頂管斷面尺寸及配筋的提升，亦會顯著增加工作井及兩側接線明挖段的工程造價。

從防止整體背土效應發(fā)生角度出發(fā)可推導出頂管極限覆土厚度hcr，對于長距離淺覆土頂管，背土前方土壓力占比較小可忽略不計（見圖3）：

圖3 頂管背土效應產(chǎn)生機理示意圖

式中：τ為土體抗剪強度，kPa；c為土體內(nèi)摩擦角，kPa；φ為土體內(nèi)摩擦角，（°）；γ為土體重度，kN/m3；k0為土體側壓力系數(shù)；f為（減摩注漿）側摩阻力，kPa；η為安全系數(shù)，建議取1.5~2.0；h為覆土厚度，m；D為頂管跨度，m。

以本工程為例：c=10 kPa，φ=12 kPa，γ=17.5 kN/m3，k0=0.75，f=5 kPa（預估），η=1.5，D=9.9 m，計算極限覆土hcr=3.0 m。

當頂管覆土接近極限覆土時，頂管頂進過程中應采取減摩注漿、地表堆載或加固隔斷等措施，防止突發(fā)性的整體背土破壞發(fā)生。

2.3 平行頂管凈距及極限值

雙線平行頂管荷載分布模式與單線頂管存在較大差異，因此為減小相鄰頂管間的相互影響，控制頂管施工對周邊環(huán)境擾動，減小后行頂管對先行頂管隧道的影響，宜適當確保平行頂管凈距。尤其對于長距離頂管隧道，由于施工工期長，頂管側向擾動一直存在，合理設置頂管凈距的意義更加明顯。

在道路兩側展線允許的情況下，參考盾構經(jīng)驗，平行隧道凈距建議不宜小于1.0D[6]，否則將增加施工風險，導致工期及技術措施費用增加。但由于矩形頂管較難完成曲線頂進以實現(xiàn)類似盾構在工作井逐步減小凈距的目的，因此從提升兩側道路行車舒適度、降低工作井及明挖接線段造價等角度出發(fā)，不宜將頂管間距設置太大。

從土體力學平衡角度分析，當減摩注漿達到式（2）效果時，即可保證頂管間土體的相對穩(wěn)定：

式（2）中參數(shù)意義同式（1）。

為避免后行頂管泥膜形成受先行頂管泥膜的影響，頂管凈距極限值dcr可取泥膜形成過程中受泥漿滲透影響的土層厚度的2倍：

式中：λ為泥膜厚度與受泥漿滲透影響土層的厚度的比值；cs為泥膜厚度，m。

泥膜的形成與周圍土體的滲透性密切相關[7]，文獻[8]提供了平均泥膜厚度的計算公式，黏性土層中泥膜厚度大約為0.05 m，λ一般取5~10，因此平行頂管極限凈距可取0.5~1.0 m（見圖4）。

圖4 頂管周圍泥膜及泥漿滲透示意圖

2.4 頂管工程案例

國內(nèi)外與本工程矩形頂管類似規(guī)模的已建頂管工程案例相關參數(shù)取值如表1。

表1 國內(nèi)外矩形頂管工程典型案例參數(shù)對比 單位：m

表中所列工程案例中除美國波士頓案例為單線頂管外，其余案例均為平行頂管。嘉興市頂管案例斷面尺寸最大；波士頓頂管案例斷面相對最小，覆土最淺接近本文公式計算極限覆土值。鄭州市及嘉興市兩平行頂管水平凈距最小，均已接近本文建議的極限凈距值。

3 頂管實測結果分析

3.1 監(jiān)測方案及測點布置

頂管施工會改變周圍地層的初始應力分布，對周圍土體產(chǎn)生擾動。為分析研究頂管施工對周邊環(huán)境的擾動及平行頂管施工影響機理，本工程在頂管中間典型區(qū)段布置了以下監(jiān)測點：

（1）地表沉降監(jiān)測點：DB1~DB11。

（2）超孔隙水壓力監(jiān)測點：SY1~SY5。

以上監(jiān)測點均沿頂管橫向布置，頂管覆土厚度約5.05 m，各測點平面布置如圖5所示。

圖5 頂管監(jiān)測點布置平面圖

3.2 地表變形及發(fā)展規(guī)律分析

頂管施工引起的地層擾動會隨頂進逐步積累，其發(fā)展是一個三維動態(tài)的過程，頂管施工對地層擾動影響程度可以直觀反映在地表變形上。

采用Peck公式[9]來擬合頂管引起的地表變形已被學術及工程界廣泛接受：

式中：S（x）為距離頂管中心線x處地表變形；V為地層損失體積；i為地表沉降槽寬度系數(shù)；Peck建議i/R=（z/2R），z為隧道中心埋深，R為隧道（等效）半徑，軟黏土地層建議取n=0.8。

圖6、圖7分別對應頂管橫向?qū)崪y地表變形圖及頂進地表變形進程曲線圖。

圖6 頂管橫向?qū)崪y地表變形圖

圖7 頂管地表變形進程曲線圖

分析得到如下規(guī)律：

（1）先行頂管計算地層損失率約0.77%，后行頂管計算地層損失率約0.82%，反應出先行頂管對后行頂管擾動具有一定影響，但由于平行頂管凈距已達1D，因此相互影響效應已較弱。

（2）單線頂管施工引起的地表變形采用Peck公式擬合確定的沉降槽寬度系數(shù)i=2.8 m，n=0.84，與建議計算公式接近。

（3）平行頂管地表變形為不對稱的ω曲線，與采用兩者線性疊加公式擬合曲線吻合度高：

式中：x0為平行頂管中心距；S1、S2分別對應于先行頂管、后行頂管施工引起的地表變形分量；由于先行頂管對地層的先期擾動效應，當預測頂管變形時后行頂管地層損失率r2一般較先行頂管對應r1取值大。

（4）經(jīng)分析地表變形在頂管到達以前發(fā)展較小，以東線上方DB4測點豎向變形發(fā)展曲線為例，前期變形占比不足10%，地表變形主要發(fā)生在頂管機到達及脫離以后的階段。

（5）由于頂管頂進過程中會對周邊土體產(chǎn)生持續(xù)擾動，施工引起的地表變形發(fā)展持續(xù)時間長，頂管機頭穿越此監(jiān)測點達4倍頂管跨度時地表變形仍在發(fā)展，這是與盾構引起的地表變形規(guī)律差異最為顯著的特征。

3.3 超孔隙水壓力分布及發(fā)展規(guī)律分析

頂管頂進時會對周邊地層產(chǎn)生擠壓，形成超孔隙水壓力，由于軟土地層滲透性差，超孔隙水壓力消散較慢，因此通過對超孔隙水壓力監(jiān)測能分析頂管對周邊土體的擾動情況。

圖8、圖9分別對應西線頂管施工期間超孔隙水壓力監(jiān)測點進程、時程發(fā)展曲線，圖10為超孔隙水壓力橫向分布圖。

圖8 S Y1~S Y5超孔隙水壓力進程發(fā)展曲線圖

圖9 S Y1~S Y5超孔隙水壓力時程發(fā)展曲線圖

圖10 S Y1~S Y5頂管到達階段超孔隙水壓力橫向空間分布圖

分析可知具有以下規(guī)律：

（1）最大超孔隙水壓力發(fā)生在頂管接近至到達期間，在頂管到達前約2倍頂管跨度時已產(chǎn)生超孔隙水壓力，這是與地表變形規(guī)律不同之處，也可反應出軟土地層中頂管擾動引起的地表變形存在一定滯后性的特點。

（2）超孔隙水壓力隨著頂管機頭遠離逐漸消散，消散曲線近似與時間呈線性關系，且超孔隙水壓力增幅越大，消散斜率絕對值亦越大。

（3）頂管橫向最大超孔隙水壓力發(fā)生在SY1測點，約26.6 kPa。分析認為由于東線頂管存在隔離阻擋作用導致兩頂管中間超孔隙水壓力無法向外界傳遞，因此導致SY1＞SY2，SY2＞SY3，相比地表變形更能直觀反映出軟土地區(qū)平行頂管的相互影響。

（4）西線頂管右側由于沒有地下結構阻擋，可以間接反應出由單線頂管引起的超孔隙水壓力空間的分布情況，其規(guī)律為近似隨距離呈線性遞減分布。最小超孔隙水壓力發(fā)生在與西線頂管外側1.2倍跨度的SY5測點，約為5.5 kPa，僅削減至SY3的50%，可知超孔隙水壓力對頂管施工的擾動更敏感。

3.4 頂管掌子面支護壓力及側摩阻力規(guī)律分析

頂管頂力由掌子面支護壓力和側摩阻力兩部分組成，關于前者的研究可參考盾構開挖面穩(wěn)定的相關研究[10]，但關于側摩阻力的取值及文獻系統(tǒng)研究較少。因此側摩阻力取值成為長距離大斷面頂管方案確定過程中的關鍵因素[1]，影響頂管頂力計算、后靠及中繼間的布置。

圖11~圖13為本工程頂管掌子面支護壓力及側摩阻力進程曲線。

圖11 頂管頂進頂力進程曲線圖

圖12 頂管支護壓力系數(shù)進程曲線圖

圖13 頂管平均側摩阻力進程曲線圖

分析可知具有以下規(guī)律：

（1）東、西頂管最大值約6 700 t，均發(fā)生在頂管進洞期間，最大頂力與前期根據(jù)規(guī)范[11]所預測的值存在一定差異。東線頂管施工受新冠疫情及春節(jié)影響施工進度放緩，頂管周圍泥膜局部流失，導致在175~225 m頂進期間出現(xiàn)頂力大幅增加。西線頂管施工進度順利，頂力平穩(wěn)增長。頂管進洞前期籌備工作導致頂進放緩，頂力曲線進洞期間大幅增長，漲幅接近30%。

（2）掌子面支護壓力系數(shù)在1.4~1.6，與朗肯被動土壓力系數(shù)取值接近。掌子面支護力受施工進度因素影響小，主要受覆土厚度及穿越地層情況影響，軟黏土地區(qū)可采用水土合算。

（3）在前期頂進階段，由于頂管周圍泥膜處于形成期，泥漿套未能完全閉合，平均側摩阻力較大，平均達到5~15 kPa，因此對于短距離的頂管，在頂力估測時應適當考慮此因素導致的頂力放大效應。

頂管后期頂進階段，由于泥漿套逐步穩(wěn)定閉合，平均側摩阻力減小至1.7~4.6 kPa，全線頂管平均側摩阻力約3.0 kPa。

（4）本工程由于平行頂管凈距已達1倍頂管跨度，因此先行頂管施工對后行頂管支護壓力及側摩阻力無明顯相關影響。

4 結語

通過陸翔路-祁連山路貫通工程，本文分析研究了大斷面矩形頂管斷面尺寸、極限覆土和平行頂管極限凈距取值，通過對地表沉降、超孔隙水壓力分布及發(fā)展規(guī)律、頂管頂力及側摩阻力實測結果的系統(tǒng)分析，探討了平行頂管施工影響機理。主要得到以下結論：

（1）從防止頂管發(fā)生整體背土效應角度出發(fā)，推導了長距離矩形頂管極限覆土厚度hcr。

（2）從泥膜形成角度提出了平行頂管極限凈距的建議公式，能較好地為目前國內(nèi)已有頂管案例取值提供理論依據(jù)。

（3）軟土地區(qū)頂管引起的地表變形在頂管接近前不明顯，主要發(fā)生在頂管機到達及脫離以后的階段，且具有持續(xù)時間長的特點。地層損失率約0.8%。

（4）平行頂管引起的地表變形呈不對稱的ω曲線，采用Peck公式線性疊加能較好地擬合，后行頂管引起的地層損失率大于先行頂管。

（5）軟土地區(qū)頂管引起的超孔隙水壓力在頂管到達前即已開始產(chǎn)生，隨著頂管機頭遠離逐漸呈線性消散。超孔隙水壓力在頂管周圍空間分布隨距離亦呈線性遞減分布。

（6）頂管施工期間臨時放緩或停滯會大幅提升頂管頂力，掌子面支護壓力系數(shù)可按朗肯被動土壓力取值，平均側摩阻力計算值在頂管前期泥漿套形成閉環(huán)以前取值較大，后期階段逐步較小，軟土地區(qū)平均取值約3.0 kPa。