應(yīng)宏偉, 姚 言, 王奎華, 張昌桔

(1. 浙江大學(xué) 濱海和城市巖土工程研究中心, 杭州 310058; 2. 河海大學(xué) 巖土力學(xué)與堤壩工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 南京 210024; 3. 杭州市市政工程集團(tuán)有限公司, 杭州 310014)

隨著經(jīng)濟(jì)的發(fā)展與人口的增長(zhǎng),城市化進(jìn)程對(duì)空間與資源的有效利用提出了更高的要求,地下空間的開(kāi)發(fā)逐漸成為城市規(guī)劃的重要方向.頂管施工技術(shù)是繼盾構(gòu)施工技術(shù)之后發(fā)展起來(lái)的一種非開(kāi)挖隧道施工技術(shù),常用于各種地下管線(xiàn)、通道的建設(shè).目前頂管法隧道的施工環(huán)境越來(lái)越復(fù)雜,頂管施工不可避免地會(huì)對(duì)周?chē)?構(gòu))筑物產(chǎn)生影響,因此研究頂管施工對(duì)諸如地表沉降、隧道變形等周?chē)h(huán)境影響具有重要意義.

在隧道施工引起的地表沉降研究中,有理論解析法、數(shù)值模擬法、經(jīng)驗(yàn)公式法、模型試驗(yàn)法等方法.而對(duì)于經(jīng)驗(yàn)公式的研究,又以Peck[1]于1969年提出的基于實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)的地表橫向沉降預(yù)測(cè)公式最具影響力.Peck公式是基于有限地區(qū)實(shí)測(cè)資料提出的經(jīng)驗(yàn)公式,在我國(guó)各地應(yīng)用時(shí)需考慮其適用性及其沉降槽寬度系數(shù)i、土體損失率η等參數(shù)的選取.國(guó)內(nèi)外學(xué)者[2-4]提出了很多理論方法計(jì)算i與η,由于這些計(jì)算方法最終還是取決于其他相關(guān)參數(shù)經(jīng)驗(yàn)值的選取,所以直接基于實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)通過(guò)Peck公式反分析得到沉降槽寬度參數(shù)和土體損失率應(yīng)用更為廣泛,使用更加簡(jiǎn)便.

國(guó)內(nèi)有不少學(xué)者收集了我國(guó)各地隧道施工引起地表沉降實(shí)測(cè)數(shù)據(jù),通過(guò)反分析得到相關(guān)參數(shù),為Peck公式在我國(guó)各地的適用性提供了豐富的參考依據(jù).韓煊等[5]通過(guò)對(duì)30多組不同工法及開(kāi)挖方式隧道實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)的分析,肯定了Peck在我國(guó)的適用性;吳昌勝等[6]收集并分析了各地區(qū)盾構(gòu)隧道施工引起的土體損失率和沉降槽寬度參數(shù),完善了我國(guó)各地Peck公式經(jīng)驗(yàn)參數(shù)的取值;馬克栓[7]、丁智等[8]基于多線(xiàn)平行隧道的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù),得到了相關(guān)參數(shù)的經(jīng)驗(yàn)值,進(jìn)一步肯定了Peck公式在多線(xiàn)隧道中的適用性.

在新建隧道上穿對(duì)下方既有隧道影響實(shí)測(cè)與模型試驗(yàn)研究方面.朱蕾等[9]基于上海地鐵13號(hào)線(xiàn)上穿地鐵4號(hào)線(xiàn)施工期隧道變形監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù),指出既有隧道的隆起具有滯后性且縱向變形曲線(xiàn)近似成正態(tài)分布.黃德中等[10]采用離心模型試驗(yàn)與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)合的方法,指出新建盾構(gòu)施工對(duì)既有隧道的影響主要在兩隧道交點(diǎn)左右兩倍盾構(gòu)直徑范圍內(nèi).

在隧道施工引起的環(huán)境影響實(shí)測(cè)研究中,學(xué)者們多將目光聚焦于盾構(gòu)隧道,而頂管隧道施工雖與盾構(gòu)施工有諸多相似之處,但在頂進(jìn)、注漿方式等方面還是有較大差異,因此對(duì)于盾構(gòu)隧道的研究結(jié)論可參考而不能照搬.在頂管施工環(huán)境影響的理論與數(shù)值研究中,以黃宏偉等[11]、魏綱等[12]為代表的學(xué)者們常將頂管施工中的作用概括為土體損失等位移作用以及正面附加推力、管壁摩擦力、注漿壓力等荷載作用分別加以研究.在頂管施工環(huán)境影響的地表實(shí)測(cè)研究中,周順華等[13]對(duì)單線(xiàn)頂管實(shí)測(cè)地表沉降進(jìn)行了分析,魏綱等[14]對(duì)雙線(xiàn)平行頂管實(shí)測(cè)沉降進(jìn)行了分析.

可見(jiàn)頂管施工引起的環(huán)境影響,特別是頂管穿越引起下方隧道隆沉的研究較少.本文以杭州砂質(zhì)粉土地層中某大直徑雙線(xiàn)平行電力頂管隧道為研究對(duì)象,整理了頂管從上方穿越地鐵隧道過(guò)程中地表沉降、地鐵道面隆沉的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù),詳盡分析了地表橫向沉降分布、地表沉降隨時(shí)間的發(fā)展、下方地鐵隧道隆沉發(fā)展變化的規(guī)律.

1 工程概況

1.1 場(chǎng)地環(huán)境及工程地質(zhì)條件

案例為城市高壓線(xiàn)路上改下工程,里程總長(zhǎng)度2 044.4 m,雙線(xiàn)頂管長(zhǎng)約285 m,埋深約4.14 m,管節(jié)內(nèi)徑3 500 mm,外徑4 140 mm,壁厚320 mm,單節(jié)長(zhǎng)度2.5 m,采用泥水平衡頂管機(jī)施工.頂管從北至南由8號(hào)井推至9號(hào)井,西線(xiàn)頂管先行施工.

頂管上穿杭州地鐵1號(hào)線(xiàn)盾構(gòu)隧道,穿越角度為71°,頂管與地鐵盾構(gòu)隧道的平面位置關(guān)系如圖1(a)所示.盾構(gòu)隧道埋深約10.28 m,管片內(nèi)徑5 500 mm,外徑6 200 mm,壁厚350 mm.為了減少頂管穿越對(duì)地鐵的影響,控制地鐵設(shè)施的受力與變形,地鐵隧道上方采用全方位高壓噴射(MJS)工法進(jìn)行水泥土加固,加固深度為地表以下2.0 m到盾構(gòu)隧道拱頂上方 1.0 m, 加固區(qū)平面圖和剖面圖如圖1所示.

圖1 頂管上跨地鐵盾構(gòu)隧道與MJS工法樁加固區(qū)的平面圖和剖面圖(m)Fig.1 Plan view and sectional view of pipe jacking crossing over subway shield tunnel and reinforcement area of MJS method (m)

施工場(chǎng)地第四紀(jì)覆蓋層厚度約為70 m,其上部為河口相地層,系錢(qián)塘江口近、現(xiàn)代沖海積沉積的粉砂性土地層.施工場(chǎng)地地面高程6.5 m左右,各土層物理力學(xué)參數(shù)如表1所示.表中:h為隧道軸線(xiàn)埋深;w為含水量;a1-2為壓縮系數(shù);ES1-2為壓縮模量;c為黏聚力;φ為內(nèi)摩擦角;kh為水平滲透系數(shù);kv為垂直滲透系數(shù).本工程地鐵區(qū)間隧道位于④-1、④-2砂質(zhì)粉土層,電力頂管隧道主要穿越②-2砂質(zhì)粉土層,剖面圖如圖2所示.

表1 土層物理力學(xué)參數(shù)Tab.1 Physical and mechanical parameters of soils

圖2 電力頂管隧道剖面圖(m)Fig.2 Profile of the power pipe jacking (m)

1.2 監(jiān)測(cè)點(diǎn)位布設(shè)

為了監(jiān)測(cè)雙線(xiàn)頂管施工過(guò)程產(chǎn)生的地表沉降,沿頂管軸線(xiàn)方向進(jìn)行地表沉降監(jiān)測(cè)點(diǎn)的布設(shè).頂管斷面j的地表沉降監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置情況如圖3所示.圖中:DBC表示地表沉降監(jiān)測(cè)斷面.沿頂管軸線(xiàn)在穿越地鐵區(qū)域共布置7個(gè)監(jiān)測(cè)斷面,監(jiān)測(cè)平面圖如圖4所示.同時(shí)為了監(jiān)測(cè)頂管穿越期間地鐵道面隆沉,沿地鐵方向布置2×23個(gè)監(jiān)測(cè)斷面如圖5所示.圖中:DM表示地鐵盾構(gòu)隧道監(jiān)測(cè)斷面.

圖3 地表沉降監(jiān)測(cè)斷面Fig.3 Monitoring section of surface settlement

圖4 地表沉降監(jiān)測(cè)平面圖Fig.4 Plan of surface settlement monitoring

圖5 地鐵隧道監(jiān)測(cè)斷面布置平面圖Fig.5 Layout plan of subway tunnel monitoring section

2 頂管施工實(shí)測(cè)結(jié)果分析

2.1 地表橫向沉降規(guī)律

頂管穿越地鐵盾構(gòu)隧道區(qū)間典型沉降監(jiān)測(cè)斷面DBC-1不同施工階段的地表橫向沉降監(jiān)測(cè)曲線(xiàn)如圖6所示.圖中:坐標(biāo)原點(diǎn)位置與x軸方向如圖3所示,坐標(biāo)原點(diǎn)位于雙線(xiàn)頂管中軸線(xiàn)與地面的交點(diǎn);S為地表豎向位移,負(fù)值表示沉降、正值表示隆起,下同.本文地表橫向沉降曲線(xiàn)圖坐標(biāo)系均與圖3保持一致,不再贅述.

圖6 監(jiān)測(cè)斷面DBC-1各施工階段地表沉降Fig.6 Surface settlement of monitoring section DBC-1 in each construction stage

以圖6所示斷面DBC-1為例進(jìn)行分析,西線(xiàn)頂管穿過(guò)地表監(jiān)測(cè)區(qū)域后,地表沉降槽發(fā)展為明顯的“V”形,最大沉降量發(fā)生在西線(xiàn)頂管軸線(xiàn)上方地表處,占該處最終沉降量的52.7%.西線(xiàn)貫通后,沉降槽保持“V”形,變形基本穩(wěn)定,軸線(xiàn)上方地面沉降值相對(duì)穿越DBC-1斷面時(shí)僅有少量增長(zhǎng),增量占最終沉降量的9%.當(dāng)東線(xiàn)頂管貫通后,地表沉降槽由“V”形變?yōu)椴粚?duì)稱(chēng)的“W”形,后行頂管軸線(xiàn)上方沉降大于先行頂管.

頂管施工時(shí)需要克服開(kāi)挖面的土壓力、刀盤(pán)的切削阻力、頂管機(jī)外殼和襯砌與土體之間的摩擦力等阻力,這些力的反作用于周?chē)馏w使其經(jīng)歷了擠壓、剪切等復(fù)雜的應(yīng)力路徑并產(chǎn)生附加荷載.頂管通過(guò)后,頂管機(jī)與襯砌間的管徑差形成建筑間隙,土體向建筑間隙內(nèi)移動(dòng),引起土體松動(dòng)卸荷.在上述附加荷載與卸荷作用反復(fù)擾動(dòng)下,頂管周?chē)庸掏馏w力學(xué)性質(zhì)降低,文獻(xiàn)[15]中采用室內(nèi)模型試驗(yàn)驗(yàn)證了先行隧道對(duì)周?chē)馏w擾動(dòng)的現(xiàn)象.因此在經(jīng)過(guò)先行頂管穿越期間對(duì)周?chē)馏w的擾動(dòng)后,后行頂管施工將引起更大的土體損失,造成更大的沉降量.

從圖6中還可發(fā)現(xiàn),東線(xiàn)頂管頂進(jìn)時(shí),除了在自身軸線(xiàn)上方產(chǎn)生較大的沉降增量外,在西線(xiàn)頂管上方也產(chǎn)生了較大的沉降增量.原因有:① 如前文所述,東線(xiàn)頂管施工也對(duì)周?chē)馏w產(chǎn)生了擾動(dòng),造成先行頂管四周土體強(qiáng)度降低;② 后行頂管施工過(guò)程中產(chǎn)生的力學(xué)效應(yīng)傳遞到先行頂管襯砌上,使其產(chǎn)生位移和變形,造成先行頂管周?chē)馏w發(fā)生應(yīng)力重分布.因此在東線(xiàn)后行頂管的二次擾動(dòng)下,西線(xiàn)先行頂管地層損失增大,最終使地表沉降量增加[16].由二次擾動(dòng)引起的西線(xiàn)頂管上方的沉降增量占最終沉降量的38.3%.由此可見(jiàn),近距離雙線(xiàn)平行頂管的開(kāi)挖頂進(jìn)是一個(gè)相互影響的過(guò)程,既要考慮先行頂管對(duì)周?chē)馏w的擾動(dòng),也要考慮后行頂管對(duì)先行頂管的二次擾動(dòng).

2.2 地鐵盾構(gòu)隧道豎向位移規(guī)律

以頂管頂進(jìn)到影響區(qū)域?yàn)闀r(shí)間零點(diǎn),對(duì)下方地鐵區(qū)間的道面累計(jì)豎向位移進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析.如圖7所示.圖中:Stnl為地鐵隧道豎向位移,正值表示上浮,負(fù)值表示下沉;Ltnl為地鐵隧道里程.西線(xiàn)頂管在里程513 m左右處穿越,東線(xiàn)頂管在里程522 m左右處穿越.

圖7 頂管不同施工階段地鐵隧道縱向豎向位移Fig.7 Settlement of subway tunnel at different construction stages of pipe jacking

當(dāng)西線(xiàn)頂管穿越完成后(7月31日),如圖7中黑色虛線(xiàn)所示,地鐵隧道豎向位移曲線(xiàn)表現(xiàn)為“W”形,以?xún)纱┰近c(diǎn)中線(xiàn)為對(duì)稱(chēng)軸呈現(xiàn)較為明顯的對(duì)稱(chēng)性,豎向位移在數(shù)值不大,上浮最大值約為1.70 mm,占最大上浮量的72%;西線(xiàn)穿越完成至西線(xiàn)貫通(8月3日)期間,地鐵隧道持續(xù)上浮達(dá)到最大值2.36 mm,曲線(xiàn)形狀基本保持不變,相對(duì)于剛穿越完成時(shí),上浮增量為0.66 mm,占最大上浮量的28%.盾構(gòu)隧道在西線(xiàn)頂管穿越完成后持續(xù)上浮直至貫通結(jié)束,說(shuō)明頂管施工過(guò)程中管節(jié)周?chē)掷m(xù)的注漿壓力等因素對(duì)下方盾構(gòu)隧道上浮有一定影響,造成了上浮的滯后.

東線(xiàn)頂進(jìn)期間地鐵隧道上行線(xiàn)的豎向位移規(guī)律與西線(xiàn)頂進(jìn)期間類(lèi)似.在東線(xiàn)頂管貫通后(8月24日),曲線(xiàn)峰值對(duì)應(yīng)里程附近隧道繼續(xù)發(fā)生持續(xù)上浮,在9月2日達(dá)到上浮的最大值,約為3.5 mm.

從圖7所示的地鐵隧道豎向位移曲線(xiàn)來(lái)看,頂管頂進(jìn)引起的沉降與上浮數(shù)值不大,但是影響范圍約為穿越點(diǎn)兩側(cè)4～6倍頂管管徑,遠(yuǎn)大于文獻(xiàn) [9-10] 中提到的影響范圍.

3 Peck沉降預(yù)測(cè)公式的適用性

3.1 單線(xiàn)頂管

目前工程界對(duì)單線(xiàn)頂管施工由土體損失引起的橫向地面沉降計(jì)算方法主要采用Peck提出的地面沉降橫向分布估算公式[1]:

(1)

(2)

式中:Smax為隧道軸線(xiàn)上方最大地面沉降;R為隧道半徑;i=Kh[2],K為地面沉降槽寬度參數(shù).

在東線(xiàn)頂管穿越前,可以將西線(xiàn)頂管當(dāng)做單線(xiàn)頂管加以研究.通過(guò)式(1)對(duì)西線(xiàn)先行頂管貫通后斷面DBC-1的地表沉降曲線(xiàn)進(jìn)行擬合,得到曲線(xiàn)如圖8所示,其余斷面的擬合參數(shù)如表2所示.擬合曲線(xiàn)表明Peck公式可以較好預(yù)測(cè)單線(xiàn)頂管施工引起的地表沉降,西線(xiàn)頂管貫通沉降達(dá)到基本穩(wěn)定后,各斷面K范圍在0.63～0.90之間,平均值為0.79,η范圍在1.22～1.93%,平均值為1.60%.

表2 單線(xiàn)頂管Peck法橫向地面沉降擬合參數(shù)Tab.2 Transverse surface settlement fitting parameters of Peck formula of single-line pipe jacking

圖8 單線(xiàn)頂管斷面DBC-1橫向地面沉降Fig.8 Transverse surface settlement of single-line pipe jacking in section DBC-1

3.2 雙線(xiàn)頂管

對(duì)于雙線(xiàn)平行隧道的地面橫向沉降預(yù)測(cè),常采用將兩條單線(xiàn)隧道地面沉降橫向分布公式疊加的方法[7],并將重點(diǎn)放在先行、后行隧道的沉降槽寬度和土體損失率的選取上.

(3)

通過(guò)雙線(xiàn)隧道沉降預(yù)測(cè)式(3)對(duì)雙線(xiàn)頂管斷面DBC-1的地表橫向沉降實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合,結(jié)果如圖9所示,其余各斷面的沉降槽寬度及土體損失率參數(shù)如表3所示.表中:K1、K2分別為先后行頂管的地面沉降槽寬度參數(shù);ηavg為先后行頂管的平均土體損失率.

表3 雙線(xiàn)頂管地表沉降曲線(xiàn)擬合參數(shù)Tab.3 Fitting parameters of the transverse surface settlement curve of Peck formula of double-line pipe jacking

圖9 雙線(xiàn)頂管斷面DBC-1橫向地表沉降Fig.9 Transverse surface settlement of double-line pipe jacking in section DBC-1

從圖9可以發(fā)現(xiàn),式(3)可以較好地預(yù)測(cè)雙線(xiàn)頂管施工引起的地表沉降曲線(xiàn).案例中的雙線(xiàn)平行頂管,先行頂管的沉降槽寬度參數(shù)K平均值為0.74,大于后行頂管的0.58,是后行頂管的1.28倍;后行頂管土體損失率平均值為3.11%,是先行頂管的1.29倍.

4 地表沉降的時(shí)間效應(yīng)

4.1 地表沉降時(shí)間曲線(xiàn)特征

圖10、圖11所示為7個(gè)監(jiān)測(cè)斷面頂管軸線(xiàn)上方地表沉降隨時(shí)間t的變化曲線(xiàn).

圖10 西線(xiàn)頂管上方地表沉降隨時(shí)間變化Fig.10 Time-dependent surface settlements above the pipe jacking of the western line

圖11 東線(xiàn)頂管軸線(xiàn)上方沉降測(cè)點(diǎn)沉降隨時(shí)間變化Fig.11 Time-dependent surface settlements above the pipe jacking of the eastern line

由圖可見(jiàn),無(wú)論是西線(xiàn)頂管還是東線(xiàn)頂管,在頂管接近沉降監(jiān)測(cè)斷面及其后的穿越期間,絕大部分測(cè)點(diǎn)觀測(cè)到較為劇烈的沉降;而在東線(xiàn)頂管接近沉降監(jiān)測(cè)斷面及其穿越期間,可以在西線(xiàn)頂管軸線(xiàn)上方各沉降點(diǎn)觀測(cè)到輕微隆起,且這7個(gè)點(diǎn)的隆起特征較為一致,觀測(cè)到的隆起發(fā)生時(shí)間主要在穿越開(kāi)始前一天,此時(shí)頂管已頂進(jìn)66環(huán),推測(cè)頂管頂進(jìn)至接近監(jiān)測(cè)斷面時(shí)可能發(fā)生隆起.

在圖10中,可明顯發(fā)現(xiàn)后行頂管對(duì)于先行頂管二次擾動(dòng)的影響.在先行頂管穿越完成后,先行頂管軸線(xiàn)上方沉降發(fā)展若干天后保持穩(wěn)定甚至有輕微的回彈,但自東線(xiàn)頂管開(kāi)始頂進(jìn)以后,先行頂管軸線(xiàn)上方沉降速率明顯增大,在穿越完成后的若干天后沉降發(fā)展穩(wěn)定且基本保持不變直至監(jiān)測(cè)結(jié)束.

4.2 考慮時(shí)間效應(yīng)的地表沉降預(yù)測(cè)

由地表沉降的時(shí)間曲線(xiàn)(圖10、圖11)可知,頂管軸線(xiàn)上方沉降觀測(cè)點(diǎn)的沉降規(guī)律具有明顯的時(shí)間效應(yīng).根據(jù)地表沉降的時(shí)間曲線(xiàn)特征,可以看到其發(fā)展趨勢(shì)與軟黏土地基地面堆載引起的地面沉降發(fā)展趨勢(shì)有相似之處[17],這里借鑒采用指數(shù)曲線(xiàn)擬合法對(duì)頂管引起的地表沉降時(shí)間曲線(xiàn)進(jìn)行擬合:

Smax(t)=Smax0+α[1-e-β(t-t0)]

(4)

式中:Smax(t)為頂管穿越當(dāng)前斷面后軸線(xiàn)上方任意時(shí)刻t的地表豎向位移;Smax0為頂管穿越當(dāng)前監(jiān)測(cè)斷面后t0時(shí)刻的瞬時(shí)豎向位移;α為反映最終豎向位移的參數(shù);β為反映豎向位移發(fā)展快慢的無(wú)量綱參數(shù).

對(duì)西線(xiàn)、東線(xiàn)頂管頂進(jìn)期間上方實(shí)測(cè)沉降曲線(xiàn)進(jìn)行擬合,同時(shí)將參數(shù)α、β標(biāo)注在各曲線(xiàn)附近,分別如圖12、圖13所示.結(jié)合圖10、圖11,西線(xiàn)頂管穿越完成后至東線(xiàn)頂管頂進(jìn)前,其軸線(xiàn)上方測(cè)點(diǎn)先產(chǎn)生較小的瞬時(shí)沉降,隨后的沉降發(fā)展規(guī)律符合指數(shù)

圖12 西線(xiàn)頂管上方地面沉降發(fā)展預(yù)測(cè)值與實(shí)測(cè)值對(duì)比Fig.12 Comparison of predicted and measured values of surface settlement development over pipe-jacking of western line

圖13 東線(xiàn)頂管上方地面沉降發(fā)展預(yù)測(cè)值與實(shí)測(cè)值的對(duì)比Fig.13 Comparison of predicted and measured values of surface settlement development over pipe-jacking of eastern line

曲線(xiàn)的發(fā)展規(guī)律;東線(xiàn)頂管穿越完成后,其軸線(xiàn)上方測(cè)點(diǎn)將產(chǎn)生較大的瞬時(shí)沉降,之后的沉降發(fā)展曲線(xiàn)也比較符合指數(shù)曲線(xiàn)發(fā)展規(guī)律.對(duì)于參數(shù)α,東線(xiàn)頂管大于西線(xiàn)頂管,說(shuō)明對(duì)于具有時(shí)間效應(yīng)的曲線(xiàn)段,后行頂管軸線(xiàn)上方產(chǎn)生更大的最終沉降;對(duì)于參數(shù)β,東、西線(xiàn)頂管較為接近,說(shuō)明兩頂管軸線(xiàn)上方地表在發(fā)生瞬時(shí)沉降后的沉降發(fā)展速率和形式較為接近.

由于案例所在場(chǎng)地⑤-1淤泥質(zhì)黏土層埋深33.8 m,距離盾構(gòu)隧道與頂管較遠(yuǎn),所以不考慮該土層對(duì)地表沉降的影響.MJS工法以水泥為固化劑對(duì)原狀土進(jìn)行加固,通過(guò)水泥的水化、凝固作用填充原狀土孔隙,改善原狀土結(jié)構(gòu),以提高其強(qiáng)度與抗?jié)B性能.已有研究表明[18],經(jīng)水泥土加固后,砂質(zhì)土的滲透系數(shù)可以降低兩個(gè)數(shù)量級(jí)以上.案例中MJS加固區(qū)域如圖1所示,可見(jiàn)頂管穿越全程在加固土中進(jìn)行.由此推測(cè)粉砂土地層中頂管施工引起地面沉降呈現(xiàn)時(shí)間效應(yīng)的原因?yàn)?頂管頂進(jìn)前現(xiàn)場(chǎng)采用MJS工法對(duì)地鐵隧道上方的土體進(jìn)行了加固,使之形成了具有較高強(qiáng)度和較低滲透性的水泥土,頂管施工產(chǎn)生的超靜孔隙水壓力消散較慢,在頂管頂進(jìn)后一段時(shí)間內(nèi),頂管軸線(xiàn)上方將持續(xù)產(chǎn)生沉降后再趨于穩(wěn)定.

5 結(jié)論

通過(guò)對(duì)杭州砂質(zhì)粉土地層中大直徑雙線(xiàn)平行電力頂管上穿已有地鐵盾構(gòu)隧道過(guò)程中地表沉降、隧道內(nèi)道面隆沉的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)分析,得到以下主要結(jié)論:

(1) 單線(xiàn)頂管橫向地表沉降曲線(xiàn)為“V”形,雙線(xiàn)頂管橫向地表沉降曲線(xiàn)為不對(duì)稱(chēng)“W”形,且后行頂管軸線(xiàn)上方沉降大于先行頂管,平行雙線(xiàn)頂管施工存在交叉影響.

(2) Peck公式在頂管施工引起的地表沉降曲線(xiàn)預(yù)測(cè)中適用性較好.本案例對(duì)于單線(xiàn)頂管,沉降槽寬度參數(shù)K取0.79,土體損失率η取1.6%;對(duì)于雙線(xiàn)頂管,先行、后行頂管的沉降槽寬度參數(shù)K分別取0.74和0.58,前者是后者的1.28倍;先行、后行頂管土體損失率η分別為2.41%和3.11% ,后者是前者的1.29倍.

(3) 頂管上跨使地鐵隧道產(chǎn)生“W”形沉降曲線(xiàn),頂管穿越完成后隧道持續(xù)上浮至最大值,存在一定的滯后性,頂管貫通暫停施工后隧道產(chǎn)生一定回落.平行頂管上跨施工對(duì)下方地鐵盾構(gòu)隧道的影響范圍約為4～6倍頂管管徑.

(4) 頂管穿越監(jiān)測(cè)斷面后產(chǎn)生瞬時(shí)地面沉降,且后行頂管的影響大于先行頂管.考慮MJS工法樁加固將降低原狀粉砂土的滲透系數(shù),可采用指數(shù)函數(shù)描述頂管穿越引起地面瞬時(shí)沉降后的沉降隨時(shí)間繼續(xù)發(fā)展規(guī)律.