張興其，楊新安，李路恒*，李趙翰青，袁齊虎

（1.合肥市市政設計研究總院有限公司，合肥 230031；2.同濟大學道路與交通工程教育部重點實驗室，上海 201804；3.中鐵四局集團第四工程有限公司，合肥 230012）

隨著我國城市建設的飛速發(fā)展，地面交通日趨復雜，城市內的淺埋大斷面下穿隧道日益增多，各類暗挖施工技術由此應運而生[1-2]。管幕箱涵法相較于其他工法而言，可用于任意斷面形狀隧道的穿越工程，適用于淤泥土、黏土、砂土等各種地層，尤其在城市內部的淺覆土、大斷面下穿工程中具有明顯的優(yōu)勢，因此在國內外均得到了廣泛應用[3-5]。管幕箱涵法作為一種新型暗挖技術，是在始發(fā)井與接受井之間，通過在隧道四周頂入鋼管，以形成封閉的地下空間，在此空間內采用箱涵頂進、機械開挖或牽引對拉等方案修建下穿隧道，被廣泛應用于穿越道路、鐵路、機場等非開挖工程中[6]。

本文依托合肥市廬州大道淺埋隧道段實程，結合有限差分模型和實際施工情況，分析鋼管幕在不同埋深和頂進順序下對于地表變形的影響，總結出更為合理的豎向鋼管幕頂進方案。

1 工程概況

濱湖科學城廬州大道淺埋隧道段位于合肥市包河區(qū)廬州大道與駱崗機場主跑道交界處，采用管幕箱涵法施工，隧道在里程K17+95—K19+33 處下穿機場主跑道，平面交角約45.3°。管幕段長度138 m，隧道頂最小覆土深度5.1 m，最大6.3 m，結構縱坡-0.5%。駱崗機場作為合肥市快速發(fā)展的歷史見證者，在下穿施工中應嚴格控制機場跑道的變形量，保證其在施工過程中不被破壞。

管幕段通過在隧道周圍土體內共計頂進44 根鋼管組成圍護結構，如圖1 所示。頂管均采用單種Φ1.6 m×16 mm 鋼管，鋼管長度137 m，其中上、下部各18 根，鋼管間距184 mm，左、右部各6 根，鋼管間距209 mm。鋼管幕段主要穿越⑤2層黏土，上覆土層為①雜素填土和⑤1層黏土，如圖2 所示。區(qū)域內各土層物理學參數(shù)見表1。

表1 場地土層物理學參數(shù)

圖1 管幕段橫斷面及頂進順序示意圖

圖2 管幕段穿越機場跑道地質情況立面圖

綜合考慮廬州大道管幕段的土體穩(wěn)定性、弱膨脹性、管幕成形質量、施工進度和施工便利性等因素，頂進施工采用如下順序原則：①因膨脹土超固結力和剪脹力過大的影響，管幕不設置鎖口，管幕之間通過漿液構成水密性圍護結構；②鋼管按照施工順序依次頂進，后續(xù)鋼管的頂進對已施工部分存在影響。根據(jù)以上原則，實際采用的鋼管幕群頂進順序如圖1 所示。

2 計算模型

為了明確鋼管幕在不同埋深條件及頂進順序下對地表位移的影響[7-8]，利用有限差分軟件FLAC 3D建立豎向鋼管頂進模型，對鋼管幕豎向鋼管的頂進施工過程進行模擬，模型簡圖如圖3 所示。由于鋼管是逐節(jié)頂進，并且存在多臺頂管機同時施工的情況，具有明顯的時空效應，因此建立三維計算模型更為合理。數(shù)值計算模型的尺寸為60.8 m（長）×50 m（寬）×31.3 m（高），管幕結構共設置6 根鋼管，從上至下依次編號為1#至6#。1#鋼管埋深4.8 m，鋼管采用殼單元模擬，本構模型采用彈性本構；土層本構模型采用摩爾-庫倫本構。土層計算參數(shù)見表1。鋼管模擬時假設計算邊界處于原始應力狀態(tài)，邊界條件設置：底部邊界約束豎向位移，兩側邊界約束水平位移，地表是自由邊界。

圖3 鋼管幕模型示意圖

3 地表變形影響因素分析

3.1 頂管順序對地表變形的影響

為探究鋼管頂進順序和頂進間距對地表變形的影響，首先研究兩根管幕的頂進情況，分析以下4 種頂進方案：①1#→2#鋼管（先上后下）；②2#→1#鋼管（先下后上）；③1#→3#鋼管（先上后下）；④3#→1#鋼管（先下后上）。方案①和②的地表位移曲線如圖4 和5 所示。

圖4 方案①（1#→2#）地表位移曲線

如圖4 所示，方案①的頂進施工對地表沉降槽寬度和地面沉降影響較小，沉降槽寬度約為8.57 m，最大沉降值約為0.57 mm。管幕頂進的同時也會引起外圍地表的小幅隆起。

由圖5 可知，方案②的頂進施工造成的地表變形特征不同于方案①，2#鋼管施工完成后，地表沉降槽寬度約為21.68 m，最大沉降值約為0.94 mm。1#鋼管施工完成后，地表沉降值和沉降槽寬度均有所減小，1#鋼管的施工會削弱2#鋼管對于地表變形的影響。這是由于1#鋼管相較于2#鋼管的埋深更淺，2#鋼管的存在會限制1#鋼管對地表變形的影響，并且由于鋼管剛度大、土體的弱膨脹性等因素，1#鋼管的頂進會造成地表的隆起，緩解2#鋼管產生的沉降。

圖5 方案②（2#→1#）地表位移曲線

對比方案①和②可知，2 種方案施工完成后產生的沉降槽寬度和最大沉降值基本相同，但方案①中下部管幕的頂進會造成鋼管幕整體結構的沉降，方案②中上部管幕的頂進會造成整體結構的隆起，方案②產生的瞬時沉降量更大，因此方案①的頂進效果要優(yōu)于方案②。

方案③和④的地表位移曲線如圖6 和7 所示。

圖6 方案③（1#→3#）地表位移曲線

圖7 方案④（3#→1#）地表位移曲線

在方案③中，3#頂進完成后，地表最大沉降值約為1.57 mm，隆起區(qū)域逐漸消失，地表沉降量明顯大于方案①和②。

在方案④中，上部鋼管1#的頂進同樣緩解了下部鋼管3#對地表產生的影響，但影響效果明顯弱于方案②。地表最大沉降值約為1.73 mm，為4 個方案中地表沉降變形最為嚴重的。

綜上所述，先下后上的頂進方案引起的地表最大沉降值和沉降槽寬度均大于先上后下的方案。上部鋼管的頂進會造成地表的小幅隆起，減少下部鋼管頂進產生的沉降量。下部鋼管的頂進會加劇整體結構的地表變形量。另外，豎向鋼管之間的間隔距離越大，下部對上部鋼管的影響越大，上部對下部鋼管的影響則越小。同時，鋼管埋深越大，施工引起的地表沉降值和沉降區(qū)域也隨之增大。結合上述分析，方案①在豎向管幕的頂進方案中最優(yōu)。

3.2 管幕埋深對地表變形的影響

為探究不同埋深下鋼管頂進對地表變形的影響，分別對1#至6#單根鋼管的頂進過程進行了模擬，地表豎向位移曲線如圖8 所示。

圖8 單根鋼管頂進地表豎向變形曲線

如圖8 所示，隨著鋼管埋深的不斷增加，地表沉降槽寬度不斷擴大，1#、2#和3#鋼管頂進引起的地表沉降槽寬度依次為8.1、13.6 和37.8 m，呈現(xiàn)出隨著管幕埋深的增加，沉降槽寬度迅速擴大的趨勢。而4#、5#和6#鋼管頂進引起的地表沉降區(qū)域基本不再變化，沉降槽寬度逐漸趨于穩(wěn)定，大約為52 m。

由圖9 可知，1#至6#鋼管頂進施工時引起的地表豎向最大沉降值依次為0.38、0.94、1.73、3.21、6.29、9.45 mm?？梢钥闯觯S著鋼管埋深的增加，地表最大沉降值也迅速增加，且呈現(xiàn)出指數(shù)型遞增的趨勢。

圖9 不同埋深下鋼管施工時地表最大沉降值

綜上所述，鋼管幕的埋深越淺，頂管施工對地表的影響越小，最大沉降值和沉降槽寬度也隨之越小，且會出現(xiàn)地表隆起現(xiàn)象。因此，在實際鋼管幕的頂進施工過程中，選擇由上至下依次頂進的方案，即為1#→2#→3#→4#→5#→6#。

4 豎向管幕頂進分析

4.1 有限差分模型分析

按照擬定的頂進施工順序，從上至下依次頂進1#至6#鋼管，每次頂進1 m。單根鋼管頂進完成后接續(xù)頂進下一根，不考慮鋼管同時頂進的情況，頂進過程中地表的豎向位移曲線如圖10 所示。

圖10 地表豎向位移曲線

分析圖10 所示的地表豎向位移變化規(guī)律可知，1#至3#鋼管的頂進對地表變形影響較小，地表最大沉降值只有1.15 mm，但隨后4#至6#鋼管的頂進引起的地表豎向位移的迅速增長，分別為3.12、9.34、23.57 mm，由此可以認為4#鋼管頂進時的埋深是引起地表豎向位移突變的臨界值。隨著鋼管頂進施工的進行，地表沉降區(qū)域迅速擴大，鋼管左右兩側的沉降變化相較于中心位置較為平緩，最終豎向位移曲線呈現(xiàn)出“凹”字形，地表沉降最大值位于鋼管幕左右兩側，表明上部已頂進鋼管對地表的變形起到了一定的控制作用。

圖11 為鋼管幕在不同施工階段的豎向應力分布云圖，從圖中可知，1#至3#鋼管的頂進對于地層應力分布影響較小，與圖10 展示出的結果相吻合。從4#鋼管施工開始時，淺部地層中開始形成明顯的壓力拱，鋼管底部應力釋放區(qū)域迅速擴大，最終形成了如圖11（f）所示的結果。以4#鋼管頂進時的埋深作為臨界值，深部地層應力分布呈現(xiàn)出V 形，淺部地層應力分布呈現(xiàn)出W 形，表明了1#至3#鋼管由于其埋深淺、剛度大的特點，會對地表變形起到一定的限制作用。

圖11 豎向應力分布云圖

4.2 監(jiān)測數(shù)據(jù)對比分析

結合依托工程地質條件和管幕施工情況，駱崗機場主跑道上沉降監(jiān)測點布置如圖12 所示。垂直于隧道軸線方向布置3 個監(jiān)測斷面[9-10]，各監(jiān)測斷面距管幕箱涵隧道施工起點的距離依次為22.26、68.33、114.4 m。監(jiān)測斷面1 和監(jiān)測斷面3 測點布置間距相同，隧道范圍內測點間距3.0 m，隧道輪廓線外測點間距5.0 m，每個監(jiān)測斷面均布設有19 個測點；監(jiān)測斷面2 測點間距均為3.0 m，測點均布置在機場跑道上，共布設25 個測點。

圖12 機場跑道變形監(jiān)測點布置示意圖

從圖1 中可以看出，在實際施工過程中，左側和右側的豎排管幕均采用從上至下依次頂進的方式，分別為12#→18#→21#→24#→26#→28#和13#→19#→22#→23#→25#→27#。

左側豎向管幕頂進過程中，產生的地表變形曲線如圖13 所示。其中，監(jiān)測斷面1 位于機場跑道范圍以外，監(jiān)測斷面2 位于機場跑道范圍內。

圖13 左側管幕頂進期間地表變形曲線

從圖13 中可以看出，隨著豎向管幕的頂進，鋼管幕右側的沉降變形量要明顯大于左側，表明鋼管幕施工區(qū)域內的地表沉降量要大于施工區(qū)域外，上排管幕的頂進對區(qū)域內土體進行了一定的擾動，造成土體的液化。豎向管幕施工期間產生的最大沉降值出現(xiàn)在距離中心線大約3 m 的位置處，監(jiān)測斷面1 和2 的最大沉降值分別為19.26 mm 和17.75 mm，豎向管幕右側的地表位移曲線呈現(xiàn)出明顯的V 字形，與有限差分模型得到的結果相吻合。

右側豎向管幕頂進過程中，產生的地表變形曲線如圖14 所示，監(jiān)測斷面1 和2 位于機場跑道范圍以內。

圖14 右側管幕頂進期間地表變形曲線

分析圖14 可知，右側豎向鋼管幕在頂進過程中，左側的沉降變形量要明顯大于右側，同樣呈現(xiàn)出鋼管幕施工區(qū)域內的地表變形量大于施工區(qū)域外。豎向管幕施工期間的最大沉降值出現(xiàn)在距離中心線大約-3 m的位置處，監(jiān)測斷面1 和2 的最大沉降值分別為13.95 mm 和13.60 mm，左側地表變形曲線同樣呈現(xiàn)出V 字形。

結合圖13 和圖14，在頂進施工過程中，埋深越大的鋼管頂進對地表變形的影響越大。豎排鋼管中心線的豎向位移呈現(xiàn)出一定的規(guī)律，即1#至5#鋼管頂進時，地表變形為持續(xù)增長的沉降；6#鋼管頂進時，地表變形為先沉降后小幅隆起，與數(shù)值計算分析結果相同，主要原因為鋼管的剛度大，限制了地表的沉降，同時鋼管幕整體表現(xiàn)出了一定的群管效應，對地表變形起到了控制作用。

5 結論

本文結合合肥市濱湖科學城廬州大道淺埋隧道段工程，對不同埋深與頂進順序下鋼管幕的頂進施工過程進行了模擬。結合有限差分模型結果與現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)，總結出鋼管幕埋深與頂進順序對于地表變形的影響，并得出以下結論。

1）豎向鋼管幕頂進施工時，先上后下的頂進方案明顯優(yōu)于先下后上的頂進方案，上部鋼管的存在能夠有效控制下部鋼管對于地表變形的影響，可以減小施工過程中產生的沉降。同時豎向鋼管間的間隔距離越大，下部對上部鋼管的影響越大，上部對下部鋼管的影響則越小。

2）鋼管埋深越大，其頂進對地表變形的影響也越大。隨著埋深的增加，沉降槽寬度逐漸擴大，管幕中心線上的地表最大沉降值呈現(xiàn)出指數(shù)型遞增的趨勢。

3）鋼管幕從上至下依次頂進為最優(yōu)方案，隨著鋼管的依次頂進，地表沉降不斷增大，地表變形曲線從V形向W 形轉變，淺部鋼管會在一定程度上限制地表沉降的發(fā)展，數(shù)值計算結果與現(xiàn)場實測地表沉降規(guī)律基本相同，表明該頂進方案能有效控制地表位移。