陳 鑫

[1.上海水業(yè)設(shè)計(jì)工程有限公司，上海市 200092；2.上海市政工程設(shè)計(jì)研究總院（集團(tuán)）有限公司，上海市200092]

1 工程概況

鹽城地處里下河尾水地區(qū)，是典型的水質(zhì)型缺水城市。為從根本上解決鹽城優(yōu)質(zhì)原水的問題，實(shí)施了在京杭運(yùn)河寶應(yīng)金氾水段開辟放心水源，將長江水引入鹽城的跨區(qū)域引水項(xiàng)目-鹽城新水源地及引水工程。該工程設(shè)計(jì)規(guī)模115 萬m3/d，包括寶應(yīng)取水、恒濟(jì)、鹽龍湖、射陽四座增壓泵站。整個(gè)工程的管道總長約213 km，穿越寶應(yīng)縣、建湖縣、大豐市、射陽縣。

寶應(yīng)段原水管道采用雙管平行敷設(shè)，雙管總長度約為96 km，管徑為2×DN2400，設(shè)計(jì)工作壓力為0.75 MPa。其中，在樁號BY-B5+270.83 處需穿越京滬高速，在樁號BY-B5+361.67 處需穿越既有西氣東輸管線。頂管穿越京滬高速平縱斷面見圖1，沉降監(jiān)測點(diǎn)布置見圖2，本段頂管總長度為473 m，頂管在65.83 m 距離進(jìn)入京滬高速，在93.43 m 距離穿越京滬高速。

圖1 頂管穿越京滬高速平縱斷面圖

圖2 京滬高速沉降監(jiān)測點(diǎn)布置圖

2 工程地質(zhì)條件

寶應(yīng)地處江蘇省中部、長江三角洲北翼、里下河平原西北部位，屬黃淮沖積平原，以京杭運(yùn)河為界，分成東西兩部分，西高東低；沿運(yùn)河兩岸高亢，東西邊緣低洼；運(yùn)河南北兩側(cè)略高，中間偏低。境內(nèi)多數(shù)地區(qū)在海拔兩米左右，屬里下河沉積平原地貌。自上而下土層按其不同的成因及物理力學(xué)性質(zhì)差異劃分如下：①素填土、②淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土、③黏土、④-1粉質(zhì)黏土、④-2 粉土、⑤粉土、⑤-1 粉土夾粉砂、⑥粉質(zhì)黏土、⑦粉質(zhì)黏土。管線穿越的土層特征描述如下，土層物理力學(xué)參數(shù)見表1。

表1 土層物理力學(xué)參數(shù)

⑤粉土：灰黃色，濕，稍～中密，中等壓縮性，無光澤。搖震反應(yīng)迅速,干強(qiáng)度低，韌性低，該層分布不穩(wěn)定，土質(zhì)不均勻；

⑤-1 粉土夾粉砂：灰黃色，很濕，中密，中等壓縮性，無光澤。搖震反應(yīng)迅速,干強(qiáng)度低，韌性低，該層分布不穩(wěn)定，土質(zhì)不均勻，夾少量淤質(zhì)黏性土團(tuán)塊及密實(shí)狀粉砂薄層（單層厚3～10 mm）,局部互層,具層理,擬建場地該層土分布不均勻；

⑥粉質(zhì)黏土：灰黃色，可塑，中等壓縮性，稍有光澤,局部見少量鐵錳氧化物斑點(diǎn)。無搖震反應(yīng),干強(qiáng)度中等，韌性中等，該層分布不穩(wěn)定，土質(zhì)不均勻。

3 大口徑平行鋼頂管過高速設(shè)計(jì)要點(diǎn)

3.1 頂管套管

輸水管道在穿越高等級道路時(shí)，為了避免管道事故漏水影響道路路基現(xiàn)象發(fā)生，一般需設(shè)置套管。本工程輸水管道為2×DN2400 鋼管，頂管采用2×DN2600 鋼管套管穿越京滬高速。頂管施工結(jié)束后，內(nèi)穿DN2400 鋼管。為確保內(nèi)穿鋼管受力均勻，在兩管空隙間采用環(huán)氧水泥砂漿填充，見圖3。

圖3 頂管套管及其空隙填充示意圖

3.2 頂管埋深

根據(jù)《給水排水工程頂管技術(shù)規(guī)程》（CECS246:2008）[1]5.3 節(jié)，空間交叉管道的凈間距，鋼管不宜小于0.5 倍管道外徑，且不應(yīng)小于1.0 m。由5.4節(jié)，管頂覆蓋層厚度在不穩(wěn)定土層中宜大于管道外徑的1.5 倍，并應(yīng)大于1.5 m。穿越江河水底時(shí)，覆蓋層最小厚度不宜小于1.5 倍管道外徑，且不宜小于2.5 m。

根據(jù)測量、物探資料及現(xiàn)場調(diào)查，京滬高速路面標(biāo)高為6.39 m，西氣東輸管道管底標(biāo)高為-3.48 m。為保證西氣東輸管道安全，DN2600 鋼頂管與西氣東輸管道凈距控制在1 倍管徑，即2.60 m，DN2600 鋼頂管中心標(biāo)高為-7.39 m。頂管在穿越京滬高速段覆土厚度為12.47 m。根據(jù)工程實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)，一般情況下管道穿越高等級道路時(shí)覆蓋層厚度不小于3 倍管道外徑且不小于4 m 時(shí)，頂管施工對道路的影響很小。

3.3 頂管壁厚

根據(jù)《給水排水工程頂管技術(shù)規(guī)程》（CECS246:2008）[1]，作用在管道上的豎向土壓力采用修正的太沙基模型，土弧基座采用120°支承角。由于鋼管的側(cè)向彈性抗力是通過鋼與土的彈性模量比來反映的，不再計(jì)入側(cè)向水土壓力的作用。根據(jù)頂管在施工期和使用期的不同作用組合，對鋼管環(huán)向應(yīng)力、縱向應(yīng)力以及最大組合折算應(yīng)力進(jìn)行計(jì)算。經(jīng)計(jì)算，本工程頂管壁厚取26 mm。鋼頂管傳力面允許最大頂力計(jì)算值約為12 000 kN。

3.4 平行頂管水平間距

對于平行頂管，頂管頂進(jìn)時(shí)水平方向相互干擾，擾動(dòng)區(qū)外側(cè)邊界可以認(rèn)為由兩個(gè)頂管擾動(dòng)區(qū)疊加而成。根據(jù)平行頂管水平中心距與頂管擾動(dòng)區(qū)寬度理論[2]，一般認(rèn)為頂管頂部擾動(dòng)區(qū)寬度小于或等于平行頂管中心距即是安全的，見圖4。

圖4 平行頂管橫向擾動(dòng)示意圖

式中：Be為頂管頂部土體擾動(dòng)寬度（m）；D0為頂管外徑（m）；φ 為土的內(nèi)摩擦角（°）。

本工程頂管土層的加權(quán)平均內(nèi)摩擦角為25°，頂管外徑2.62m。

Be=2.62×=4.78 m，本工程平行頂管中心間距取5 m。

3.5 平行頂管施工縱向最小間距

在頂管實(shí)施過程中，受工期制約，一般希望平行頂管能夠同時(shí)進(jìn)行頂進(jìn)。兩頂管施工縱向最小間距的合理確定，對于減少兩管相互干擾及管間土體的擾動(dòng)至關(guān)重要。施工前采用以下方法來估算平行頂管縱向間距Lmin，見圖5。

圖5 平行頂管縱向擾動(dòng)示意圖

式中：Lmin為平行頂管縱向間距的最小值，m；L1為前方頂管長度，本工程頂管機(jī)頭與后面一節(jié)鋼管做剛性聯(lián)結(jié)，L1為機(jī)頭長度與后面一節(jié)鋼管長度之和，m；γ 由土質(zhì)性質(zhì)決定的系數(shù)，取1.5～2.0。

頂管施工引起的土體擾動(dòng)是通過施工產(chǎn)生的附加應(yīng)力作用于土體產(chǎn)生，頂管機(jī)頭正前方土體受到千斤頂產(chǎn)生的擠壓力、刀盤切削產(chǎn)生的剪切力等作用，應(yīng)力狀態(tài)較復(fù)雜。一方面，土體由于開挖卸土導(dǎo)致應(yīng)力釋放，使土體水平應(yīng)力減??；另一方面，由于頂進(jìn)推力及泥水平衡壓力使土體水平應(yīng)力增大[3]。

當(dāng)兩種作用引起的土體水平應(yīng)力變化達(dá)到平衡時(shí)，頂管施工對土體的擾動(dòng)最小；當(dāng)土體水平應(yīng)力減小值大于主動(dòng)土壓力，掌子面的土體將發(fā)生坍塌，導(dǎo)致地面沉降變形，此時(shí)機(jī)頭前端附加應(yīng)力擴(kuò)散角約為45°+，與主動(dòng)土壓力角一致；當(dāng)土體水平應(yīng)力增加值大于被動(dòng)土壓力，掌子面的土體將發(fā)生擠壓，導(dǎo)致地面隆起變形，機(jī)頭前端附加應(yīng)力擴(kuò)散角約為45°-，與被動(dòng)土壓力角一致。

顯然，頂管機(jī)頭對土體的作用力為被動(dòng)土壓力時(shí)為最不利情況，此時(shí)頂管施工對土體縱向擾動(dòng)的影響范圍最大。頂管施工對正面土體的施力按45°-向前方360°擴(kuò)散，其施工影響距離由施工中控制壓力上限控制，推算如下：

式中：Pp為土的被動(dòng)土壓力（kPa）；P0為土的靜止土壓力（kPa）。

根據(jù)式（3）計(jì)算得出

出于安全考慮，在圖紙中明確：施工過程中兩平行頂管縱向間距Lmin至少控制在50 m 以上。

4 大口徑平行頂管地面沉降理論分析

目前頂管施工產(chǎn)生的地面沉降，常采用Peck 提出的地面沉降槽理論進(jìn)行估算，該理論通過對大量地面沉降數(shù)據(jù)及工程資料進(jìn)行分析，首先提出地面沉降槽呈擬正態(tài)分布的概念，認(rèn)為土體移動(dòng)由土體損失引起，施工引起的地面沉降是在不排水條件下發(fā)生的，所以沉降槽體積應(yīng)等于土體損失體積，地面沉降估算公式為：

式中：S（x）為地面沉降量（m）；x 為離頂管軸線的水平距離（m）；Smax為管道軸線上方的最大地面沉降量（m）；i 為地面沉降槽寬度系數(shù)（m）；Vloss為頂管單位長度的土體損失量（m3/m），通常采用開挖面面積百分率來估算土體損失的大小，令η 為土體損失百分率，則Vloss=πR2η，土體損失產(chǎn)生的沉降已有較多學(xué)者進(jìn)行了研究，一般取土體損失率為0.5%～2.5%，本工程為直線頂進(jìn)，且采用泥水平衡頂管機(jī)，施工質(zhì)量相對可控，故土體損失百分率取1%。

利奇在1985 年對沉降槽寬度系數(shù)進(jìn)行了修正，i=0.64+0.48 h±1.01，h 為地表到頂管中心線的深度。

本工程頂管外徑為2.62 m，穿越京滬高速處地表到頂管中心線的深度為13.78 m，那么：i=0.64+0.48×13.78±1.01=7.25±1.01，安全起見，i 取6.24。

目前，對雙排平行頂管沉降曲線的研究尚處于初步階段，根據(jù)胡熹竹[2]的實(shí)測分析，考慮先施工頂管對后施工頂管的影響，認(rèn)為后施工頂管引起的土體損失量要大于先施工頂管，一般后施工頂管的最終沉降面積比先施工頂管大50%左右。由此，后施工頂管土體損失百分率η2取1.5%，土體損失量Vloss2=0.081，Smax2=5.18 mm。

簡單估算地面沉降由兩根平行頂管地面沉降疊加產(chǎn)生，本工程因平行頂管間距為5 m，所以取2.50 m和5.00 m 兩處進(jìn)行沉降計(jì)算。

簡化考慮，則平行頂管最大沉降出現(xiàn)在兩管中心正上方，最大沉降量S=S1+ S2=3.18+4.77=7.95 mm。

5 大口徑平行頂管地面沉降實(shí)測分析

京滬高速沉降數(shù)據(jù)分析：

取不同日期的道路地面沉降數(shù)據(jù)繪制成圖6，根據(jù)圖6 分析可知：

（1）1 月24 日，左線頂管剛好進(jìn)入京滬高速，路面出現(xiàn)輕微沉降，由圖6 可知左線頂管正上方沉降量約1.6 mm，右線頂管正上方沉降量約1.4 mm。地面沉降曲線未呈現(xiàn)明顯的“沉降槽”現(xiàn)象。

圖6 頂管穿越京滬高速地面沉降實(shí)測曲線

（2）1 月26 日，左線頂管穿越京滬高速，由圖6 可知左線頂管（L9 沉降監(jiān)測點(diǎn)）最大沉降量約4.3 mm，增加了2.7 mm，位置位于頂管正上方；右線頂管（L10 沉降監(jiān)測點(diǎn)）最大沉降量約2.7 mm，增加了1.3 mm，實(shí)測地面沉降值較Peck 公式計(jì)算結(jié)果偏大。地面沉降曲線呈現(xiàn)出明顯的“沉降槽”現(xiàn)象。

（3）2 月19 日，左線頂管全線貫通，結(jié)合施工記錄，左線頂管施工過程中，為了降低左線后續(xù)頂管對土體的擾動(dòng)，減小地面沉降，施工單位通過調(diào)整注漿壓力、控制膨潤土注入，同時(shí)適當(dāng)提高頂管速度，地面變形表現(xiàn)出一定的隆起現(xiàn)象。由圖6 可知，此時(shí)左線頂管（L9 沉降監(jiān)測點(diǎn)）的沉降最大值約3.2 mm，隆起了1.1 mm，右線頂管（L10 沉降監(jiān)測點(diǎn)）的沉降最大值約1.3 mm，隆起了1.4 mm。據(jù)此分析，在考慮有效施工控制因素的情況下，實(shí)測地面沉降值與Peck公式計(jì)算的最大地面沉降量十分接近。

（4）3 月17 日，右線頂管剛好進(jìn)入京滬高速，由圖6 可知，右線頂管（L10 沉降監(jiān)測點(diǎn)）正上方沉降量約3.9 mm，右線頂管頂進(jìn)造成其正上方沉降量達(dá)2.6 mm，較1 月24 日左線頂管頂進(jìn)時(shí)L9 沉降監(jiān)測點(diǎn)產(chǎn)生的地面沉降大。此時(shí)左線頂管（L9 沉降監(jiān)測點(diǎn)）最大沉降值約5.0 mm，增加了1.8 mm，最大沉降點(diǎn)并未發(fā)生明顯偏移，仍位于左線頂管正上方，地面沉降槽曲線寬度較左線頂管時(shí)加寬。

造成這一現(xiàn)象的主要原因是左線頂管施工時(shí)對周邊土體產(chǎn)生擾動(dòng)，右線頂管施工引起土體二次擾動(dòng)，造成土體損失加劇，因此在同樣條件下后施工頂管的最大地面沉降量要大于先施工頂管，沉降槽寬度也相應(yīng)增大。但右線頂管剛進(jìn)入高速，對總體沉降產(chǎn)生的影響有限，故最大沉降值未發(fā)生明顯偏移。

（5）3 月18 日，右線頂管穿越京滬高速。由圖可知，通過左線穿越京滬高速的經(jīng)驗(yàn)積累，在采取了有效的施工控制措施后，右線穿越京滬高速時(shí)右線正上方（L10 沉降監(jiān)測點(diǎn)）地面沉降量約4.5 mm，僅增加了0.6 mm，左線正上方（L9 沉降監(jiān)測點(diǎn)）地面沉降量約5.2 mm，增加了0.2 mm，此時(shí)沉降槽曲線最大沉降值明顯向右側(cè)頂管偏移，最大沉降值約5.5 mm。

隨著右線頂進(jìn)，右側(cè)頂管對總體沉降產(chǎn)生的影響逐漸增加，使最大沉降量向右側(cè)偏移。施工時(shí)采取有效控制措施明顯降低了因土體損失產(chǎn)生的地面沉降。

（6）4 月5 日，右線頂管全線貫通。此時(shí)，左線正上方最終地面沉降量約8.6 mm，增加了3.4 mm，右線正上方最終地面沉降量約8.0 mm，增加了3.5 mm，沉降槽曲線最大沉降值位于兩管中軸線偏左側(cè)位置，最大沉降值約8.8 mm，實(shí)測地面沉降值與Peck公式計(jì)算的最大地面沉降量比較接近，沉降槽曲線寬度明顯增加。

由于右線后續(xù)頂管對周圍土體的持續(xù)擾動(dòng)，地面沉降量進(jìn)一步增加。采取有效施工控制措施雖然可以減小地面沉降量，但畢竟作用有限，從左右線頂管正上方的沉降增加量及Peck 沉降計(jì)算分析可知，有效控制措施對于減小頂管正上方沉降量的作用效果明顯優(yōu)于對頂管兩側(cè)土體沉降量的影響。右線頂管施工對已完成的左線再次進(jìn)行擾動(dòng)，且左線土體受擾動(dòng)程度更嚴(yán)重，因此最終的沉降槽曲線最大值仍位于兩管中軸線左側(cè)。

6 結(jié)論

（1）結(jié)合鹽城新水源地及引水工程，研究了大口徑平行頂管穿越高速的套管設(shè)置、頂管壁厚、頂管水平間距及頂管施工縱向最小間距等設(shè)計(jì)要點(diǎn)，補(bǔ)充了目前頂管設(shè)計(jì)規(guī)范尚未明確的相關(guān)內(nèi)容，為大口徑平行頂管穿越高等級道路工程設(shè)計(jì)提供參考。

（2）根據(jù)Peck 地面沉降槽理論對平行頂管施工引起高速路面沉降進(jìn)行理論分析，認(rèn)為后施工頂管引起的土體損失量比先施工頂管大50%左右，再分別獨(dú)立計(jì)算出兩平行頂管的地面沉降量，然后疊加得到平行頂管施工引起的高速路面沉降。在不采取有效施工控制措施的情況下，實(shí)測地面沉降值較Peck 公式計(jì)算結(jié)果偏大，采取有效施工控制措施后，實(shí)測地面沉降值與Peck 公式計(jì)算的最大地面沉降量較接近。

（3）采取有效控制措施雖然可以減小地面沉降量，但作用有限。同時(shí)有效控制措施對于減小頂管正上方沉降量的作用效果明顯優(yōu)于對頂管兩側(cè)土體沉降量的影響。

（4）先施工頂管對周邊土體產(chǎn)生擾動(dòng)，后施工頂管引起土體二次擾動(dòng)，造成的土體損失加劇，因此在同樣條件下后施工頂管的最大地面沉降量要大于先施工頂管，沉降槽寬度也相應(yīng)增大。

（5）施工第一根頂管時(shí)，地面沉降槽曲線最大值位于先施工頂管正上方。隨著后施工頂管頂進(jìn)，后施工頂管對總體沉降產(chǎn)生的影響逐漸增加，地面沉降槽曲線最大值向后施工頂管方向偏移。但最終的沉降槽曲線是非對稱的，沉降量最大值位于兩管中軸線偏向先施工頂管一側(cè)。這是由于后施工頂管對先施工頂管再次進(jìn)行擾動(dòng)，使先施工頂管土體受擾動(dòng)程度更嚴(yán)重造成的。