房 军

(中铁第四勘察设计院集团有限公司,武汉 430063)

自19世纪末美国最早在铸铁管道铺设工程中采用顶管法[1]。至今,顶管施工已发展为一种适用于各工程领域的典型非开挖施工方法[2],而顶管施工引起的地表沉降等问题是研究者们长期关注的重点。理论研究方面：彭立敏等[3]依托工程案例,结合国内矩形顶管发展现状,总结了顶管施工在理论、设计和施工等方面存在的问题;刘营[4]基于浅层隧道开挖引起地表沉陷的监测数据及工程资料,提出了沉降槽正态分布公式;朱卫杰等[5]结合现场监测数据,提出了浅覆土条件下矩形顶管施工期的内力演化规律。工程案例方面：郭伟等[6]基于底线电缆隧道穿越高架桥桩基工程案例,分析了顶管施工对周围土体及桩基的变形影响;邓文杰等[7]研发室内模型试验系统,研究近间距顶管对既有管线和地表竖向变形的影响及控制措施;吴垠龙等[8]通过现场实测分析,提出顶管施工对既有隧道的影响范围及变化趋势。三维计算方面：雷华阳等[9]基于Terzagh松动土压力模型,分析了顶管施工中土拱效应的渐近发展趋势;王紫娟等[10]利用位移控制法,研究顶管施工对地表横向和纵向变形的影响规律,并分析了敏感性参数的影响;尚陪陪[11]研究了大跨度框构桥顶进施工对线路稳定性的影响及相关加固技术。刘顺青等[12]通过三维数值分析,分析了顶管施工中地表及既有桥梁附近土体的变形规律。综观顶管施工研究与应用过程,相关研究在逐步向实际施工需求及三维动态分析发展,但关于运营高速铁路的顶管施工鲜有报道。

目前国家高铁网络在逐步扩大完善,但随着时间积累,运营高铁的相关问题在日益增多,高铁运维整治及提质改造等措施势在必行。本文基于运营高铁改扩建工程实例,通过数值模拟及现场监测,分析复杂地层条件下运营高铁微型顶管施工过程中地表变形情况,同时结合运营高铁施工特殊性,研究铁路开通运营过程中施工区域地表沉降规律,并提出相关控制措施。

1 工程概况

永康南站改扩建工程中,需增加4处过轨管道,涉及金温高铁2处正线股道,5处到发线股道。为不影响列车正常运行,拟采用轨下微型顶管群的施工方式。管径D为0.2 m,最长顶距15.5 m,最小覆土厚度为0.7 m;同一断面最多需布置13根顶管,管间距不大于0.1 m;下穿正线股道顶管布置如图1所示,顶管横断面如图2所示。利用天窗时间施工,开通条件为地表沉降不大于5 mm。顶管范围内主要为杂填土,且存在较大杂石,填土松散无积水。

图1 下穿高铁正线顶管施工俯视图

图2 顶管横断面示意图

2 数值计算

为确保顶管施工期间高铁安全运营,施工前先采用ABAQUS对地表沉降情况进行模拟计算。由于顶管施工引起的横断面方向地层变形最大值出现在管道轴线的上方,并沿管道横向侧边逐渐减小,影响范围在4D左右,分布曲线类似正态分布[13]。结合工程实际情况,采用5D以上的均质弹性有限域,选取标准CRTSⅡ型无砟轨道结构。考虑到路基结构的散体材料特性,路基结构采用摩尔-库仑塑性材料模型,内摩擦角取37°,黏聚力为8 kPa,土体重度为8.2 kN/m3,管土摩擦系数为0.1。为了消除边界条件影响,地基深度取20 m。轨道顶面施加ZK活载(中国客运专线标准活载),支承层底面和路基表层间采用绑定约束连接,建立有限元模型如图3所示。

图3 无砟轨道及路基模型网格

分别计算不同覆土厚度下的应力及位移,横向每2 m作为一个顶进循环,顶管模型上表面设为自由边界,其余各面设置相应的位移约束。如图4所示,施工前,在地应力条件下线路结构位移分布比较均匀稳定;施工过程中,覆土厚度越大线路结构位移及地表变形越小[2]。当覆土厚度为2D(0.4 m)时的线路结构最大位移约为4D(0.8 m)时的2倍;覆土厚度为4D(0.8 m)时,地表变形基本趋于稳定;覆土厚度为6D(1.2 m)时,变形量变化率已小于1%。

进一步分析顶管过程中管道横断面变形情况。如图5所示,顶管施工过程中,地表土层变形主要以沉降为主,横断面变现量会随着距顶进轴线横向距离增大而减小,分布形态基本呈“U”形,最大变形量发生在顶进断面处顶管轴线位置,最大沉降为2.93 mm,满足施工要求;地表沉降横向影响情况,在距轴线距离3D范围内沉降量比较明显,3D范围之外沉降量曲线迅速衰减并基本收敛于零[13]。焦义等[14]进一步指出,顶管施工在不同深度处土体沉降突变及差异主要表现在顶管轴线两侧约3.4D范围内。

图5 地表横断面沉降三维示意图

采用Peck式(1)对数值模拟结果进行验证。

如图6所示,顶进断面处地表横向沉降量的数值模拟结果与Peck公式计算结果分布形态基本一致[15];地表最大沉降点均处于顶管轴线位置,但Peck公式最大沉降量略小,这是由于理论计算没有考虑施工过程中的管-土相互作用。整体而言,在距管轴线3D范围内两种方法计算结果误差约在6%以内,而当距管轴线距离大于3D时,地表沉降量逐渐收敛于零,而Peck法沉降曲线衰减更明显。

图6 地表横向沉降量对比

3 施工结果及控制措施

3.1 施工结果分析

基于模拟结果,沿顶管轴线方向布置5个测点,监测施工过程中地表变形情况。由图7(a)可知,竖向变形方面,轨道板部位主要表现为沉降,最大沉降量为1.74 mm,发生在轨道板顶管施工阶段;而封闭层部位主要以轻微隆起为主,最大隆起量为1.35 mm,发生在列车运行24 h后。钻孔阶段向顶管阶段过渡期间,始发井位置产生局部沉降,其余部位整体呈轻微上拱趋势;但在列车运营24 h后,较顶管阶段而言,封闭层部位地表最大隆起量剧增16.5倍,而轨道板部位最大隆起量仅增加0.48倍;列车运营48 h后地表变形基本趋于稳定。由图7(b)可知,在顶管施工过程中地表横向变形整体呈轻微下沉趋势,列车开通运营后地表产生整体上拱,最终在1.5 mm范围趋于稳定。地表横向变形会受到来自施工与行车不同方向上的作用力,但轨道板和封闭层部位横向变形趋势一致,并在行车24 h后开始趋于稳定,整体施工满足精度控制要求。究其原因,基于Terzaghi活动门模型,由于顶管施工引起的地层损失会导致两侧及上方土体发生相对错动,进而产生滑移破坏面,主应力轴在此过程中发生旋转,土体应力状态发生变化[9],最终导致地层产生位移。

图7 顶管施工地表变形规律

进一步探讨施工过程中土压力影响情况,通过4种经典计算方法分析土压力影响因素。考虑到不同计算理论的适用条件,现基于归一化理论绘制土压力变化曲线。由图8可知,土压力与覆土厚度正相关,由于不同覆土厚度下土层的竖向沉降、水平位移会有所不同,顶管施工过程中当土压力突破临界值时则会造成地表变形。土压力与黏聚力、内摩擦角呈负相关,由于土力学性能增大改变土体的应力状态,也会导致土拱效应增强,从而平衡了部分竖向应力[16]。

图8 不同影响因素各计算方法的土压力归一化曲线

对4种计算结果进一步分析。由图9可知：土柱法计算结果整体偏大;普氏卸荷法计算结果较发散,很容易受其他因素影响;马斯顿法计算结果整体偏小,且较发散;太沙基法计算结果误差较小,相对稳定。由此可推断,复杂地层条件下微型顶管土压力计算可优先选用太沙基理论[17]。

图9 不同计算方法各影响因素的土压力归一化曲线

3.2 控制措施建议

基于工程实际案例及本文研究结果,对于涉铁顶管工程,尤其是运营高铁顶管施工,建议参考以下几点地表沉降控制措施。

1)设备选型需合理。由于运营高铁施工条件苛刻、地层复杂、施工安全要求高,为了更科学合理地确定顶管设备方案,可采用模糊层次分析法优选顶管设备[18],需综合考虑施工环境、地层适应性、精度、钢管长细比、径厚比等影响因素[19]。

2)复杂地层预加固处理。在覆土厚度较小,且土力学性能不利的复杂地层,可通过地层预加固处理,提高既有线地基的抗压和抗剪强度,增强土体的弹性模量和整体受力能力,进而有效控制既有铁路的沉降量。

3)加强过程控制与试验监测。在施工过程中,需严控顶管进尺,选取合理的施工技术参数,并根据实际施工情况,确定铁路运行的限速标准和限速时间区间。加强施工过程监测,动态反馈顶管施工信息,及时掌握施工过程中顶管的受力及土体的位移等变化情况。通过可靠的模型试验[7],可有效分析顶管施工相关因素的变化规律,并以此来检验修正现场施工参数,确保顶管施工安全完成。

4 结论

1)顶管施工地表变形主要以沉降为主。横断面变现量会随着距顶进轴线横向距离增大而减小,分布形态基本呈“U”形。最大变形量发生在顶进断面处顶管轴线位置,在距轴线距离3D范围内,沉降量比较明显,3D范围之外沉降量曲线迅速衰减并基本收敛于零。

2)轨道板部位竖向变形主要表现为沉降,封闭层部位主要为轻微隆起。钻孔阶段向顶管阶段过渡期间,始发井位置产生局部沉降,其余部位整体呈轻微上拱趋势。当列车运行24 h后,地表会产生隆起现象,且线间封闭层变形尤为明显;当列车运行48 h后,地表变形基本趋于稳定。

3)覆土厚度越大线路结构位移及地表变形越小、土压力越大,当覆土厚度小于2D时,不利于顶管施工;覆土厚度不小于6D时,地表变形量变化率已小于1%,是较施工理想的覆土厚度。顶管施工土压力与黏聚力、内摩擦角负相关,复杂地层施工可通过预加固处理控制地表沉降量,且该类顶管施工土压力计算建议优先选用太沙基理论。