管幕-结构法群管顶进对车站站场站台及股道沉降影响研究

韩现民， 肖明清， 李文江， 朱永全

(1. 石家庄铁道大学， 河北 石家庄 050043； 2. 中铁第四勘察设计院集团有限公司， 湖北 武汉 430063)

0 引言

管幕法自1979年开始用于修建比利时Antewerp地铁车站，在韩国逐渐发展并普遍应用。由管幕法发展而来的新管幕法(简称 NTR工法),引入中国后有学者称管幕预筑法(简称PPM)或管幕-结构法。管幕-结构法在我国经历了引进、吸收消化、改进和工程应用等几个阶段。

在管幕-结构法研究方面: 邢凯等[1]对管幕法进行了介绍；刘杨等[2]对具体工程管幕群管顶进地层损失率和沉降槽宽度系数进行了研究，并对Peck公式进行了修正；黎永索等[3]对沈阳地铁新乐遗址站的管幕预筑隧道衬砌结构在土方大开挖过程中的变形和受力进行了现场监测分析；熊昊翔等[4]、何超等[5]对拱北隧道管幕施工参数进行了研究。

经过理论研究和工程实践，相关研究[6-11]对管幕-结构法的结构受力特性、设计理论和施工技术有了一定的认识和经验积累。

目前，虽然对管幕-结构法的施工效应和结构受力进行了一些研究，但对管幕结构的受力特征、承载特性、群管顶进力学效应以及复杂的施工过程中结构受力与变形的空间转换规律等仍缺乏深入研究。

下穿车站工程对股道变形的影响分析研究主要集中在盾构施工方面： 肖力等[12]对盾构下穿多条股道时地表沉降规律进行了研究；卢裕杰[13]对盾构下穿车站股道施工风险进行了综合分析，提出了控制技术；刘文静[14]对盾构下穿车站时股道差异沉降进行了分析，并提出了加固措施；李文江等[15]采用数学力学分析方法，建立了隧道施工地表沉降控制基准；冉红玲[16]采用数值计算方法对顶管施工引起的轨道变形进行了研究，并给出了变形控制标准建议值。

迎泽大街下穿太原市火车站通道工程暗挖段采用管幕-结构法施工，工程具有地层软弱、埋深小、站内行车股道多、对沉降控制要求严等特点。在管幕钢管多次顶进扰动影响下，容易使上覆地层产生有害变形，严重时影响行车安全。本文采用数值计算对管幕结构钢管顶进次序对地表沉降影响进行研究，确定最优顶进次序；采用数值计算和现场监测相结合的手段，对群管顶进多次扰动下站台沉降、轨道纵向不均匀沉降及横向差异沉降变形特征进行分析，揭示群管顶进过程中站台和股道沉降变化规律。

1 依托工程概况

迎泽大街下穿太原火车站采用管幕-结构法施工的地下通道工程包括北线车行通道和南线车行通道，通道正交下穿太原站站场，南、北通道轴线中心相距346 m，南通道长235 m(管幕段105 m)，北通道长228 m(管幕段102.5 m)。

1.1 车行通道设计

地下通道为双孔单向4车道，采用(3.5+3.5+3.25+3.25) m 的车道组合，结构全宽18.2 m，全高10.5 m。通道横断面如图1所示。

图1 车行通道横断面设计(单位： mm)

根据地下通道内净空设计尺寸要求，每条通道设置20根φ2 m×20 mm钢管，其中上、下部各7根，左、右侧边墙各3根，钢管间距为165～265 mm。

1.2 站场地层特征

通道工程涉及地层从上到下有人工填土层、第四系冲洪积层新黄土，顶管主要穿越黄土地层。填土层埋深为0～4.6 m，软塑新黄土层埋深为3.5～15.4 m，硬塑新黄土层厚度为12.5～26.6 m。施工揭露地下水位一般处于通道结构底板以下，黄土渗透性等级为弱透水。

依据地勘资料，填土层和黄土主要物理力学指标如表1所示。

表1数值计算采用的物理力学参数表

Table 1 Physico-mechanical parameters used in numericalcalculation

项目重度/(kN·m-3)弹性模量/MPa泊松比黏聚力/kPa内摩擦角/(°)素填土16.0300.281015软塑黄土地层17.0500.3520.4414.29硬塑黄土地层17.81000.3020.9515.83碎石道床20.01300.30管棚加固层20.01320.25触变泥浆10.22000.46钢管78.52.1×1050.31

1.3 车行通道与站台、股道位置关系

管幕暗挖段共穿越4座站台、10股轨道，其中6条到发线、4条正线，既有轨道钢轨顶面距北线车行通道顶板为3.6 m、距南线车行通道顶板为3.5 m。其中有4座站台内部行包通道支通道位于新建南地下通道正上方。站台、股道与行车通道平面位置关系如图2所示。

图2 站台、股道与行车通道平面位置关系

Fig. 2 Positional relationship among platform, track and vehicle lane

2 股道变形控制标准

地下通道开挖引起的地表沉降对既有铁路影响主要表现为2个方面： 一方面可能造成水平超限；另一方面可能造成钢轨前后高差超限。一般情况下，超过容许限值的水平差，只是引起车辆摇晃和2股钢轨的受力不均，导致钢轨的不均匀磨损；而前后高低不平顺对线路运营危害较大。

对于施工期股道高低和水平变形控制标准，依据2013年的《高速铁路有砟轨道线路维修规则(试行)》中对线路轨道静态几何尺寸容许偏差管理值规定，可参照限速160 km/h对应的数值，即2股钢轨顶面水平的容许偏差不得大于10 mm，钢轨前后高差不得大于11 mm。

综合工程实际和规范要求，制定铁路线路容许轨面沉降控制值如表2所示。

表2轨道变形及站台沉降控制指标

Table 2 Control indices of track deformation and platformsettlement

控制指标股道沉降/mm最大沉降速率/(mm/d)轨面沉降预警值7.70.7轨面沉降控制值11.01.0轨间差异沉降预警值7.00.7轨间差异沉降控制值10.01.0站台沉降预警值8.40.8站台沉降控制值12.01.2

3 顶管模拟影响因素分析

南北地下通道管幕结构各由20根钢管组成(如图3所示)，其中顶部范围1#—9#、19#—20#钢管采用开敞式顶管机顶进，以便处理地层浅部可能存在的障碍物；其余钢管采用土压平衡式顶管机顶进。其中上部1#—7#钢管埋深约3.6 m，中部8#、20#钢管埋深5.6 m，9#、19#钢管埋深7.8 m，10#、18#钢管埋深10 m，下部11#—17#钢管埋深约12.2 m。

图3 管幕顶进中钢管编号

顶进过程中采用的触变泥浆为钠基膨润土，主要成分为蒙脱石。

顶管顶进模拟过程中需要考虑稳定掌子面的土舱压力、钢管顶进过程中地层与顶管之间的摩擦力、地层损失、触变泥浆层的作用及注浆压力等主要因素。

3.1 土舱压力

土压平衡式顶管机土舱压力值一般处于主动土压力与被动土压力之间，按上海软土地区的工程经验，如果实际操作中控制前舱压力在刀盘中心处土层静止土压力上下20 kPa范围内，则顶进正面推力对周围土层及构筑物产生的影响较小。

根据钢管的围岩和埋深计算出1#—20#钢管的土压平衡式顶管机的土舱平衡压力值，结果如表3所示。

表3钢管顶进模拟中掌子面中心正面推力取值

Table 3 Pressure of working face center during pipe jackingsimulation

编号中心正面推力/kPa1#2#3#4#5#6#7#8#9#10#128编号中心正面推力/kPa11#15012#15013#15014#15015#15016#15017#15018#12819#20#

3.2 管周摩擦阻力

在数值计算中考虑顶进过程中顶管对地层的摩擦作用时，采用对管壁四周相邻的泥浆施加均布的切向力的方法来模拟，其方向为顶管推进方向，大小则取为单位面积的摩阻力。

摩阻力可采用2012年的《顶管施工技术及验收规范(试行)》(式(1))、余彬泉等[17](式(2)、(3))和何莲等[18]推荐的公式进行计算，取均值后计算结果见表4。

(1)

式中:p为管周摩阻力；f为管道与周围土层之间摩擦因数；γ为管道所处土层重力密度；D为管道外径；H为管道顶部覆土厚度；φ为管道所处土层内摩擦角；ω为单位长度管道自重。

(2)

式中：q为管周均布荷载；μ′为管道与周围土层之间摩擦因数；R为管道半径；C′为管道与周围土层之间黏聚力。

(3)

式中:α为管道与周围土层之间摩擦因数；τs为管道与周围土层之间剪应力。

何莲等[18]给出的软土地区考虑注浆减摩作用的经验值如下：

当顶进长度l≤100 m时，单位面积的摩阻力f0=50l-0.5kPa； 当l>100 m时，f0=2～5 kPa。

表4钢管顶进模拟中管周摩阻力取值

Table 4 Circumferential frictional resistance during pipe jacking simulation

编号管周摩阻力/kPa1#42#43#44#45#46#47#48#89#1010#13编号管周摩阻力/kPa11#1512#1513#1514#1515#1516#1517#1518#1319#1020#8

3.3 地层损失

顶管施工过程中地层损失通过地应力释放率来实现，考虑到顶管机刀盘与钢壳间隙、管节与围岩之间空隙注浆充填饱满度，按经验在相应位置地层应力释放率取5%。

顶管顶进模拟主要分3步： 1)沿顶进方向开挖1 m土体(包括顶管和触变泥浆层范围内土体)，同时对掌子面施加法向应力以模拟土舱压力，洞壁节点施加初始地应力值95%的反力以模拟地层损失； 2)激活顶管和泥浆层，在与顶管接触的泥浆层面上施加切向力模拟顶进对地层摩擦拖拽作用，施加注浆压力，同时删除洞壁节点上施加的反力； 3)删除掌子面土舱压力，开挖1～2 m土体，重复1)、2)步骤，直到顶进完成。

4 钢管顶进对站台、道床沉降影响模拟研究

4.1 钢管顶进次序对地表沉降影响分析

4.1.1 数值计算模型及计算力学参数

为了研究开敞式与土压平衡式顶管组合下群管顶进对站内股道沉降的影响，根据工程特点，数值模拟计算范围如下： 沿顶管轴线纵向(Y轴)取67.2 m，顶管横截面方向(X轴，铁路线路方向)取113.4 m、竖直方向(Z轴)高度约45 m，上部钢管埋深为3.6 m。群管顶进三维数值模型如图4所示。

图4 群管顶进三维数值模型

数值计算中地层、泥浆及钢管采用的物理力学参数见表1。土层按弹塑性材料考虑，满足摩尔-库仑(M-C)屈服准则，采用实体单元模拟，触变泥浆层和钢管按弹性材料考虑，钢管采用壳单元模拟，泥浆层厚3 cm，采用实体单元模拟。

设计时在上、下7根钢管上部采用φ180 mm@300 mm管棚超前支护形式，计算中管棚支护采用等效加固区模拟，参数见表1。

计算中未考虑地下水，注浆压力为0.15 MPa，股道行车荷载取74.46 kPa，均匀施加在路基表面。

4.1.2 计算工况

为了研究钢管顶进次序对地表沉降影响，主要分析先下后上和先上后下的顶进次序，从理论上确定钢管合理的顶进次序。

工况1： 遵循先下后上、左右同时、间隔交替顶进次序； 工况2： 遵循先下后上、由左向右、间隔交替顶进次序； 工况3： 遵循先上后下、由左向右、间隔交替顶进次序。各工况钢管顶进次序如表5所示。

表5不同工况下钢管顶进次序

Table 5 Jacking sequence of steel pipe under different working conditions

顶进次序工况1工况2工况3114#14#1#216#12#3#315#16#5#418#13#7#517#15#2#620#10#4#719#18#6#82#11#8#91#17#10#103#8#9#1112#20#11#1213#9#13#1310#19#15#1411#6#17#158#2#12#169#7#14#176#1#16#187#4#18#194#3#20#205#5#19#

4.1.3 计算结果分析

工况1管幕顶进过程中站台地表横向沉降曲线如图5所示。由计算结果可知： 1)工况1—3最大沉降量分别为4.25、4.21、5.27 mm，说明顶进次序会影响地表的最终沉降量； 2)与其他工况相比，工况1沉降量最小、且优势明显，表明采用先下后上的钢管顶进次序，可减弱多次顶进对上层土体的施工扰动。

图5 工况1顶进过程中地表沉降曲线

Fig. 5 Surface settlement curves during jacking process under construction condition 1

4.2 钢管顶进过程中站台及道床沉降特征

现场顶进施工时，为掌握开敞式顶管和土压平衡式顶管顶进施工技术以及对地层扰动影响规律，在南、北通道首先进行了1#(开敞式)和11#(土压式)2个试验管顶进。考虑到顶进设备空间布置需求，南、北通道实际顶进次序见表6，基本遵循先下后上的顶进次序。

表6南、北通道钢管顶进次序

Table 6 Jacking sequence of steel pipe of south and northchannels

顶进次序南通道北通道111#11#21#1#313#13#43#3#517#9#69#20#715#14#85#2#910#10#1019#6#顶进次序南通道北通道1112#15#124#18#132#8#1414#16#156#5#1618#19#178#12#1816#7#1920#17#207#4#

4.2.1 站台沉降变形规律

站台沉降选取南、北通道3#站台为主要研究对象，数值计算结果如图6和图7所示。由计算结果可知： 1)受多次顶管施工扰动叠加影响，地表横向沉降曲线呈现出类似Peck曲线特征的沉降槽形态； 2)群管顶进过程中地表最大沉降位置处于变化之中，受顶进钢管的空间位置影响较大； 3)受埋深和顶进方式的影响，上部顶管顶进对地层扰动明显高于下部顶管，地表沉降增量显著； 4)受顶进次序影响，南通道站台最大沉降(4.54 mm)略大于北站台(4.48 mm)； 5)顶进施工对地表沉降横向影响范围约为50 m，即管幕结构两侧外各16 m范围，影响范围与地层性质、土舱压力值、注浆压力和地层损失率密切相关。

图6 钢管顶进过程中南通道3#站台沉降曲线

Fig. 6 Settlement curves of #3 platform of South Passage during jacking process of steel pipe

图7 钢管顶进过程中北通道3#站台沉降曲线

Fig. 7 Settlement curves of #3 platform of North Passage during jacking process of steel pipe

4.2.2 道床沉降变形特征

在群管顶进施工对股道的变形特征数值模拟分析中，由于钢轨、轨枕和道床之间的相互作用关系较为复杂，未建立钢轨和轨枕模型，数值计算中只对道床的沉降变形进行了模拟研究，主要用来预测轨道纵向沉降趋势。

南、北通道管幕顶进过程中道床沉降数值计算结果如图8和图9所示。由计算结果可知： 1)道床沉降特征与站台类似； 2)受钢管空间位置与顶进次序影响，南北通道上部道床沉降槽形状和最大沉降点位置在顶进过程中一直处于动态变化之中，最终最大沉降值相差较小，其中南通道上道床为4.64 mm，北通道上道床为4.57 mm，最大沉降值皆位于管幕中间位置对应的地表。

图8 钢管顶进过程中南通道轨道道床沉降数值计算结果

Fig. 8 Settlement curves of track bed of South Passage during steel pipe jacking process

图9 钢管顶进过程中北通道轨道道床沉降数值计算结果

Fig. 9 Settlement curves of track bed of North Passage during steel pipe jacking process

5 管幕顶进过程中站台沉降及股道变形的现场监测

5.1 现场监测内容及测点布置

为了保证管幕-结构法施工时列车运营安全和站台正常使用，重点对站台沉降、线路轨道静态几何尺寸容许偏差中的水平(轨道间差异沉降)以及高低(轨道前后高差)进行监测。

站台沉降测点布设： 在南、北地下通道上的每个站台台面上设置2条测线，每条测线布置11个沉降观测点，测点间距为5 m，监测范围为50 m(约2.5倍洞径)，共有14条站台沉降测线、154个测点。测点布置示意见图2(为说明问题，图中仅给出了部分测点布置位置)。

股道变形测点布设： 在南、北地下通道上部每条轨道的轨枕上沿轨向设置13组测点，测点间距为5 m，监测范围为60 m(约3倍洞径)，共布置40条测线、520个测点，分别对南北通道上部10条股道在管幕施工时的沉降进行了监测。测点布置示意见图2。

5.2 站台沉降变形监测结果

站台沉降选取南、北通道3#站台为主要研究对象，现场沉降监测结果如图10和图11所示，南、北通道14条站台沉降现场监测结果统计如表7和表8所示。监测结果表明： 1)群管顶进对地表沉降影响规律与数值模拟结果基本一致，最大沉降值为4.5～10.0 mm； 2)由于一些施工和外部干扰因素在数值模拟中难以考虑，故实测结果普遍大于数值计算结果； 3)实测结果站台沉降速率为0.2～0.41 mm/d，平均沉降速率约为0.30 mm/d，满足变形控制标准要求。

图10 钢管顶进过程中南通道3#站台NZT3测线沉降曲线

Fig. 10 Settlement curves of NZT3 line in #3 platform of South Passage during jacking process of steel pipe

图11 钢管顶进过程中北通道3#站台NZT3测线沉降曲线

Fig. 11 Settlement curves of NZT3 line in #3 platform of North Passage during jacking process of steel pipe

表7群管顶进过程中南站台各测线最大沉降量及沉降速率统计

Table 7 Statistics on maximum settlement and rate of eachmonitoring line in south platform during jacking

测线最大沉降量/mm最大沉降速率/(mm/d)NZT19.60.31NZT28.60.32NZT39.40.26NZT48.10.31NZT59.80.28NZT69.70.36NZT710.00.41均值9.30.32

表8群管顶进过程中北站台各测线最大沉降量及沉降速率统计

Table 8 Statistics on maximum settlement and rate of eachmonitoring line in north platform during jacking

测线最大沉降量/mm最大沉降速率/(mm/d)BZT14.50.20BZT25.10.21BZT36.20.31BZT47.30.26BZT59.40.36BZT69.10.30BZT77.90.31均值7.10.28

5.3 股道变形监测结果

股道变形现场监测项目主要为线路轨道静态几何尺寸容许偏差中的高低和水平变形。

由于现场监测数据量大，受篇幅限制，无法一一列出，这里只选取南、北地下通道上的3#股道作为典型测试断面来分析。北通道、南通道管幕顶进过程中3#股道钢轨沿轨向的沉降(高低)监测结果如图12和图13所示，2条钢轨差异沉降(水平)监测结果如图14和图15所示，钢管顶进过程中南、北通道地表线路轨道的最大高低及水平变形统计结果如表9和表10所示。

现场监测结果表明： 1)钢轨受下伏顶管顶进影响的横向范围为50 m左右，沉降槽形状呈Peck曲线形态，沉降值为1.8～9.8 mm，最大沉降值一般在管幕中间位置； 顶进过程中钢轨最大沉降值为9.8 mm，出现在南通道2#股道，满足轨道平顺度要求； 2)南北通道上部股道2条钢轨的差异沉降(水平)值为0.4～1.7 mm，顶进过程中最大值主要出现在管幕中间位置，具体为北通道上部第6条股道BGD6处，值为1.7 mm，满足水平容许偏差值。

图12 钢管顶进过程中北通道上部3#-1轨面沉降(高低)曲线

Fig. 12 Curves of #3-1 rail surface settlement (high/low) above North Passage during jacking process steel pipe

图13 钢管顶进过程中南通道上部3#-1轨面沉降(高低)曲线

Fig. 13 Curves of #3-1 rail surface settlement (high/low) above South Passage during jacking process steel pipe

图14钢管顶进过程中北通道上部3#股道轨面最大差异沉降(水平)曲线

Fig. 14 Curves of maximum differential horizontal settlement of #3 track above North Passage during jacking process of steel pipe

图15钢管顶进过程中南通道上部3#股道轨面最大差异沉降(水平)曲线

Fig. 15 Curves of maximum differential horizontal settlement of #3 track above South Passage during jacking process of steel pipe

表9群管顶进过程中南通道上部10条线路轨道高低及水平变形监测结果统计

Table 9 Statistics on monitoring results of high/low and horizontal deformation of 10 lines above South Passage duringjacking process of steel pipemm

注： “a/b”表示顶进过程中股道的a、b 2条钢轨最大沉降值或高低值。

表10群管顶进过程中北通道上部10条线路轨道高低及水平变形监测结果统计

Table 10 Statistics on monitoring results of high/low and horizontal deformation of 10 lines above North Passage duringjacking process of steel pipe mm

注： “a/b”表示顶进过程中股道的a、b 2条钢轨最大沉降值或高低值。

5.4 数值计算与现场监测结果比较

综上，比较站台沉降、股道变形的数值计算和现场监测结果可得： 1)对于南、北站台沉降，数值计算结果分别为4.54 mm和4.48 mm，现场监测沉降平均值分别为9.3 mm和7.1 mm，现场监测值大于数值计算值，南站台沉降大于北站台沉降； 2)对于南、北股道沉降，数值计算结果分别为4.64 mm和4.57 mm，现场监测沉降平均值分别为6.1 mm和4.2 mm，南股道沉降略大于北股道沉降，数值计算和现场监测规律一致； 3)数值计算和现场监测地表沉降影响范围基本相同，约为50 m； 4)在现场监测中，由于场地条件复杂性、扣轨加固等因素影响，实测股道沉降小于站台沉降。

6 结论与建议

通过数值计算和现场监测手段，对管幕-结构法下穿太原市火车站通道工程钢管顶进次序、站台和股道变形特征进行分析，结论与建议如下。

1)采用先下部、后上部的钢管顶进次序，可减弱群管顶进时对上部土体的施工扰动，利于减小地表沉降。

2)群管顶进结束后地表沉降横向槽宽度约为50 m，基本上位于管幕底部两侧约45°地层滑移角范围之内。

3)现场监测结果表明，管幕顶进结束后，站台沉降值为4.5～10.0 mm、股道沉降变形为1.8～9.8 mm，站台沉降、轨道高低及水平变形皆在控制范围之内，可确保行车安全，印证了管幕顶进法良好的地层变位控制效果。

4)顶管施工数值模拟中影响因素较多，应考虑土舱压力、摩擦阻力及地层损失等影响地表沉降的主要因素。

5)群管顶进只是管幕-结构法施工的第1个关键工序，后续的钢管切割、支撑、混凝土浇筑及土方开挖等工序如何影响站台和股道沉降，是下一步需要深入研究的内容。