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2026 , Vol. 43 >Issue 2: 130 - 139

DOI: https://doi.org/10.11988/ckyyb.20241233

岩土工程

超大直径双圆顶管施工对地下管线沉降变形的影响

  • 于英霞 , 1 ,
  • 苗冰阳 1 ,
  • 李文杰 1 ,
  • 唐刚 2
展开
  • 1 河南科技大学 土木建筑学院, 河南 洛阳 471000
  • 2 中交二公局第四工程有限公司, 河南 洛阳 471013

于英霞(1975-),女,山东郓城人,副教授,硕士,主要研究方向为土木工程建造与管理。E-mail:

Copy editor: 占学军

收稿日期: 2024-12-02

  修回日期: 2025-02-01

  录用日期: 2025-02-12

  网络出版日期: 2025-04-22

基金资助

国家自然科学基金项目(U1604135)

中交二公局第四工程有限公司重点科技研发项目(2023-04-10)

河南科技产学研合作项目(2015HNCXY011)

收起

Influence of Super-Large-Diameter Double-Circular Pipe Jacking Construction on Settlement Deformation of Underground Pipelines

  • YU Ying-xia , 1 ,
  • MIAO Bing-yang 1 ,
  • LI Wen-jie 1 ,
  • TANG Gang 2
Expand
  • 1 School of Civil Engineering and Architecture, Henan University of Science and Technology, Luoyang 471000, China
  • 2 CCCC-SHEC Fourth Engineering Co., Ltd., Luoyang 471013, China

Received date: 2024-12-02

  Revised date: 2025-02-01

  Accepted date: 2025-02-12

  Online published: 2025-04-22

Fold

摘要

为了探究超大直径双圆顶管施工对地下管线沉降变形的影响,以深圳市铁岗-石岩水库水质保障工程为依托,基于修正Peck公式,采用数值模拟和现场监测结合的方法,通过改变管线埋深、材质、管径、顶管净间距及管线空间位置,采用变量归一化方法分析各因素对管线影响程度,并评价其安全性能。结果表明:顶管选择垂直下穿较为合理,改变管线埋深、材质、管径参数时,位移场最终均呈现“V”形,当两顶管净间距增大至1.5倍顶管管径时,位移场开始呈现“W”形,管线变形范围增大。经过敏感度分析,对管线沉降变形影响最大的是两顶管净间距,最小的是管线管径,敏感度分别为0.54、0.06。通过转角允许值对污水管线安全性能进行评价,根据现场监测值计算得到污水管线接头转角0.54°,在控制标准范围内,保证双圆顶管施工过程中管线不会因不均匀沉降而被破坏。研究成果可为类似大直径顶管下穿管线工程提供参考。

关键词： 超大直径双圆顶管; 下穿管线; 沉降变形; 敏感度分析; 现场监测

本文引用格式

于英霞 , 苗冰阳 , 李文杰 , 唐刚 . 超大直径双圆顶管施工对地下管线沉降变形的影响[J]. 长江科学院院报, 2026 , 43(2) : 130 -139 . DOI: 10.11988/ckyyb.20241233

Abstract

[Objective] This study aims to investigate the influence of super-large-diameter double-circular pipe jacking construction on the settlement deformation of underground pipelines. Taking the water quality assurance project of Tiegang-Shiyan Reservoir in Shenzhen as the background, and based on the modified Peck formula, this study uses a combination of numerical simulation and field monitoring to systematically analyze the effects of multiple factors such as pipeline burial depth, material, pipe diameter, pipe jacking spacing, and spatial position. [Methods] The variable normalization method was used to analyze the influence degree of each factor on the pipeline, and the safety performance of the pipeline was evaluated. [Results] When the jacking pipes vertically crossed under the pipeline, the induced settlement range was the smallest, indicating a relatively reasonable construction method. When the pipeline burial depth, material, or pipe diameter was changed, the stratum displacement field ultimately showed a “V”-shaped distribution. However, when the spacing between the two jacking pipes increased to 1.5 times the jacking pipe diameter (i.e., 6 m), the displacement field shape transformed into a “W”-shaped pattern, and the influence range of pipeline deformation significantly expanded. Sensitivity analysis showed that the spacing between the two jacking pipes was the most significant factor affecting pipeline settlement (sensitivity=0.54), while pipeline diameter had the least influence (sensitivity=0.06), and pipeline burial depth had a moderate influence (sensitivity=0.40). Furthermore, the safety state of the sewage pipeline was evaluated using the allowable joint rotation angle. The calculated joint rotation angle under field monitoring conditions was 0.54°, which was lower than the standard control value of 1.15°, indicating that the pipeline joints remained in a safe state during construction and did not suffer damage due to uneven settlement. [Conclusion] Currently, there is considerable research on settlement deformation of underground pipelines caused by single-line pipe jacking construction, but research on the influence of super-large-diameter double-line pipe jacking with shallow burial depth is limited. This study clarifies the influencing mechanisms of key construction parameters, providing theoretical basis and data support for engineering practices involving large-diameter pipe jacking undercrossing existing pipelines.

Key words： super-large-diameter double-circular pipe jacking; undercrossing pipeline; settlement deformation; sensitivity analysis; field monitoring

0 引言

随着我国城市地下空间利用的不断深入和城市基础设施的不断完善,顶管施工技术作为一种高效、环保且施工风险低的非开挖技术得到广泛应用[1-5]。然而,顶管施工周围环境复杂,且埋深较浅,施工过程中不可避免地穿越各种建筑物和地下既有复杂管线,导致地表沉降[6-7]与上方管线变形。因此,许多学者对顶管施工引起邻近地下管线结构变形问题进行大量研究。
马险峰等[8]采用数值模拟与试验相结合的方法研究顶管电缆隧道对地下管线及浅基础建筑物的影响。莫世扬等[9]依托苏州某污水管扩建项目,对非开挖顶管工艺在公路污水管线下穿工程的应用进行分析。曾员等[10]采用FLAC3D有限元数值模拟软件模拟矩形顶管施工过程,对各管线竖向位移进行分析,并在此基础上制定了相关管道变形控制值。卢康明等[11]依托上海轨道交通14号线静安寺站项目,对处于城市密集区且地下管线较多的超大断面矩形顶管施工难点展开研究,并提出相应的施工技术措施。张治成等[12]依托杭州市某综合管廊下穿污水管项目,通过Plaxis 3D平台建立三维有限元模型,结合实际监测结果研究矩形管廊顶管施工对邻近管线产生的影响。韩仲慧等[13]以太原地铁2号线为例,根据现场实际监测结果研究顶管施工引起的地表及管线变形情况。魏纲等[14]通过建立三维有限元模型分析地下管线位移受管线与顶管不同距离、不同管材、管线埋深等多种因素的影响。施成华等[15]提出一种计算扰动区土体变形的新方法并编制与之对应的计算程序,证明顶管施工对土体扰动变形较大,超出地下管线和地表建筑的变形允许值。
总体来看,目前针对单线顶管施工导致地下管线沉降变形等问题研究较多,但对超大直径、埋深浅的双线顶管施工所导致的地下管线沉降变形影响研究较少。现依托深圳市铁岗—石岩水库水质保障工程(三期),将理论分析、有限元数值模拟与现场监测相结合,对管线变形以及安全性进行评价,分别研究管线处于不同埋深、材质、管径、两顶管处于不同净间距及管线与顶管不同空间位置条件下浅埋超大直径双圆顶管施工对地下管线沉降变形影响情况,采用变量归一化方法对多种因素影响效果进行综合分析,并分析总结管线敏感度,以便指导施工并预先提出管线保护措施。

1 工程概况

铁岗-石岩水库水质保障工程(三期)2#顶管桩号范围为K5+663—K6+060,全长397 m,直径4 m,间距2 m,单次顶进6 m,区域内建(构)筑物较多。始发于宏发科技园,下穿森海诺装饰材料市场一层简易房、塘头大道、塘头又一村一层平房、临近塘头又一村高层楼房和高压铁塔。因所处环境复杂,采用对周边环境影响最小的双圆顶管施工。双圆顶管在K5+900—K5+930范围内下穿塘头大道时,根据土体勘测结果,地层从上到下依次为砾质黏土、残积土和全风化花岗岩,圆形顶管在此段落范围内覆土约6 m。此段管线众多,顶管上方包含污水管、雨水管、燃气管、通信管及电力管线等,其中宏发科技园一侧DN800污水管线距离顶管顶部最小距离仅1.1 m,埋深4.5 m(图1)。此段两顶管净间距小,开挖面大且埋深较浅,对邻近建(构)筑物扰动较大,为确保地下管线安全运营,有必要研究该空间位置下超大直径双圆顶管施工对地下管线沉降的变形影响,明确适合管线的控制指标。
图1 管线与顶管相对位置

Fig.1 Relative position between pipeline and jacking pipes

2 管线沉降理论分析

2.1 经典Peck公式

Peck[16]对大量数据总结提出地层损失理论,经典Peck公式沉降槽示意图如图2所示,与顶管中心轴线相距x处的地表沉降S(x)可表示为:
$S\left(x\right)={S}_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}{\mathrm{e}}^{-\frac{{x}^{2}}{2{i}^{2}}}=\frac{{V}_{\mathrm{L}}}{\sqrt{2\mathrm{\pi }i}}{\mathrm{e}}^{-\frac{{x}^{2}}{2{i}^{2}}}　。$
其中:
${V}_{\mathrm{L}}=\eta \mathrm{\pi }{R}^{2}　,$
$i=\frac{z}{\sqrt{2\mathrm{\pi }}\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\left(45°-\lambda /2\right)}　。$
式中:${S}_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}$为顶管中心轴线处最大沉降位移;VL为顶管开挖导致的单位长度土体损失量;$\eta $为地层损失率;R为顶管半径;i为沉降槽宽度系数;z为顶管中心轴线埋深;$\lambda $为土体平均内摩擦角。
图2 经典Peck公式沉降槽示意图

Fig.2 Schematic diagram of settlement trough of classic Peck formula

2.2 双圆平行顶管修正Peck公式

由单线顶管开挖引发的地表沉降选用经典Peck公式进行计算,因双圆平行顶管独立施工,施工前后有间隔,需对两顶管土体损失率及沉降槽宽度重点关注,因此将两顶管地面沉降公式叠加[17],得到埋深相同双圆平行顶管修正Peck公式,即
$S\left(x\right)={S}_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}1}{\mathrm{e}}^{-\frac{{\left(x-0.5d\right)}^{2}}{2{{i}_{1}}^{2}}}+{S}_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}2}{\mathrm{e}}^{-\frac{{\left(x+0.5d\right)}^{2}}{2{{i}_{2}}^{2}}}　。$
其中:
${S}_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}1}=\frac{\mathrm{\pi }{R}^{2}{\eta }_{1}}{{i}_{1}\sqrt{2\mathrm{\pi }}}　,$
${S}_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}2}=\frac{\mathrm{\pi }{R}^{2}{\eta }_{2}}{{i}_{2}\sqrt{2\mathrm{\pi }}}　。$
式中:${S}_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}1}、{S}_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}2}$分别为先、后行顶管开挖引发的最大地表沉降;i1、i2分别为先、后行顶管沉降槽宽度系数;d为两顶管中心间距;${\eta }_{1}、{\eta }_{2}$分别为先、后行顶管开挖引发的地层损失率。
双线顶管开挖地表沉降槽示意图如图3所示。
图3 双线顶管开挖地表沉降槽示意图

Fig.3 Schematic diagram of surface settlement trough in double-line pipe jacking excavation

2.3 管线沉降理论计算

顶管开挖引发管线周围土体变形进而导致地下管线沉降变形,修正Peck公式可用于计算地表及地表以下土体变形,因此,可将管道变形等效考虑为管道周围土体变形。该工程顶管上覆土为砾质黏土与残积土,地勘资料显示其内摩擦角加权平均值为19.43°,顶管中心轴线距地表8 m,距DN800污水管线中心轴线3.5 m,根据式(3)计算,可得i1、i2均为4.51。
将该工程实际资料与Rowe等[18]提出的土体非等量径向地层损失模型相结合,可得${\eta }_{1}、{\eta }_{2}$分别为1.34%、1.50%,根据式(5)和式(6)计算,可得${S}_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}1}、{S}_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}2}$分别为14.90、16.67 mm。两顶管中心间距6 m,将计算数值代入式(4),可得管线最大沉降位移为20.42 mm。

3 有限元模型建立

3.1 模型参数选取

根据工程实际情况,采用MIDAS GTS NX软件建立地层—顶管—管线三维数值有限元模型,对超大直径双圆顶管施工引起地下管线的沉降变形规律进行研究。结合工程资料和现场勘测可得,模型材料物理力学参数如表1所示。
表1 材料物理力学参数

Table 1 Physical and mechanical parameters of materials

材料 弹性模量
E/MPa		 重度/
(kN·m-3)		 黏聚力/
kPa		 内摩擦
角/(°)		 泊松
比μ
砾质黏土 4.5 19.5 20 18 0.26
残积土 8 18.2 20 20 0.28
全风化花岗岩 14 18.3 22 22 0.30
顶管 210 000 78.0 — — 0.30
C50管片 35 000 26.0 — — 0.20
PVC污水管 2 300 15.0 — — 0.35

3.2 模型建立

整体有限元模型如图4所示,整体尺寸长x=70 m,宽y=60 m,高z=40 m。为提高准确度,对顶管附近土体网格划分进行加密处理,共26 343个单元,14 232个节点。土体采用修正摩尔-库伦本构模型,顶管、管片及污水管线采用弹性本构模型,管幕采用植入式梁单元进行模拟。其中模型设置自重荷载,并将上部定为自由边界,底部为固定约束,四周设置法向约束。图5为污水管线与顶管位置关系。为方便监测,在污水管线上主要影响区域每间隔1 m布设一个监测点,次要影响区域每间隔5 m布设一个监测点。图6为7个典型位置处监测点,测点1、测点7位于管线顶部。
图4 整体模型

Fig.4 Overall model

图5 顶管与管线位置关系

Fig.5 Position relationship between jacking pipes and

pipeline

图6 管线主要监测点示意图

Fig.6 Schematic diagram of main monitoring points of pipeline

3.3 模拟结果分析

分别提取不同施工步骤下位于管线两端测点1、测点7,位于左、右顶管中心轴线10 m位置处正上方测点2、测点6,左、右线顶管中心轴线正上方测点3、测点5及两顶管中心轴线正上方测点4的沉降变形值,各测点沉降曲线如图7所示。横坐标代表模拟的施工步,第1—第20步表示顶管开挖到结束整个施工过程。
图7 测点沉降曲线

Fig.7 Settlement curves of measurement points

由图7可知,整体来看各测点沉降位移随顶管开挖逐渐增大,且在顶管左、右线施工时均呈现初始阶段管线位移变化较小,随顶管开挖出现快速沉降,此时管线抗弯刚度较小,需重点监测,在快速沉降后管线会趋于稳定状态。前期左线顶管正上方测点3沉降位移较大,随右线顶管开挖,右线顶管正上方测点5沉降位移快速增大,最终大于测点3,其中测点4沉降位移最大,为21.12 mm,与理论计算最大沉降位移相差0.7 mm,相对误差较小,为3.4%。
图8中的(a)、(b)分别为左、右线开挖完成时管线整体沉降曲线,表现出顶管开挖后管道整体形态。图8(a)表明,仅左线顶管开挖时,管线最大沉降出现在左线顶管正上方,距离左线顶管中心轴线越远,沉降位移越小。由于两顶管净间距较小,左、右线顶管施工均会对两顶管中心轴线区域产生扰动,因此顶管全部开挖完成后,管线沉降最大值出现在顶管中心轴线附近,整体呈现单峰值“V”形。图8(b)表明,左、右线开挖完成时,沉降最大值出现在双线顶管中心轴线附近,沉降幅度更大,且沉降位移显著大于左线顶管开挖完成时。
图8 管线整体沉降曲线

Fig.8 Overall settlement curves of pipelines

根据《城市轨道交通工程监测技术规范》(GB 50911—2013)[19]规定并结合工程实况,其沉降标准控制值应规定在20 mm以内,并将15 mm作为预警值。

4 基于控制变量法的顶管施工对邻近管线的影响分析

为更深入研究邻近地下管线受超大直径双圆顶管开挖的影响情况,确定管线需采取措施控制沉降的具体参数,以上述研究为基础,通过管线埋深、材质、直径、两顶管净间距以及管线—顶管不同空间位置关系的改变分析顶管开挖对邻近地下管线位移变形规律。

4.1 不同埋深下顶管施工影响分析

污水管线800 mm管径和材质保持不变,选取2、3、4、4.5、5 m共5种不同管线中心轴线埋深,分析污水管线内力和位移变形情况,管线埋深不同情况下应力变化曲线如图9所示,左、右线顶管分别开挖完成时管线沉降位移变形曲线如图10所示。
图9 不同埋深污水管线纵向应力

Fig.9 Longitudinal stresses of sewage pipelines at different burial depths

图10 不同埋深污水管线整体沉降曲线

Fig.10 Overall settlement curves of pipelinesat different burial depths

由图9可知,污水管线最大拉、压应力均随管线埋深增加而增大,这是由于管线埋深增大其所受土压力随之变大。埋深从2 m增加到5 m,最大拉、压应力分别增大0.64、1.24 MPa,管线断裂破坏的风险也随之增大。
由图10可知,管线轴线埋深不同时,左、右线开挖完成时管线沉降变形曲线均为“V”形,符合高斯正态分布,变形规律基本一致。左线顶管开挖完成时,左线顶管正上方沉降位移最大,右线开挖完成时,两顶管中心轴线所在位置处沉降位移最大,且管线沉降均随其轴线埋深的增大而增大。这是由于顶管开挖对管线扰动主要受管线抗弯刚度与其上覆土重综合影响,抗弯刚度保持不变时,随管线轴线深度增加,其上覆土重增大,因此管线沉降位移增加。管线的最大沉降也随管线轴线埋深增加而变大,且两者近似呈线性关系。当管线埋深为2、3、4、4.5、5 m时,管线最大沉降分别为12.34、15.06、18.98、21.12、22.54 mm,5 m埋深比2 m埋深条件下最大沉降位移增大45.25%。
市政规划时污水管线一般处于道路中间且埋深较大,即实际施工中污水管线与顶管轴线垂直距离越小,产生变形越大。当管线中心轴线埋深>3 m时,管线变形超出预警值,埋深>4.5 m时,变形超出控制标准,此时管线可能拉裂破坏。因此,应对埋深较大管线位于两顶管中心轴线正上方位置及左、右顶管轴线正上方位置处沉降变形重点关注。

4.2 不同材质下顶管施工影响分析

由于市政地下管线种类较多,其中给排水管道主要材质包含混凝土、铸铁、钢管线等,当管线直径较小时,通常采用PVC塑料材质。不同材质管线弹性模量差距较大,因此有必要对双圆顶管下穿导致的不同材质管线变形情况展开研究。
污水管线800 mm管径和中心轴线埋深4.5 m保持不变,选取4种不同材质的PVC管线、混凝土管线、铸铁管线和钢管线,对污水管线受力性能进行分析。表2为不同种类管线参数,位移变形曲线如图11所示。
表2 管线材料参数

Table 2 Pipeline material parameters

管线类型 弹性模量E/GPa 密度ρ/(kg·m-3) 泊松比μ
PVC管线 2.3 1 500 0.35
混凝土管线 25.0 2 500 0.17
铸铁管线 95.0 7 600 0.28
钢管线 240.0 8 000 0.30
图11 不同材质管线整体沉降曲线

Fig.11 Overall settlement curves of pipelines of different materials

由于污水管线弹性模量越大所具有的抗弯刚度越大,因此由表2可知,4种材质管线刚度排序为PVC管<混凝土管线<铸铁管线<钢管线。由图11可知,双线顶管开挖完成时,管线弹性模量从2.3 GPa增加至240 GPa,4种材质管线沉降位移排序为PVC管>混凝土管>铸铁管线>钢管线,与左线顶管开挖完成时规律变化一致,受顶管开挖影响最小的为钢管线,最大的为PVC管线。
由图11还可知,左线顶管开挖完成时钢管与PVC管最大沉降位移分别为6.17 mm和12.86 mm,最大沉降位移增大52.02%,顶管全部开挖完成后最大沉降位移分别为21.12 mm和11.94 mm,最大沉降位移增大43.47%,曲线从“V”形转变为“U”形,沉降位移增大幅度减小,这是由于双圆顶管下穿材质不同管线时,后行顶管开挖时位移场重分布会将管线不同刚度对其变形产生的部分影响抵消。上述结果表明管线材质不同,刚度越大其抗弯性能越好。如图12(a)所示,污水管线最大沉降位移随刚度增加而减小,PVC管线沉降位移最大,为21.12 mm;钢管最小,为11.94 mm,两者相差9.18 mm,且管线最大沉降位移曲线变化斜率逐渐变小。管线沉降范围即沉降槽宽度,管线沉降范围变化曲线如图12(b)所示,其中PVC管线沉降范围最小,为18 m;钢管最大,为36 m,管线沉降范围和抵抗变形能力均随刚度增加而增大。
图12 不同管材最大沉降位移、管线沉降影响范围曲线

Fig.12 Curves of maximum settlement value and influence range of pipeline settlement for different pipe materials

因此顶管施工过程中要针对不同材质管线制定不同控制措施及监测方案,当顶管近距离下穿PVC及混凝土材质管线时应重点关注管线变形情况并加强监测力度,使管线处于安全状态。

4.3 不同管径下顶管施工影响分析

实际应用中,污水管道管径一般为300 mm至2 000 mm,将管线PVC材质和其轴线埋深4.5 m保持不变,选取400、600、800、1 000、1 200 mm共5种直径的管线,对其位移变形情况进行研究,不同污水管线直径条件下位移变化如图13所示。
图13 不同管径管线整体沉降曲线

Fig.13 Overall settlement curves of pipelines with different diameters

由图13(a)可知,左线顶管开挖完成后,管线位移曲线为“V”形,随着管线直径增加,管线位移逐渐减小,直径从400 mm增加到1 200 mm,管线沉降范围基本不变,主要是沉降位移变化,最大沉降位移由9.04 mm降到5.81 mm,减少35.73%,且均出现在左线顶管轴线正上方。
由图13(b)可知,双线顶管全部开挖完成后沉降位移稍大于左线顶管开挖完成,说明后行顶管施工对先行顶管产生扰动。相同的外界条件下,管线沉降位移与其直径呈负相关关系,这是由于污水管线抗弯刚度随其直径增大而变大,管线本身受弯引发的位移减小,有效提升了管线抗弯性能,管径从400 mm增加到1 200 mm,其最大沉降位移由22.29 mm降到14.90 mm,减小了33.15%。
在实际施工中,污水管线管径越大越安全,当管径为1 000 mm和800 mm时,管线位移分别超出预警值和控制标准,因此,应重点关注管径≤1 000 mm的管线位移。

4.4 两顶管不同净间距施工影响分析

保持管线材质、800 mm直径和轴线埋深4.5 m不变,调整两顶管净间距,对两顶管净间距分别为1、2、4、6、8 m时管线位移变形进行研究。由于两顶管不同净间距是5个模型中的唯一变量,左线顶管开挖完成后管线变形曲线形状和位移规律一致,因此只对双线顶管全部开挖完成后管线的沉降位移规律进行研究。选取管线顶部节点为研究点,两顶管不同净间距时管线位移规律如图14所示。
图14 不同顶管净间距下管线整体沉降曲线

Fig.14 Overall settlement curves of pipelines under different pipe jacking spacings

当两顶管净间距减小时,曲线由“W”形先转变为“V”形,最大沉降位移也由右线顶管正上方转变为两顶管中心轴线正上方。这是由于两顶管净间距较小时,左、右顶管扰动的区域有较多重合,因此位移场最终呈现“V”形,两顶管净间距较大时,左、右顶管扰动的区域重合部分减少,当净间距约1.5倍顶管管径,即6 m时位移场呈现“W”形,不再满足高斯分布。当两顶管净间距足够大时,两顶管开挖互不产生干扰,沉降槽宽度增大,管线变形范围变大。
左、右顶管全部开挖完成后,随两顶管净间距增大,管线变形范围变大,最大沉降位移减小。两顶管净间距从0.25D增加2D,最大沉降位移分别为23.35、4.36 mm,减小了18.99 mm,减小幅度为81.33%;管线的沉降范围由30 m增加至48 m,增加了18 m,增加幅度为60%。
由于城市道路复杂,在实际施工中双圆大直径顶管施工通常间距较小,采用左、右顶管先后顶进方式,两顶管净间距为4 m和2 m时,管线位移分别超出预警值和控制标准,需对净间距较小的先、后行顶管轴线正上方和两顶管中心轴线正上方位置处重点关注。

4.5 管线—顶管不同空间位置施工影响分析

在市政规划中,多数情况下规划管线建造在先,顶管下穿在后,因此顶管下穿地下管线时,其空间位置不仅限于垂直关系,还可能斜穿、平行下穿等。保持污水管线管径800 mm、PVC材质、4.5 m埋深及两顶管净间距2 m条件不变,调整管线与顶管空间位置,设置垂直下穿、平行下穿及45°斜穿共3种工况,并对管线位移变形进行研究,模型示意如图15所示,x坐标表示距管线正中心位置处距离。
图15 管线—顶管不同夹角计算模型

Fig.15 Calculation models of different angles between pipeline and jacking pipes

不同空间位置下管线整体沉降曲线如图16所示。
图16 不同空间位置下管线整体沉降曲线

Fig.16 Overall settlement curves of pipelines at different spatial positions

由图16(a)可知,左线顶管开挖完成后,3种工况变形规律相差较大,管线—顶管垂直及45°斜穿时管线两端沉降位移均较小,有轻微隆起,最大沉降位移位于两顶管中心轴线附近,且由于斜穿时位于顶管附近管线受扰动区域更多,在此工况下管线沉降范围更广,沉降位移更大。当管线—顶管平行时,由于管线处于沿顶管开挖方向上,顶管顶进产生的地层损失量相同,且存在时间效应,此时管线周围地表沉降位移趋于相近,管线整体下沉,各位置处沉降基本一致,沉降位移较小,变形范围较大,沉降位移最大为6.81 mm,与斜穿和垂直工况分别相差8.64 mm、6.05 mm。
由图16(b)可知,两顶管全部开挖完成后,管线—顶管垂直及45°斜穿时,管线整体对称分布,最终斜穿工况下管线沉降位移稍大,沉降范围较广。管线—顶管平行时,管线仍呈现整体下沉规律,超出预警值且破坏范围较大,沉降位移比左线顶管开挖完成时增大8.86 mm。
根据以上分析可知,顶管与管线相互垂直时邻近管线沉降范围影响最小,但沉降位移超出控制范围,需采取相应措施控制管线变形。

5 管线敏感度分析

目前尚未确定超大直径双圆顶管开挖各参数对临近管线变形的影响程度,因此需对各参数展开敏感度分析,运用相对敏感度分析法针对管线受力变形受其不同埋深、管径及两顶管不同净间距3种参数的影响程度进行研究。敏感性系数ηSR、敏感度ηSS表达式分别为:
${\eta }_{\mathrm{S}\mathrm{R}}=\frac{\frac{f\left(x{\text{'}}_{\mathrm{L}\mathrm{R}}\right)-f\left({x}^{\text{'}}\right)}{f\left({x}^{\text{'}}\right)}\times 100\mathrm{\%}}{\frac{x{\text{'}}_{\mathrm{L}\mathrm{R}}-{x}^{\text{'}}}{{x}^{\text{'}}}\times 100\mathrm{\%}}　,$
${\eta }_{\mathrm{S}\mathrm{S}}={\eta }_{\mathrm{S}\mathrm{R}}\frac{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}\left(x{\text{'}}_{\mathrm{R}}\right)-\mathrm{m}\mathrm{i}\mathrm{n}\left(x{\text{'}}_{\mathrm{R}}\right)}{x\text{'}}　。$
式中:x'为输入变量参考值;x'LR为输入变量变化值;f(x')、f$\left(x\text{'}{\mathrm{ }}_{\mathrm{L}\mathrm{R}}\right)$分别为x'、x'LR对应的输出结果;min(x'R)、max$\left(x\text{'}{\mathrm{ }}_{\mathrm{R}}\right)$分别为参数变化取值的最小值、最大值。
经过变化率的正则化后,各参数的敏感度ηSS可以相互比较,将不同影响因素归一化处理后得到超大直径双圆顶管施工对管线沉降位移影响相对敏感度。相对敏感度最高的影响因素为两顶管净间距,最低的影响因素是污水管线管径,两者的相对敏感度分别为0.54、0.06,处于中间的影响因素为污水管线埋深,相对敏感度为0.40。因此,超大直径双圆顶管施工对地下污水管线沉降变形影响最大的是两顶管净间距,其次是污水管线埋深,污水管线管径影响相对较小。在实际施工过程中,要充分考虑顶管施工周围条件,了解管线特性及其实际分布情况,根据现场探测制定施工计划,重点考虑两顶管净间距,针对不同净间距选择加强管线不同位置处位移值监测,且在控制施工成本的同时尽量远离市政管线。

6 污水管线安全性能评价

基于控制变量法的顶管施工对邻近管线影响分析可知,需对PVC及混凝土材质管线变形加强控制,当污水管线满足中心轴线埋深>3 m、管径≤1 000 mm或两顶管净间距≤4 m其中一个条件时,管线变形超出预警值。当污水管线满足中心轴线埋深>4.5 m、管径≤800 mm或两顶管净间距≤2 m其中一个条件时,管线位移变形超出控制标准,此时管线可能拉裂破坏。同时,顶管与管线相互垂直时邻近管线沉降范围影响最小,但沉降位移超出控制范围。
实际施工时市政道路规划复杂,PVC污水管线埋深4.5 m、直径800 mm,两顶管净间距2 m,垂直下穿,通过模拟得管线最大沉降21.12 mm,超出控制标准,需采取相应措施控制沉降。

6.1 加固后模拟与实测结果对比验证

为确保地下管线正常安全使用,在圆形顶管穿越塘头大道段提前设置38根长度70 m的Φ299 mm管幕辅助施工,图17为采用管幕支护加固方案的有限元数值模拟。左、右线顶管全部施工完成后,4个主要监测点最终沉降变形实测与模拟结果对比如表3所示,模拟值的绝对值略小于实际监测值的绝对值,可能是由于有限元数值模拟,未考虑施工环境及天气等外界因素在理想化状态下进行。两者相对误差较小,为5.454%~9.443%,在允许范围之内,说明模拟值可靠;同时采用管幕支护预加固措施后,管线沉降位移未超出控制标准值,因此在顶管施工过程中管线处于安全状态。
图17 管幕、顶管及管线位置关系

Fig.17 Position relationship of pipe curtain, jacking pipes, and pipeline

表3 污水管线位移模拟值与实测值对比

Table 3 Comparison between simulated and measured values of sewage pipeline

测点 实测累计
沉降位移/mm		 模拟累计
沉降位移/mm		 相对误差/% 报警指标/
mm
1 0.055 0.052 5.454 ±20
2 -2.552 -2.311 9.443
3 -11.661 -10.868 6.800
4 -13.625 -12.879 5.475

6.2 污水管线安全性能评价

柔性管线接头允许发生转动,且会与地层同时产生变形,地层变形过大时接头转角可能超出允许范围,导致接头松动甚至被破坏。因此通常将转角允许值作为柔性管线的安全预评价指标。考虑最不利情况但不考虑管线埋深影响的情况下,Bracegirdle等[20]提出管线与隧道垂直时计算管线接头转角的方法,王雨等[21]推导了双线隧道与柔性管线垂直管线最大接头计算公式。由于顶管开挖过程中地层、顶管设计及施工参数完全一致,因此管线接头最大转角${\theta }_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}$采用已简化的计算公式,即
${\theta }_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}=\mathrm{a}\mathrm{r}\mathrm{c}\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\left[4d·{S}_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}/\left({d}^{2}-4{{S}_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}}^{2}\right)\right]　。$
根据该污水管线特点并结合《给水排水管道工程施工及验收规范》(GB 50268—2008)[22]中,污水管线接头转角的控制标准$\left[{\theta }_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}\right]$为1.15°。将实际监测值代入式(9)计算可得${\theta }_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}$为0.54°,小于控制标准1.15°,说明双圆顶管施工过程中管线不会因不均匀沉降而被破坏。

7 结论

本文以深圳市铁岗-石岩水库水质保障工程(三期)2#顶管段为研究对象,为降低施工风险,对不同参数条件下超大直径双圆顶管施工引发污水管线沉降变形建立相关数值模型,结论如下:
(1)对污水管线不同位置受力沉降变形对比可知,仅左线顶管开挖时,管线最大沉降出现在左线顶管正上方,且距离左线顶管中心轴线越远,沉降位移越小。两顶管全部开挖完成后,管线位于两顶管中心轴线正上方受力变形最明显,两端微隆起,整体呈现单峰值“V”形,沉降位移最大为21.12 mm,此时管线沉降增大,但增长幅度远小于左线开挖,表明管线沉降主要来自左线顶管开挖。
(2)两顶管净间距较小时,左、右顶管扰动的区域有较多重合,因此改变污水管线埋深、材质、管径参数时,位移场最终均呈现“V”形,此时需对两顶管中心轴线正上方沉降位移重点关注。当净间距增大至1.5倍顶管管径时,位移场开始呈现“W”形,管线变形范围增大,此时需扩大监测范围并重点关注左、右顶管轴线正上方沉降位移。
(3)通过对各参数展开敏感度分析可知,超大直径双圆顶管施工对地下管线沉降变形影响最大的是两顶管净间距,其次是管线埋深,相对较小的是管线管径,相对敏感度分别为0.54、0.40、0.06。在施工设计时应提前重点考虑两顶管净间距,根据不同净间距的选择加强管线不同位置处位移值监测,并尽量选择顶管垂直下穿管线,且在控制施工成本的同时尽量远离市政管线。
(4)污水管线属于柔性管线,通过转角允许值对其安全性能进行评价,根据现场监测值计算得到污水管线接头转角0.54°,小于控制标准1.15°,表明双圆顶管施工过程中DN800污水管线处于安全状态。
(5)模拟值与现场实际监测值基本吻合,相对误差较小,为5.454%~9.443%,模拟结果可靠,可为类似大直径顶管下穿管线工程提供参考。

参考文献

原文顺序 | 文献年度倒序 | 文中引用次数倒序
[1]
刘明友, 韦宏业, 么晓辉, 等. 软硬不均地层及不同开挖顺序下双顶管隧道施工对管片及地层的影响[J]. 城市轨道交通研究, 2023, 26(11): 138-142.

(LIU Ming-you, WEI Hong-ye, ME Xiao-hui, et al. Impact of Double Jacking Tunnel Construction on Pipe Segments and Strata under Uneven Soft-hard Soil Conditions and Different Excavation Sequences[J]. Urban Mass Transit, 2023, 26(11): 138-142.(in Chinese))

[2]
朱庆华, 张峰, 邵勇, 等. 移动列车作用下大直径顶管群和路基的动力变形和应力[J]. 长江科学院院报, 2020, 37(11):96-101.

DOI

(ZHU Qing-hua, ZHANG Feng, SHAO Yong, et al. Dynamic Deformation and Stress of Large-diameter Pipe Jacking Passing underneath Railway Subgrade under the Action of Moving Train[J]. Journal of Yangtze River Scientific Research Institute, 2020, 37(11): 96-101.(in Chinese))

DOI

[3]
潘鹏旭, 陈伟, 郑京承. 富水强风化砂岩地层顶管隧道下穿既有铁路施工技术[J]. 科学技术与工程, 2023, 23(29): 12714-12720.

(PAN Peng-xu, CHEN Wei, ZHENG Jing-cheng. Construction Technology of Pipe-jacking Tunnel in Water-rich Intensely Weathered Sandstone Formation Crossing underneath Existing Railway[J]. Science Technology and Engineering, 2023, 23(29): 12714-12720.(in Chinese))

[4]
马少真, 刘燊, 翟晋. 市政顶管施工中遇到的问题及处理办法[J]. 水利水电技术(中英文), 2021, 52(增刊2):226-229.

(MA Shao-zhen, LIU Shen, ZHAI Jin. Problems and Solutions in Municipal Pipe Jacking Construction[J]. Water Resources and Hydropower Engineering, 2021, 52(Supp.2): 226-229.(in Chinese))

[5]
秦林, 郝欣, 汪林. 顶管技术在地下空间中小型管道施工中的应用[J]. 现代隧道技术, 2022, 59(增刊2):228-233.

(QIN Lin, HAO Xin, WANG Lin. Application of Pipe Jacking Technology in Small and Medium-sized Pipeline Construction in Underground Space[J]. Modern Tunnelling Technology, 2022,59(Supp.2):228-233.(in Chinese))

[6]
银英姿, 赵强, 崔芳静, 等. 土压平衡矩形顶管施工引起的地表沉降探究[J]. 长江科学院院报, 2019, 36(1): 95-101.

DOI

(YIN Ying-zi, ZHAO Qiang, CUI Fang-jing, et al. Ground Subsidence Caused by Earth Pressure Balanced Rectangular Pipe Jacking Construction[J]. Journal of Yangtze River Scientific Research Institute, 2019, 36(1): 95-101.(in Chinese))

DOI

[7]
陈杨, 马保松, 曾聪. 顶管施工的地表沉降数值分析和顶力计算[J]. 中国给水排水, 2020, 36(20):27-31.

(CHEN Yang, MA Bao-song, ZENG Cong. Numerical Analysis of Surface Settlement and Calculation of Jacking Force for Pipe-jacking Construction[J]. China Water & Wastewater, 2020, 36(20): 27-31.(in Chinese))

[8]
马险峰, 陈飞, 吴冰, 等. 顶管电缆隧道施工对邻近建筑物和地下管线的扰动影响[J]. 科学技术与工程, 2021, 21(21): 9074-9080.

(MA Xian-feng, CHEN Fei, WU Bing, et al. Effect of Pipe Jacking Cable Tunnel Construction on Adjacent Buildings and Underground Pipelines[J]. Science Technology and Engineering, 2021, 21(21): 9074-9080.(in Chinese))

[9]
莫世扬, 杨晓伟, 洪元堂, 等. 非开挖顶管工艺在公路污水管线下穿工程中应用分析[J]. 公路工程, 2019, 44(2): 151-155.

(MO Shi-yang, YANG Xiao-wei, HONG Yuan-tang, et al. Application Analysis of Trenchless Pipe Jacking Technology in Highway Sewage Pipeline Project[J]. Highway Engineering, 2019, 44(2): 151-155.(in Chinese))

[10]
曾员, 银英姿. 大断面矩形顶管施工引起的管线沉降特性研究[J]. 建筑技术, 2019, 50(5): 554-557.

(ZENG Yuan, YIN Ying-zi. Study on Settlement Behavior of Pipelines Caused by Large Crosssection Rectangular Pipe Jacking Method[J]. Architecture Technology, 2019, 50(5): 554-557.(in Chinese))

[11]
卢康明, 王金一, 黄德中, 等. 城市密集区超大断面矩形顶管设计与施工关键技术[J]. 施工技术(中英文), 2022, 51(7): 69-73.

(LU Kang-ming, WANG Jin-yi, HUANG De-zhong, et al. Design and Key Construction Technology of Super Large Section Rectangular Pipe Jacking Machine in Dense Urban Areas[J]. Construction Technology, 2022, 51(7): 69-73.(in Chinese))

[12]
张治成, 林思, 王金昌, 等. 矩形管廊顶管施工对邻近管线的影响研究[J]. 岩土工程学报, 2020, 42(增刊2): 244-249.

(ZHANG Zhi-cheng, LIN Si, WANG Jin-chang, et al. Study on the Influence of Rectangular Pipe Gallery Pipe Jacking Construction on Adjacent Pipelines[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2020, 42(Supp.2): 244-249.(in Chinese))

[13]
韩仲慧, 王梅. 浅埋矩形顶管施工对临近管线与地表的影响研究[J]. 都市快轨交通, 2024, 37(1):135-142.

(HAN Zhong-hui, WANG Mei. Assessing the Effects of Shallow-buried Rectangular Pipe Jacking on nearby Pipelines and Ground Surface Stability[J]. Urban Rapid Rail Transit, 2024, 37(1): 135-142.(in Chinese))

[14]
魏纲, 余振翼, 徐日庆. 顶管施工中相邻垂直交叉地下管线变形的三维有限元分析[J]. 岩石力学与工程学报, 2004, 23(15):2523-2527.

(WEI Gang, YU Zhen-yi, XU Ri-qing. 3D FEM Analysis on Deformation of Perpendicularly Crossing Buried Pipeline in Pipe Jacking[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2004, 23(15): 2523-2527.(in Chinese))

[15]
施成华, 黄林冲. 顶管施工隧道扰动区土体变形计算[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2005, 36(2):323-328.

(SHI Cheng-hua, HUANG Lin-chong. Calculation of Soil Deformation in Disturbed Area of Pipe Jacking Tunnel[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2005, 36(2): 323-328.(in Chinese))

[16]
PECK R B. Deep Excavations and Tunneling in Soft Ground[C]// International Society for Soil Mechanics and Geotechnical Engineering. Proceedings of 7th International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Mexico City, Mexico,August 25-29,1969:275-290.

[17]
任强, 杨春英, 徐薇. 地表沉降的双洞体叠加peck公式及数值分析[J]. 安徽理工大学学报(自然科学版), 2013, 33(4): 78-82.

(REN Qiang, YANG Chun-ying, XU Wei. The Peck Formula and Numerical Analysis of Surface Subsidence Caused by Tunnel Excavation[J]. Journal of Anhui University of Science and Technology (Natural Science), 2013, 33(4): 78-82.(in Chinese))

[18]
ROWE R K, KACK G J. A Theoretical Examination of the Settlements Induced by Tunnelling: Four Case Histories[J]. Canadian Geotechnical Journal, 1983, 20(2): 299-314.

DOI

[19]
GB 50911—2013, 城市轨道交通工程监测技术规范[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2014.

(GB 50911—2013, Code for Monitoring Measurement of Urban Rail Transit Engineering[S]. Beijing: China Architecture & Building Press, 2014.(in Chinese))

[20]
BRACEGIRDLE A, MAIR R J, NYREN R J, et al. A Methodology for Evaluating Potential Damage to Cast Iron Pipes Induced by Tunneling[C]// International Society for Soil Mechanics and Geotechnical Engineering. Proceedings of Geotechnical Aspects of Underground Construction in Soft Ground. London, UK, April 1,1996: 659-664.

[21]
王雨, 陈文化, 崔江余, 等. 地铁施工扰动下柔性管线安全评价[J]. 现代隧道技术, 2016, 53(1): 83-89.

(WANG Yu, CHEN Wen-hua, CUI Jiang-yu, et al. Safety Evaluation of Flexible Pipelines during Metro Construction[J]. Modern Tunnelling Technology, 2016, 53(1): 83-89.(in Chinese))

[22]
GB 50268—2008,给水排水管道工程施工及验收规范[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2009.

(GB 50268—2008, Code for Construction and Acceptance of Water and Sewerage Pipeline Works[S]. Beijing: China Architecture & Building Press, 2009.(in Chinese))

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