豆小天， 王賀昆， 曹偉明， 王晉波， 趙李勇， 冉敬鵬

(中鐵隧道集團二處有限公司， 河北 三河 065201)

0 引言

近年來，伴隨著我國地下工程的快速發(fā)展，淺埋矩形頂管工程越來越多。矩形頂管隧道主要應用于地鐵出入口、市政過街通道、地下商業(yè)街人行通道和市政隧道等工程。由于頂管掘進機機頭、管節(jié)與周邊土體間存在摩擦作用，且摩擦接觸面積大，在頂管頂進施工過程中頂管掘進機機頭、管節(jié)因過大的摩擦力帶動其上方土體向前移動，形成頂管背土現(xiàn)象。國內學者對頂管背土進行了大量研究，并取得了豐富的研究成果。余彬泉等[1]最早將頂管背土概念引入國內；洪開榮[2]、彭立敏等[3]在工程實踐的基礎上對頂管背土進行了深入研究；魏綱等[4-5]在小變形假定、Mindlin解的基礎上，分別對單個頂管頂進的擠土效應、多個頂管頂進的附加荷載進行了研究，并進行了相應的量化分析；葉藝超等[6]、喻軍等[7]基于彈性力學半無限空間柱形圓孔擴展理論和黏性流體力學平板模型理論，考慮減摩泥漿的觸變性，提出了新的頂管頂力計算方法；張鵬等[8]、王雙等[9]、熊翦[10]采用協(xié)調表面Persson接觸模型分析管土接觸角度和接觸壓力分布規(guī)律，考慮了管漿摩阻力影響，并提出了相應的頂管頂力計算方法；綜上所述，國內學者針對淺埋頂管背土理論的研究成果比較豐富，但在淺埋頂管背土破壞處理技術方面的研究較少。

余彬泉、洪開榮、高毅等學者在總結現(xiàn)有研究成果的基礎上，提出了背土效應的概念；在原有背土效應研究的基礎上，高毅等[11]依托實際工程首次提出“整體背土”概念，并通過建立破壞模型對整體背土進行了量化分析，認為整體背土是淺埋矩形頂管在頂進過程中，隨著頂程逐漸增大，正上方土體與管節(jié)接觸面積越來越大，同時受土層特性、頂管姿態(tài)、土艙壓力等因素的影響，工具管節(jié)周邊土體受到的作用力越來越大，超出了周邊土體的整體約束能力，導致正上方土體伴隨管節(jié)整體位移的突發(fā)破壞現(xiàn)象。

現(xiàn)有的整體背土破壞處理措施通常采用在管節(jié)四周注入觸變泥漿的方法，理想狀態(tài)下會在頂管管節(jié)四周形成一圈泥漿套，從而增大土體與管節(jié)之間的潤滑作用，以此來減小頂管機、頂管管節(jié)與周邊土體間的摩擦力。工程實踐表明，對于淺埋矩形頂管，采用該方法時觸變泥漿套雖然可以減小頂管與上部土體間的摩阻力，但泥漿套受現(xiàn)場頂管施工水平的影響較大，當泥漿套作用發(fā)揮不佳時，仍有可能發(fā)生整體背土現(xiàn)象。本文依托鄭州某地下停車場項目，以工程現(xiàn)場出現(xiàn)的整體背土現(xiàn)象為研究對象，對淺埋矩形頂管整體背土效應進行研究。

1 整體背土理論

1.1 整體背土的概念

文獻[1-3]將整體背土效應歸納為： 矩形頂管機在頂進過程中，上部卸載拱高度以內的土體受周圍土體約束較弱，直接塌附于頂管機上部，隨著頂進距離的增加，塌附范圍越來越大，塌附土體越來越多，造成頂管頂進困難，同時引起影響范圍內地表土體隆沉的現(xiàn)象。

原有的背土效應概念基本闡明了淺埋矩形頂管對正上方土體影響的現(xiàn)象和原因。但依托試驗工程正上方土體的整體破壞現(xiàn)象，認為淺埋矩形頂管在頂進過程中，隨著頂程逐漸增大，正上方土體與管節(jié)接觸面積越來越大，在摩擦因數(shù)一定的情況下，正上方土體與管節(jié)的總摩阻力越來越大，超出了周邊土體的整體約束能力，導致正上方土體伴隨管節(jié)整體位移的突發(fā)破壞現(xiàn)象，稱為整體背土破壞。

1.2 整體背土模型

高毅等[11]通過建立簡化模型，引入4個假定，總結得出了整體背土現(xiàn)象的發(fā)生規(guī)律，認為受到工具管節(jié)一般較后續(xù)管節(jié)大、頂管姿態(tài)調整、局部摩阻力不均等不利因素的誘導，頂管背土不可避免[11-12]。圖1示出整體背土的力學模型，由圖1可知： 管節(jié)上部小體積背土在頂進方向上受到底部摩阻力的作用，同時受到兩側土體的剪切約束作用。

1.3 力學分析

當管節(jié)頂部土體所受抗力難以抵擋其與管節(jié)的摩阻力時，將會發(fā)生整體背土現(xiàn)象?？紤]到土體直接剪切破壞較被動剪切破壞所需的位移小，因此發(fā)生整體背土效應需要滿足底部摩擦力大于雙側剪切約束力的前提條件，當其差值大于前端土體抗力時即發(fā)生整體背土破壞，如式(1)所示。

(1)

式中：Ff為頂管前端正上方土體受到的總管節(jié)摩阻力；Fu為頂管前端正上方土體單側剪切極限約束力；Fs為頂管前端正上方土體單側剪切滑移約束力；R為前端土體極限抗力。

根據(jù)前文對模型的受力計算分析，結合整體背土效應的形成過程，參考文獻[11]的研究成果并化簡后可得發(fā)生整體背土效應的前提條件：

γ′dbμ+Cb-2(c′+0.5Kγ′dtanφ′),d≥0。

(2)

式中：γ′為上覆土體的有效重度；d為上部覆土厚度；b為管土接觸寬度；μ為管土摩擦因數(shù)；C為管土黏聚力；c′、φ′為有效應力強度指標；K為黏性土側壓力系數(shù)經(jīng)驗值。

由式(2)可知，發(fā)生整體背土效應的前提條件與頂進長度無關。

整體背土效應的破壞條件：

(3)

綜上所述，式(2)—(3)為淺埋矩形頂管整體背土效應的預判理論公式。

1.4 措施與建議

根據(jù)式(1)—(3)不難發(fā)現(xiàn)，頂管整體背土主要與頂管機的頂程、頂管埋深、管節(jié)寬度、管土摩擦因數(shù)等參數(shù)有關。因此，避免或減弱整體背土效應的主要措施與建議如下：

1)勘察階段應盡可能掌握工程地質情況，確定更為準確的管土摩擦因數(shù)；

2)設計階段應根據(jù)預判理論進行核算，確定是否存在發(fā)生整體背土的可能；

3)施工階段應保證減摩措施的施工質量，同時增加如管節(jié)涂蠟、采取性能優(yōu)質減摩泥漿等措施減小整體背土效應的影響；

4)設計制造頂管設備時，應增加防背土裝置，如增設帽檐、優(yōu)化注漿管路等，以增強其防背土能力。

2 工程背景

2.1 工程概況

本工程位于鄭州市經(jīng)濟開發(fā)區(qū)第六大街與南三環(huán)交叉口西北，擬采用頂管法施工。該地下停車場為地下單層6跨結構，建筑面積約為3 288 m2，設計停車位約93個，每個建筑面積約為35.35 m2。東端為頂管始發(fā)井，尺寸為36.55 m×13.47 m(坑底，長×寬)，工作井深9.10 m；西端為頂管接收井，尺寸為36.55 m×9.47 m(坑底，長×寬)，工作井深9.1 m。頂管頂進設計長度為61.58 m，采用1臺5.00 m×5.70 m組合式頂管機頂推中間5個標準斷面隧道，兩側隧道斷面尺寸為5.00 m×2.85 m，頂管機覆土僅為3 m，從東往西頂進。依托工程施工工序示意圖如圖2所示。

(a) 平面圖

(b) 斷面圖

該項目場地開闊，北側為綜合辦公樓，南側為技術中心，西側為聯(lián)合廠房。場區(qū)管線埋置較少，調查期間未發(fā)現(xiàn)敷設燃氣、熱力管線及軍用光纜，僅埋設少量給、排水管，消防管道及電力線路等，且埋深較淺，對頂管段施工無影響。

2.2 工程地質與水文地質

本場地勘探深度范圍內揭露的第四系(Q)沉積地層自上而下分別為： 雜填土、粉砂、粉土及粉質黏土。地下停車場明挖基坑段及頂管施工段隧道底板最大埋深9.1 m，且全部位于粉土層，稍濕，稍密—中密，分布連續(xù)。主要巖土參數(shù)見表1。

表1 主要巖土參數(shù)

場地范圍內地下水類型為第四系潛水，地下水主要由大氣降水補給，場地地下水位埋深約18 m，考慮地下水位年變幅為2 m。

2.3 組合式頂管機

頂管機根據(jù)本工程工況設計為矩形，由2臺外形尺寸相同的設備并列組合而成，單臺設備的外形尺寸為5.4 m×2.87 m×5.0 m(長×寬×高)，并列組合后設備的外形尺寸為5.4 m×5.74 m×5.0 m(長×寬×高)，如圖3所示。頂管機主要組成部件為： 刀盤、前盾、尾盾、螺旋輸送機、主頂油缸總成、始發(fā)基座、接收基座、環(huán)形頂鐵、后靠墻等。

由于工程設計階段并未考慮到整體背土破壞的可能性，因此該頂管機除了安裝正常的減摩注漿系統(tǒng)外并未進行專門防背土設計。

圖3 組合式頂管機

3 整體背土現(xiàn)象

3.1 現(xiàn)場概述

本工程頂管機掘進至第2條隧道32環(huán)(共44環(huán)，每環(huán)寬度為1.5 m)時，發(fā)現(xiàn)距離始發(fā)洞口較近地表出現(xiàn)塌陷，頂推力急劇增大，頂管機立即停止掘進。將地表回填夯實，繼續(xù)頂管施工時，原塌陷部位再次發(fā)生沉降，且頂管機前方位置出現(xiàn)隆起現(xiàn)象，頂管正上方土體發(fā)生整體背土現(xiàn)象，如圖4所示。

(a) 始發(fā)洞口附近

(b) 頂管頂進方向

3.2 原因分析

3.2.1 相鄰隧道施工的影響

施工工序斷面示意圖如圖2(b)所示，首先施工中間第1條隧道，完成后再進行相鄰左側第2條隧道施工。根據(jù)以往施工實踐經(jīng)驗，頂管施工中均或多或少地存在整體背土效應，尤其是淺埋矩形頂管施工。第2條隧道掘進時，隧道上部土體已受到第1條隧道施工擾動影響，導致第2條隧道掘進時喪失右側剪切約束力，左側剪切約束力與前端土體抗力下降，在第2條隧道管節(jié)上部土體承受的底部約束力不變的情況下，更易產(chǎn)生整體背土現(xiàn)象。

現(xiàn)場地表監(jiān)測點布置如圖5所示。監(jiān)測斷面間距約5.00 m，監(jiān)測點布設于每條隧道中心線正上方。隧道地表沉降監(jiān)測數(shù)據(jù)統(tǒng)計見表2，監(jiān)測數(shù)據(jù)統(tǒng)計曲線見圖6。

由表2和圖6可知：

1)相同斷面位置，第2條隧道的沉降值明顯小于第1條隧道。

2)第1條隧道從D1-8位置開始出現(xiàn)隆起；第2條隧道從D2-6位置開始出現(xiàn)隆起，隆起出現(xiàn)位置更為靠前，隆起發(fā)展更快。

3)采取措施后，整體背土效應明顯減弱。

圖5 地表監(jiān)測點布置示意圖

第1條隧道監(jiān)測點累計沉降值/mm第2條隧道監(jiān)測點累計沉降值/mmD1-1-5.01D2-1-0.01D1-2-5.22D2-2-1.27D1-3-5.63D2-3-2.14D1-4-6.08D2-4-1.76D1-5-5.36D2-5-0.84D1-6-3.76D2-60.51D1-7-1.22D2-74.32D1-80.32D2-810.53D1-90.86D2-915.36D1-101.16D2-1014.68D1-111.33D2-1112.41

注： 表中均為隧道掘進時的地表監(jiān)測數(shù)據(jù)；“+”表示隆起，“-”表示沉降。

圖6 隧道地表沉降監(jiān)測數(shù)據(jù)統(tǒng)計曲線圖

3.2.2 姿態(tài)調整的影響

第2條隧道始發(fā)時，基座標高呈水平姿態(tài)，當?shù)侗P及前盾進入土體時，由于前盾質量比尾盾大(約3倍)，頂管機出現(xiàn)栽頭現(xiàn)象。隨后在進行頂管機姿態(tài)調整時關閉上部油缸，依靠下部油缸調節(jié)姿態(tài)，且調節(jié)緩慢。

上述姿態(tài)調整方式可能會引起淺埋矩形頂管管節(jié)頂部土體擾動加劇。相鄰管節(jié)錯臺使管節(jié)頂部呈鋸齒狀，將會刮剪管節(jié)頂部土體，增加四周土體的摩阻力，如圖7所示。隨后施工中，通過將第1環(huán)管節(jié)與頂管機盾尾相連接，增大盾尾質量，栽頭現(xiàn)象減弱。

圖7 姿態(tài)調整影響示意圖

3.2.3 頂管機停機

頂管機掘進第2條隧道時，受外界環(huán)境影響，頂管機出現(xiàn)了短時間停機。頂管機停機期間由于沒有及時補充漿液、泥漿滲漏、失水等原因，導致管節(jié)與頂部土體間隙逐漸減小，減摩泥漿作用減弱，致使頂管上部土體與管節(jié)之間的摩阻力逐漸增大。待頂管機重新開始掘進時，管節(jié)與其正上方土體的摩擦因數(shù)增大，背土效應加劇。隨著頂管機逐漸頂進，管節(jié)正上方土體逐漸擺脫四周土體的約束，形成整體背土現(xiàn)象。

3.2.4 減摩泥漿滲漏

本工程采用新型鋼筋混凝土-鋼結構組合管節(jié)作為永久結構的頂板；底板為鋼筋混凝土構件，作為臨時結構的部分為鋼結構，各構件間采用高強螺栓連接，如圖8所示。由于管節(jié)側面鋼結構未設置全封防水條，當減摩泥漿通過預埋注漿孔注入管節(jié)與土體的間隙時，泥漿極易從管節(jié)側面鋼結構拼縫處流失，無法形成完整的泥漿套，底部摩阻力無法得到有效控制，這也是整體背土效應發(fā)生的重要原因之一，如圖9所示。

圖8 組合管節(jié)示意圖(單位： mm)

圖9 減摩泥漿滲漏

4 整體背土處理措施

4.1 注漿管路排查

為排查減摩泥漿注入情況，首先將注漿管路所有開關關閉，然后依次從頂管機前盾至最后管節(jié)進行排查。具體施工組織情況如下。

1)人員安排： ①掘進操作人員負責頂管機注漿操控； ②值班人員負責監(jiān)督閘閥開關及泥漿泄露情況； ③泥漿拌制人員1名； ④洞內具體施工人員3名； ⑤測量人員對地面頂管行徑路線每隔5 m測取注漿壓力初始值。

2)注漿施工： 首先綜合考慮預配置泥漿性能、土體特性、注漿間隙、填充率等因素以及工程實際情況，確定減摩泥漿的配合比與每次拌制量，該工程每次拌制6 m3左右。以第2條隧道施工為例，洞內施工人員依次對頂管機首節(jié)至末節(jié)每個閘閥進行開、關排查，施工過程中由值班員監(jiān)控閘閥開關及漏漿情況并及時匯報，由掘進操作人員記錄每個閘閥的注漿參數(shù)(包括注漿壓力、開始時間、結束時間及閘閥漏漿情況)。

3)待上述注漿施工完畢，將漏漿附近閘閥保持關閉狀態(tài)，開啟剩余閘閥開始進行減摩注漿。待注入10 min后開始掘進(掘進過程中保持注漿，可采用注入5 min、停止3 min的方式)，掘進速度控制在5 mm/min，測量組每掘進30 cm對注漿參數(shù)進行監(jiān)測，并將測量結果統(tǒng)計匯總分析。

4)注入減摩泥漿時，洞內安排2名施工人員巡視鋼側壁漏漿情況，發(fā)現(xiàn)滲漏應及時采用防水膠封堵鋼側壁拼縫。

5)頂管機停機過程中每隔30 min持續(xù)注入3～5 min減摩泥漿。

4.2 刀盤前方背土位置堆載

將頂管機刀盤前4 m、頂管機兩側范圍及盾尾前3環(huán)管節(jié)位置進行標識，在標識位置使用18個油桶(200 L/個，約3.6 t)注水加載方式增加地表負重，如圖10所示。

圖10 背土位置堆載示意圖

整體背土位置堆載可通過增加管節(jié)正上方土體的前端土體抗力，避免整體背土破壞的發(fā)生。

4.3 背土位置鉆孔注水

在頂管機正上方土體范圍內布置梅花形鉆孔，間距1 000 mm×1 000 mm。使用洛陽鏟(φ40 mm)配合風鉆進行鉆孔，鉆孔深度為地面至頂管機頂部，約3 200 mm(實際深度根據(jù)原地面隆起高差確定)。

截取導管(φ32 mm)41根，長度為3 500～4 000 mm(因導管需高出地面300 mm以方便灌水，實際長度根據(jù)現(xiàn)場高差確定)，植入鉆孔位置，保證管路緊貼頂管機頂部；將水灌入導管內，按每個孔注入量約5 L(每0.5 h)考慮，如圖11所示。

通過在背土位置鉆孔注水，濕潤軟化頂管機正上方土體，減小管土摩阻力。

圖11 頂管機上部鉆孔注水示意圖

Fig. 11 Sketch of drilling water injection upon pipe jacking machine

4.4 施作隔斷墻

在第2條隧道頂管機后上方2個隆起部位施作隔斷墻，如圖12—13所示。分別在鼓包前方(掘進方向)開挖長8 000 mm、寬1 000 mm、深2 500 mm的溝槽，按構造配筋，澆筑C30早強混凝土，并在隔斷墻位置布設監(jiān)測點，待混凝土強度達到85%后再進行掘進。頂管機掘進期間，應隨時觀測隔斷墻及背土變化。

圖12 隔斷墻橫斷面示意圖

圖13 隔斷墻縱斷面示意圖(單位： mm)

5 結論與建議

本文在現(xiàn)有研究成果的基礎上，結合整體背土理論，依托某地下停車場項目，從整體背土破壞現(xiàn)象、發(fā)生原因、處理措施等多個角度對整體背土效應進行研究，最終得出如下結論。

1)淺埋矩形頂管發(fā)生整體背土現(xiàn)象主要是由于管節(jié)正上方土體受到的底部管土摩阻力大于管節(jié)四周的約束力引起的。

2)淺埋矩形頂管在頂進過程中，隨著頂程逐漸增大，正上方土體與管節(jié)接觸面積越來越大，在摩擦因數(shù)一定的情況下，正上方土體與管節(jié)的總摩阻力越來越大，超出了周邊土體的整體約束能力，導致正上方土體伴隨管節(jié)整體位移的突發(fā)破壞現(xiàn)象，稱為整體背土破壞。

3)整體背土現(xiàn)象一旦發(fā)生，處理難度較大。本項目通過采取注漿孔排查、刀盤前方背土位置堆載、背土位置鉆孔注水、施作隔斷墻等措施處理整體背土現(xiàn)象，取得了良好的效果。

4)淺埋矩形頂管工程應采取必要的措施避免整體背土現(xiàn)象的發(fā)生；在無法改變管節(jié)四周土體抗力的前提下，通過減小管土摩擦因數(shù)可有效避免整體背土現(xiàn)象的發(fā)生。

本文主要依托實際工程提出了淺埋矩形頂管整體背土效應原因與處理措施，尚需根據(jù)更多的工程實踐進行驗證完善。下一步將引入巖土本構模型，主要針對整體背土效應的產(chǎn)生機制展開更為深入的研究。