韓現(xiàn)民， 肖明清， 李文江， 朱永全

(1. 石家莊鐵道大學(xué)， 河北 石家莊 050043； 2. 中鐵第四勘察設(shè)計院集團有限公司， 湖北 武漢 430063)

0 引言

管幕法自1979年開始用于修建比利時Antewerp地鐵車站，在韓國逐漸發(fā)展并普遍應(yīng)用。由管幕法發(fā)展而來的新管幕法(簡稱 NTR工法),引入中國后有學(xué)者稱管幕預(yù)筑法(簡稱PPM)或管幕-結(jié)構(gòu)法。管幕-結(jié)構(gòu)法在我國經(jīng)歷了引進、吸收消化、改進和工程應(yīng)用等幾個階段。

在管幕-結(jié)構(gòu)法研究方面: 邢凱等[1]對管幕法進行了介紹；劉楊等[2]對具體工程管幕群管頂進地層損失率和沉降槽寬度系數(shù)進行了研究，并對Peck公式進行了修正；黎永索等[3]對沈陽地鐵新樂遺址站的管幕預(yù)筑隧道襯砌結(jié)構(gòu)在土方大開挖過程中的變形和受力進行了現(xiàn)場監(jiān)測分析；熊昊翔等[4]、何超等[5]對拱北隧道管幕施工參數(shù)進行了研究。

經(jīng)過理論研究和工程實踐，相關(guān)研究[6-11]對管幕-結(jié)構(gòu)法的結(jié)構(gòu)受力特性、設(shè)計理論和施工技術(shù)有了一定的認(rèn)識和經(jīng)驗積累。

目前，雖然對管幕-結(jié)構(gòu)法的施工效應(yīng)和結(jié)構(gòu)受力進行了一些研究，但對管幕結(jié)構(gòu)的受力特征、承載特性、群管頂進力學(xué)效應(yīng)以及復(fù)雜的施工過程中結(jié)構(gòu)受力與變形的空間轉(zhuǎn)換規(guī)律等仍缺乏深入研究。

下穿車站工程對股道變形的影響分析研究主要集中在盾構(gòu)施工方面： 肖力等[12]對盾構(gòu)下穿多條股道時地表沉降規(guī)律進行了研究；盧裕杰[13]對盾構(gòu)下穿車站股道施工風(fēng)險進行了綜合分析，提出了控制技術(shù)；劉文靜[14]對盾構(gòu)下穿車站時股道差異沉降進行了分析，并提出了加固措施；李文江等[15]采用數(shù)學(xué)力學(xué)分析方法，建立了隧道施工地表沉降控制基準(zhǔn)；冉紅玲[16]采用數(shù)值計算方法對頂管施工引起的軌道變形進行了研究，并給出了變形控制標(biāo)準(zhǔn)建議值。

迎澤大街下穿太原市火車站通道工程暗挖段采用管幕-結(jié)構(gòu)法施工，工程具有地層軟弱、埋深小、站內(nèi)行車股道多、對沉降控制要求嚴(yán)等特點。在管幕鋼管多次頂進擾動影響下，容易使上覆地層產(chǎn)生有害變形，嚴(yán)重時影響行車安全。本文采用數(shù)值計算對管幕結(jié)構(gòu)鋼管頂進次序?qū)Φ乇沓两涤绊戇M行研究，確定最優(yōu)頂進次序；采用數(shù)值計算和現(xiàn)場監(jiān)測相結(jié)合的手段，對群管頂進多次擾動下站臺沉降、軌道縱向不均勻沉降及橫向差異沉降變形特征進行分析，揭示群管頂進過程中站臺和股道沉降變化規(guī)律。

1 依托工程概況

迎澤大街下穿太原火車站采用管幕-結(jié)構(gòu)法施工的地下通道工程包括北線車行通道和南線車行通道，通道正交下穿太原站站場，南、北通道軸線中心相距346 m，南通道長235 m(管幕段105 m)，北通道長228 m(管幕段102.5 m)。

1.1 車行通道設(shè)計

地下通道為雙孔單向4車道，采用(3.5+3.5+3.25+3.25) m 的車道組合，結(jié)構(gòu)全寬18.2 m，全高10.5 m。通道橫斷面如圖1所示。

圖1 車行通道橫斷面設(shè)計(單位： mm)

根據(jù)地下通道內(nèi)凈空設(shè)計尺寸要求，每條通道設(shè)置20根φ2 m×20 mm鋼管，其中上、下部各7根，左、右側(cè)邊墻各3根，鋼管間距為165～265 mm。

1.2 站場地層特征

通道工程涉及地層從上到下有人工填土層、第四系沖洪積層新黃土，頂管主要穿越黃土地層。填土層埋深為0～4.6 m，軟塑新黃土層埋深為3.5～15.4 m，硬塑新黃土層厚度為12.5～26.6 m。施工揭露地下水位一般處于通道結(jié)構(gòu)底板以下，黃土滲透性等級為弱透水。

依據(jù)地勘資料，填土層和黃土主要物理力學(xué)指標(biāo)如表1所示。

表1數(shù)值計算采用的物理力學(xué)參數(shù)表

Table 1 Physico-mechanical parameters used in numericalcalculation

項目重度/(kN·m-3)彈性模量/MPa泊松比黏聚力/kPa內(nèi)摩擦角/(°)素填土16.0300.281015軟塑黃土地層17.0500.3520.4414.29硬塑黃土地層17.81000.3020.9515.83碎石道床20.01300.30管棚加固層20.01320.25觸變泥漿10.22000.46鋼管78.52.1×1050.31

1.3 車行通道與站臺、股道位置關(guān)系

管幕暗挖段共穿越4座站臺、10股軌道，其中6條到發(fā)線、4條正線，既有軌道鋼軌頂面距北線車行通道頂板為3.6 m、距南線車行通道頂板為3.5 m。其中有4座站臺內(nèi)部行包通道支通道位于新建南地下通道正上方。站臺、股道與行車通道平面位置關(guān)系如圖2所示。

圖2 站臺、股道與行車通道平面位置關(guān)系

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

2 股道變形控制標(biāo)準(zhǔn)

地下通道開挖引起的地表沉降對既有鐵路影響主要表現(xiàn)為2個方面： 一方面可能造成水平超限；另一方面可能造成鋼軌前后高差超限。一般情況下，超過容許限值的水平差，只是引起車輛搖晃和2股鋼軌的受力不均，導(dǎo)致鋼軌的不均勻磨損；而前后高低不平順對線路運營危害較大。

對于施工期股道高低和水平變形控制標(biāo)準(zhǔn)，依據(jù)2013年的《高速鐵路有砟軌道線路維修規(guī)則(試行)》中對線路軌道靜態(tài)幾何尺寸容許偏差管理值規(guī)定，可參照限速160 km/h對應(yīng)的數(shù)值，即2股鋼軌頂面水平的容許偏差不得大于10 mm，鋼軌前后高差不得大于11 mm。

綜合工程實際和規(guī)范要求，制定鐵路線路容許軌面沉降控制值如表2所示。

表2軌道變形及站臺沉降控制指標(biāo)

Table 2 Control indices of track deformation and platformsettlement

控制指標(biāo)股道沉降/mm最大沉降速率/(mm/d)軌面沉降預(yù)警值7.70.7軌面沉降控制值11.01.0軌間差異沉降預(yù)警值7.00.7軌間差異沉降控制值10.01.0站臺沉降預(yù)警值8.40.8站臺沉降控制值12.01.2

3 頂管模擬影響因素分析

南北地下通道管幕結(jié)構(gòu)各由20根鋼管組成(如圖3所示)，其中頂部范圍1#—9#、19#—20#鋼管采用開敞式頂管機頂進，以便處理地層淺部可能存在的障礙物；其余鋼管采用土壓平衡式頂管機頂進。其中上部1#—7#鋼管埋深約3.6 m，中部8#、20#鋼管埋深5.6 m，9#、19#鋼管埋深7.8 m，10#、18#鋼管埋深10 m，下部11#—17#鋼管埋深約12.2 m。

圖3 管幕頂進中鋼管編號

頂進過程中采用的觸變泥漿為鈉基膨潤土，主要成分為蒙脫石。

頂管頂進模擬過程中需要考慮穩(wěn)定掌子面的土艙壓力、鋼管頂進過程中地層與頂管之間的摩擦力、地層損失、觸變泥漿層的作用及注漿壓力等主要因素。

3.1 土艙壓力

土壓平衡式頂管機土艙壓力值一般處于主動土壓力與被動土壓力之間，按上海軟土地區(qū)的工程經(jīng)驗，如果實際操作中控制前艙壓力在刀盤中心處土層靜止土壓力上下20 kPa范圍內(nèi)，則頂進正面推力對周圍土層及構(gòu)筑物產(chǎn)生的影響較小。

根據(jù)鋼管的圍巖和埋深計算出1#—20#鋼管的土壓平衡式頂管機的土艙平衡壓力值，結(jié)果如表3所示。

表3鋼管頂進模擬中掌子面中心正面推力取值

Table 3 Pressure of working face center during pipe jackingsimulation

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

3.2 管周摩擦阻力

在數(shù)值計算中考慮頂進過程中頂管對地層的摩擦作用時，采用對管壁四周相鄰的泥漿施加均布的切向力的方法來模擬，其方向為頂管推進方向，大小則取為單位面積的摩阻力。

摩阻力可采用2012年的《頂管施工技術(shù)及驗收規(guī)范(試行)》(式(1))、余彬泉等[17](式(2)、(3))和何蓮等[18]推薦的公式進行計算，取均值后計算結(jié)果見表4。

(1)

式中:p為管周摩阻力；f為管道與周圍土層之間摩擦因數(shù)；γ為管道所處土層重力密度；D為管道外徑；H為管道頂部覆土厚度；φ為管道所處土層內(nèi)摩擦角；ω為單位長度管道自重。

(2)

式中：q為管周均布荷載；μ′為管道與周圍土層之間摩擦因數(shù)；R為管道半徑；C′為管道與周圍土層之間黏聚力。

(3)

式中:α為管道與周圍土層之間摩擦因數(shù)；τs為管道與周圍土層之間剪應(yīng)力。

何蓮等[18]給出的軟土地區(qū)考慮注漿減摩作用的經(jīng)驗值如下：

當(dāng)頂進長度l≤100 m時，單位面積的摩阻力f0=50l-0.5kPa； 當(dāng)l>100 m時，f0=2～5 kPa。

表4鋼管頂進模擬中管周摩阻力取值

Table 4 Circumferential frictional resistance during pipe jacking simulation

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

3.3 地層損失

頂管施工過程中地層損失通過地應(yīng)力釋放率來實現(xiàn)，考慮到頂管機刀盤與鋼殼間隙、管節(jié)與圍巖之間空隙注漿充填飽滿度，按經(jīng)驗在相應(yīng)位置地層應(yīng)力釋放率取5%。

頂管頂進模擬主要分3步： 1)沿頂進方向開挖1 m土體(包括頂管和觸變泥漿層范圍內(nèi)土體)，同時對掌子面施加法向應(yīng)力以模擬土艙壓力，洞壁節(jié)點施加初始地應(yīng)力值95%的反力以模擬地層損失； 2)激活頂管和泥漿層，在與頂管接觸的泥漿層面上施加切向力模擬頂進對地層摩擦拖拽作用，施加注漿壓力，同時刪除洞壁節(jié)點上施加的反力； 3)刪除掌子面土艙壓力，開挖1～2 m土體，重復(fù)1)、2)步驟，直到頂進完成。

4 鋼管頂進對站臺、道床沉降影響模擬研究

4.1 鋼管頂進次序?qū)Φ乇沓两涤绊懛治?/h3>

4.1.1 數(shù)值計算模型及計算力學(xué)參數(shù)

為了研究開敞式與土壓平衡式頂管組合下群管頂進對站內(nèi)股道沉降的影響，根據(jù)工程特點，數(shù)值模擬計算范圍如下： 沿頂管軸線縱向(Y軸)取67.2 m，頂管橫截面方向(X軸，鐵路線路方向)取113.4 m、豎直方向(Z軸)高度約45 m，上部鋼管埋深為3.6 m。群管頂進三維數(shù)值模型如圖4所示。

圖4 群管頂進三維數(shù)值模型

數(shù)值計算中地層、泥漿及鋼管采用的物理力學(xué)參數(shù)見表1。土層按彈塑性材料考慮，滿足摩爾-庫侖(M-C)屈服準(zhǔn)則，采用實體單元模擬，觸變泥漿層和鋼管按彈性材料考慮，鋼管采用殼單元模擬，泥漿層厚3 cm，采用實體單元模擬。

設(shè)計時在上、下7根鋼管上部采用φ180 mm@300 mm管棚超前支護形式，計算中管棚支護采用等效加固區(qū)模擬，參數(shù)見表1。

計算中未考慮地下水，注漿壓力為0.15 MPa，股道行車荷載取74.46 kPa，均勻施加在路基表面。

4.1.2 計算工況

為了研究鋼管頂進次序?qū)Φ乇沓两涤绊?，主要分析先下后上和先上后下的頂進次序，從理論上確定鋼管合理的頂進次序。

工況1： 遵循先下后上、左右同時、間隔交替頂進次序； 工況2： 遵循先下后上、由左向右、間隔交替頂進次序； 工況3： 遵循先上后下、由左向右、間隔交替頂進次序。各工況鋼管頂進次序如表5所示。

表5不同工況下鋼管頂進次序

Table 5 Jacking sequence of steel pipe under different working conditions

頂進次序工況1工況2工況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 計算結(jié)果分析

工況1管幕頂進過程中站臺地表橫向沉降曲線如圖5所示。由計算結(jié)果可知： 1)工況1—3最大沉降量分別為4.25、4.21、5.27 mm，說明頂進次序會影響地表的最終沉降量； 2)與其他工況相比，工況1沉降量最小、且優(yōu)勢明顯，表明采用先下后上的鋼管頂進次序，可減弱多次頂進對上層土體的施工擾動。

圖5 工況1頂進過程中地表沉降曲線

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

4.2 鋼管頂進過程中站臺及道床沉降特征

現(xiàn)場頂進施工時，為掌握開敞式頂管和土壓平衡式頂管頂進施工技術(shù)以及對地層擾動影響規(guī)律，在南、北通道首先進行了1#(開敞式)和11#(土壓式)2個試驗管頂進?？紤]到頂進設(shè)備空間布置需求，南、北通道實際頂進次序見表6，基本遵循先下后上的頂進次序。

表6南、北通道鋼管頂進次序

Table 6 Jacking sequence of steel pipe of south and northchannels

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

4.2.1 站臺沉降變形規(guī)律

站臺沉降選取南、北通道3#站臺為主要研究對象，數(shù)值計算結(jié)果如圖6和圖7所示。由計算結(jié)果可知： 1)受多次頂管施工擾動疊加影響，地表橫向沉降曲線呈現(xiàn)出類似Peck曲線特征的沉降槽形態(tài)； 2)群管頂進過程中地表最大沉降位置處于變化之中，受頂進鋼管的空間位置影響較大； 3)受埋深和頂進方式的影響，上部頂管頂進對地層擾動明顯高于下部頂管，地表沉降增量顯著； 4)受頂進次序影響，南通道站臺最大沉降(4.54 mm)略大于北站臺(4.48 mm)； 5)頂進施工對地表沉降橫向影響范圍約為50 m，即管幕結(jié)構(gòu)兩側(cè)外各16 m范圍，影響范圍與地層性質(zhì)、土艙壓力值、注漿壓力和地層損失率密切相關(guān)。

圖6 鋼管頂進過程中南通道3#站臺沉降曲線

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

圖7 鋼管頂進過程中北通道3#站臺沉降曲線

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

4.2.2 道床沉降變形特征

在群管頂進施工對股道的變形特征數(shù)值模擬分析中，由于鋼軌、軌枕和道床之間的相互作用關(guān)系較為復(fù)雜，未建立鋼軌和軌枕模型，數(shù)值計算中只對道床的沉降變形進行了模擬研究，主要用來預(yù)測軌道縱向沉降趨勢。

南、北通道管幕頂進過程中道床沉降數(shù)值計算結(jié)果如圖8和圖9所示。由計算結(jié)果可知： 1)道床沉降特征與站臺類似； 2)受鋼管空間位置與頂進次序影響，南北通道上部道床沉降槽形狀和最大沉降點位置在頂進過程中一直處于動態(tài)變化之中，最終最大沉降值相差較小，其中南通道上道床為4.64 mm，北通道上道床為4.57 mm，最大沉降值皆位于管幕中間位置對應(yīng)的地表。

圖8 鋼管頂進過程中南通道軌道道床沉降數(shù)值計算結(jié)果

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

圖9 鋼管頂進過程中北通道軌道道床沉降數(shù)值計算結(jié)果

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

5 管幕頂進過程中站臺沉降及股道變形的現(xiàn)場監(jiān)測

5.1 現(xiàn)場監(jiān)測內(nèi)容及測點布置

為了保證管幕-結(jié)構(gòu)法施工時列車運營安全和站臺正常使用，重點對站臺沉降、線路軌道靜態(tài)幾何尺寸容許偏差中的水平(軌道間差異沉降)以及高低(軌道前后高差)進行監(jiān)測。

站臺沉降測點布設(shè)： 在南、北地下通道上的每個站臺臺面上設(shè)置2條測線，每條測線布置11個沉降觀測點，測點間距為5 m，監(jiān)測范圍為50 m(約2.5倍洞徑)，共有14條站臺沉降測線、154個測點。測點布置示意見圖2(為說明問題，圖中僅給出了部分測點布置位置)。

股道變形測點布設(shè)： 在南、北地下通道上部每條軌道的軌枕上沿軌向設(shè)置13組測點，測點間距為5 m，監(jiān)測范圍為60 m(約3倍洞徑)，共布置40條測線、520個測點，分別對南北通道上部10條股道在管幕施工時的沉降進行了監(jiān)測。測點布置示意見圖2。

5.2 站臺沉降變形監(jiān)測結(jié)果

站臺沉降選取南、北通道3#站臺為主要研究對象，現(xiàn)場沉降監(jiān)測結(jié)果如圖10和圖11所示，南、北通道14條站臺沉降現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果統(tǒng)計如表7和表8所示。監(jiān)測結(jié)果表明： 1)群管頂進對地表沉降影響規(guī)律與數(shù)值模擬結(jié)果基本一致，最大沉降值為4.5～10.0 mm； 2)由于一些施工和外部干擾因素在數(shù)值模擬中難以考慮，故實測結(jié)果普遍大于數(shù)值計算結(jié)果； 3)實測結(jié)果站臺沉降速率為0.2～0.41 mm/d，平均沉降速率約為0.30 mm/d，滿足變形控制標(biāo)準(zhǔn)要求。

圖10 鋼管頂進過程中南通道3#站臺NZT3測線沉降曲線

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

圖11 鋼管頂進過程中北通道3#站臺NZT3測線沉降曲線

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

表7群管頂進過程中南站臺各測線最大沉降量及沉降速率統(tǒng)計

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

測線最大沉降量/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群管頂進過程中北站臺各測線最大沉降量及沉降速率統(tǒng)計

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

測線最大沉降量/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 股道變形監(jiān)測結(jié)果

股道變形現(xiàn)場監(jiān)測項目主要為線路軌道靜態(tài)幾何尺寸容許偏差中的高低和水平變形。

由于現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)量大，受篇幅限制，無法一一列出，這里只選取南、北地下通道上的3#股道作為典型測試斷面來分析。北通道、南通道管幕頂進過程中3#股道鋼軌沿軌向的沉降(高低)監(jiān)測結(jié)果如圖12和圖13所示，2條鋼軌差異沉降(水平)監(jiān)測結(jié)果如圖14和圖15所示，鋼管頂進過程中南、北通道地表線路軌道的最大高低及水平變形統(tǒng)計結(jié)果如表9和表10所示。

現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果表明： 1)鋼軌受下伏頂管頂進影響的橫向范圍為50 m左右，沉降槽形狀呈Peck曲線形態(tài)，沉降值為1.8～9.8 mm，最大沉降值一般在管幕中間位置； 頂進過程中鋼軌最大沉降值為9.8 mm，出現(xiàn)在南通道2#股道，滿足軌道平順度要求； 2)南北通道上部股道2條鋼軌的差異沉降(水平)值為0.4～1.7 mm，頂進過程中最大值主要出現(xiàn)在管幕中間位置，具體為北通道上部第6條股道BGD6處，值為1.7 mm，滿足水平容許偏差值。

圖12 鋼管頂進過程中北通道上部3#-1軌面沉降(高低)曲線

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

圖13 鋼管頂進過程中南通道上部3#-1軌面沉降(高低)曲線

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

圖14鋼管頂進過程中北通道上部3#股道軌面最大差異沉降(水平)曲線

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

圖15鋼管頂進過程中南通道上部3#股道軌面最大差異沉降(水平)曲線

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

表9群管頂進過程中南通道上部10條線路軌道高低及水平變形監(jiān)測結(jié)果統(tǒng)計

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”表示頂進過程中股道的a、b 2條鋼軌最大沉降值或高低值。

表10群管頂進過程中北通道上部10條線路軌道高低及水平變形監(jiān)測結(jié)果統(tǒng)計

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”表示頂進過程中股道的a、b 2條鋼軌最大沉降值或高低值。

5.4 數(shù)值計算與現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果比較

綜上，比較站臺沉降、股道變形的數(shù)值計算和現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果可得： 1)對于南、北站臺沉降，數(shù)值計算結(jié)果分別為4.54 mm和4.48 mm，現(xiàn)場監(jiān)測沉降平均值分別為9.3 mm和7.1 mm，現(xiàn)場監(jiān)測值大于數(shù)值計算值，南站臺沉降大于北站臺沉降； 2)對于南、北股道沉降，數(shù)值計算結(jié)果分別為4.64 mm和4.57 mm，現(xiàn)場監(jiān)測沉降平均值分別為6.1 mm和4.2 mm，南股道沉降略大于北股道沉降，數(shù)值計算和現(xiàn)場監(jiān)測規(guī)律一致； 3)數(shù)值計算和現(xiàn)場監(jiān)測地表沉降影響范圍基本相同，約為50 m； 4)在現(xiàn)場監(jiān)測中，由于場地條件復(fù)雜性、扣軌加固等因素影響，實測股道沉降小于站臺沉降。

6 結(jié)論與建議

通過數(shù)值計算和現(xiàn)場監(jiān)測手段，對管幕-結(jié)構(gòu)法下穿太原市火車站通道工程鋼管頂進次序、站臺和股道變形特征進行分析，結(jié)論與建議如下。

1)采用先下部、后上部的鋼管頂進次序，可減弱群管頂進時對上部土體的施工擾動，利于減小地表沉降。

2)群管頂進結(jié)束后地表沉降橫向槽寬度約為50 m，基本上位于管幕底部兩側(cè)約45°地層滑移角范圍之內(nèi)。

3)現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果表明，管幕頂進結(jié)束后，站臺沉降值為4.5～10.0 mm、股道沉降變形為1.8～9.8 mm，站臺沉降、軌道高低及水平變形皆在控制范圍之內(nèi)，可確保行車安全，印證了管幕頂進法良好的地層變位控制效果。

4)頂管施工數(shù)值模擬中影響因素較多，應(yīng)考慮土艙壓力、摩擦阻力及地層損失等影響地表沉降的主要因素。

5)群管頂進只是管幕-結(jié)構(gòu)法施工的第1個關(guān)鍵工序，后續(xù)的鋼管切割、支撐、混凝土澆筑及土方開挖等工序如何影響站臺和股道沉降，是下一步需要深入研究的內(nèi)容。