复杂环境下长距离大口径管道单基坑双向依次顶进施工技术

李汉愿

(中铁十八局集团第五工程有限公司，天津 300459)

随着现代化进程的加快，城市内越来越多的生活配套管道已经不能满足生活需求，亟需进行改造和新建。目前城市内施工作业面越来越小，采用非开挖施工方法(顶管施工法)施工的优越性比较明显，但是在工作场地小、周边环境复杂、地下管线复杂的情况下，加上管径尺寸不断的增大，顶进距离不断的加长，施工难度也相应增大。本文结合实例针对上述问题进行研究，形成了长距离大口径压力管道单基坑双向依次顶进施工技术。该技术在软弱地质中进行大口径管道顶进施工，可以保护地面原貌；同时通过中继间的设置，分担了长距离顶进带来的后背墙的压力。

1 工程概况

天津市塘沽某排水工程，排水管道全长1.791 km，采用泥水平衡顶进法施工。全线共计13个顶进段，最长顶进长度为261 m，顶管为钢筒混凝土管材(JCCP)，管材内径3.2 m，壁厚0.32 m，单节长度为2.5 m，单节重23.45 t，为双胶圈承插口。顶进工作坑深度约12 m，顶管穿越地层为淤泥质软土层。施工现场环境复杂，周边临近小区住宅最小净距17 m，距高压线最小净距11 m，现场采用单基坑双向顶进施工，顶进施工难度大，风险高。

2 工程特点

(1)周边环境复杂，地层为淤泥质地质，地下管线复杂，下穿繁忙公路，施工风险较高。

(2)管材管径较大，顶进距离长，在天津地区实属首例。

(3)顶进段较多，设备倒运次数较多，施工难度大。

(4)采用中继间紧跟机头后方，节约成本，提高管道整体质量。

3 施工技术

3.1 总体施工应对措施

(1)为确保施工安全，基坑外吊车站位处采用高压旋喷桩+垫设钢板对地质进行改良提高坑外承载力，确保吊车站位地基承载力及基坑的稳定性。采用磁梯度法尼龙绳钻头对地下深层管线进行探测，探明管线，排除影响施工的因素。

(2)对周边建筑物采用MS60三维激光扫描仪进行监测，高效、直观、精确反映监测数据，对监测数据进行分析，综合利用成果数据，调整顶管施工技术参数，有效做到对建筑物的保护。

(3)利用单基坑向两侧依次顶进，减少工作坑周边一系列设备的重新倒运、组装及调试，缩短了施工周期。

(4)中继间设置在机头后方，顶管机头出洞后，中继间随之出洞，可重复利用中继间，提高工程质量，减少施工成本。

3.2 施工工艺流程

顶管施工工艺流程见图1。

图1 施工工艺流程

3.3 工作井及坑外加固施工

工作井为矩形，工作基坑长13.2 m，宽9.6 m，基坑开挖深度为12.0 m。围护结构为钻孔灌注桩和高压旋喷桩，钻孔灌注桩采用正循环成孔水下浇筑混凝土工艺，高压旋喷桩采用双重管法施工[1-2]。

因工作坑边缘允许施工荷载为20 kN/m2，而本工程涉及管材较重，使用吊车吨位较大，作业面严重受限，需在有限的空间内完成施工任务。为保证施工时机械安全，在工作坑外进行地基加固提供机械作业平台，加固区大小为14.7 m×12 m。现场采用高压旋喷桩进行地基处理，在高压旋喷桩上安装一块2 mm厚钢板。

3.4 机械及设备安装

3.4.1 工作井设备安装

工作井设备安装包括导轨、后背墙和穿墙止水设备等的安装。

(1)后背墙安装：因管径较大，需对后背墙稳定性进行验算。

后背墙采用钢筋混凝土+6 cm钢板构成，将后座板桩支承的联合作用对土抗力的影响加以考虑，水平顶进力通过后座墙传递到土体上，近似弹性的荷载曲线(图2)，因而能将顶力分散传递，扩大了支承面。为了简化计算，将弹性载荷曲线简化为一梯形力系(图3)，此时顶管后背稳定性可通过公式进行计算：

式中：η为稳定系数；Kp为被动土压力系数，Kp=1.42；h为地面至后背墙底部的高度，h=12 m；γ为平均土的天然重度，γ=18 kN/m3；B为后背墙宽度，B=5.5 m；V为最大顶力值，V=10 000 kN；

图2 土体载荷曲线图 图3 简化的后座受力模型图

h1为地面至后背墙顶部的深度，h1=6.8 m；h2为后背墙的高度，h2=5.2 m；h3为工作坑至地面桩尖的深度，h3=14 m。算得K=2.63>1.5，满足稳定要求[3]。

(2)穿墙止水帘采用钢板+止水帘组合，安装完成后在钢板后方进行密封，避免顶管始发渗漏水影响周边环境造成安全事故。

3.4.2 中继间布置安装

对于中继间的设置需根据顶力、管节最大受力值、工作坑承受最大顶力值等综合考虑后进行。

根据设计要求，工作坑承受最大顶力≤20 000 kN。

DN3200顶管顶进距离261 m，经计算最大顶力为22 742 kN，管材承受最大顶力为55 317.05 kN，但工作坑承受最大顶力小于顶进施工所需最大顶力22 742 kN，因此，需要增设一个中继间。中继间一般设置承插口与管道连接，对防水防腐要求高。

经计算大刀盘切削泥水平衡式顶管机迎面阻力2 500 kN，顶管机与土体的摩擦力为301 kN，因此顶管机头所需克服的阻力共计2 801 kN。(22 742-2 801)kN =19 941 kN≤20 000 kN(设计要求)。因此将中继间设置在机头后方，可克服2 801 kN阻力，剩余19 941 kN顶力由千斤顶提供，最终顶管贯通后，将中继间一并顶出，确保施工完成的管道无中继间，避免了中继间的施工处理。

3.5 大口径管材吊具优化

管材吊具的选择直接影响施工过程中的安全及管材质量，因管材质量较大，由原来两个“L”形吊具，优化为一个“U”形吊具。“U”形吊具整体性好，不易滑落，使用安全；因受力面积大对管材承插口具有保护作用，对保证管道承插口防水效果起到至关重要的作用。吊具优化状况见图4、图5。

3.6 管材注浆孔设置

在管道上预留触变泥浆孔，由压浆管打进触变性泥浆，使泥浆能均匀的扩散在管节周围，在顶进中起到进一步的减阻作用。注浆管具体设置为注浆孔每节管设4个，位置分别在管顶以90°为夹角均匀布置在插口的位置上。

图4 优化前吊具示意图 图5 优化后吊具示意图

注浆孔不但可以用作压送触变泥浆，施工完成后还可作为二次注浆置换的注浆孔，因此需考虑管身的整体防水效果，尤其是注意管节之间的防渗漏，注浆孔由原来设置在管身优化为设置在插口管缝位置处。

优化完成后进行二次注浆置换，既能进行触变泥浆置换，又能有效完成对管缝位置注浆包裹，对管缝位置起到保护作用，大大减少了管缝薄弱环节渗漏现象。

3.7 顶进施工顺序优化

根据本工程特点，顶进段较多，用图6来对顶进施工顺序进行研究说明。

图6 顶进段示意图

方法一：先完成YL2→泵站顶进段，将设备全部转移到YL3工作坑施工YL3→YL2顶进段，依次类推，直至完成YL8→YL7顶进段。

方法二：先施工YL2→YL3顶进段，完成后施工YL2→泵站顶进段，设备转移至YL4基坑，依次类推完成YL8→YL7顶进段。

方法一较为常规，但方法二具有诸多优势，对于设备倒运可以降低50%工作量，降低施工风险，难点在于利用已完工的管道如何设置后背墙。

单基坑两侧依次顶进施工，利用已完工管道作为后背墙，必须考虑管道是否能提供第2次顶进施工的顶力，因此施工前先施工距离较长段，后施工短距离顶管段，确保已完工管道不受破坏；同时为保证管道的稳定性，针对管道进行混凝土包封，包封前使用0.5 cm钢板对管道进行封堵，对已完工管道进行保护；调整后背平面确保后背墙与管道轴线垂直，再用6 cm钢板作为后背墙外模，兼做后背墙。

3.8 管道连接和燃气拉管探测

基坑两侧顶管均施工完成后，进行管道基础施工，再进行明铺管道安装，明铺管道采用倒链对拉的方法进行安装。

本工程地下管线复杂，埋深较深处可能存在燃气拉管，采用磁梯度法尼龙绳钻头提前对管线准确位置进行探测。

4 顶管下穿公路数值模拟分析

4.1 建立有限元模型

施工前采用三维有限元软件Abaqus对顶管下穿繁忙公路工况进行模拟，参数设置如下：

(1)土体本构关系选用Drucker—Prager模型，介质参数参考该工程岩土工程勘察结果，近似取值为密度2 030 kg/m3，弹性模量56 MPa，内摩擦角31.5°，泊松比0.3。模型采用三维实体8节点线形缩减单元(C3D8R)。为充分考虑模型的边界效应，满足塑性、蠕变、三维应力及大应变的分析需要，模型的尺寸选取为50 m×40 m×25 m，能较精确求解位移结果，即使在弯曲荷载下网格发生扭曲变形也能充分保证其分析精度[4-5]。

(2)基于研究目的及简化计算的需要，假设顶管部分和后续管节的半径相同，且为同一部件。管土间不设置注浆层，通过减小管土摩擦模拟注浆层的减阻效果，顶进位置处通过设置一面力作为泥浆仓中的掌子面压力。顶管埋深6 m，采用三维8节点实体单元(C3D8)，同时将顶管、后续的管节及其周围接触土体部分划分为更为精细的网格来满足数值模拟中的管土接触要求。

4.2 顶管施工过程步骤模拟

(1)设置Geostatic分析步，同时在Predefine field中设置重力场，进行土在自重作用下的地应力平衡。

(2)沿顶进轴线24 m处开挖，开挖前先移除相应的土体模型并将顶进设备放在其初始顶进位置，对模型施加盾构设备和后续管节的重力荷载，开始顶进。

(3)在Exc1中钝化将要开挖的土体，模拟土体开挖过程，在Jack1中设置管节和盾构部分沿顶进方向位移1 m，模拟顶进过程，第一步开挖完成。

(4)重复上述(3)过程，完成整个顶进过程。

4.3 结果分析

4.3.1无路面荷载作用下的地面变形分析

图7为沿轴线方向顶进至26 m时(以下均采用此工况)轴线正上方与其两侧7 m位置处地表点的沉降计算结果。由图可知，顶管轴线正上方地表的沉降值较其两侧沉降值大，且顶管轴线上最大沉降在顶进面后方位置处。此外，从图中可看出沿轴线0 m位置处的沉降值较小且22 m左右处沉降值较大，造成此现象的原因是顶进部分和后续管节为直接放置在土中，且该工况是在24 m处开挖和顶进，对周围土体造成明显扰动导致沉降值增大。距顶进轴线两侧7 m左右处的沉降约为纵断面最大沉降值的1/5，这在实际工程中可忽略，可将该距离作为控制距离。

图7 静荷载作用下纵向地面沉降

图8为沿轴线方向顶进至26 m时，垂直顶进方向横断面的地表点沉降结果。根据沉降趋势，可知沉降变化基本符合正态分布，且顶进面后方沉降值最大，施工时应予以监测。顶进面处沉降约为顶进面后方沉降值的4/5；距顶进面约3 m处的沉降值约为最大沉降值的1/5，可将该距离作为控制距离。

图8 静荷载作用下横向地面沉降

4.3.2 路面荷载作用下的地面变形分析

根据《公路桥涵设计通用规范》(JTG D60-2015)，以重型五轴车作为标准车型，单个接触面上的均布压力采用2 041.67×103Pa。图9为顶进面在路面正下方情况下，顶进轴线正上方与其两侧7 m位置处地表点沉降结果。由图可知，路面荷载作用下的纵断面变形规律与无动荷载作用下的变形趋势相似。路面荷载作用下的沉降最大值为1.85 mm，无路面荷载作用下沉降最大值为1.37 mm，增大约35%。由此可见，行车动载对地面变形影响显著，顶管下穿公路施工时必须考虑汽车动载影响，建议提高安全性系数。

图9 动荷载作用下纵向地面沉降

图10同样为顶进面在路面正下方情况下，垂直顶进方向的横断面的地表点沉降结果。其中距顶进面前方3 m、5 m及顶进面后方的地面变形趋势同图7(无路面荷载)一致。顶进面后方沉降值为1.68 mm，较无动载时增加了0.46 mm，增加了约为37%；顶进面前方3 m处沉降值为0.60 mm，较无动载时增加了0.35 mm，增大了约1.4倍。最大不同之处在于最大沉降位置，加路面荷载后的最大沉降点在开挖面处，此时受动载分布影响，开挖面处沉降最大，较静载的沉降值增加了2.093 mm。

当车速为100 km/h时，顶进面上的最大沉降为3.245 mm，较60 km/h时沉降变化较小。

图10 动载作用下横向地面沉降

综上所述，受动载影响，地面沉降有明显变化，距离动载越近，地面变化越大，当顶进面在荷载正下方，沉降增加的最大，增加了2.093 mm。计算结果表明，动载速度对沉降影响不大。

5 施工监测

采用MS60三维激光扫描仪进行监测，MS60作为非接触式扫描观测监测仪器，比同等扫描仪观测精度更高，并可在点云图中提取出每个点的坐标信息，从而可以找出重要关键点位的位移变化情况。经统计比对分析可知，两次扫描结果中98%的差值数据小于6 mm，可知该建筑物没有发生大于6 mm的变形，可判定建筑物状态稳定。

6 结束语

该施工技术应用于天津市塘沽某排水工程，创造了天津市最大直径的管道顶进新纪录，积累了国内大直径管材顶管在城市复杂环境下的施工技术经验。顶管顶进就位后各项指标均满足设计及规范要求，为工程投入使用奠定了坚实的安全、质量基础，达到了预期目标，效果良好。