太原火车站下穿通道工程采用管幕预筑法（pipe-roof pre-construction method，PPM）施工，PPM也叫作新管幕法（new tubular roof method，NTR）. 1971年，日本首次采用管幕法下穿铁路，后续的管幕法工程不断对管幕法进行改良，形成了一种不需要箱涵结构的施工工法—管幕预筑法^[1-2]，该方法最早被应用于比利时的安特卫普地铁车站^[3]. 2008年，我国首次引进新管幕法对沈阳新乐遗址地铁车站进行施工，并对该工法进行改进. 该工法最突出的特点是在整个施工过程中，所有的开挖都在预先建造了可靠结构后完成，保证了施工安全^[4]. 黎永索^[5]根据该工法的施工特点把改进后的新管幕法命名为管幕预筑法. 杨仙等^[6-7]通过对管幕预筑法顶管排列间距进行优化，对管幕预筑隧道地表沉降进行了研究. 张可能等^[8]研究了管幕预筑法竖井开挖与顶管施工过程中竖井井壁的变形规律. 王杨^[9]考虑了管间土拱和管上土拱对管排双层土拱效应的影响，推导出了顶管理论最大允许间距. 杨慧林^[10]提出了管幕预筑法拱形断面计算模型，并对该工法管间构件的安全性进行了讨论. 黎永索等^[11]研究了管幕预筑法各个施工阶段引起的地表变形特点，提出密排顶管群施工过程中产生的地表沉降最大. 阎石等^[12]通过数值模拟研究了管幕预筑法大直径钢管的力学特性，并给出了密排顶管的最佳施工顺序，但该研究没有考虑管间土拱效应^[13]对地表沉降的影响.

本研究利用有限差分软件FLAC^3D模拟不同顶管施工顺序对地表变形的影响，找到一种既有利于现场施工又对地表变形影响较小的顶管施工顺序；对顶管施工过程中出现的管间组合土拱效应进行研究；基于火车站顶管施工实测数据研究车站轨道及站台的沉降规律.

管幕预筑法是以大直径（≥1.8 m）钢顶管作为地下通道的围护结构，利用大直径顶管机挖除顶管前方土体，然后逐步顶进钢顶管. 在顶管结束后，对相邻顶管进行支撑、切割与焊接，使所有大直径顶管形成一个封闭的钢管帷幕，同时在钢管帷幕内部铺设钢筋网并浇筑混凝土；在钢管帷幕结构强度和刚度达到要求后，挖除钢管帷幕内部土体，形成隧道空间，将钢管帷幕结构作为地下通道的永久支护结构. 该工法的优点是在整个地下工程开挖过程中，每一步的开挖工序都是在预先建造了可靠支护的情况下进行，可以保证地下土体开挖的安全与稳定，该工法的主要施工工艺有4步，如图1所示为管幕预筑隧道施工工艺.

1）顶管施工. 按照预先设计的顶管位置，通过始发井按照顶管设计顺序依次顶进大直径钢顶管.

2）管幕联通. 按照设计的顶管切割位置对相邻顶管进行切割与焊接，同时在切割位置设置支撑柱，防止因顶管切割部位边缘出现应力集中现象而导致钢顶管出现较大的变形。

3）管幕内钢筋混凝土浇筑. 在相邻顶管切割与焊接完成后，所有顶管形成一个封闭的刚性止水管幕，在该刚性止水管幕内浇筑钢筋混凝土.

4）管幕围护结构内部土体开挖. 在管幕内部浇筑的钢筋混凝土达到设计强度后，开始挖除围护结构内部核心土体，然后对通道路面以及通道照明设施进行施工.

太原市迎泽大街下穿太原火车站通道建设工程是迎泽大街东延的控制性工程，该通道是太原市向东拓展的主通道之一. 由于太原火车站属于特级火车站，下穿通道工程不能影响到火车站的正常营运，必须采取安全、可靠的施工工艺，在确保火车站正常营运的情况下实现下穿通道工程的顺利实施. 下穿火车站通道工程采用可靠性较高的管幕预筑法，其中，南下穿通道管幕段长度为105.0 m，北下穿通道管幕段长度为102.5 m，南、北通道位置分别如图2所示. 太原市迎泽大街下穿太原火车站通道工程施工场地位于太原盆地北端河谷平原上，地形平坦，工程地质层分布如表1所示. 其中，L₁为层底埋深，L₂为地层厚度。表中，1-1层的杂填土主要由建筑垃圾、黄土及少量碎石组成，表层可见20 cm的混凝土块。1-2层的素填土主要以黄土为主，局部含少量碎石。1-3与1-4层的新黄土主要成分为黏粒，土质均匀，偶见白色菌丝，微含有姜石。本研究以北通道为例，北通道顶管埋深范围为3.51~12.01 m，其中北通道管幕断面左右跨度为18.2 m，上下跨度为10.5 m.

北通道管幕段的施工顶管长度为105 m，施工钢顶管数量为20根，每根顶管的直径为2 m，顶管壁厚为20 mm，相邻顶管间距为165~265 mm，每节顶管长度为9 m. 2009年沈阳地铁新乐遗址地铁车站风道1、2号顶管最初采用先顶后挖的顶管施工工艺，导致钢顶管出现很大的变形和轴线偏移情况^[14]. 本次顶管工程为尽量减小地表变形及顶管施工对火车站的影响，借鉴沈阳地铁的施工经验，顶管采用先挖后顶的施工方式. 为缩短施工工期，2条顶管同时施工. 管幕预筑法密排顶管群的顶管位置与顶管间距如图3所示，

管幕预筑法顶管施工工艺可分为始发、顶进、接收. 始发时应保证轨道、孔口管、设计轴线均处于同一轴线上. 始发完成后依靠推进油缸的顶力将顶管机及管节在地层中沿着设计轴线推进，每节顶管通过焊接拼接在一起，逐节顶进. 顶管机在前方切削下来的土体由渣土运输车运至始发井排出. 在顶管管壁四周设置触变泥浆，一方面，泥浆在顶管周围形成泥饼^[15]，具有良好的封闭性，同时可以防水，减少顶管施工过程中的顶力；另一方面，触变泥浆可充填管壁与土体的空隙，有效减小顶管顶进时对顶管周围土体的影响. 在顶管工序完成后，向钢管幕四周注入水泥水玻璃浆液，以加固钢管幕四周土体. 当注浆体固结以后，开始进行管幕围护结构的拱顶以及左右两侧和底板的施工，然后按照设计对相邻顶管进行切割、支护和焊接，将所有钢顶管施作成一个联通的整体，形成一个如图4所示的钢管隔水帷幕^[14]. 最后，在钢管帷幕里绑扎钢筋浇筑混凝土，使钢管帷幕与钢筋混凝土成为拟建隧道的永久围护结构.

使用莱卡TS15全站仪监测密排顶管群施工引起的轨道和站台的沉降变化，北通道的沉降监测点布置如图5所示，其中北通道火车轨道和车站站台的沉降监测点以北通道管幕中轴线为中心，沿着轨道和站台向两侧对称布置，监测频率为3次/h.

1）轨道沉降测点布置.

通过全站仪对密排顶管群施工过程中1~10条轨道的沉降变化进行监测，每条轨道的监测点以下穿通道中轴线为中心向两侧布置. 每条轨道每侧布置13个监测点，在同一条轨道上，从下穿通道中轴线位置开始，相邻监测点的距离依次为3、3、4、5、5、8 m。

2）站台沉降点测点布置.

车站站台沉降监测点布置在站台边缘的挡墙上，其中1~5号站台布置11个监测点，6、7号站台布置8个监测点，每个监测点间距5 m且关于管幕通道中轴线对称布置.

如图6所示为火车站北通道密排顶管群施工完成后的轨道与站台沉降曲线. 其中，N为顶管施工根数，X为到管幕中轴线的距离，Y为地表沉降量。图中轨道横向沉降曲线可以看出，在方案八（具体的顶管顶进顺序见第3.1节）顶管施工顺序下，管幕中轴线两侧的地表沉降基本对称，地表沉降最大值出现在管幕中轴线位置处，最大地表沉降约为44.6 mm.

在如图6(b)所示的管幕中轴线轨道累计沉降曲线中，在施工前4根顶管时累计沉降曲线的斜率较大，而后续16根顶管施工引起的地表沉降曲线斜率相对缓和，说明顶管施工初始阶段对地层的扰动较大，导致地表沉降相对较大. 从图6(d)中可以看出，临近管幕中轴线位置处的地表沉降曲线变化与图6(b)相反，对比可知，站台沉降相对于轨道沉降有滞后现象. 原因如下：站台沉降量延时与站台结构和站台底部基础有关，站台底部基础设有1 m厚的灰土垫层，在顶管群施工过程中，轨道与地表直接接触，因此轨道沉降是实时变化的，但站台相当于一个整体，在顶管施工过程中，即使地表发生变形，站台的沉降变化也较为缓慢，需要一定的沉降时间. 从图6(d)站台中轴线累计沉降曲线可以看出，在管幕顶管施工后半段，站台管幕中轴线位置处的地表沉降速率加快. 从图6(a)、(c)中可以看出，由于站台是一个整体，其沉降曲线较为光滑，而轨道沉降变化则比较剧烈；从最终的沉降结果来看，站台的总沉降量小于轨道沉降.

太原火车站管幕预筑法中的密排顶管数量众多，顶管直径达2 m. 由于目前对于封闭密排顶管群顶管施工顺序的研究较少，对于密排顶管群的施工顺序安排主要依靠经验，尚未形成密排顶管群施工顺序的理论依据. 本研究依托太原火车站管幕预筑法工程，采用FLAC^3D对常见的顶管顺序进行模拟，试图找到一种最佳的密排顶管群施工方案；同时对火车站实际顶管方案进行模拟，以验证模拟的可靠性.

数值模拟中假设各个土层均匀水平分布，土体分为4层，土体的本构模型采用摩尔-库伦模型，地面超载取20 kPa. 由于2种填土及2种黄土的力学参数相近，为了简化模型，将1-1与1-2归为一类，称为填土，厚度为9.6 m；将2-1与2-2归为一类，称为黄土，厚度为5.4 m. 现场土体物理力学参数如表2所示，其中， h为土层厚度，ρ为密度，γ为重度，c为黏聚力，φ为内摩擦角，μ为泊松比，E为弹性模量.

数值模拟模型宽为30 m，高为15 m，开挖纵深为20 m. 本研究通过模拟不同顶管施工顺序下密排顶管群的地表变形情况，寻找一种既有利于施工又对地表影响较小的施工顺序. 首先采用CAD建立二维平面模型，确定顶管分布位置；然后在ANSYS中对二维平面模型进行网格划分；最后将划分好的三维模型导入FLAC^3D进行顶管施工顺序模拟研究。

模拟计算参数的选取与实际施工地质条件保持一致，模拟过程中顶管壁后注浆率为96%，注浆层摩擦力为2.6 kN，正面附加推力为50 kN. 根据规范要求^[16]，模型边界采用位移边界，即将地表设置为自由面，XY、XZ、YZ平面上分别只允许发生X、Y、Z方向的位移. 由于实际施工中各节顶管被焊接成一个整体，在模拟计算中，相邻顶管之间可以传递弯矩，直接将顶入的顶管作为整体逐步顶进；在模拟注浆层的切应力时，对管壁四周相邻的土层施加均布的切向力，其方向为顶管推进方向，切向力大小则取为单位面积的摩擦阻力^[17].

采用FLAC^3D模拟3类典型的顶管施工顺序，分别是先施工管幕上排顶管，先施工管幕下排顶管以及上、下排管幕间隔施工. 第一类为先施工上排顶管，施工方案如下：方案一、方案二、方案三. 方案一的施工顺序为A1-A2，A3-A4，A4-A6，A7-A8，A9-A10，A1-A12，A13-A14，A15-A16，A17-A18，A19-A20；方案二的施工顺序为A4，A3-A5，A2-A6，A1-A7，A20-A8，A19-A9，A18-A10，A17-A11，A16 -A12，A15-A13，A14；方案三的施工顺序为A1-A3，A5-A7，A9-A11，A13-A15，A17-A19，A20 -A2，A4 -A6，A8 -A10，A12-A14，A16 -A18.

第二类为先施工管幕下排顶管的施工顺序，施工方案为方案四和方案五. 方案四的施工顺序为A20-A19，A18-A17，A16-A15，A14 -A13，A12-A11，A10-A9，A8-A7，A6-A5，A4 -A3，A2-A1；方案五的施工顺序为A14，A13-A15，A12-A16，A11-A17，A10-A18，A19-A9，A20-A8，A1-A7，A2-A6，A5-A3，A4.

第三类为上、下间隔开挖，施工方案如下：方案六、方案七和方案八，其中方案八为火车站实际顶管施工顺序. 方案六的施工顺序为A1-A11，A7-A17，A2-A12，A6-A16，A3-A13，A5-A15，A4-A14，A20-A10，A8-A18，A9-A19；方案七的施工顶管顺序为A4-A14，A3-A13，A2-A12，A5-A15，A6-A16，A1-A11，A7-A17，A20-A10，A8-A18，A9-A19；方案八的施工顺序为A11-A1，A13-A3，A9-A20，A14-A2，A10-A6，A15-A18，A8-A16，A5-A19，A12-A7，A17-A4. 施工顺序复杂的顶管方案如图7所示.

通过对8种施工方案进行模拟计算，得到每个方案顶管施工结束后的始发位置、顶进10 m位置处和顶进20 m位置处的地表沉降预测值，如表3所示. 其中，S₀为始发处地表沉降，S₁₀为距离始发位置10 m处地表沉降，S₂₀为接收处地表沉降.从表3可知，方案二各个位置处的地表沉降最大值均小于其余方案，单从对地表沉降影响最小这点来看，方案二为最佳顶管施工方案.

接下来重点研究8种顶管施工方案的地表变形特征，如图8所示为8种方案距离始发位置10 m处的管幕横向地表沉降曲线. 从图8中可以看出，在相同土层条件下，不同的顶管施工顺序所引起的地表沉降大小不同. 从8种方案的管幕横向地表沉降曲线中可以看出，第一类顶管施工方案产生的地表沉降值最小；第二类先施工管幕下排顶管的方案中，方案四与方案五的顶管施工引起的管幕横向地表沉降大于第一类和第三类方案；而第三类上、下间隔顶管施工方案中，方案六、方案七、方案八的顶管施工引起的地表沉降量处于第一类与第三类方案之间. 通过对比3种类型密排顶管群施工方案发现，先施工管幕上排顶管的施工方案所引起的管幕横向地表沉降值最小，其中方案二中地表沉降最大值仅为37.5 mm左右；而与第一类顶管施工方案顶管顺序相反的第三类顶管施工方案所引起的地表沉降量最大，地表沉降最大值达到了47.5 mm. 第一类与第二类顶管方案引起的地表沉降值最多相差达1 cm，原因为本次管幕预筑法中密排顶管群之间的间距在165~265 mm，顶管间距较小，顶管与周围土体之间形成拱效应（顶管与周围土体共同作用产生拱效应）. 在施工管幕下排顶管时，上排顶管与土体形成的管间组合土拱效应承担部分上覆荷载，导致传递到管幕下排顶管的荷载减少，使下排顶管施工产生的地表沉降也相应减少.

结合上述分析详细研究方案一、方案二与方案五的地表变形特征. 如图9所示为3种方案的管幕中轴线累计地表变形预测. 方案一与方案二都是先施工管幕上排顶管，但方案一是从管幕上排顶管A1按照顶管编号顺序依次进行施工，方案二则从管幕上排顶管A4向管幕两侧以及管幕下排顶管逐步施工，方案五则从管幕下排顶管A14向管幕两侧以及管幕上排顶管逐步施工. 从图9中可以看出，方案一与方案二的地表沉降规律类似，都是在施工管幕上排顶管时地表略有隆起，其中，方案一对应的最大隆起量约为0.8 mm. 上排顶管施工引起地表隆起的原因如下：一方面，顶管下方土体由于应力释放作用开始发生弹性变形；另一方面，由于上排顶管埋深较浅，周围土体在顶管顶进时沿着顶进方向发生移动，从而使顶管上部土体发生隆起^[18]. 随着顶管施工数量增多，施工的顶管埋深也逐渐增大，此时地表变形以沉降为主，在方案一累计施工10根顶管时，地表开始产生沉降，随着顶管累计根数以及施工顶管埋深的增加，地表沉降速率开始增大，这种现象说明密排顶管施工中埋深较大的顶管引起的地表沉降较大.

方案二与方案五的顶管施工顺序相反，从图9中可以看出，方案二在施工管幕埋深较大的顶管时其地表变形以沉降为主，而在施工埋深较浅的上排顶管时，地表沉降累计沉降量开始减少，说明在施工埋深较浅的管幕上排顶管时地表略有隆起的趋势. 从图6（b）可知，管幕中轴线累计地表变形规律与数值模拟结果稍有不同，这是因为在现场顶管施工过程中土体损失较大，地表变形以沉降为主. 方案二与方案五的顶管施工顺序相反，最终的累计地表沉降变化曲线趋势也相反. 通过对比分析可以得出，方案二的管幕顶管施工所引起的地表沉降量最小. 原因是方案二先施工管幕上排顶管，上排顶管与周围土体形成的管间土拱效应对下排顶管施工产生保护作用，而方案五则是先施工管幕下排顶管、后施工管幕上排顶管，在管幕上排顶管与周围土体可以产生拱效应时顶管施工已经结束，导致方案五与方案二的地表沉降量相差较大. 从表3可以看出，方案一与方案二对应的地表变形量相近，两者的共同点在于都率先施工管幕上排顶管，不同点在于方案一为相邻顶管依次施工，没有考虑临近顶管施工对土体的重复扰动影响，而方案二不仅考虑了上排顶管管间的土拱效应，还考虑了临近顶管施工对土体的重复扰动影响. 从最终的地表沉降模拟结果来看，方案一的顶管施工地表沉降量稍大于方案二，原因为顶管之间的排列间隔为165~265 mm，相邻顶管同时顶进对周围土体的扰动较大，重复扰动导致顶管周围土体强度降低，从而使方案二的地表沉降量增加，因此，密排顶管群施工应尽量避免相邻顶管同时施工. 火车站现场为缩短施工工期，要求2根顶管同时顶进，合理的顶管施工顺序对于密排顶管群施工过程中的地表沉降控制意义重大.

如图10(a)所示为距离管幕顶管始发位置15 m处的管幕横向地表沉降模拟值与实测值对比图. 可以看出，模拟预测值与实际施工顶管引起的地表沉降量接近，最大沉降点都出现在管幕中轴线附近. 如图10(b)所示为距离管幕顶管始发位置15 m处的管幕中轴线地表沉降与累计顶管根数的关系图. 可以看出，管幕中轴线地表沉降量随着顶管根数的增加而逐渐增加，实测值与模拟值累计地表沉降曲线变化基本一致，实测值仅在顶管初始时刻大于模拟预测值，原因为在顶管施工初始阶段，周围土体由于受到较大扰动而进一步密实，导致地表沉降量有所增加.

为了验证密排顶管间存在组合土拱效应的猜想，分析方案二与方案五的土体竖向位移云图，如图11所示. 图中，S为土体竖向位移量. 可以看出，2种顶管施工方案下的土体竖向位移云图差异较大，方案二的土体最大沉降发生在管幕下排顶管上方区域而非地表，而方案五中土体的最大竖向位移发生在管幕下排顶管上方同时延伸到地表. 方案二中土体竖向位移最大区域仅出现在管幕下排顶管上方，原因如下：在方案二中，在上排顶管施工完成以后，在施工管幕下排顶管时，上排顶管与周围土体产生的组合土拱开始发生作用，对下排顶管施工形成保护从而减小下排顶管施工对地表变形的影响，这说明密排顶管群施工过程中出现的管间土拱效应可以减少顶管施工过程引起的地表沉降.

对于密排顶管群施工中出现的管土组合土拱的成因分析主要是基于管间土拱理论，在管幕预筑法密排顶管群施工过程中，先施工的管幕上排顶管与周围土体形成组合土拱，对下排顶管形成保护。在管幕上排顶管施工结束以后，两相邻顶管与周围土体之间形成管间土拱，如图12（a）所示；管间土拱可以将所承担的荷载传递到钢顶管上，于是就在密排弧形顶管群之间形成一个稳定的管土组合土拱，如图12（b）所示，其中，d为微型土拱跨度，h为微型土拱拱高。在该组合土拱的保护作用下，当继续施工管幕两侧以及下排顶管时，上排管幕与周围土体形成的组合土拱开始发生作用，承担一部分管幕上覆荷载，同时减小管幕下排顶管施工对管幕上方土体的扰动. 根据方案二与方案五的数值模拟结果可以发现，在密排顶管群施工过程中存在组合土拱效应.

（1）在采用管幕预筑法对密排顶管群进行施工时应考虑管幕上部顶管管间组合土拱效应对于下排顶管施工的保护作用，管间土拱不仅能承担一部分荷载而且还可以减小管幕下排顶管施工对地表的扰动.

（2）管幕预筑法顶管施工过程中不仅要考虑顶管土拱结构，也要考虑相邻顶管施工过程中的相互影响，较为合理的顶管施工顺序是先施工管幕上排顶管，再施工两侧和下排顶管，并且要避免相邻顶管同时施工，避免因重复扰动而增加地表沉降.

（3）根据模拟结果可知，在管幕预筑法密排顶管群施工过程中，顶管施工所引起的地表沉降与顶管埋深有很大关系，施工埋深较浅的顶管时地表沉降相对较小，地表略有隆起，施工埋深较大的顶管时所引起地表沉降相对较大.

（4）车站站台与轨道的沉降变化趋势不同. 车站站台基础设有1m厚的灰土垫层，使得站台相当于一个整体，导致站台沉降有滞后延时效应，而且站台管幕横向地表沉降曲线较为光滑，变化较为平缓，不同监测点的沉降没有突变情况；而轨道处管幕横向地表沉降曲线则变化比较急剧，不同监测点的沉降有突变情况，部分监测点甚至出现了隆起现象.