矩形頂管施工參數對變形的影響研究

賈遠航， 朱正國,2， 丁 祥

(1.石家莊鐵道大學省部共建交通工程結構力學行為與系統安全國家重點實驗室，河北 石家莊 050043；2.河北省金屬礦山安全高效開采技術創新中心，河北 石家莊 050043；3.中鐵第五勘察設計院集團有限公司，北京 102600)

頂管法是繼盾構法之后一種重要的非開挖施工方法，其特殊的施工工藝可以達到對地表少開挖、小開挖的效果，對城市的環境起到很好的保護作用。與盾構法相比，頂管法具有節省材料、縮短工期、占地面積小、公害少、造價低等優點[1]。目前研究主要集中在通過理論分析、現場監測、數值模擬等手段分析頂管施工對周圍土體的影響，未見針對矩形頂管施工中的工作參數進行的相關論述。本文在查閱大量頂管工程相關資料的基礎上，以河北南部電網某電力隧道為背景，通過FLAC3D有限差分軟件建立矩形頂管隧道的數值仿真模型，研究矩形頂管施工參數對變形的影響。

1 仿真模型的建立

1.1 建立模型

本文建立的數值仿真模型見圖1。矩形頂管隧道的截面尺寸取為6.0 m×4.8 m,為消除邊界效應的影響，垂直隧道軸線方向、隧道底部至模型底部取開挖輪廓的3～5倍，隧道埋深按照實際埋深取為4.5 m，隧道軸線方向取60 m，模型在x、y和z三個方向的整體尺寸為66 m×60 m×28 m。模型中的頂管機外殼、頂管管節厚度分別取為0.1 m、0.5 m，頂管機、管節長度分別取為3.0 m、1.5 m。

圖1 整體模型

頂管隧道施工過程中主要的結構物有頂管機、管節及注漿層。為模擬大剛度頂管機對土層的支撐作用，頂管機的彈性模量取210 GPa，密度取7 850 kg/m3，泊松比取為0.3。頂管管節采用C50鋼筋混凝土，由于管節之間的連接會造成一定的剛度折減，因此本文是按照0.8的折減系數進行取值，取彈性模量為27.6 GPa，泊松比取為0.2。

1.2 頂管過程模擬

頂管頂進過程中主要通過空單元及剛度遷移法來實現土體開挖及管節頂進的全過程，具體的施工過程如下：

(1)按照表1中給定的土層分布情況對各土層賦予相應的參數，然后進行計算以生成矩形頂管隧道的初始應力場、初始位移場，然后將模型產生的初始位移值清零。

(2)采用null單元將一個開挖步(1.5 m)要挖去的土體、頂管機外殼、矩形管節鈍化。

(3)將頂管機外殼單元激活，模擬大剛度頂管機外殼對土層的強支護作用，在掌子面施加土倉壓力，完成一個開挖步的施工。

(4)在第3個開挖步時給頂管機后方一個開挖步的土體施加注漿壓力(由于頂管機長度按3 m考慮，此時0～1.5 m范圍內將頂管機外殼部分鈍化，認為此時頂管機通過該部分土體)，按此步驟繼續計算3個開挖步。

(5)第6個開挖步時，激活頂管管節、注漿層單元，此時，第1個頂管管節施工完畢。下一個開挖步時采用位移控制的方法，采用fish語言進行編程，將第1個頂管管節推進1.5 m并激活第2個頂管管節、注漿層。按以上步驟工進行45個循環直至所有管節頂進完畢。圖2為施工全過程的示意圖。

1.3 模型驗證

圖2 施工過程示意圖

Peck[2]教授通過大量分析地表沉降數據，于1969年提出地表沉降槽基本符合正態分布曲線的概念。在隧道周圍土體不排水、體積不可壓縮的前提下，認為隧道開挖引起的土體沉降主要是由土體損失引起的，即土體損失體積與地表沉降槽體積相等，據此得出了如下公式用于計算橫向地表沉降：

(1)

(2)

對公式(2)進行變換得到：

(3)

式中：S為任意點x處地表沉降值(mm)；Smax為地表最大沉降值，一般為隧道軸線處地表沉降(mm)；Vloss為隧道單位長度的土體損失量(m3/m)；x為計算點距隧道軸線距離(m)；i為沉降槽寬度(m)。

由圖3可知，數值模擬計算所得數據均勻分布在擬合所得的直線周圍，二者的線性相關系數R2=0.989 1。由此可知，本次數值模擬所得到的數據基本符合Peck公式，與其線性相關性較好。通過對數值模擬得出的土體沉降值與Peck公式的線性相關性分析驗證了文中數值模擬方法的正確性。

圖3 y=30 m斷面沉降擬合曲線

2 施工參數對地表變形的影響

2.1 頂管受力模式

頂管工程中土體受力模式如圖4所示，頂管施工過程中土體受到的力主要有開挖面上的迎面阻力、頂管機外殼與土體間的摩阻力、注漿壓力以及頂管頂進過程中管道與土體之間的摩擦阻力。

圖4 矩形頂管工程土體受力模式示意圖

由于矩形頂管施工過程中會持續注入觸變泥漿，當注入的泥漿套飽滿完整時可大幅減小管土間的摩阻力，為此本文進行相關分析時只考慮注漿壓力與土倉壓力，忽略摩阻力對變形的影響。

2.2 土倉壓力對變形的影響

2.2.1 對掌子面變形的影響

由于土倉壓力是直接作用于掌子面上的，當土倉壓力發生變化時首先受到影響的就是掌子面。頂管隧道施工過程中土倉壓力需要與頂管機刀盤前部的土體壓力和地下水壓力保持平衡，此時可以將掌子面變形控制在最合理的范圍內。

由圖5可知，當土倉壓力小于0.1 MPa時，掌子面位移值為負值即由于開挖卸荷導致掌子面土體向開挖方向發生擠出變形。當土倉壓力為0 MPa時，擠出變形最大值為29.61 mm，通過對掌子面的土體位移分析可知，該點位于掌子面中下部且掌子面后方6 m內土體損失量較大，該部分土體在卸荷作用下擠向隧道內部。當土倉壓力為0.1 MPa時，掌子面最大位移值為1.68 mm，變形最大處位于掌子面上方，掌子面與未開挖時基本一致，位移值很小。此時土倉壓力與掌子面前方土體側向土壓力值基本一致。當土倉壓力大于0.1 MPa時，此時掌子面位移為正值即此時由于土倉壓力的作用導致掌子面土體發生沿開挖方向的變形，擠壓隧道正前方未開挖部分土體。土倉壓力在0.1～0.3 MPa時變形曲線基本為直線，當土倉壓力提升至0.4 MPa時掌子面變形值明顯增加。隨土倉壓力的提高掌子面位移相比于上一工況變化值分別為31.27 mm、8.91 mm、9.97 mm、20.25 mm，變化量先減小后增加。

圖5 不同土倉壓力下掌子面縱向變形曲線

由圖6可知，在掌子面上各點水平應力值隨土倉壓力增加而增加。當土倉壓力為0 MPa時由于開挖造成的卸荷作用使得土體水平應力值迅速減小。當土倉壓力為0.1 MPa時土體應力值先減小而后保持不變且始終小于等于未開挖時的土體應力值，在距離掌子面3 m距離處土體的水平應力值與未開挖時基本保持一致，其應力改變量為由于卸荷造成的土體應力值減小。當土倉壓力大于0.1 MPa時土體水平應力值先增加后減小，即掌子面前方0～3 m土體應力值增加，距掌子面距離大于3 m后土體應力值開始逐漸減小，結合上文中掌子面上的位移情況，這主要是由于土倉壓力對掌子面的擠壓作用使得水平應力值增加。

圖6 不同土倉壓力下掌子面前方土體水平應力曲線

土倉壓力對掌子面前方的直接影響范圍為0～3 m，該部分土體屬于剪切擾動區，施工過程中受到開挖卸荷與施工應力的雙重影響，當二者大小相當時土體應力值基本與未開挖時保持一致。距掌子面距離大于3 m處屬于擠壓擾動區，主要承受擠壓應力而產生擠壓變形，頂管機推進時擠壓應力也隨之增加，土體水平應力會有所增加。

2.2.2 對地表變形的影響

由圖7可知，沉降槽基本符合正態分布形式，土倉壓力越小沉降槽越深、曲線曲率越大。各工況地表處沉降最大值均發生在隧道中心處，頂管隧道的開挖對該點影響最大，隨距離隧道中心距離的增加沉降值逐漸減小，當土倉壓力增加時最大沉降量減小。土倉壓力由0 MPa變化至0.1 MPa及由0.3 MPa變化至0.4 MPa時土體沉降值變化量較大，最大沉降值變化量分別為4.51 mm和3.06 mm，當土倉壓力在0.1～0.3 MPa范圍內沉降槽曲線基本未發生變化，土體最大沉降值變化量僅為1 mm。

圖7 不同土倉壓力下地表橫向沉降槽曲線

當土倉壓力為0.1～0.3 MPa時地表處土體沉降量相對值雖不是最小的，但土倉壓力增加相同數值的情況下地表處土體最大沉降值變化量相對較小，其最大變化量僅為1 mm；當土倉壓力為0 MPa及0.4 MPa時地表沉降變化量相對較大，地表處沉降值對于土倉壓力的敏感性較強。

由圖8可知，各工況下沉降槽反彎點值分別為4.05 m、4.20 m、4.19 m、4.17 m、4.26 m，在土倉壓力為0 MPa工況下沉降槽更深、更窄得到的沉降槽反彎點數值最小。當土倉壓力為0.1 MPa時沉降槽寬度增加；0.1～0.3 MPa時隨土倉壓力增加沉降槽反彎點數值逐漸減小；當土倉壓力為0.4 MPa工況時，沉降槽反彎點數值反而繼續增加。

圖8 不同土倉壓力下沉降槽反彎點變化曲線

結合前述分析可知，本工程頂管隧道埋深較淺，在土倉壓力作用下地表處發生隆起變形的可能性較大。地表隆起與地表沉降發生部位與原因有本質區別但二者又相互關聯，頂管施工全程中由土體損失引起的沉降量應為地表隆起完成后發生的總沉降量，為實測沉降與隆起的總和[3]。

表1給出了不同土倉壓力工況下的總沉降值，由該表可知，隨土倉壓力值增加地表沉降逐漸減小、隆起值逐漸增加，總沉降值先減小后增加。在頂管工程施工中應合理控制土倉壓力值，保持土體總沉降值較小。

表1 不同土倉壓力下土體總沉降

2.3 注漿壓力對地表變形的影響

由圖9可知，不同注漿壓力工況下沉降槽曲線變化趨勢基本一致，隧道軸線上方地表處沉降最大，隨距隧道軸線距離的增加地表沉降值逐漸減小，沉降槽曲線基本符合正態分布。隨注漿壓力的提高土體最大沉降量不斷減小，曲線變化趨勢越來越平緩。

由圖10可知，隨注漿壓力提高曲線沉降槽反彎點數值不斷減小，各工況下沉降槽反彎點數值分別為4.32 m、4.22 m、4.10 m、3.82 m、3.50 m，相較于上一工況沉降槽反彎點數值分別減小了0.10 m、0.12 m、0.28 m、0.32 m。結合曲線斜率，當注漿壓力小于0.11 MPa時沉降槽反彎點基本均勻變化，當注漿壓力大于0.11 MPa時沉降槽反彎點減小速率明顯加快。說明當注漿壓力提高時能有效減小土體的橫向影響范圍，但是當注漿壓力大于0.11 MPa后地表處開始出現隆起，開挖完成后的沉降槽反彎點數值雖然較小但是施工過程中隆起值較大。

圖9 不同注漿壓力下地表橫向沉降槽曲線

圖10 不同注漿壓力下沉降槽反彎點變化曲線

表2給出了不同注漿壓力工況下總沉降值，注漿壓力增加時沉降值減小、隆起值增加，土體總沉降值不斷減小。因此，在施工中可以通過控制注漿壓力值調整沉降值、隆起值使得土體總沉降值達到最小值以達到對頂管工程周圍土體的保護作用。

表2 不同注漿壓力下土體總沉降

3 結論

(1)土倉壓力對掌子面前方的直接影響范圍為0～3 m，該部分土體屬于剪切擾動區，受到開挖卸荷與施工應力的影響，當二者大小在數值上相當時土體應力值基本與未開挖時保持一致。

(2)土倉壓力越小沉降槽越深、曲線曲率越大。隨土倉壓力值增加地表沉降逐漸減小、隆起值逐漸增加，土體總沉降值先減小后增加。在頂管工程施工中應合理控制土倉壓力值，保持土體損失值較小。

(3)不同注漿壓力工況下沉降槽曲線變化趨勢基本一致，隨注漿壓力的提高沉降槽整體上浮，曲線變化趨勢越來越平緩。注漿壓力增加時沉降值減小、隆起值增加，土體總沉降值不斷減小。