鄭州東四環道路管線頂進施工路面升降分析

吳彥革 張義昌 侯 帥 王貴春

(1.中交一公局第七工程有限公司 鄭州 451452 ； 2.鄭州大學土木工程學院 鄭州 450001)

近年來，我國城市建設快速發展，地下空間的開發利用逐漸受到人們的重視。對于城市地下管線，傳統的路面開挖法會造成交通堵塞、環境污染等問題，嚴重影響市民的出行和生活。而非開挖技術則能很好地緩解乃至避免上述問題。頂管施工法作為一種非開挖鋪管技術在城市道路地下管線鋪設工程中頗受青睞。該項技術適用多種土層，包括黏性土、粉性土、砂土、碎礫石及風化殘積土等，但通常不適用于淤泥及巖石。管道的頂管施工可能導致較大的路面起伏，因此，準確分析頂管施工過程中路面起伏狀況，合理指導施工過程，具有重要的理論和工程實踐意義。

頂管施工法最早在美國太平洋鐵路的鋪設中使用，距今已有100多年[1]。我國首次使用頂管施工技術是在20世紀50年代，隨著工程需求不斷提高，管材屬性逐漸提高，頂進的長度也逐漸增加，覆土也越來越厚。因此，該項技術不僅對施工工藝精度要求提高，而且也要求對周圍土體的位移狀況進行深入研究[2]。

近年來，國內外學者對頂管施工中土體升降問題進行了分析，取得了不少成就。何劍星等[3]研究了超淺層曲線頂管施工在不同頂進速度下的地表升降，認為超淺層曲線頂管在不同的頂進速度下地面升降有較大差異，最佳頂進速度介于2～3 cm/min之間。張德成等[4]分析了污水管下穿既有互通式公路立交橋對周圍土體及橋梁樁基礎變形的影響，發現污水管道穿越施工對高速主線橋群有一定影響，而對立交匝道橋群影響很小。

在本文中，以鄭州市四環線及大河路快速化工程為背景，應用ABAQUS有限元軟件分析雨水管道在頂進施工過程中路面的升降規律，為頂管施工選擇合理的頂進參數。

1 工程概況

鄭州市四環線及大河路快速化工程金城大道支線位于鄭州市東四環路，為鄭州市南北向交通主干道之一。道路起訖點樁號分別為K26+300和K27+500，擬鋪設管線為雨水和污水排泄管，前者管徑1.2 m,后者管徑0.5 m，各長746 m，沿金城大道布置。東四環路紅線寬80 m，兩側各控制50 m綠化帶，總控制寬度為180 m。管線主要布置在慢車道及輔道之下。

表1 各土層主要物理性質

2 分析方法

2.1 頂進方法

頂管施工方法按不同受力方式可以分為泥水平衡、小口徑頂管和土壓平衡3種方法。

泥水平衡法具有適用土質范圍廣、所需總頂力較小等優點。但棄土運輸和存放比較困難，且所需作業場地大，設備成本高。小口徑頂管施工法可準確控制管線的方向和坡度。但該方法需對地層條件進行詳細勘測、施工工藝復雜、對操作人員的技術和經驗要求較高。

土壓平衡法的基本原理是通過機頭前方的刀盤切削土體并攪拌，同時由螺旋輸土機輸出挖掘的土體[5]。土壓平衡法不僅適用土質范圍廣(幾乎從標準貫入值為0的軟黏土到標準貫入值為50的砂礫土，該方法均能適用)、能保持挖掘面穩定，而且棄土的運輸和處理也比較簡單，整體流程操作方便、安全。針對本路段的具體情況，選用土壓平衡法進行施工。

2.2 地層變形估算

在頂管頂推過程中，影響地層變形的因素是十分復雜的，但可認為地層損失和頂管管道周圍受擾動土體的再固結是引起地層變形的主要因素[6]。依據Peck得出的經驗公式可知，在設定地面沉降要求的情況下，可根據公式推出施工中地層損失率的控制要求。

地面沉降橫向分布估算公式為

(1)

式中：S(y)為地面沉降量；Smax為頂管軸線上方地面沉降量；y為地表偏離頂管中心線的水平距離，m；i為沉降槽寬度系數。

(2)

(3)

式中：r為頂管內徑，m；z為頂管中心埋深，m；Vloss為單位長度土體損失量,m3/m。

3 模型建立

3.1 基本假定

設土體為連續、均勻的各向同性材料；管線為等直徑、等壁厚，且不考慮分節處接頭影響的線彈性材料；由于注漿壓力相對較小，僅考慮土體與管道之間的關系；不考慮土體上方荷載引起的變形和應力；在數值模擬中，通過對頂推面施加位移來代替施工中的頂力；不考慮頂進過程中土體的時間效應，只考慮土體的空間效應。

3.2 材料的本構關系

土體是彈塑性材料，應采用彈塑性的土體本構模型。在土體彈塑性本構模型中，荷載作用產生的變形分為彈性變形和塑性變形兩部分。土體的塑性理論在太沙基時代就得到了應用，即簡單的剛塑性和彈性-理想塑性理論?；谄矫鎽兓纠碚?，使用Drucker-prager屈服準則材料。

3.3 建立實體模型

根據頂管埋置深度，兼顧現場土質、計算精度和效率，建立30 m×40 m×30 m的土體模型，其中沿管軸線方向和豎直方向均為30 m。頂管模型長20 m，內徑1.2 m，壁厚0.12 m，管節為鋼筋混凝土材料。土體和頂管均采用六面體單元，土體和頂管之間設置接觸摩擦，摩擦系數為0.2。對垂直于頂進方向的2個面施加z方向約束；對土體左右面施加y方向約束；土體底面施加全約束。當覆土厚度不同時，上表面設置為自由面。模型的單元數和節點數略有差異，覆土厚度8 m的網格劃分情況見圖1。頂管單元數為2 070，節點數為4 092；土體單元數為62 600，節點數為67 600。頂管的總頂進力主要由兩部分組成，即四周的摩阻力和頂管迎面阻力。該工程在作業穩定狀態所需總頂進力約為3 200 kN,施工時采用2臺2 000 kN千斤頂作業。頂進力和頂進速度由頂管機控制，計算過程中設頂進力為3 200 kN,頂進速度約為30 mm/min。

圖1 網格劃分示意圖

3.4 開挖過程模擬步驟

為了準確模擬頂管的施工開挖，分別對頂管以及開挖土體進行切分。頂管總長20 m，其中機頭長4 m，一次頂進。剩余管體按每個施工步2 m分步頂進，全程共8段管節。模型采用單元的激活和殺死來模擬施工階段土體的開挖和管節的頂進。具體的荷載步為：第1步，對土體施加重力，平衡地應力，此階段殺死所有頂管單元，對應土體的最初狀態。第2步，殺死土體中相對于頂管機頭的前兩節土塊，激活頂管單元，頂進機頭。第3步，殺死土體中機頭前方第三節土塊，頂進第1段管節。第4步，殺死土體中機頭前方第四節土塊，頂進第2段管節。以此類推，一共分10步，在每次殺死土體之后，對開挖面施加土壓力p，每次頂進管體時，考慮頂管外壁與機頭頂面所受到土體的摩擦力。

4 數值分析

4.1 計算參數選擇

綜合考慮施工現場地質及水文地質情況，選取土體彈性模量E=8×106Pa，泊松比μ= 0.4，重度γ=15 kN/m3，黏聚力c=20 kPa，內摩擦角φ= 20°，膨脹角ω=30°。頂管為鋼筋混凝土材料，金屬頂管機頭彈性模量E=2.1×1011Pa，泊松比μ=0.3，密度ρ=7 850 kg/m3；管節彈性模量E=3.5×1010Pa。

4.2 路面變形分析

在管線頂進過程中，管線與開挖土體之間的體積差加之頂進作業對土體的擠壓拖曳作用，將導致土體體積變化而造成所謂的地層損失。地層損失主要來自以下方面：工具管前艙壓力變化引起的超挖；管線與周圍土層之間空隙引起的超挖；糾偏操作引起的土體超挖[7]。上述情況產生的土體超挖在本質上導致了路面變形的發生。

路面變形分析包括兩部分：在同一截面上路面變形沿y方向的變化規律和路面變形隨頂進長度的變化規律。

如圖2所示，取距開挖面6 m的土體橫斷面(以下簡稱截面3)為例，分析路表面沿路面橫向的變化規律。在截面3位置的路表面沿路面橫向的豎向位移變化曲線見圖3，3條曲線分別代表不同頂進長度對應的情況。由圖3可知，由頂管施工引起的地表豎向位移沿橫向的最大值出現在管道軸線正上方，且沿兩側逐步減小，分布規律類似于正態分布，這與前面的公式(1)得出的規律如出一轍。當頂管頂進2 m時，路表面發生微小隆起現象，最大隆起值為0.405 mm；當頂管頂進8 m時，路表面發生沉降現象，最大沉降值為3.22 mm；當頂管頂進16 m時，路表面發生沉降現象，最大沉降值為5.06 mm，這與文獻[8]所發現的規律一致。

圖2 在x=6 m處土體橫斷面示意圖

圖3 在x=6 m處路表面豎向位移沿橫向的變化

為了進一步討論地表的變化，取x=8 m(簡稱截面4)處橫截面管道軸線正上方土體，分析在不同頂進長度下其變形規律。頂管分別頂進4，8，12，16 m土體的變形云圖見圖4。由圖4可見，隨著開挖長度的增加，開挖所引起的土體變形范圍逐漸向上延伸。

圖4 不同頂進長度土體變形云圖(單位：m)

路面豎向升降隨頂進長度變化的關系曲線見圖5，2條曲線分別代表截面3和4所對應的情況。

圖5 路面升降隨頂進長度的變化

由圖5可知，路面豎向升降隨著頂進長度增加而變化的規律可大致分為3個階段。第一階段，在頂進距離小于6 m時，路面隨著管的頂進逐漸隆起。隆起的高度和變化率較小，這是在頂進過程中由頂進壓力、管土摩擦力等一系列力的綜合作用所引起的。第二階段，在頂進距離為6～10 m時，當隆起高度達到最大值時，路面變形由隆起驟然變為沉降。這是由于在頂進過程中，土體超挖引起地層損失，地表迅速沉降。在此階段，地表會發生嚴重的沉降，且沉降大、變化快。在施工中，工作人員應對此階段加強監控。第三階段，在頂進距離大于10 m時，沉降趨于穩定。

5 結語

以鄭州市四環線及大河路快速化工程為背景，基于土壓平衡法，采用“挖去土體，生成管線”的模擬方法，分析了在雨水管道頂進施工過程中的路面的升降規律，得出如下結論。

1) 路面豎向位移沿橫向的最大值出現在管道軸線正上方，且向兩側逐漸減小。數值分析結果與理論公式所反映的情況是一致的。

2) 路面整體升降隨著頂進長度增加而變化的規律可大致分為逐漸隆起、驟然沉降和沉降趨于穩定3個階段。