頂管施工對鄰近平行地下管道擾動數值模擬研究

曾天成，胡鑫辰，菅江華，曾曉超，石天然，臧守才，吳李珊

（1.中建交通建設集團有限公司，北京 100071；2.中國建筑裝飾集團有限公司，北京 100044；3.武漢市青山區水務和湖泊局排水隊，湖北 武漢 430080）

當今城市建設依然是高速發展階段，地面交通繁忙，因此，市政管線建設中采用明挖法施工逐日減少，而對地面交通影響較小的頂管施工方法逐漸成為城市中管線建設的主流施工方法。隨著頂管技術的不斷發展，頂管管徑也愈來愈大，與此同時，頂管施工對周圍環境及既有管道擾動的影響，也愈來愈受到工程界及學術界廣泛關注。目前，國內外一些學者通過現場試驗[1-4]、解析解研究[5-8]、數值模擬[9-13]等方法對頂管施工造成的土體和鄰近既有管道的擾動進行了研究。由于頂管施工對既有管道的擾動是一個三維動態過程，且與土體特性及管道特性有密切關系，同時，城市地下管道錯綜復雜，因此，僅從單純數學解析角度所得的研究成果無法對具體工程問題給出較為精確的預測。進行合理的數值模擬并結合現場的實測結果進行分析，更加有助于理解頂管施工對既有管道造成的擾動，也可以為工程難題提供合理的解決方案。本文通過數值模擬的方法，研究了在頂管施工過程中，頂管與既有管道的相對方位及相對距離、土體性質和既有管道剛度對既有管道擾動的影響。

1 數值建模及頂管施工模擬方法

1.1 三維數值建模方法

本文基于有限差分軟件FLAC3D進行數值模擬。雖然FLAC3D6.0 具備強大的運算能力和較好的后處理功能，但其前處理能力較弱，在建立復雜地層的三維數值模型時存在一定困難。因此，本文采用有限元軟件ABAQUS 來建立三維數值模型，將地層信息和剖分網格數據導入FLAC3D6.0，然后進行邊界條件設置、物理力學參數賦值、地應力平衡及頂管施工模擬。

模型中頂管采用外徑為3.0m、壁厚為0.03m 的DN3000×30mm 鋼管，頂管機頭外徑為3.06m。理想狀態下，注漿層厚度為頂管機外徑與后續管道外徑差值的一半，然而，由于頂管機糾偏和管-土摩擦等擾動，注漿層厚度會適當增大，本文取注漿層厚度為0.05m。由于頂管工程的鋼管每節長度為5m，因此數值模型的縱向模擬范圍取5m 的整數倍，本文取50m，數值建模時將開挖區和注漿層單元均分為10 段，每段長5m。相應地，數值模型在橫向模擬范圍也取50m，頂管兩側模擬范圍約為8 倍的頂管直徑，可以認為模型兩側邊界條件對模擬結果沒有影響，故在兩側邊界上均勻施加法向（水平）約束。垂直方向，模型上表面取為地面，頂管軸線埋深約15m，取模型下部模擬范圍為15m，為頂管直徑的5 倍，底部邊界的影響可忽略不計，故模型上表面為自由邊界，下表面施加法向（垂直）和切向（水平兩向）約束。此外，在模型軸向，也在相對兩表面施加法向（水平）約束。

數值模型如圖1 所示，模型的地層土體均剖分為四面體單元，頂管和既有管道的管體剖分為殼單元，模型節點總數為101256，單元總數為502543。

圖1 計算模型網格

本構模型采用各向同性彈塑性模型，屈服準則為Mohr-Coulomb 準則。具體物理力學參數取值根據工程地質勘察現場試驗確定，如表1 所示。鋼頂管采用線彈性本構模型，材料重度為77kN/m3，彈性模量為200 GPa，泊松比為0.3。注漿層的作用，主要是防止管周地層因為管土之間空隙的存在而發生過大變形，數值模擬時主要考慮其防止地層變形的作用，以空單元和作用在地層上的反力來模擬注漿層的作用，該反力大小與地層壓力、開挖后的地層應力釋放系數等有關。

表1 地層參數

本工程采用的頂管機是泥水平衡頂管機，開挖面處的泥水壓力與地下水壓力平衡，在充分考慮泥水平衡頂管機工作原理的情況下，對數值模型建模和計算作如下假定：

（1）在模擬頂管頂進過程時不考慮土體變形的時間效應。

（2）作用于掌子面上土體的壓力為圓形均布荷載，其值為實測的頂管機頭泥水艙壓力。

（3）采用控制變量的方法對各影響因素進行分析時，模型中的土層為單一土層。

1.2 施工過程模擬

整個施工過程的模擬可分為以下四個步驟：

（1）初始地應力平衡，得到初始地應力場，并將初始位移歸零。

（2）建立頂管單元和既有管道單元，將既有管道單元內部的土體單元挖去，進行應力平衡，得到存在既有管道的地應力場，并將位移歸零。

（3）將第一段的開挖區單元和注漿層單元挖去，進行1 次循環，然后得到注漿層最外層節點上的不平衡力，將這些節點的不平衡力乘以一個小于0 的系數，并作用于對應的節點上，以模擬注漿壓力對管周土體的作用。該系數最理想的取值為-1，取-1 時表示注漿壓力正好平衡了該處的不平衡力，對應無土體損失的情況。然而，實際施工中無法實現這種理想情況，通過反復試算，系數取-0.85 時，模擬的結果與實際工程的監測值擬合較好。同時，將管-土摩擦力施加在這些節點上，并且將模擬鋼頂管的殼單元整體向前推進單位管節的距離；根據項目實測數據，在開挖面處施加均布荷載來模擬泥艙壓力的作用。其中，管-土摩擦力是根據項目實測頂推力反算得到的，約為6kPa。

（4）以單位管節長度為一個開挖步，依次開挖至全部施工完畢。

2 模擬結果與分析

2.1 相對方位對既有管道的影響

模型橫截面及既有管道監測點布置如圖2 所示，既有管道在頂管的右上方，將兩管道軸線所在平面與豎直平面的夾角α 定義為兩管的相對方位角。采用控制變量法，將兩管的相對方位角設為變量，共進行7 組實驗，相對方位角分別取0°、15°、30°、45°、60°、75°及90°，兩管的凈距離為5m。既有管道為玻璃鋼夾砂管，采用各向同性線彈性本構模型，材料重度為19.6kN/m3，彈性模量為5GPa，泊松比為0.3（室內試驗測量值），直徑為3m，管厚為4.4cm；土層為粉質粘土，參數如表1所示。在既有管道的4 個位置上設置4 組監測點（A、B、C、D），每組監測點處分別監測水平（X 方向）位移和豎向（Z 方向）位移。在既有管道上沿頂進方向（Y 軸正方向）每隔5m 設置一個監測斷面，將既有管道剖分為10 段，故每組監測點個數為11 個。既有管道的位移是個三維空間的量，但根據以往的工程經驗和常識，在與既有管道平行的頂管施工過程中，既有管道沿頂進方向產生的位移可忽略，因此，本次模擬只對既有管道在X 和Z 方向的位移、變形以及轉動進行討論，對其沿頂進方向所產生的位移不做討論。為敘述方便起見，下文中將7 組實驗分別代稱為：α0、α15、α30、α45、α60、α75、α90。

圖2 模型橫截面及既有管道監測點示意圖

2.1.1 相對方位對既有管道位移的影響

將各斷面4 組監測點的X（Z）方向位移的平均值定義為既有管道該斷面的X（Z）位移量。如圖3 和圖4所示為頂管頂進25m 時既有管道各組監測點X 方向和Z 方向位移曲線。

圖4 頂管頂進25m 時既有管道Z 方向位移曲線（不同方位對照）

由圖3 可知，除α0以外的模擬中，在頂管開挖面后方一定距離之外，既有管道產生了靠近頂管的X 方向位移；頂管開挖面及開挖面前方一定距離內，既有管道則產生了遠離頂管的X 方向位移。其中，α60的既有管道X 位移值最小，約為-1.7mm。α 越大，既有管道X方向位移值為0 的截面距頂管開挖面越遠。

由圖4 可知，頂管開挖面后方，既有管道的沉降量隨α 的增大而減小，且隨距頂管開挖面的距離增大而增大，其中，α0的既有管道Z 方向位移值最小，約為-7.7mm。對比圖3 與圖4 可知，既有管道的Z 方向位移量絕對值遠大于其X 方向位移量絕對值，因此，頂管施工過程中更應該關注既有管道的Z 方向位移量。

2.1.2 相對方位對既有管道轉動的影響

由D、B 兩組監測點的Z 方向位移量作差，將其差值記為ZDB，以ZDB的絕對值大小表示該斷面轉動量的大小。如圖5 所示為頂管頂進25m 時既有管道左右兩側Z 方向位移差值。

圖5 頂管頂進25m 時既有管道左右兩側Z 方向位移差值（不同方位對照）

由圖5 可知，在除α0以外的其他6 組模擬中，頂管開挖面及后方的既有管道中B、D 兩點連線均產生了逆時針方向轉動，在頂管開挖面前方5m 處，ZDB約為0。在開挖面后方，各組模擬中ZDB隨著監測點距開挖面距離的增大而增大，各組模擬中ZDB由大到小排列為：α45>α30>α60>α15>α75>α90>α0。可知，α45中既有管道的轉動程度最大。

2.2 相對距離對既有管道的影響

為探究頂管與既有管道的距離對既有管道擾動的影響，進行了4 組對照試驗，兩管道凈距離d 分別取1m、3m、5m、7m，既有管道在頂管正上方（對照α0）。既有管道為玻璃鋼夾砂管，土體為粉質粘土，物理力學性質參見表1。為敘述方便起見，下文中將4 組實驗分別代稱為：d1、d3、d5、d7。

圖6 為4 組實驗中頂管頂進25m 時既有管道Z方向位移曲線。由圖6 可知，隨著頂管施工過程中產生了開挖卸荷，頂管開挖面后方的既有管道產生了沉降。隨著頂管與既有管道的距離增大，既有管道的沉降值減小。在頂管開挖面前方5m 左右，各組模擬的既有管道的Z 方向位移約為0；在第1 組監測點處，各組模擬的既有管道的沉降值最大。其中，d1的最大沉降值約為10.0mm，d7的最大沉降值約為6.4mm，d1的最大沉降值約為d7的1.56 倍。在d=3m～7m 變化的過程中，隨著d的減小，既有管道產生的最大沉降值平穩增加，即d3與d5的最大沉降值差值約等于d5與d7的最大沉降值差值；在d=1m～5m 的過程中，隨著d 的減小，既有管道產生的最大沉降值劇烈增加，d1與d3的最大沉降值差值約為d3與d5的最大沉降值差值的2.5 倍。

圖6 頂管頂進25m 時既有管道Z 方向位移曲線（不同相對距離對照）

根據文獻[14]，當既有管道與頂管相距小于頂管管徑時，頂管施工中既有管道容易發生危險。通過本節的模擬可知，當距離小于頂管管徑（3m）時，既有管道的沉降量和變形量均顯著增大。因此，在頂管設計過程中，應當盡量避免頂管與既有管道距離小于頂管管徑，實在無法避免時，需對既有管道周圍土體提前進行注漿加固。

2.3 土體性質對既有管道的影響

為探究頂管施工中土體性質對既有管道擾動的影響，進行了5 組對照實驗，土體參數如表1 所示。既有管道與頂管的距離為3m，頂管和既有管道的軸線位于同一豎直平面內，且既有管道在頂管正上方（對照α0）。既有管道為玻璃鋼夾砂管。

圖7 為5 組實驗中頂管頂進25m 時既有管道Z 方向位移曲線。從圖中可見，各模擬中開挖面后方既有管道的沉降值從大到小排序為：素填土>中粗砂>粉質粘土>粉砂巖殘積土>全風化粉砂巖。其中，素填土中既有管道最大沉降值約為25mm，全風化粉砂巖中既有管道最大沉降值約為2.5mm。參照表1 可知，當其他條件一定時，既有管道的沉降值與管周土體的強度呈負相關。

圖7 頂管頂進25m 時既有管道Z 方向位移曲線（不同土層對照）

2.4 既有管道自身剛度對其擾動的影響

為探討既有管道剛度對其擾動的影響，進行了6組對照實驗，既有管道的彈性模量分別取5GPa、10GPa、20GPa、40GPa、80GPa、200GPa。既有管道與頂管的距離為3m，頂管和既有管道的軸線位于同一豎直平面內，且既有管道在頂管正上方（對照α0）。管周土體為粉質粘土。為敘述方便起見，下文中將6 組實驗分別代稱為：E5、E10、E20、E40、E80、E200。

圖8 為6 組實驗中頂管頂進25m 時既有管道Z方向位移曲線。從圖中可見，各模擬中開挖面后方既有管道的最大沉降量從大到小排序為：E5>E10>E20>E40>E80>E200。其中，E5中既有管道最大沉降值約為8.4mm，E200中既有管道最大沉降值約為7.2mm。因此，既有管道的沉降值與既有管道的強度呈負相關。

對比圖7 和圖8 可知，頂管施工過程中，管周土體的強度對于既有管道位移的影響遠大于既有管道自身剛度的影響。因此，在頂管施工中，應當關注管周土體的性質。

圖8 頂管頂進25m時既有管道Z方向位移曲線（不同管道剛度對照）

3 結論

本文通過數值模擬方法，分析了頂管平行下穿既有管道過程中，既有管道的響應特征，主要結論如下：

（1）當既有管道軸線在頂管軸線以上時，在頂管施工過程中，頂管開挖面后方的既有管道會產生沉降。當頂管與既有管道的距離一定時，既有管道沉降值隨α的增大而減小。

（2）當α>0°時，在頂管施工過程中，頂管開挖面后方的既有管道除了會產生沉降，還會發生轉動，且當α=45°時，既有管道的轉動量最大。在工程中，不僅要對既有管道的位移量進行檢測，還要關注其轉動量，尤其是對于帶有損傷的脆性管道。

（3）管周土體強度對既有管道擾動量的影響遠大于既有管道自身剛度的影響。

（4）當頂管與既有管道距離小于頂管管徑時，頂管施工過程中的既有管道擾動量會顯著再增加。