大斷面類矩形頂管注漿壓力對管節(jié)損傷的影響分析

趙 光,馬 鵬

(1.蘇交科集團(tuán)股份有限公司,江蘇 南京 210000;2.中山大學(xué) 土木工程學(xué)院,廣東 珠海 519082;3.中山大學(xué) 隧道工程災(zāi)變防控與智能建養(yǎng)全國重點實驗室,廣東 珠海 519082)

近年來,我國大斷面及超大斷面矩形頂管工程顯著增加,在城市地下通道、綜合管廊及地鐵出入口等領(lǐng)域被廣泛應(yīng)用[1-3]。預(yù)制管節(jié)作為頂管隧道的主體結(jié)構(gòu),其結(jié)構(gòu)安全是矩形頂管施工的關(guān)鍵[4]。大斷面矩形管節(jié)在頂推過程中除了承受水土壓力、結(jié)構(gòu)自重等固定荷載,還需考慮注漿及地表超載等可變荷載的影響[5]。目前,針對矩形頂管管節(jié)的受力分析已有諸多理論和試驗研究[6-9]。學(xué)者們也將注漿荷載作為可變荷載進(jìn)行了實測研究,如潘偉強(qiáng)等[10]依托上海軌道交通 14 號線靜安寺站頂管工程進(jìn)行了現(xiàn)場試驗研究;鄭斌[11]基于上海淞滬路—三門路下立交大斷面類矩形頂管機(jī)的土壓力實測數(shù)據(jù),提出了適用于類矩形頂管隧道的頂管殼體土壓力經(jīng)驗系數(shù);另外,學(xué)者們對蘇州河[12-14]矩形頂管施工中管周壓力進(jìn)行了實測研究;周浩等[13]學(xué)者提出了考慮注漿壓力的管周荷載計算模型,認(rèn)為漿液及其注入壓力會使得周圍土體產(chǎn)生相對移動,提出了基于注漿壓力波動的矩形頂管土壓力荷載的在“主動土拱”和“被動土拱”的新模型,有較強(qiáng)的理論可行性。

綜上所述,注漿荷載是影響管節(jié)結(jié)構(gòu)受力的重要因素,但對大斷面、長距離矩形頂管工程中類矩形鋼筋混凝土管節(jié)在注漿壓力波動及局部憋壓等特殊工況下的管節(jié)損傷機(jī)制仍不明確[15]。本文基于南京建寧西路過江通道大斷面、長距離類矩形頂管工程,計算了管節(jié)承受的管周土壓力、頂推力和注漿壓力等外荷載,并考慮頂板、側(cè)壁局部憋壓等特殊工況,采用有限元數(shù)值分析方法研究了大斷面類矩形頂管工程中管節(jié)在復(fù)雜荷載工況下的損傷演化機(jī)制,可為同類工程提供參考。

1 大斷面類矩形頂管工程概況

1.1 工程概況

南京建寧西路過江通道江南連接線主線東延工程為雙向四車道隧道,且下穿城墻遺址、護(hù)城河、大橋南路和四平路段。根據(jù)文物部門的要求,同時綜合考慮該區(qū)域工程地質(zhì)條件、水文地質(zhì)條件、工程造價、工程施工便捷性等因素,決定采用頂管法施工,頂進(jìn)長度250 m,開挖斷面面積85 m2,如圖1所示。始發(fā)井處頂管起頂覆土深度12.3 m,接收井處頂管進(jìn)洞覆土深度16 m。工程范圍內(nèi)地層情況自上而下依次為:雜填土(層厚1.8～2.8 m)、素填土(層厚1.5～2 m)、粉質(zhì)黏土(層厚0～2.1 m)、粉土夾粉砂(層厚14.6～17.5 m)、粉砂(層厚13.1～20 m)、粉質(zhì)黏土(層厚1.5～16.3 m)、強(qiáng)風(fēng)化泥巖(層厚1.7～2.1 m)。主要穿越地層為粉土夾粉砂和粉砂層(圖2)。物理力學(xué)指標(biāo)如表1所示。

圖2 地層剖面圖

表1 地層物理力學(xué)指標(biāo)

1.2 鋼筋混凝土管節(jié)結(jié)構(gòu)

工程采用了類矩形斷面形式,有助于優(yōu)化管節(jié)的受力狀態(tài),增加漿液的流動性并抑制背土效應(yīng)的發(fā)生[15]。管節(jié)尺寸為11.35 m×7.5 m(寬×高),管節(jié)壁厚800 mm,單節(jié)環(huán)寬1 500 mm。頂管管節(jié)接頭形式為“F”型承插口,斷面參數(shù)及結(jié)構(gòu)示意圖如圖3所示。

圖3 管節(jié)斷面設(shè)計(單位:mm)

2 矩形頂管主要荷載計算

矩形頂管管節(jié)在施工階段的荷載模型如圖4所示,管節(jié)主要承受頂推力、水土壓力、自重、地基反力和注漿壓力。相對于固定荷載,施工過程中的反復(fù)注漿易發(fā)生泥漿淤積、堵塞,造成管節(jié)局部憋壓,使得管節(jié)附加壓力急劇升高,導(dǎo)致鋼筋混凝土管節(jié)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生損傷,尤其是大跨度類矩形管節(jié)結(jié)構(gòu)。因此,本文考慮施工階段管節(jié)極端受力情況下的結(jié)構(gòu)內(nèi)力響應(yīng)機(jī)制,研究基于管節(jié)損傷的注漿壓力極限值,為大斷面情況下注漿壓力設(shè)計提供理論依據(jù)。

圖4 管節(jié)外荷載計算模型

2.1 大斷面管節(jié)覆土荷載的測算

矩形頂管管節(jié)承受的垂直土壓力和側(cè)向土壓力是覆土荷載計算的主要內(nèi)容。目前多采用土柱理論、太沙基土壓力理論、普氏卸荷拱理論及比爾鮑曼理論等進(jìn)行土壓力計算。然而,以上垂直土壓力計算模型忽略了施工過程中注漿壓力波動的影響,難以真實反映管節(jié)實際承受的水土荷載。由于頂推過程中反復(fù)注漿,且矩形斷面易發(fā)生漿液流動不暢和“憋壓”現(xiàn)象,使得管節(jié)承受的荷載大于以上模型計算的理論值,因此,應(yīng)采用考慮注漿壓力波動的荷載計算模型。周浩等[13]學(xué)者建立了基于注漿壓力升高及消散的豎向土壓力計算方法,如圖5所示。當(dāng)管節(jié)上覆土體相對于周圍靜止土體向下移動時,剪切界面會產(chǎn)生向上的剪應(yīng)力,此情況下的應(yīng)力重分布被稱為主動土拱;當(dāng)管節(jié)上覆土體相對于周圍靜止土體向上移動時,剪切界面產(chǎn)生向下的剪應(yīng)力,被稱為被動土拱。該方法認(rèn)為注漿壓力將管壁上的土壓力荷載控制在了“主動土拱”和“被動土拱”之間,并通過工程實測得到了進(jìn)一步驗證。

圖5 修正的矩形頂管太沙基“被動土拱”計算模型

本文研究注漿壓力作用下大斷面類矩形管節(jié)的實際結(jié)構(gòu)受力特征,考慮管節(jié)荷載的極端情況,擬采用被動土拱模型來計算管節(jié)承受的豎向土荷載,計算過程如下:

B1=B+2Htan(45°-φ/2)

(1)

(2)

式中:σz—矩形管節(jié)豎向土壓力,kPa;B1—活門寬度,對應(yīng)頂部的影響寬度,m;B—管節(jié)外尺寸寬度,m;H—管節(jié)外尺寸高度,m;c—土體黏聚力,kPa;φ—土體內(nèi)摩擦角,(°);γ—土體容重,kN/m3,q0—地表荷載,kPa;Z—剪切帶發(fā)展高度,m。

取B=11.35 m,H=7.5 m, 不考慮地表荷載,經(jīng)計算,求得注漿壓力作用下,管節(jié)頂板的豎向荷載為308 kN。另外,關(guān)于側(cè)向土壓力,本文采用靜止土壓力與側(cè)向注漿壓力的和作為側(cè)向管壁的水平荷載。

2.2 頂推力計算

矩形頂管頂推力的組成主要包括管節(jié)摩阻力及開挖面的迎面阻力兩個部分。管節(jié)摩阻力的測算與管-土-漿液接觸狀態(tài)有關(guān),但目前對矩形頂管在高水壓地層中的管-土-漿液接觸機(jī)制仍不明確。學(xué)者們提出了多種管-土-漿接觸狀態(tài),認(rèn)為矩形頂管管節(jié)在漿液浮力作用下,存在頂板、側(cè)壁部分接觸和全接觸等多種形式,并根據(jù)不同的接觸形式,進(jìn)行摩阻力的估算。但本工程地質(zhì)條件較為復(fù)雜,難以判定具體的管-土-漿液接觸狀態(tài),因此,采用江蘇省地方規(guī)范《綜合管廊矩形頂管工程技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》(DB32T 3913—2020),按照式(3)進(jìn)行計算:

(3)

式中:P—總頂進(jìn)阻力,kN;B—管節(jié)寬度,m;H—管節(jié)高度,m;L—管線設(shè)計頂進(jìn)長度,m;fk—管節(jié)外壁與土之間的平均摩阻力,kN/m2;B′—頂管機(jī)寬度,m;H′—頂管機(jī)高度,m;Pc—刀盤控制土壓力,kPa。

考慮本工程中地下水位較高,刀盤控制土壓力Pc按照式(4)進(jìn)行計算:

(4)

取fk=8 kN/m,考慮數(shù)值模擬應(yīng)選取極端條件,經(jīng)計算得出管節(jié)承受的最大頂進(jìn)力為62 244 kN,并將其作為管節(jié)正面頂推力的輸入值。

2.3 管節(jié)注漿荷載的測算

盡管覆土荷載計算中已采用被動土拱模型來考慮注漿壓力的影響,但觸變泥漿的注入壓力、注入量和注入時間均受施工操作和地質(zhì)條件等實際工況的影響。根據(jù)已有的大斷面矩形頂管工程的實際經(jīng)驗,將理論注漿量設(shè)計為超挖間隙體積的2.5至4倍,注漿壓力為垂直土壓力的1.2至1.35倍。針對砂性地層,注漿量取較大值,注漿壓力取較小值,而對于黏性地層,注漿壓力取較大值,注漿量取較小值。蘇州地區(qū)施工的大斷面矩形頂管工程經(jīng)驗,推薦將注漿壓力維持在0.2 MPa左右更符合實際。考慮本工程穿越文物古跡等關(guān)鍵設(shè)施,應(yīng)避免注漿壓力過大引起的附加擾動。但由于開挖跨度達(dá)到了11.35 m,漿液壓力小會產(chǎn)生上覆土體的局部失穩(wěn),進(jìn)而產(chǎn)生背土效應(yīng),影響工程安全。因此,有必要將注漿荷載作為關(guān)鍵荷載進(jìn)行單獨(dú)討論,并進(jìn)一步明確將注漿荷載的計算方法。本文采用江蘇省地方規(guī)范《綜合管廊矩形頂管工程技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》(DB32T 3913—2020)對矩形頂管注漿壓力Ps的計算方法,對注漿壓力的取值進(jìn)行探討。

首先是經(jīng)驗法,根據(jù)土柱壓力來設(shè)置注漿壓力,如式(5)所示:

Ps=n×γH(2≤n≤3)

(5)

經(jīng)驗算法中Ps的取值在2至3倍的土柱重度范圍內(nèi),求得注漿壓力的范圍應(yīng)控制在432 kPa至864 kPa。

其次,規(guī)范根據(jù)管節(jié)頂部的水土壓力進(jìn)行精確地注漿壓力計算,選擇以主動土壓力與水壓力的合力PA來確定注漿壓力值:

(6)

存在卸力拱時:

PA=γwH1+γSh0

(7)

并要求:

PA≤Ps≤PA+30

(8)

式中:h0=D/2tanφ;PA—泥漿套頂部的水壓力與主動土壓力, kPa;H1—工作面卸力拱以上水柱高度,m;Hs—頂板以上覆土厚度,m;h0—卸力拱高度,m;c—土的黏聚力,kPa;

本工程覆土厚度在12.3 m 到16 m之間,地下水位埋深為0.6 m至2.2 m,平均地下水位取地下1 m,選擇上覆土體的臨界摩擦角為25°,黏聚力取值5 kN,γw取值10 kN/m3,γS取值10 kN/m3。經(jīng)計算,考慮卸載拱時的注漿壓力為281 kPa,因此,注漿壓力Ps應(yīng)維持在281 kPa至311 kPa之間。

3 混凝土管節(jié)數(shù)值模型構(gòu)建與分析

上述計算得到了該工程中大斷面矩形管節(jié)的覆土荷載、頂推力及注漿壓力的理論值,考慮實際工程中管節(jié)承受的荷載與理論值存在差異,尤其是注漿壓力的波動。盡管規(guī)范給出了注漿壓力的設(shè)計值,但受現(xiàn)場操作人員及設(shè)備運(yùn)行狀況的限制,注漿壓力隨著注漿量及其在超挖間隙內(nèi)的分布狀態(tài)而發(fā)生變化。此外,考慮大斷面矩形頂管容易在轉(zhuǎn)角處發(fā)生漿液堵塞,導(dǎo)致頂板及側(cè)壁發(fā)生憋壓,使得管節(jié)承受更大的附加荷載。還需要注意的是,大斷面矩形頂管頂推過程中極易發(fā)生背土效應(yīng),通常采用提高注漿壓力來抑制背土效應(yīng)的發(fā)生,這進(jìn)一步增加了大斷面管節(jié)的附加荷載。因此,有必要進(jìn)一步探討注漿壓力對大斷面類矩形管節(jié)結(jié)構(gòu)的影響及其閾值。

基于此,本文將注漿壓力設(shè)為變量,以注漿壓力的理論值311 kPa作為基準(zhǔn),采用數(shù)值模擬方法研究不同注漿壓力情況下管節(jié)的響應(yīng)機(jī)制及其損傷特征。

3.1 數(shù)值模型

本節(jié)采用ABAQUS有限元數(shù)值模擬軟件對類矩形管節(jié)進(jìn)行仿真建模。模型的主要部件有混凝土管節(jié)和鋼筋籠,如圖6所示,混凝土采用三維實體八節(jié)點減縮積分單元,鋼筋選用只能承受拉壓作用及不可以承受彎曲荷載的T3D2 單元(三維桁架 2節(jié)點完全積分單元)。數(shù)值模型采用應(yīng)力邊界進(jìn)行模擬,將管節(jié)底面及后面固定,研究不同荷載施加情況下的管節(jié)拉壓損傷。混凝土本構(gòu)采用塑性損傷模型,模型的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系選用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50010—2010)給出的混凝土本構(gòu)關(guān)系。混凝土的塑性參數(shù)見表2、鋼筋參數(shù)見表3。

圖6 管節(jié)模型

表2 CDP模型參數(shù)

表3 鋼筋籠采用的HRB400鋼筋參數(shù)

CDP模型 (Concrete Damaged Plasticity Model)是ABAQUS 有限元分析軟件專門為混凝土材料提供的本構(gòu)模型,可通過損傷因子實現(xiàn)加載中材料剛度的折減,考慮了在循環(huán)荷載作用下混凝土裂縫開展、裂縫閉合及剛度部分恢復(fù)的行為,并且可由用戶根據(jù)實際試驗提供混凝土的單軸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系,被廣泛地應(yīng)用到了鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的損傷評估。

3.2 加載方案

考慮施工階段管節(jié)極端受力情況下的管節(jié)損傷情況,模擬管節(jié)頂板、側(cè)壁注漿壓力同步升高和頂板及側(cè)壁憋壓兩種情景,建立兩套模擬方案以探究大斷面矩形頂管注漿荷載對管節(jié)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的影響。

方案一如表4所示,模擬管節(jié)頂板、側(cè)壁注漿壓力波動的工況,對應(yīng)二次注漿環(huán)節(jié);方案二模擬管節(jié)頂板注漿壓力波動的工況,如表5所示,對應(yīng)施工中的同步注漿階段。

表4 管節(jié)頂板、側(cè)壁注漿壓力同步升高模擬方案

表5 管節(jié)頂板注漿壓力單獨(dú)升高模擬方案

3.3 模擬結(jié)果分析

3.3.1 管節(jié)頂板、側(cè)壁注漿壓力同步波動

方案一模擬管節(jié)頂板及側(cè)壁同時注漿的情況。隨著注漿壓力從0.3 MPa逐步增至1.2 MPa,管節(jié)頂板的拉伸損傷分布情況如圖7所示。頂板拉伸損傷首先發(fā)生在管壁內(nèi)表面,之后向內(nèi)部演化,且拉伸損傷隨著荷載增加,損傷范圍和損傷值都在顯著增大。當(dāng)附加荷載達(dá)到0.6 MPa時,管節(jié)頂板中部區(qū)域已逐步接近破壞。當(dāng)附加荷載達(dá)到0.9 MPa時,頂板中部有近1 m的損傷接近100%,判斷頂板局部區(qū)域發(fā)生了拉伸破壞。因此,從頂板拉伸損傷的發(fā)育情況來看,應(yīng)控制施加在管節(jié)外表面的漿液壓力值。

圖7 頂板拉伸損傷分布(方案一)

頂板的壓縮損傷分布情況如圖8所示。頂板內(nèi)表面先發(fā)生壓縮損傷之后向管節(jié)內(nèi)部擴(kuò)張,但壓縮損傷整體上要明顯小于拉伸損傷。因此,管節(jié)頂板荷載增大時,頂板將首先發(fā)生拉伸破壞。從損傷分布區(qū)域來看,拉伸和壓縮損傷主要發(fā)生在管節(jié)頂板跨中和頂板與側(cè)壁過渡區(qū)域。

圖8 頂板壓縮損傷分布(方案一)

側(cè)壁的拉伸損傷分布情況如圖9所示。側(cè)壁的拉伸損傷首先發(fā)生在管節(jié)外表面的圓弧轉(zhuǎn)角區(qū)域,之后向管節(jié)側(cè)壁下部及內(nèi)部演化,且隨著荷載增加,拉伸損傷值也隨之增大。但整體上,側(cè)壁的拉伸損傷小于頂板的損傷程度,且損傷區(qū)只發(fā)生在管壁中上部。從數(shù)值來看,當(dāng)附加荷載達(dá)到0.6 MPa時,管節(jié)側(cè)壁的拉伸損傷已逐步升高到了90%左右。當(dāng)附加荷載達(dá)到0.9 MPa時,管節(jié)側(cè)壁的損傷值超過90%,且損傷范圍也在增加。側(cè)壁的壓縮損傷分布情況如圖10所示。側(cè)壁的壓縮損傷整體上要明顯小于拉伸損傷,且分布區(qū)域小,因此,管節(jié)側(cè)壁的破壞也是以拉伸破壞為主。

圖9 側(cè)壁拉伸損傷分布(方案一)

圖10 側(cè)壁壓縮損傷分布(方案一)

從方案一模擬的管節(jié)頂板和側(cè)壁的損傷演化機(jī)制來看,管節(jié)頂板以跨中區(qū)域的拉伸損傷為主,而側(cè)壁主要是管節(jié)上段的拉伸破壞。從結(jié)構(gòu)安全的角度來看,應(yīng)設(shè)定施加在管節(jié)外壁上的漿液荷載的最大值,綜合頂板及側(cè)壁的損傷特征,建議將0.6 MPa作為漿液壓力的預(yù)警指標(biāo),將0.9 MPa作為管節(jié)破壞的控制邊界。

3.3.2 管節(jié)頂板注漿壓力波動

方案二模擬管節(jié)頂板荷載單獨(dú)升高對結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的影響。該方案中,將側(cè)壁的注漿荷載設(shè)定為理論值0.3 MPa,讓管節(jié)頂板的注漿荷載從0.3 MPa逐步增加到1.2 MPa。該工況符合矩形頂管頂板憋壓發(fā)生時的管節(jié)受力狀態(tài),在工程中也更容易發(fā)生,對本工程有重要的參考意義。頂板的拉伸損傷分布情況如圖11所示,與方案一中頂板的拉伸損傷分布情況較為類似。拉伸損傷依然發(fā)生在管節(jié)內(nèi)表面并向管節(jié)頂板內(nèi)部演化。隨著荷載增加,損傷范圍和損傷值都在顯著增大,附加荷載達(dá)到0.6 MPa時,管節(jié)頂板的拉伸損傷已逐步接近破壞。

圖11 頂板拉伸損傷分布(方案二)

因此,當(dāng)頂板附加荷載增加而側(cè)壁壓力不變時,管節(jié)頂板的拉伸破壞與側(cè)壁壓力同步升高的情況較為類似,說明管節(jié)頂板的拉伸破壞主要是受頂板荷載作用影響。但在這種情況下,依然符合將0.6 MPa作為頂板注漿壓力預(yù)警邊界的建議。頂板的壓縮損傷分布情況如圖12所示。頂板內(nèi)表面先發(fā)生壓縮損傷之后向管節(jié)內(nèi)部擴(kuò)張,但壓縮損傷整體還是明顯小于拉伸損傷。因此,管節(jié)頂板的破壞,仍然是以拉伸破壞為主。在0.9 MPa之后,壓縮損傷值陡增。

圖12 頂板壓縮損傷分布(方案二)

側(cè)壁的拉伸損傷分布情況如圖13所示。相較于方案一,側(cè)壁拉伸損傷顯著增加。取80%作為參考指標(biāo),頂板荷載越大,發(fā)生損傷的程度和范圍都在增加。側(cè)壁的拉伸損傷仍首先發(fā)生在管節(jié)外表面的圓弧過渡區(qū)域,之后向管節(jié)側(cè)壁下部及內(nèi)部演化。且損傷區(qū)只主要發(fā)生在管壁中上部區(qū)域,但整體上,側(cè)壁的拉伸損傷相比方案一有所增加。從數(shù)值來看,當(dāng)附加荷載達(dá)到0.6 MPa時,最大損傷值接近90%,發(fā)生范圍為管壁中部3 m以上區(qū)域。在注漿壓力為0.9 MPa時,側(cè)壁損傷略微有所增大,但不明顯。可以得出,管節(jié)頂板的荷載增加,對側(cè)壁的影響主要集中在側(cè)壁上半部分,且側(cè)壁的損傷值與方案一情況下較為接近。因此,可以推測側(cè)壁的損傷與頂板荷載密切相關(guān)。

圖13 側(cè)壁拉伸損傷分布(方案二)

側(cè)壁的壓縮損傷分布情況如圖14所示。側(cè)壁的壓縮損傷整體上要明顯小于拉伸損傷。因此,管節(jié)側(cè)壁的破壞,也是以拉伸破壞為主。隨著荷載增加,側(cè)壁壓縮損傷有所增加,但與方案一時的損傷值相差不大,也是上部損傷大于管節(jié)下部。

圖14 側(cè)壁壓縮損傷分布(方案二)

綜合以上分析,在頂板發(fā)生憋壓時,頂板的破壞形式主要是拉伸破壞,而側(cè)壁破壞也與頂板的荷載增加密切相關(guān),受影響區(qū)域主要是管節(jié)上半部分。此外,管節(jié)頂板與側(cè)壁的過渡處是破壞發(fā)生的主要區(qū)域。從管節(jié)頂板和側(cè)壁的損傷演化來看,應(yīng)將 0.6 MPa作為頂板注入漿液壓力的預(yù)警邊界,把0.9 MPa作為控制邊界。

4 結(jié)論

本文針對大斷面類矩形頂管工程中管節(jié)結(jié)構(gòu)的荷載形式及其在注漿荷載波動下的損傷機(jī)制進(jìn)行了研究,并初步得出以下結(jié)論:

1)注漿荷載作為可變荷載,對大斷面管節(jié)的承載性能有明顯影響,應(yīng)將其納入管節(jié)初步設(shè)計環(huán)節(jié)。理論注漿壓力與經(jīng)驗值存在較大差異,從管節(jié)損傷情況來看,注漿壓力存在結(jié)構(gòu)允許的最大值,而經(jīng)驗法在局部憋壓工況下,存在導(dǎo)致管節(jié)發(fā)生損傷的風(fēng)險。

2)大斷面矩形頂管管節(jié)以頂板及側(cè)壁的拉伸損傷為主要失效特征,拉伸損傷首先發(fā)生在管節(jié)頂板及側(cè)壁的內(nèi)表面,之后向管壁內(nèi)部演化,且拉伸損傷隨著荷載增加,損傷范圍和損傷值都在顯著增大。

3)針對本工程,建議將頂板0.6 MPa作為附加荷載的預(yù)警邊界,將0.9 MPa作為失效控制邊界。

然而,本文尚存在以下問題還需進(jìn)一步研究。首先,注漿壓力的分布模型仍需根據(jù)實際工程進(jìn)行確定,本文采用漿液壓力均勻分布簡化了建模難度,但與實際情況存在差異。其次,本文采用的荷載計算普遍取保守值,增加了計算結(jié)果的安全性,但應(yīng)適當(dāng)提高注漿壓力以維持超挖間隙內(nèi)的穩(wěn)定,避免造成周圍土體的塌陷。下一步,將基于工程監(jiān)測對漿液壓力及其管節(jié)內(nèi)部應(yīng)力、應(yīng)變參數(shù)進(jìn)行實測研究,進(jìn)一步完善大斷面矩形頂管工程中注漿壓力的設(shè)計方法。