軟硬地層下雙頂管掘進參數對管片及地層的影響

劉明友, 韋宏業, 么曉輝, 馬少坤, 尉強, 劉草平, 邵羽

(1.中鐵上海工程局第五工程有限公司， 南寧 530200； 2.廣西大學土木建筑工程學院， 南寧 530004; 3.廣西交通設計集團有限公司，南寧 530029)

由于各種外界因素，雙頂管往往需要穿越2種及以上水文性質及力學特征相當懸殊的地層[1]，施工中往往要開倉換刀，調整和優化施工參數，以防止出現頂進效率低下、刀具磨損嚴重、盾構姿態偏離、地表坍陷等問題[2-3]。

許多專家對不同掘進參數下隧道開挖所致的周圍土體位移變化規律展開了研究。魏新江等[4]以杭州地鐵1號線為背景，揭示了雙盾構不同掘進參數對土體位移的影響規律；安斌等[5]以南昌市3號線區間隧道工程為背景，對富水砂層中盾構隧道施工參數進行統計分析，并通過盾構姿態控制參數和地表沉降對掘進參數控制效果進行評價；徐前衛等[6]以北京地鐵8號線天橋-永定門區間隧道為背景，分析掘進參數與地表土體變形之間的關系，為砂卵石地層中盾構隧道施工提供了借鑒和參考；湯勁松等[7]采用正交設計來分析單一砂層中盾構隧道下穿建筑物時不同掌子面支護壓力、刀盤擾動范圍、注漿層彈性模量對上部房屋結構的影響；馮慧君等[8]探討在雙隧道穿越粉質黏土地層工況下不同開挖面掘進壓力及盾尾注漿量對地表最大沉降量的影響。上述大多數主要針對于單一地層，但較少對軟硬地層中雙頂管不同掘進參數所致的周圍土體變形規律及管片應力變化規律進行研究。

以南寧平花河干渠頂管為背景，對雙頂管不同掘進參數下地表變形及管片應力的影響規律開展研究，對指導今后雙頂管穿越軟硬地層時掘進參數選取問題的研究具有重要意義。

1 工程概況

依托南寧市平花河干渠頂管工程，干渠工程北段經過平樂村，西段經過平樂村、金村及鐵路等，頂管區間長度762.268 m。頂管區間段隧道穿越地層主要為含砂礫石黏性土②1、黏土④2、中石化石灰巖⑤1，各層混合不規則分布。其中126.1 m區間段施工地層均為黏土-石灰巖復合地層，上下兩土層物理力學特征相差懸殊，頂管施工會對周圍土體產生較大的擾動。頂管隧道管片內徑為4.0 m，外徑為4.8 m，每環管片長度為2.5 m。雙頂管隧道的覆土厚度為9.0 ～13.5 m，兩頂管平行布置，其凈距為5.0 m。地質剖面圖如圖1所示。

圖1 平花河頂管工程NK1+200～NK1+400地質剖面圖Fig.1 Geological profile of Pinghuahe pipe jack engineering-NK1+200～NK1+400

2 模型構建

2.1 模型建立

隧道開挖影響范圍一般在3～5倍隧道直徑D范圍之內[9]，為避免邊界效應對計算結果的影響，模型整體尺寸為100 m×100 m×50 m。注漿層概化為一均質、彈性的0.02 m等代層，左右頂管隧道的軸心離地面的距離為10.4 m，根據勘察資料，地下水位為地表以下2 m的位置。土層、注漿層采用三維實體單元，盾殼、管片采用板單元模擬，接觸面之間的約束采用耦合約束。邊界條件是模型側面和底面為位移邊界，側面限制法線方向的位移，底部限制豎向位移和水平位移，地表為自由邊界條件。模型隧道開挖10環，每環長度2.5 m。模型網格劃分如圖2所示。

圖2 整體網格劃分Fig.2 Mesh of numerical simulation model

2.2 土體本構模型及參數選取

管片、注漿層、盾殼計算模型均采用理想彈塑性模型。土體本構模型采用一種可以模擬多種土體的雙硬化彈塑性模型，即修正摩爾庫侖模型。該模型可以同時考慮剪切硬化和壓縮硬化，并采用摩爾庫侖準則，模型在主應力空間的屈服面隨著塑性應變而擴張[10]。其中，硬化土模型通過定義卸載再加載模量避免了采用摩爾庫侖模型而導致計算卸荷工況的土體回彈變形量的不足。

表1 模型中各土層及管片的基本參數

2.3 模擬方案

模型采取激活、鈍化生死單元的方法模擬實際雙頂管隧道的頂進過程。共設計了12種不同掘進參數組合下雙頂管施工模型，其中注漿壓力、千斤頂推力及掘進壓力為本文中研究分析的施工參數。掘進壓力等效成掌子面上均勻分布的面力，注漿壓力均勻環向加載在管片外表面上，千斤頂推力施加在管片的橫斷面上，如圖3所示。

圖3 掘進參數Fig.3 Tunneling parameters

根據文獻[13]，分別計算以下幾個掘進參數。

(1)掘進壓力F。取隧道掌子面中心處的側向主動土壓力值，其計算為

F=Fa+Fw+Fp

=γhtan2(45°-φ/2)-2ctan(45°-φ/2)+

γwhw+Fp

=60 kPa

(1)

式(1)中：Fa為主動土壓力，kPa；Fw為水壓力，kPa；Fp為預備壓力，kPa；γ、γw分別為土體和水的重度，kN/m3；h、hw分別為土體深度、水壓高度，m；c為土體的內摩擦角；φ為土體的黏聚力，kPa。

(2)注漿壓力N。注漿壓力起到的作用是阻止隧道周圍土體發生向著隧道內部的位移，取隧道管片頂部土體的上覆土壓力值為注漿壓力參考值，其計算為

N=∑γh=149 kPa

(2)

(3)千斤頂推力P。以單位長度管片受到7 kPa的摩擦力為基準，計算單位長度管片所受到的千斤頂推力值，即

P=πDf=π×4.8×7=105.56 kPa

(3)

式(3)中：f為單位管片所受的摩擦力，kPa。

結合實際施工經驗，估算出150 kPa(注漿壓力)、100 kPa(千斤頂推力)、60 kPa(掘進壓力)為基準設計模擬工況。本文中采用單一控制變量法研究單一掘進參數變化下地表沉降變化規律及管片應力響應特征，具體模擬工況如表2所示。

表2 數值模擬方案

3 數值模擬結果分析

3.1 掘進壓力對地表沉降的影響

掘進壓力是土壓平衡式頂管機掘進過程中保持開挖面穩定性的重要指標，掘進壓力F分別取值為0、0.02、0.04、0.06 MPa，圖4～圖6描述了不同開挖面掘進壓力條件下計算得到的橫向地表沉降圖、縱向地表沉降圖、橫向最大地表沉降變化圖，沉降曲線形狀大體上與文獻[14]一致。

圖4 不同掘進壓力下橫向地表沉降Fig.4 Transverse surface settlement under different tunneling pressures

圖6 橫向地表沉降與掘進壓力的關系Fig.6 Relationship between transverse surface settlement and tunneling pressure

可見，掘進壓力的變化范圍為0～60 kPa，掘進壓力對地表沉降值的影響顯著，隨著掘進壓力值的增大，橫向地表沉降值逐漸減小，沉降槽寬度也跟隨著減小，其中在5D范圍內，不同掘進壓力下地表沉降變化值相對其他范圍較大。掘進壓力對地表變形的影響呈現著明顯的非線性特征，頂管施工所致的地表沉降的變化速率隨著開挖面掘進壓力的增大而呈現遞減的趨勢。當掘進壓力F小于40 kPa時，地表沉降減小的速率相對較大；當掘進壓力F>40 kPa時，相反地表變形速率接近于穩定。

從圖5可以看出，隨著開挖面掘進壓力的增大，縱向地表沉降曲線類似于以靠近地表的方向往上移動，各點的地表沉降值均減小，變化幅度也隨之減小且相對較大，且掌子面前后5D范圍內地表縱向沉降值的變化較其他范圍大。

圖5 不同掘進壓力下縱向地表沉降Fig.5 Vertical surface settlement under different tunneling pressure

3.2 注漿壓力對地表沉降的影響

頂管施工過程中，盾尾處頂管機殼體與管片發生脫離，形成一定厚度的建筑空隙，周圍土體往建筑空隙的方向發生移動，實際工程主要采取同步注漿或二次注漿的手段以減少由建筑空隙引起的地層損失。為了得到不同盾尾注漿壓力下地表沉降變化規律，分別取注漿壓力N=100、150、200、250 kPa進行模擬分析。

從圖7～圖9可得，在盾尾注漿壓力的變化下，頂管穿越上軟下硬地層所致的橫向地表沉降槽形態基本相同，橫向最大地表沉降與注漿壓力主要呈現線性遞減關系。不同盾尾注漿壓力影響的主要區域在左右2D范圍內，盾尾注漿壓力越大，地表沉降反而越小，但沉降槽寬度基本不發生變化。相同注漿壓力改變量所致的掌子面前方土體沉降變化幅度均較小，盾尾注漿壓力的變化對盾構前方土體變形的影響較小。相反，隨著盾尾注漿壓力的增大，盾尾后方地表沉降量及最大地表沉降量均大幅度減小，可見改變盾尾注漿壓力對掌子面后方地表沉降量的影響相當顯著。因此，在上軟下硬復合地層中雙隧道施工時盾尾注漿壓力應嚴格控制，避免頂管施工過程中出現隧道坍塌、漿液流失、劈裂土體等現象。

圖7 不同注漿壓力下橫向地表沉降Fig.7 Transverse surface settlement under differentgrouting pressures

圖8 不同注漿壓力下縱向地表沉降Fig.8 Vertical surface settlement under different grouting pressures

圖9 橫向地表沉降與注漿壓力的關系Fig.9 Relationship between transverse surface settlement and grouting pressure

3.3 千斤頂推力對地表沉降的影響

當各組千斤頂同時向前頂進時，頂管掘進機在推力作用下向前行進。千斤頂推力主要用于克服頂管機殼體與周圍土體之間的負摩阻力，其次的作用是安裝固定管片。千斤頂推力過大，容易導致管片受力變形過大，管片裂縫不斷延伸發展，管片受力性能降低，頂管隧道內部極易發生涌水現象，甚至可能發生坍塌現象。

表3所示為不同千斤頂推力條件下模擬計算得到的橫向地表沉降數據。當千斤頂推力增加50 kPa時，橫向最大地表沉降值依次為2×10-4、5×10-4、7×10-4mm，均遠小于0.1 mm，可見隨著千斤頂推力增加，隧道周圍地表沉降幾乎變化不大，千斤頂推

表3 不同千斤頂推力下橫向地表沉降

力的變化對周圍土體變形的影響可忽略不計。在頂管機前進過程，實時監測頂管機殼體與周圍土體之間的摩阻力值，在管片變形的允許下，并確定千斤頂推力的范圍，確保頂管機按預先計劃的姿態和路線掘進。

3.4 不同掘進參數對管片應力的影響

圖10～圖12為不同掘進參數下第三、五、七環管片的最大Mises應力變化曲線，由圣淮南原理并考慮邊界效應的影響，不考慮第一環管片的應力變化規律。其中k1、k2、k3分別表示為第三、五、七環管片最大Mises應力隨著掘進參數增加而改變的平均斜率值，k值越大，說明管片應力受到掘進參數的影響就越大。其中管片最大Mises應力與注漿壓力、千斤頂推力主要呈向線性遞增的關系，單一掘進參數值增大，管片應力值線性增大；其次管片應力與開挖面掘進壓力呈向非線性遞增的關系。

圖10 管片應力與掘進壓力的關系Fig.10 Relationship between segment stress and tunneling pressure

圖12 管片應力與千斤頂推力的關系Fig.12 Relationship between segment stress and segment forces

管片類似于一根受均布豎向荷載的梁，靠近掌子面的那端近似于自由端，管片離掌子面越遠，管片應力較掌子面近處的管片大，其次，后方土體的固結程度相較于前方土體大，管片受到的應力值越大，故管片最大應力Mises值隨著管片與掌子面的距離增大而增大。其中相同掘進壓力增量下第七環管片應力的變化是第三環管片的1.07倍。

圖11 管片應力與注漿壓力的關系Fig.11 Relationship between segment stress and grouting pressure

頂管施工過程中，管片最大Mises應力隨著掘進壓力的增大而增大，其主要原因是開挖面支護壓力越大，隧道開挖對周圍土體的擾動程度減少，掌子面土體位移減少，隧道管片上方土體的豎向位移也隨之減少，管片上方覆蓋土層厚度相較于小掘進壓力工況下的大，隧道土體應力相對較大，隧道管片的最大Mises應力也相應增大。當掘進壓力在0～20 kPa，隧道開挖對周圍土體的擾動程度最大，管片應力變化率最大，分別為3.47、3.49、4.03；當掘進壓力在20～40 kPa時，掌子面土體穩定性從較不穩定狀態向較穩定狀態變化，管片應力變化率較大；當掘進壓力超過40 kPa，隧道掌子面達到相對穩定的狀態，隧道開挖對周圍土體的擾動程度較小，管片應力變化率減小，為0～20 kPa變化階段的1/4～1/3。

其中注漿壓力對管片應力的影響是最顯著的，各環管片應力與注漿壓力的規律一致，當注漿壓力增加10 kPa，各環管片最大Mises應力增加64 kPa，注漿體在填補因盾殼與管片脫離形成的建筑空隙的同時，管片外圍施加均布的注漿壓力來抵抗隧道圍巖的變形，注漿壓力越大，管片Mises應力值越大。當千斤頂推力增加10 kPa，受管片軸力增大的影響，各環管片的最大Mises值增加17 kPa左右，管片應力受到注漿壓力的影響是千斤頂推力的3.76倍。

對于該工程而言，當雙隧道穿越上軟下硬地層且同步施工工況下，根據實際情況優化掘進參數，同時應加強對距離掌子面較遠處管片應力及其周圍土壓力的監測手段和監測頻率。

4 結論

以實際工程為背景，采用三維有限單元法對軟硬地層中不同掘進參數下頂管雙隧道施工所致周圍土體及管片應力的影響進行分析，得到以下結論。

(1) 掘進壓力對雙頂管施工所致地表沉降的影響相對顯著，掘進壓力對土體變形的影響呈現非線性特征，地表沉降及其變化隨著掘進壓力的增大而減小，沉降槽變窄，當掘進壓力F在0～40 kPa范圍內，地表沉降減小的速率較大。

(2) 雙頂管不同注漿壓力對地表沉降的影響最顯著，地表沉降與注漿壓力呈現線性遞減關系，沉降槽寬度不變。其中主要影響區域在2倍隧道直徑范圍內，開挖面后方土體受到注漿壓力的影響比前方土體的要大。

(3) 雙頂管不同千斤頂推力對地表沉降的影響可以忽略不計，地表沉降基本不發生變化。工程應根據頂管機殼體與周圍土體的摩阻力確定實際千斤頂推力。

(4) 管片與掌子面的距離越遠，后方管片的最大Mises應力值越大；管片應力與盾尾注漿壓力、千斤頂推力之間呈現線性遞增關系，管片應力受到注漿壓力的影響是最顯著的；管片應力與開挖面掘進壓力呈向非線性遞增的關系，掘進壓力增大，管片最大Mises應力的變化逐漸變小。