軟土地區淺埋矩形頂管施工地表變形與數值模擬研究

毛祖夏，王國權，孫寶生，李佳明，黃 磊，陳式軒

(1.寧波市鄞城集團有限責任公司，浙江 寧波 315000；2.寧波市城建設計研究院有限公司，浙江 寧波 315000)

頂管法作為一種非開挖的技術，可以顯著降低對周邊環境以及地面交通的影響，其在污水管網、綜合管廊等地下工程得到大量應用。矩形頂管較圓形頂管有更高斷面利用率，能更好的適用淺覆土工況，常用于城市地下聯絡通道。但相較圓形頂管，其弊端在于更易受到掌子面支護壓力、注漿壓力、管土摩阻力、背土效應、超挖、欠挖等因素的影響，易造成地表及臨近管線下沉或隆起，甚至會造成地下空洞問題，從而引發地面塌陷。國內外學者對矩形頂管開展了一些研究。有學者對軟土地區的實測數據進行分析，結果表明：地表前期隆起越大，則相應最終沉降越小，最大沉降位于始發井周圍；頂推力造成地表隆起，土層損失造成地表下沉?；诶碚摲椒ㄟM行分析，結果表明：地表隆起的主誘因是正面附加推力，其次為頂管機及后續管節造成的摩阻力。通過理論、實測與數值計算的分析方法對施工階段多因素進行研究，結果表明：地層損失對地表沉降影響較大，摩阻力次之，注漿有助于地表抬升。分析了摩阻力、掌子面附加應力、地層損失的共同作用，提出矩形頂管地層位移計算方法，表明地表隆起主要是附加應力、摩阻力，沉降則是地層損失造成。通過ABQUES模擬淺層頂管頂進，并與實測對比分析，結果表明：淺埋頂管施工，地表為整體沉降，側摩阻力和推力共同引發了短時間地表隆起。通過理論、數值模擬和實測數據3方面對頂管施工引起的臨近地鐵隧道展開研究，認為地層損失是引發隧道變形的主要原因。

目前，矩形頂管相關研究分析主要集中在深埋情況，對于軟土地基淺埋大斷面的矩形頂管深入研究較少。本文依托寧波市鄞州區醫藥學校地道頂管工程，通過對實測數據與數值模擬及相關影響敏感性參數進行分析，進一步完善淺埋大斷面頂管施工對地表沉降理論分析，可為相關工程提供設計依據及施工技術參考。

1 工程概況

1.1 工程簡介

工程位于寧波市鄞州區鄞縣大道東段，北側為浙江醫藥高等?？茖W校，南側為浙江萬里學院，通道橫穿鄞縣大道，主通道段全長67.5 m，采用矩形頂管工藝施工，共45節，單片管節長度為1.5 m，管節尺寸為6.0 m×3.3 m(內部凈寬×凈高)，壁厚為45 cm，管節混凝土強度等級為C50，頂管最小覆土僅為4.5 m。頂管平面和標準斷面如圖1、圖2所示。

圖1 頂管通道平面圖Fig.1 Cross section view of pipe jacking channel

圖2 頂管通道橫斷面圖Fig.2 Cross section view of pipe jacking channel

1.2 工程地質條件

根據本工程提供的地勘報告，頂管施工區域為濱海相淤積平原，主要土層包括為雜填土、黏土、淤泥質黏土、淤泥、粉質黏土，頂管穿越土層主要涉及黏土、淤泥質黏土、淤泥；各土層物理力學參數如表1所示。

表1 土層物理力學參數表Tab.1 Physical and mechanical parameters table of soil layer

1.3 施工監測方案

頂管上方為鄞縣大道，是城市主干道，車流量密集，因此需防止頂管施工期間路面產生較大的沉降或隆起變形。為全面觀測施工期間路面的變形情況，在頂管上方地表共設置了21個監測點；共3個斷面，每個斷面設7個監測點；點位沿頂管軸線對稱布置，橫向間距3 m，編號為D1～D21，具體如圖3所示。3個斷面分別距離頂管始發位置為24、33和42 m。

圖3 地表沉降監測點位平面圖Fig.3 Plan of monitoring points for ground subsidence

2 數值模型

2.1 模型假設

數值模擬的實質是將復雜而抽象的問題簡單化，針對問題的關鍵因素進行研究，本文主要研究頂管施工過程中地面的沉降規律，結合其他研究人員對頂管施工數值模擬的研究成果，現對模型作如下假設：

(1)假設地面是水平的，且各地層分界面均平行于地表；

(2)假設各土層土體均為均質、各向同性、理想彈塑性體；

(3)土體在頂管施工前為穩定狀態，模型中設定初始狀態下的地面沉降為零；

(4)不考慮施工過程中的時間效應，僅以頂管管片位置的變化來反映頂進過程；

(5)假設作用于掌子面的壓力為定值，并簡化為作用在掌子面的均布荷載。

2.2 模型參數

本文土體選取Drucker-Prager模型(以后簡稱D-P模型)作為本構模型(本構模型的確定見后文4.1部分)，對頂管施工過程進行分析。D-P模型下土體的粘聚力及內摩擦角采用本工程提供的地勘報告，并通過式(1)和式(2)進行換算，換算后各土層物理力學參數如表2所示。

表2 D-P模型下的土體物理力學參數表Tab.2 Physical and mechanical parameters table of soil layer under the D-P model

(1)

(2)

式中：、分別為D-P模型下的粘聚力和內摩擦角；、分別為M-C模型下的粘聚力和內摩擦角。

頂管管片采用C50鋼筋混凝土，機殼為鋼結構，注漿體為水泥漿液，模型中均為彈性體；各材料物理力學參數如表3所示。

表3 結構物理力學參數表Tab.3 Physical and mechanical parameters table of structure

掌子面土壓力計算值為=10kPa，模型中取掌子面處均布壓力為=12=126 kPa。管片與土體之間摩阻力取=8 kPa。

2.3 模型建立

采用有限元分析軟件Midas GTS NX進行建模分析，結合以往工程經驗，在頂管以外3～5(為管片長邊尺寸)處，施工對土層的影響有限，故取模型寬度66 m，高度30 m，長度取頂管段長度67.5 m。

土體及注漿體采用實體單元，頂管機殼及管片采用板單元，模型網格劃分后得到94 551個單元和61 488個節點，模型如圖4所示。

圖4 數值模型示意圖Fig.4 Schematic diagram of numerical model

2.4 模擬過程

將頂管頂進過程劃分為多步驟進行模擬，以實現頂管頂進的動態過程，全過程共分為47個施工階段，包含初始應力階段+45個頂管頂進階段+貫通階段，每頂進一節管片設為一個施工階段，假設每個施工階段是瞬時完成的。Midas GTS NX中對土體的開挖是通過對單元的激活和鈍化來實現的，模型的具體模擬過程如下：

(1)初始應力階段，激活全部土體單元及邊界約束，并采用重力加載形成初始地應力，設置初始應力狀態下土體沉降為零；

(2)頂進階段(頂管機進入)，鈍化該階段開挖土體，激活頂管機殼，并施加掌子面支護力及機殼與土體之間的摩阻力；

(3)頂進階段(管片進入)，鈍化該階段開挖土體，鈍化前一階段的機殼及掌子面支護力，激活現階段頂管機殼、掌子面支護力及頂管機尾部頂管管片；

(4)重復階段3，直至頂管完成。

3 數值模擬結果

3.1 縱向地表沉降分析

圖5～圖7分別為頂管過程中監測點D4、D11、D18處地表變形監測值與模擬值對比圖。從圖5～圖7中可以看出以下幾點：

圖5 監測點D4豎向沉降曲線圖Fig.5 Vertical settlement curve of monitoring point D4

圖6 監測點D11豎向沉降曲線圖Fig.6 Vertical settlement curve of monitoring point D11

圖7 監測點D18豎向沉降曲線圖Fig.7 Vertical settlement curve of monitoring point D18

(1)各監測點變形的模擬曲線呈現出與監測曲線相似的變化趨勢，兩者吻合較好，說明了模擬結果的可靠性。各點位沉降變化曲線總體上表現為先隆起、后沉降的變化規律。實測沉降轉折點在機頭頂進到距離監測斷面4.5～6 m的位置；而模擬結果中出現明顯沉降趨勢的轉折點均在頂管機頭距離監測斷面4.5 m處，與監測結果也較為吻合；

(2)從最終沉降量可以看出，D4監測點已基本趨于穩定，D11監測點也即將趨近平穩；而D18監測在頂管結束后仍保持著一定的沉降速度，這是因為D4監測點距離始發井最近，最先出現沉降，隨著頂管機頭的頂進，當機頭距離監測點一定距離(本工程約40 m處)時，頂管施工對該監測點的影響有限。而D18距離接收通道不足40 m，故頂管結束時沉降仍未達到穩定狀態；

(3)在實測數據中，各點最大隆起值分別為4.5、6.7和6.5 mm，最大沉降值分別為-27.9、-17.5和-10.6 mm；表現為離始發井越遠，最終隆起量越大，而最終沉降量越小。在模擬結果中，D4無隆起量，D11和D18有較小隆起量，分別為1.0、2.0 mm；最大沉降值分別為22.9、19.1和16.4 mm。從沉降曲線可以看出，模擬值與實測值吻合較好；而從隆起量可以看出，兩者之間有一定的差別。

根據文獻[12]、文獻[13]模擬結果可以看出，各點位均體現出先隆起，后沉降的變化規律。針對本文中D4監測點無隆起的現象，認為其原因在于本工程土質較差所致。因基本為淤泥質黏土，局部為淤泥，該部分土體強度較低，且具有高壓縮性，受頂推力擾動影響，土體顆粒重排列，顆粒間孔隙水消散，軟土層自身壓縮變形較大，從而引起地表變形較小，不足以抵消因頂管施工引起的沉降，故該點位未能體現出隆起量。為了證實上述觀點，現對土層參數進行改良，統一提高土層參數，取=30 kPa、=20°；相應D-P模型下=85.7 kPa、=37.7°，由此得到的模擬結果如圖8所示。

圖8 土體改良后各監測點豎向沉降曲線圖Fig.8 Vertical settlement curve of each monitoring point after soil improvement

從圖8可以看出，對土體進行改良后，各監測點均出現了較為明顯的隆起量，由此證實了上述觀點。

3.2 橫向地表沉降分析

圖9～圖11分別為頂進60 m時斷面A、B、C處沉降槽曲線實測值與模擬值對比圖。

圖9 斷面A沉降曲線圖Fig.9 Settlement curve of section A

圖10 斷面B沉降曲線圖Fig.10 Settlement curve of section B

圖11 斷面C沉降曲線圖Fig.11 Settlement curve of section C

從圖9～圖11中可以看出:

(1)所有斷面的沉降實測值與模擬值均呈現出中間大，兩邊小的規律，即頂管中軸線上方地表沉降量最大；

(2)距離始發井越遠，沉降槽越平緩，最終沉降量越??；

(3)距離中軸線18 m處沉降量已小于3 mm，可忽略不計，故可認為頂管施工對地面的影響范圍在頂管中軸線兩側各2(為管片長邊尺寸)范圍內，對2范圍外幾乎無影響。

4 參數分析

4.1 土體本構模型影響

目前，巖土分析中涉及到的簡單本構模型包括摩爾-庫倫(Mohr-Coulomb)、德魯克-普拉格(Drucker-Prager)，高級本構模型中修正劍橋(Modified Cam-Clay)、硬化土(Hard Soil)、硬化土小應變(HS-Small)等較為常見。

摩爾庫倫模型和德魯克-普拉格模型由于選用參數簡單、易于獲取，被廣泛應用于巖土分析。但實際土體各參數的變化通常是非線性的，簡單線彈性模型難以真實的反映土體變化過程，尤其是土體的硬化(軟化)過程。修正劍橋模型是在軟土基礎上建立的本構模型，能夠較好的體現土的非線性變化。硬化土和硬化土小應變模型是進一步考慮土體的壓硬性和剪脹性特點，硬化土小應變模型在硬化土模型上增加對小應變區域內剛度隨應變的非線性變化考慮，但目前該兩種模型參數只通過地勘資料無法直接獲得，各參數的選取存在大量經驗關系，對不同的土體參數間關系差別過大，難以做到準確的選取。

本文中根據寧波軟土特點，選取摩爾庫倫模型、德魯克-普拉格模型、修正劍橋模型、硬化土模型4種模型與實測結果進行分析。

圖12為D11監測點不同模型下模擬值與實測變形對比結果。

圖12 不同本構模型下D11沉降曲線圖Fig.12 Settlement curves of D11 under different constitutive models

由圖12可以看出，修正劍橋和德魯克-普拉格模型的計算值與實測值相符程度最高，均能較為準確的反映實際施工過程；而其余模型與實際結果偏差過大。

這主要是因為本構關系與土體特性是相關的，該項目施工區域土層以軟土為主，摩爾庫倫模型難以描述軟土變化非線性變化過程，因此難以體現土體變形過程。硬化土模型考慮壓縮硬化和剪切硬化，但地勘報告中通常未能給出所需的割線模量、卸載模量等參數，主要依賴經驗進行參數選取。目前未有寧波地區關于硬化土參數經驗取值方面的相關研究，本文借鑒的是上海地區的經驗取值，這極大地影響了模擬效果，除此之外硬化土模型在軟土上的適用性仍存在缺陷，事實上軟土地基在不斷加載和卸載過程中，可能會顯著出現軟化和液化的問題，硬化土模型并不能很好考慮該特性。

4.2 地層損失影響

理想的頂管過程，是能夠在頂進過程中始終保存保持管節尺寸與開挖尺寸相等。而現實中頂管機開挖斷面大于管節斷面，工程上會采用注漿形成泥漿套擬彌補空隙和減小頂進阻力，但往往會遇到泥漿套形成困難，管土接觸不佳，造成背土作用，反而使得前方管節外輪廓大于后方管節，進一步加大空隙，形成土層損失。在Midas GTS和Plaxis中可以通過對管片施加收縮，來模擬隧道洞室斷面面積的減小，收縮用百分比表示，代表減小的面積占原先外部管片面積的比例。收縮斷面示意圖如圖13所示。

圖13 收縮斷面示意圖Fig.13 Schematic diagram of reduced section

以監測點D11為例，通過設置不同斷面收縮模擬不同地層損失差異，模擬結果如圖14所示。

由圖14可以看出，隨著斷面收縮的加大，頂管機未到達監測點前隆起量降低；這是因為本來受掌子面壓力向斜上方隆起的土體，為彌補頂管機與管片尺寸差異造成的土層損失，土體向地層損失區域移動，從而降低了地表隆起量。當頂管結束時，最終的沉降量有所增加而且會高于降低的隆起量；這實際上是由于斷面收縮(地層損失)加大，導致受到擾動的土體程度越深，范圍越廣，后期沉降也就越大。

圖14 不同斷面收縮下D11沉降曲線圖Fig.14 Settlement curve of D11 under different section contraction

4.3 掌子面壓力影響

為研究掌子面不同壓力對地表變形的影響，取壓力值分別為0.75、1.0、1.2、1.5、2.0進行計算。圖15為不同壓力下，D11監測點在頂進過程中的位移對比圖。

圖15 不同掌子面壓力下D11沉降曲線圖Fig.15 Settlement curve of D11 under different face pressure

從圖15可以看出，當掌子面壓力小于理論計算土壓力時，地表在開挖全過程始終保持下降趨勢，隨著壓力增大，監測點最終沉降量越小，而期間產生的最大隆起量越大，且呈現出隨著壓力的增大，隆起量增加越明顯的趨勢，說明掌子面壓力對地面的隆起量有較大影響。從監測數據來看，該監測點出現較大隆起可能是頂進過程中掌子面壓力較大所致。

綜合比較5種掌子面壓力下的地表沉降曲線，對于寧波軟土地區結合數值分析和項目經驗建議取1.2倍理論土壓力作為掌子面壓力，既能避免造成前期的過大隆起，又能有效的控制地表的最終沉降。

4.4 管土摩阻力影響

管土摩阻力是引發土體擾動和背土效應的主要誘因，在工程中常采用減阻注漿的方式，減小管土間的摩阻力，以減小對周邊環境的影響。

圖16為不同管土摩阻力的下D11的豎向位移變化。

圖16 不同管土摩阻力下D11沉降曲線圖Fig.16 Settlement curve of D11 under the different friction between pipe joint and soil

從圖16可以看出，摩阻力越大，地面前期隆起加劇，后期沉降增加。導致這種現象主要是因為管土間的摩阻力過大帶動周圍土體移動，頂管機后方土體隨管節向前移動，從而使得前方隆起加劇；而后方土體地層損失增加，最終沉降加大。

5 結語

依托寧波市鄞州區醫藥學校地道頂管工程實例，通過對實測數據和數值模擬結果進行對比，并對外部因素和施工因素進行分析，得到如下幾點結論：

(1)借助Midas GTS有限元軟件，對多種土體本構模型進行試算并與實測結果進行比較，結果表明：土體采用修正劍橋本構或Drucker-Prager本構模型所計算出的結果與實際相比較更為合理。其中土體采用Drucker-Prager本構模型與實測結果對比，兩者擬合程度較好，數值模擬能夠較好地反映實際施工過程中的地表變形；

(2)地表沉降主要發生在頂管中軸線兩側各2(為管片長邊尺寸)范圍內，其余區域無明顯沉降。故在軟土地區類似工程項目中，應加強對頂管軸線兩側各2范圍內地面的變形監測；

(3)頂管掌子面壓力是引起地表隆起的主要原因，對于寧波軟土地區的頂管施工，建議掌子面壓力取1.2倍理論土壓力。此外當泥漿套不理想的情況下，管土之間摩阻力較大，對于淺埋頂管易于發生背土效應加劇地表的隆起，施工中應采取有效的減摩措施。