賈遠(yuǎn)航， 朱正國(guó),2， 丁 祥

(1.石家莊鐵道大學(xué)省部共建交通工程結(jié)構(gòu)力學(xué)行為與系統(tǒng)安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北 石家莊 050043；2.河北省金屬礦山安全高效開(kāi)采技術(shù)創(chuàng)新中心，河北 石家莊 050043；3.中鐵第五勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，北京 102600)

頂管法是繼盾構(gòu)法之后一種重要的非開(kāi)挖施工方法，其特殊的施工工藝可以達(dá)到對(duì)地表少開(kāi)挖、小開(kāi)挖的效果，對(duì)城市的環(huán)境起到很好的保護(hù)作用。與盾構(gòu)法相比，頂管法具有節(jié)省材料、縮短工期、占地面積小、公害少、造價(jià)低等優(yōu)點(diǎn)[1]。目前研究主要集中在通過(guò)理論分析、現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)、數(shù)值模擬等手段分析頂管施工對(duì)周?chē)馏w的影響，未見(jiàn)針對(duì)矩形頂管施工中的工作參數(shù)進(jìn)行的相關(guān)論述。本文在查閱大量頂管工程相關(guān)資料的基礎(chǔ)上，以河北南部電網(wǎng)某電力隧道為背景，通過(guò)FLAC3D有限差分軟件建立矩形頂管隧道的數(shù)值仿真模型，研究矩形頂管施工參數(shù)對(duì)變形的影響。

1 仿真模型的建立

1.1 建立模型

本文建立的數(shù)值仿真模型見(jiàn)圖1。矩形頂管隧道的截面尺寸取為6.0 m×4.8 m,為消除邊界效應(yīng)的影響，垂直隧道軸線方向、隧道底部至模型底部取開(kāi)挖輪廓的3～5倍，隧道埋深按照實(shí)際埋深取為4.5 m，隧道軸線方向取60 m，模型在x、y和z三個(gè)方向的整體尺寸為66 m×60 m×28 m。模型中的頂管機(jī)外殼、頂管管節(jié)厚度分別取為0.1 m、0.5 m，頂管機(jī)、管節(jié)長(zhǎng)度分別取為3.0 m、1.5 m。

圖1 整體模型

頂管隧道施工過(guò)程中主要的結(jié)構(gòu)物有頂管機(jī)、管節(jié)及注漿層。為模擬大剛度頂管機(jī)對(duì)土層的支撐作用，頂管機(jī)的彈性模量取210 GPa，密度取7 850 kg/m3，泊松比取為0.3。頂管管節(jié)采用C50鋼筋混凝土，由于管節(jié)之間的連接會(huì)造成一定的剛度折減，因此本文是按照0.8的折減系數(shù)進(jìn)行取值，取彈性模量為27.6 GPa，泊松比取為0.2。

1.2 頂管過(guò)程模擬

頂管頂進(jìn)過(guò)程中主要通過(guò)空單元及剛度遷移法來(lái)實(shí)現(xiàn)土體開(kāi)挖及管節(jié)頂進(jìn)的全過(guò)程，具體的施工過(guò)程如下：

(1)按照表1中給定的土層分布情況對(duì)各土層賦予相應(yīng)的參數(shù)，然后進(jìn)行計(jì)算以生成矩形頂管隧道的初始應(yīng)力場(chǎng)、初始位移場(chǎng)，然后將模型產(chǎn)生的初始位移值清零。

(2)采用null單元將一個(gè)開(kāi)挖步(1.5 m)要挖去的土體、頂管機(jī)外殼、矩形管節(jié)鈍化。

(3)將頂管機(jī)外殼單元激活，模擬大剛度頂管機(jī)外殼對(duì)土層的強(qiáng)支護(hù)作用，在掌子面施加土倉(cāng)壓力，完成一個(gè)開(kāi)挖步的施工。

(4)在第3個(gè)開(kāi)挖步時(shí)給頂管機(jī)后方一個(gè)開(kāi)挖步的土體施加注漿壓力(由于頂管機(jī)長(zhǎng)度按3 m考慮，此時(shí)0～1.5 m范圍內(nèi)將頂管機(jī)外殼部分鈍化，認(rèn)為此時(shí)頂管機(jī)通過(guò)該部分土體)，按此步驟繼續(xù)計(jì)算3個(gè)開(kāi)挖步。

(5)第6個(gè)開(kāi)挖步時(shí)，激活頂管管節(jié)、注漿層單元，此時(shí)，第1個(gè)頂管管節(jié)施工完畢。下一個(gè)開(kāi)挖步時(shí)采用位移控制的方法，采用fish語(yǔ)言進(jìn)行編程，將第1個(gè)頂管管節(jié)推進(jìn)1.5 m并激活第2個(gè)頂管管節(jié)、注漿層。按以上步驟工進(jìn)行45個(gè)循環(huán)直至所有管節(jié)頂進(jìn)完畢。圖2為施工全過(guò)程的示意圖。

1.3 模型驗(yàn)證

圖2 施工過(guò)程示意圖

Peck[2]教授通過(guò)大量分析地表沉降數(shù)據(jù)，于1969年提出地表沉降槽基本符合正態(tài)分布曲線的概念。在隧道周?chē)馏w不排水、體積不可壓縮的前提下，認(rèn)為隧道開(kāi)挖引起的土體沉降主要是由土體損失引起的，即土體損失體積與地表沉降槽體積相等，據(jù)此得出了如下公式用于計(jì)算橫向地表沉降：

(1)

(2)

對(duì)公式(2)進(jìn)行變換得到：

(3)

式中：S為任意點(diǎn)x處地表沉降值(mm)；Smax為地表最大沉降值，一般為隧道軸線處地表沉降(mm)；Vloss為隧道單位長(zhǎng)度的土體損失量(m3/m)；x為計(jì)算點(diǎn)距隧道軸線距離(m)；i為沉降槽寬度(m)。

由圖3可知，數(shù)值模擬計(jì)算所得數(shù)據(jù)均勻分布在擬合所得的直線周?chē)?，二者的線性相關(guān)系數(shù)R2=0.989 1。由此可知，本次數(shù)值模擬所得到的數(shù)據(jù)基本符合Peck公式，與其線性相關(guān)性較好。通過(guò)對(duì)數(shù)值模擬得出的土體沉降值與Peck公式的線性相關(guān)性分析驗(yàn)證了文中數(shù)值模擬方法的正確性。

圖3 y=30 m斷面沉降擬合曲線

2 施工參數(shù)對(duì)地表變形的影響

2.1 頂管受力模式

頂管工程中土體受力模式如圖4所示，頂管施工過(guò)程中土體受到的力主要有開(kāi)挖面上的迎面阻力、頂管機(jī)外殼與土體間的摩阻力、注漿壓力以及頂管頂進(jìn)過(guò)程中管道與土體之間的摩擦阻力。

圖4 矩形頂管工程土體受力模式示意圖

由于矩形頂管施工過(guò)程中會(huì)持續(xù)注入觸變泥漿，當(dāng)注入的泥漿套飽滿(mǎn)完整時(shí)可大幅減小管土間的摩阻力，為此本文進(jìn)行相關(guān)分析時(shí)只考慮注漿壓力與土倉(cāng)壓力，忽略摩阻力對(duì)變形的影響。

2.2 土倉(cāng)壓力對(duì)變形的影響

2.2.1 對(duì)掌子面變形的影響

由于土倉(cāng)壓力是直接作用于掌子面上的，當(dāng)土倉(cāng)壓力發(fā)生變化時(shí)首先受到影響的就是掌子面。頂管隧道施工過(guò)程中土倉(cāng)壓力需要與頂管機(jī)刀盤(pán)前部的土體壓力和地下水壓力保持平衡，此時(shí)可以將掌子面變形控制在最合理的范圍內(nèi)。

由圖5可知，當(dāng)土倉(cāng)壓力小于0.1 MPa時(shí)，掌子面位移值為負(fù)值即由于開(kāi)挖卸荷導(dǎo)致掌子面土體向開(kāi)挖方向發(fā)生擠出變形。當(dāng)土倉(cāng)壓力為0 MPa時(shí)，擠出變形最大值為29.61 mm，通過(guò)對(duì)掌子面的土體位移分析可知，該點(diǎn)位于掌子面中下部且掌子面后方6 m內(nèi)土體損失量較大，該部分土體在卸荷作用下擠向隧道內(nèi)部。當(dāng)土倉(cāng)壓力為0.1 MPa時(shí)，掌子面最大位移值為1.68 mm，變形最大處位于掌子面上方，掌子面與未開(kāi)挖時(shí)基本一致，位移值很小。此時(shí)土倉(cāng)壓力與掌子面前方土體側(cè)向土壓力值基本一致。當(dāng)土倉(cāng)壓力大于0.1 MPa時(shí)，此時(shí)掌子面位移為正值即此時(shí)由于土倉(cāng)壓力的作用導(dǎo)致掌子面土體發(fā)生沿開(kāi)挖方向的變形，擠壓隧道正前方未開(kāi)挖部分土體。土倉(cāng)壓力在0.1～0.3 MPa時(shí)變形曲線基本為直線，當(dāng)土倉(cāng)壓力提升至0.4 MPa時(shí)掌子面變形值明顯增加。隨土倉(cāng)壓力的提高掌子面位移相比于上一工況變化值分別為31.27 mm、8.91 mm、9.97 mm、20.25 mm，變化量先減小后增加。

圖5 不同土倉(cāng)壓力下掌子面縱向變形曲線

由圖6可知，在掌子面上各點(diǎn)水平應(yīng)力值隨土倉(cāng)壓力增加而增加。當(dāng)土倉(cāng)壓力為0 MPa時(shí)由于開(kāi)挖造成的卸荷作用使得土體水平應(yīng)力值迅速減小。當(dāng)土倉(cāng)壓力為0.1 MPa時(shí)土體應(yīng)力值先減小而后保持不變且始終小于等于未開(kāi)挖時(shí)的土體應(yīng)力值，在距離掌子面3 m距離處土體的水平應(yīng)力值與未開(kāi)挖時(shí)基本保持一致，其應(yīng)力改變量為由于卸荷造成的土體應(yīng)力值減小。當(dāng)土倉(cāng)壓力大于0.1 MPa時(shí)土體水平應(yīng)力值先增加后減小，即掌子面前方0～3 m土體應(yīng)力值增加，距掌子面距離大于3 m后土體應(yīng)力值開(kāi)始逐漸減小，結(jié)合上文中掌子面上的位移情況，這主要是由于土倉(cāng)壓力對(duì)掌子面的擠壓作用使得水平應(yīng)力值增加。

圖6 不同土倉(cāng)壓力下掌子面前方土體水平應(yīng)力曲線

土倉(cāng)壓力對(duì)掌子面前方的直接影響范圍為0～3 m，該部分土體屬于剪切擾動(dòng)區(qū)，施工過(guò)程中受到開(kāi)挖卸荷與施工應(yīng)力的雙重影響，當(dāng)二者大小相當(dāng)時(shí)土體應(yīng)力值基本與未開(kāi)挖時(shí)保持一致。距掌子面距離大于3 m處屬于擠壓擾動(dòng)區(qū)，主要承受擠壓應(yīng)力而產(chǎn)生擠壓變形，頂管機(jī)推進(jìn)時(shí)擠壓應(yīng)力也隨之增加，土體水平應(yīng)力會(huì)有所增加。

2.2.2 對(duì)地表變形的影響

由圖7可知，沉降槽基本符合正態(tài)分布形式，土倉(cāng)壓力越小沉降槽越深、曲線曲率越大。各工況地表處沉降最大值均發(fā)生在隧道中心處，頂管隧道的開(kāi)挖對(duì)該點(diǎn)影響最大，隨距離隧道中心距離的增加沉降值逐漸減小，當(dāng)土倉(cāng)壓力增加時(shí)最大沉降量減小。土倉(cāng)壓力由0 MPa變化至0.1 MPa及由0.3 MPa變化至0.4 MPa時(shí)土體沉降值變化量較大，最大沉降值變化量分別為4.51 mm和3.06 mm，當(dāng)土倉(cāng)壓力在0.1～0.3 MPa范圍內(nèi)沉降槽曲線基本未發(fā)生變化，土體最大沉降值變化量?jī)H為1 mm。

圖7 不同土倉(cāng)壓力下地表橫向沉降槽曲線

當(dāng)土倉(cāng)壓力為0.1～0.3 MPa時(shí)地表處土體沉降量相對(duì)值雖不是最小的，但土倉(cāng)壓力增加相同數(shù)值的情況下地表處土體最大沉降值變化量相對(duì)較小，其最大變化量?jī)H為1 mm；當(dāng)土倉(cāng)壓力為0 MPa及0.4 MPa時(shí)地表沉降變化量相對(duì)較大，地表處沉降值對(duì)于土倉(cāng)壓力的敏感性較強(qiáng)。

由圖8可知，各工況下沉降槽反彎點(diǎn)值分別為4.05 m、4.20 m、4.19 m、4.17 m、4.26 m，在土倉(cāng)壓力為0 MPa工況下沉降槽更深、更窄得到的沉降槽反彎點(diǎn)數(shù)值最小。當(dāng)土倉(cāng)壓力為0.1 MPa時(shí)沉降槽寬度增加；0.1～0.3 MPa時(shí)隨土倉(cāng)壓力增加沉降槽反彎點(diǎn)數(shù)值逐漸減??；當(dāng)土倉(cāng)壓力為0.4 MPa工況時(shí)，沉降槽反彎點(diǎn)數(shù)值反而繼續(xù)增加。

圖8 不同土倉(cāng)壓力下沉降槽反彎點(diǎn)變化曲線

結(jié)合前述分析可知，本工程頂管隧道埋深較淺，在土倉(cāng)壓力作用下地表處發(fā)生隆起變形的可能性較大。地表隆起與地表沉降發(fā)生部位與原因有本質(zhì)區(qū)別但二者又相互關(guān)聯(lián)，頂管施工全程中由土體損失引起的沉降量應(yīng)為地表隆起完成后發(fā)生的總沉降量，為實(shí)測(cè)沉降與隆起的總和[3]。

表1給出了不同土倉(cāng)壓力工況下的總沉降值，由該表可知，隨土倉(cāng)壓力值增加地表沉降逐漸減小、隆起值逐漸增加，總沉降值先減小后增加。在頂管工程施工中應(yīng)合理控制土倉(cāng)壓力值，保持土體總沉降值較小。

表1 不同土倉(cāng)壓力下土體總沉降

2.3 注漿壓力對(duì)地表變形的影響

由圖9可知，不同注漿壓力工況下沉降槽曲線變化趨勢(shì)基本一致，隧道軸線上方地表處沉降最大，隨距隧道軸線距離的增加地表沉降值逐漸減小，沉降槽曲線基本符合正態(tài)分布。隨注漿壓力的提高土體最大沉降量不斷減小，曲線變化趨勢(shì)越來(lái)越平緩。

由圖10可知，隨注漿壓力提高曲線沉降槽反彎點(diǎn)數(shù)值不斷減小，各工況下沉降槽反彎點(diǎn)數(shù)值分別為4.32 m、4.22 m、4.10 m、3.82 m、3.50 m，相較于上一工況沉降槽反彎點(diǎn)數(shù)值分別減小了0.10 m、0.12 m、0.28 m、0.32 m。結(jié)合曲線斜率，當(dāng)注漿壓力小于0.11 MPa時(shí)沉降槽反彎點(diǎn)基本均勻變化，當(dāng)注漿壓力大于0.11 MPa時(shí)沉降槽反彎點(diǎn)減小速率明顯加快。說(shuō)明當(dāng)注漿壓力提高時(shí)能有效減小土體的橫向影響范圍，但是當(dāng)注漿壓力大于0.11 MPa后地表處開(kāi)始出現(xiàn)隆起，開(kāi)挖完成后的沉降槽反彎點(diǎn)數(shù)值雖然較小但是施工過(guò)程中隆起值較大。

圖9 不同注漿壓力下地表橫向沉降槽曲線

圖10 不同注漿壓力下沉降槽反彎點(diǎn)變化曲線

表2給出了不同注漿壓力工況下總沉降值，注漿壓力增加時(shí)沉降值減小、隆起值增加，土體總沉降值不斷減小。因此，在施工中可以通過(guò)控制注漿壓力值調(diào)整沉降值、隆起值使得土體總沉降值達(dá)到最小值以達(dá)到對(duì)頂管工程周?chē)馏w的保護(hù)作用。

表2 不同注漿壓力下土體總沉降

3 結(jié)論

(1)土倉(cāng)壓力對(duì)掌子面前方的直接影響范圍為0～3 m，該部分土體屬于剪切擾動(dòng)區(qū)，受到開(kāi)挖卸荷與施工應(yīng)力的影響，當(dāng)二者大小在數(shù)值上相當(dāng)時(shí)土體應(yīng)力值基本與未開(kāi)挖時(shí)保持一致。

(2)土倉(cāng)壓力越小沉降槽越深、曲線曲率越大。隨土倉(cāng)壓力值增加地表沉降逐漸減小、隆起值逐漸增加，土體總沉降值先減小后增加。在頂管工程施工中應(yīng)合理控制土倉(cāng)壓力值，保持土體損失值較小。

(3)不同注漿壓力工況下沉降槽曲線變化趨勢(shì)基本一致，隨注漿壓力的提高沉降槽整體上浮，曲線變化趨勢(shì)越來(lái)越平緩。注漿壓力增加時(shí)沉降值減小、隆起值增加，土體總沉降值不斷減小。