高增奎， 沈磊磊， 王先甲， 王丹生

(1.中鐵七局集團武漢工程有限公司，湖北 武漢 430212；2.華中科技大學 土木與水利工程學院，湖北 武漢 430074)

隨著經(jīng)濟快速發(fā)展、城市化進程持續(xù)深入，我國對于市政管線和地下通道的需求日益增大，城市綜合管廊工程越來越得到國家和社會的重視。傳統(tǒng)的明挖法施工要對城市的道路進行開挖，不僅會造成交通擁堵、影響道路使用壽命、污染城市環(huán)境，還會危及臨近管線和建構筑物的安全，成本代價很大[1]。頂管法施工作為一種暗挖施工技術，可以避免開挖道路，減小土方開挖量；能適應復雜的地質(zhì)環(huán)境，施工過程相對安全；可以減小對城市交通和周邊建筑的影響，減少施工成本，因而在城市地下綜合管廊工程中具有廣闊的應用前景[2]。

管廊頂管法施工的基本流程為：運用主千斤頂和中繼間提供的頂推力，將頂管機和跟在其后的預制管廊節(jié)段向前推進，整個推進過程中，頂管機從工作井出發(fā)穿過土層一直推到接收井內(nèi)結束，與此同時，跟在頂管機之后的管廊也就埋設在預定的位置[3]。盡管頂管法避免了施工時對地面結構的直接影響，但是在管廊頂進過程中，其對地表土體變形的影響卻不能忽視[4]。關于頂管隧道開挖及引起地層隆起或沉降的機理及其規(guī)律，一般認為機頭對開挖面頂進的支護壓力和壁后注漿壓力造成前方土體應力狀態(tài)發(fā)生變化導致地表隆起，而開挖面及管道外周環(huán)形間隙等施工原因?qū)е碌貙訐p失，引起土體向開挖面及向管道外周的移動，從而引起地面沉降。國內(nèi)外學者對此類作用機理引起的地表沉降做了較多的研究[5～8]。在地表土體變形的理論計算方法方面，國內(nèi)外也已經(jīng)有了相當多的成果。Peck[9]于1969年提出近似服從正態(tài)分布的橫向地表沉降估算方法，并通過大量地表沉降數(shù)據(jù)分析得出土體沉降槽體積等于土體損失體積的結論。Sagaseta[10]選擇絕對位移為變量，分析了地下某處不可壓縮性土體由于土體損失引起的應變場，并求得其位移場和應力場。Schmidt則認為采用Sagaseta公式計算得出的沉降槽寬度與實測值相比誤差過大，并對其計算公式作出了修正[11]。Loganathan等[12]假設隧道周圍土體移動為橢圓形且不等量，得到了土體位移計算公式。王水林等[13]在研究頂管法隧道施工中掘進機前方土層的附加應力和變形問題時，建立了一個近似的受內(nèi)壓q、內(nèi)半徑為x、外半徑為y的厚壁球殼模型。此外，他們還對Peck公式進行了修正，增加考慮了土體受擾動之后再固結的影響，使得此方法適用于頂管擠土工況。

頂管施工對地表變形的影響是一個多因素的復雜問題，各主要施工參數(shù)對其影響的敏感程度也有所不同。本文以武漢市和平大道武九線綜合管廊工程為背景，利用數(shù)值方法分析了管廊頂進施工對地表土體變形的影響，并與現(xiàn)場實測結果進行了對比分析，得到了武九管廊頂進施工部分參數(shù)對地表土體變形的影響規(guī)律。

1 工程概況

江南綠道中心武九線綜合管廊工程是武漢市建設一流城市和走向國際化都市的一項重點工程。該工程規(guī)模龐大，是一項改善道路交通、綠化美觀城市的惠民工程。本文所研究的武九綜合管廊工程段總長約2900 m，下穿武漢市武昌區(qū)和平大道，其建設區(qū)位如圖1所示。武九管廊穿越和平大道時，考慮到路面以下的管線情況，采用了矩形截面頂管。頂管外尺寸為9.8 m×5.2 m，壁厚0.7 m，預制管節(jié)單環(huán)長度1.5 m，頂管總長為54×1.5 m=81 m，頂管上部埋深6.87 m。該管廊頂進施工過程中橫穿東二環(huán)線高架橋下部，路面上有車輛全天通行，現(xiàn)場情況較為復雜。距離管廊最近的橋墩僅為5.16 m，施工中為了減小對橋墩的影響，現(xiàn)場在橋墩和頂管之間設置了一排長15 m的MJS旋噴樁擋墻。管廊具體相對位置如圖2所示。

圖1 武九管廊和平大道段頂管建設區(qū)位

圖2 管廊相對位置/mm

經(jīng)中南勘察設計院(湖北區(qū)域)公司勘察設計，對56.4 m內(nèi)土質(zhì)按地質(zhì)年代、場地性質(zhì)、測試指標等進行分類，將該范圍內(nèi)土分成12個土層。和平大道頂管施工段土層分布情況如表1所示。

表1 土層分布及力學指標

2 頂管施工的數(shù)值建模與分析

2.1 土體本構模型選取及基本假定

眾所周知，土為三相體，所以土的應力應變關系非常復雜，會受到諸多因素的影響，例如時間、溫度、濕度等。而且，土體在受力時也表現(xiàn)出很復雜的特性，在受力較小時，土體可能表現(xiàn)出彈性受力的特征，受力較大后，又表現(xiàn)出塑性的特征。此外，土體的應力路徑和應力歷史也會對土體的應力應變特性產(chǎn)生不可忽略的影響。

有限元軟件MIDAS/GTS里有十余種塑形模型供選擇，其中摩爾-庫倫模型能反映土體抗壓強度不同時的強度差效應，而且土體參數(shù)黏聚力c、內(nèi)摩擦角φ值的測定也很簡便，因而常常用于模擬地下開挖等工程中計算普通土體的受力和變形特征，因此，本文數(shù)值模擬中土體的本構模型選擇摩爾-庫倫模型。

本文采用MIDAS/GTS有限元軟件對管廊頂進施工過程進行建模分析。建?；谌缦碌幕炯俣ǎ?/p>

(1)土體的強度準則服從摩爾-庫倫模型，并把土體看作是各向同性、連續(xù)的彈塑性材料；

(2)管廊看作是各向同性的材料，且各管節(jié)之間的連接視為剛性連接，所有管節(jié)具有相同直徑、相同壁厚；

(3)忽略時間效應對地表變形的影響；

(4)所有變形問題視作小變形問題；

(5)計算時忽略注漿引起的應力值，將頂管的正面頂推力簡化為作用在頂管前方土體上的均布荷載壓力；

(6)為便于模擬，采用鈍化和激活的方式來模擬管廊頂進施工。

2.2 三維有限元建模

根據(jù)上述相對位置關系圖，將其導入到MIDAS/GTS中，建立相應的有限元模型。由于橋墩樁基較長，考慮到其必須延伸到持力層上，故取模型總高度為80 m，模型長取為83 m，即橋墩左側邊緣以及頂管右側邊緣各往外延伸三倍管廊長度，模型寬度取管廊縱深81 m。為了提升建模及計算效率，將1.5 m長的管節(jié)合并成3 m長的管節(jié)進行頂進施工模擬，一共27段，共81 m長。在滿足計算精度的基礎上，模型網(wǎng)格劃分不宜過密。結合已有研究結果，模型網(wǎng)格劃分分為兩部分，上部分(0～15 m)以2 m為單元尺寸劃分，下部分以4 m為單元尺寸進行劃分，模型共26881個單元，19056個節(jié)點。綜上，建立的總體模型及頂管段模型如圖3，4所示。

圖3 管廊頂進施工總體模型 圖4 管廊頂進施工中頂管、旋噴樁及橋墩模型

本模型中橋墩樁基屬于端承樁，可以看作是線彈性材料，在模型中作為植入式桁架結構進行受力，截面為圓形，直徑1.5 m。MJS旋噴樁在模型中利用板單元進行建模，其厚度為1.4 m，材料為線彈性材料。管廊材料在本模型中設置為板單元材料，從開挖土網(wǎng)格組上析取管廊網(wǎng)格，厚度為0.7 m，材料為線彈性材料。

本模型的邊界條件設置為模型下部約束水平及豎向位移，模型側面約束水平位移，模型上部為自由面。

目前，對管廊頂進施工中注漿后漿液的分布情況仍沒有很好的處理方法。在實際施工中，要準確地模擬管廊外表面周圍土體及漿液的分布情況很難實現(xiàn)。本文利用一層等厚的、均質(zhì)的彈性材料來嘗試近似地代替這一復雜土層，這一用來替代的土層稱為等代層。因此，本文數(shù)值建模過程中的注漿層用等代層模擬。

由于在管廊頂進施工過程中注漿產(chǎn)生的應力比較小，可以忽略，但是在管廊頂進施工中管廊外表面土體及注漿受力與變形情況較為復雜，利用等代層進行模擬后，地表變形及應力將變得相對穩(wěn)定。

等代層厚度一般可按下式取值[14]：

δ=ηΔ

(1)

式中：δ為等代層厚度；Δ為頂管外表面與機頭的孔隙理論值；η為折減系數(shù)，范圍為0.7～2.0，對硬土可取下限0.7，本文中取1.0。

依據(jù)文獻[15]可知，土體彈性模量與壓縮模量的比值可根據(jù)經(jīng)驗在2.0～5.0之間取值。等代層材料一般看作是土和水泥土的混合體，故可認為其彈性模量取值應介于土與水泥土之間。由于水泥土的壓縮模量在120～240 MPa之間，本模型取等代層壓縮模量為100 MPa，同時參照土體彈性模量與壓縮模量比值關系，經(jīng)試算后，取水泥土等代層彈性模量為其壓縮模量的3倍，故取其彈性模量為300 MPa。由于泊松比的取值范圍很小，其取值大小對等代層的受力及變形結果影響極小，因此可以參照水泥土取其泊松比為0.2。

2.3 計算結果及分析

2.3.1 地表變形計算值

本文采取的開挖方式為激活/鈍化開挖土單元及管廊單元來模擬頂管頂進的過程。共開挖27段。圖5給出了管廊頂進3，6，9，12，15，18，21，24段后z方向的位移云圖。從圖中可以看出，管廊頂進施工結束后，頂管在頂進過程中土體的最大沉降為6.63 mm，發(fā)生在管廊正上方土體處；最大隆起量為12.34 mm，發(fā)生在管廊底部正下方土體處。隨著每一段管節(jié)被頂進，土體的變形趨勢呈現(xiàn)出一致性，最大沉降及隆起位移值分別位于管廊底部及頂部土體。在頂進過程中，地表土體呈現(xiàn)出頂管軸線上方沉降，周邊隆起的趨勢，地表的最大沉降值為4.63 mm。

圖5 頂管頂進過程中整體模型的部分豎向位移云圖

2.3.2 管廊頂進施工對周邊地表土體的影響分析

圖6是管廊正上方地表縱向不同點的豎向位移變化曲線，該圖的橫坐標是頂進距離。從圖中可以看出，沿管廊軸線正上方地表土體變形的變化曲線呈現(xiàn)先隆起后沉降的變化趨勢。隆起量總體上比較小，最大隆起量為0.41 mm。最終管廊正上方地表所有點均發(fā)生沉降，最大沉降值為3.59 mm。從變化趨勢來看，在頂進過程中，管廊由于頂進壓力的作用對前方土體會產(chǎn)生一定的擠壓作用，從而使土體隆起。以距離始發(fā)井36 m處的地表土體變形為例，由圖6可知，在掘進機掘進過程中，機頭頂進0～12 m，該處地表土體隆起量不斷增大，頂進12 m時隆起量最大；機頭頂進12～22 m，該處地表土體仍處于隆起狀態(tài)，但隆起量不斷減小，直至為0；機頭頂進22～42 m范圍內(nèi)，該處地表土體產(chǎn)生沉降且逐漸增大，頂進42 m時沉降達到最大。之后隨著掘進機遠離測點，沉降量會有所減少，最終保持穩(wěn)定不變。這一變化規(guī)律反映了管廊施工完成后持續(xù)注漿作用的影響。換言之，由于本文采用等代土層來模擬注漿層，因此也就反映了等代層對地表土體變形的影響。

圖6 管廊正上方地表變形隨頂進距離的變化曲線

圖7為數(shù)值計算得到的位于管廊縱軸線上距離始發(fā)井12 m處橫向地表的變形曲線，其橫坐標為垂直于管廊軸線方向的地表位置。由圖7可知，距離始發(fā)井12 m(y=12 m)處地表的變化趨勢呈現(xiàn)出“U”字型沉降槽，頂進過程中地表土體最大沉降為2.49 mm，發(fā)生在管廊頂進到24 m的時候。隨著頂管繼續(xù)頂進，y=12 m處的土體沉降值開始減小，這是因為該處管廊頂進完成后會進行一段時間的注漿。由于注漿壓力的作用，會使該處土體向上隆起，從而使得土體沉降量逐漸減小。

圖7 垂直管廊方向地表沉降隨頂進距離的變化曲線

3 現(xiàn)場實測

3.1 實測點位布置

本次和平大道武九線監(jiān)測項目從2018年9月19日開始，于2018年11月11日結束，共持續(xù)54 d，本次監(jiān)測項目未出現(xiàn)任何變形值超限的情況，整個監(jiān)測項目有條不紊地進行，監(jiān)測數(shù)據(jù)相對平穩(wěn)，無任何異常波動。

現(xiàn)場實測共布置21個點位，共分為3組，每組7個實測點分別距離工作井所在橫截面15，30，50 m，其中每組7個實測點位平均分布在管廊軸線兩側，具體分布如圖8所示。

圖8 監(jiān)測斷面點位布置/m

3.2 數(shù)值計算結果與實測值對比分析

為了驗證數(shù)值模擬的可靠性，以頂管軸線縱向及橫向地表變形為例，將數(shù)值計算結果與監(jiān)測數(shù)據(jù)進行對比分析，得到如圖9，10所示的數(shù)值結果與監(jiān)測結果對比圖。

圖9a～9c分別為距離管廊頂進施工始發(fā)井15，30，50 m處(y=15，30，50 m處)的橫向地表變形對比圖，該斷面上一共有7個測點，分別距離頂管軸線-9，-6，-3，0，3，6，9 m，該對比圖直觀反映了管廊頂進施工過程中沿橫向的地表土體變形趨勢。

從圖9可以看出，數(shù)值結果和監(jiān)測值的變化趨勢基本吻合，管廊頂進施工引起地表變形計算曲線在頂管范圍內(nèi)(-6～+6 m)比實際監(jiān)測值略大，且沿橫向隨著距離管廊軸線越近，誤差值越大。從管廊縱向看，距離始發(fā)井30 m處斷面各測點的計算值與監(jiān)測值相比其它斷面的誤差要更大。原因可能是計算中等代層模擬注漿過程難以準確反映不同位置處注漿壓力的作用，而實際施工過程中注漿會導致土體產(chǎn)生向上的位移。在-6～+6 m范圍外，實際監(jiān)測值均小于數(shù)值計算值，但各點計算值與實際監(jiān)測值差異總體較小。由此可見本文數(shù)值計算結果總體是可信的。

圖9 管廊橫向地表變形計算值與實測值對比

圖10a～10c分別為距離始發(fā)井15，30，50 m處監(jiān)測點DB12-2，DB11-2，DB10-2的地表變形計算值與監(jiān)測值對比分析圖。該圖反映了沿管廊縱向地表土體變形的變形規(guī)律。DB12-2，DB11-2，DB10-2處最終沉降的計算結果分別為-2.47，-2.88，-2.1 mm；最終沉降的監(jiān)測結果分別為-2.32，-1.80，-1.70 mm；最終沉降計算值與監(jiān)測值最大誤差為37.5%，發(fā)生在DB11-2測點處。從圖10可以看出，沿管廊縱向地表變形計算值與實際監(jiān)測值變化趨勢基本吻合，除DB12-2點處外，DB11-2，DB10-2處地表變形均呈現(xiàn)出先隆起后沉降的變化規(guī)律，且產(chǎn)生最大隆起和最大沉降的位置十分接近。

圖10 沿管廊縱向地表變形計算值與實測值對比

另外，各測點土體變形隨頂進距離變化曲線當中，每個測點的計算值與監(jiān)測值之間最大誤差分別為42.85%，48.6%，69.4%。計算值與監(jiān)測值誤差最大的點均發(fā)生在沉降計算值達到最大值的位置。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，地表變形的計算曲線在頂管達到最大沉降值后有略微的回彈，而實測值曲線則呈現(xiàn)基本穩(wěn)定不變的趨勢。這主要是因為在實際施工中注漿是一個連續(xù)、均勻的施壓過程，而在數(shù)值模擬中則未能完全真實模擬頂進施工中的注漿過程，只是采用在施工結束后利用等代層替換施工頂進完成后的注漿層，進而模擬實際施工中的注漿過程。等代替換后的注漿層彈性模量比周圍土層要大，所以在模擬中會導致頂管上方土體產(chǎn)生向上的位移，進而減小沉降的繼續(xù)增大。

綜上，通過對管廊頂進施工引起的地表變形計算模擬結果與實際監(jiān)測值的對比分析，基本驗證了本文有限元建模及分析的正確性與可靠性。但注漿過程的模擬還存在不足，導致計算結果與實測結果還存在一定的誤差，需要在今后的研究中進一步改進和完善。

4 結 論

本文應用MIDAS/GTS軟件，采用數(shù)值模擬與現(xiàn)場監(jiān)測方法研究了武九管廊頂進施工對地表土體變形的影響，主要得出以下結論：

(1)管廊頂進施工過程中，地表土體縱向(管廊軸線方向)變形主要表現(xiàn)為：靠近始發(fā)井的土體會直接產(chǎn)生沉降變形，且隨著頂進距離的增加沉降逐漸增大到最大值，之后基本保持穩(wěn)定。遠離始發(fā)井的土體則先發(fā)生拋物線形的隆起變形，在達到某一頂進距離時，土體變形由隆起轉(zhuǎn)變?yōu)槌两?，且隨著頂進距離的增加沉降逐漸增大到最大值，之后基本保持穩(wěn)定。

(2)在管廊頂進施工過程中，地表土體橫向(垂直于管廊軸線方向)變形呈現(xiàn)“U”型沉降變化曲線，在管廊軸線正上方沉降值最大，且當管廊頂進到24 m附近時，地表土體橫向各點沉降均大于其它頂進距離時的沉降值。

(3)DB12-2，DB11-2，DB10-2等三個測點的最終沉降計算值分別為-2.47，-2.88，-2.1 mm；最終沉降監(jiān)測值分別為-2.32，-1.80，-1.70 mm；最終沉降值計算與監(jiān)測值的最大誤差為37.5%，發(fā)生在DB11-2測點處。

(4)武九管廊頂進施工引起的地表土體變形計算結果與監(jiān)測結果較為接近，驗證了本文數(shù)值建模的可靠性和計算結果的正確性。