毛祖夏，王國(guó)權(quán)，孫寶生，李佳明，黃 磊，陳式軒

(1.寧波市鄞城集團(tuán)有限責(zé)任公司，浙江 寧波 315000；2.寧波市城建設(shè)計(jì)研究院有限公司，浙江 寧波 315000)

頂管法作為一種非開(kāi)挖的技術(shù)，可以顯著降低對(duì)周邊環(huán)境以及地面交通的影響，其在污水管網(wǎng)、綜合管廊等地下工程得到大量應(yīng)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(lián)絡(luò)通道。但相較圓形頂管，其弊端在于更易受到掌子面支護(hù)壓力、注漿壓力、管土摩阻力、背土效應(yīng)、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?xí)斐傻叵驴斩磫?wèn)題，從而引發(fā)地面塌陷。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)矩形頂管開(kāi)展了一些研究。有學(xué)者對(duì)軟土地區(qū)的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，結(jié)果表明：地表前期隆起越大，則相應(yīng)最終沉降越小，最大沉降位于始發(fā)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(jìn)行分析，結(jié)果表明：地表隆起的主誘因是正面附加推力，其次為頂管機(jī)及后續(xù)管節(jié)造成的摩阻力。通過(guò)理論、實(shí)測(cè)與數(shù)值計(jì)算的分析方法對(duì)施工階段多因素進(jìn)行研究，結(jié)果表明：地層損失對(duì)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(yīng)力、地層損失的共同作用，提出矩形頂管地層位移計(jì)算方法，表明地表隆起主要是附加應(yīng)力、摩阻力，沉降則是地層損失造成。通過(guò)ABQUES模擬淺層頂管頂進(jìn)，并與實(shí)測(cè)對(duì)比分析，結(jié)果表明：淺埋頂管施工，地表為整體沉降，側(cè)摩阻力和推力共同引發(fā)了短時(shí)間地表隆起。通過(guò)理論、數(shù)值模擬和實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)3方面對(duì)頂管施工引起的臨近地鐵隧道展開(kāi)研究，認(rèn)為地層損失是引發(fā)隧道變形的主要原因。

目前，矩形頂管相關(guān)研究分析主要集中在深埋情況，對(duì)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(qū)醫(yī)藥學(xué)校地道頂管工程，通過(guò)對(duì)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬及相關(guān)影響敏感性參數(shù)進(jìn)行分析，進(jìn)一步完善淺埋大斷面頂管施工對(duì)地表沉降理論分析，可為相關(guān)工程提供設(shè)計(jì)依據(jù)及施工技術(shù)參考。

1 工程概況

1.1 工程簡(jiǎn)介

工程位于寧波市鄞州區(qū)鄞縣大道東段，北側(cè)為浙江醫(yī)藥高等?？茖W(xué)校，南側(cè)為浙江萬(wàn)里學(xué)院，通道橫穿鄞縣大道，主通道段全長(zhǎng)67.5 m，采用矩形頂管工藝施工，共45節(jié)，單片管節(jié)長(zhǎng)度為1.5 m，管節(jié)尺寸為6.0 m×3.3 m(內(nèi)部?jī)魧挕羶舾?，壁厚為45 cm，管節(jié)混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C50，頂管最小覆土僅為4.5 m。頂管平面和標(biāo)準(zhǔn)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(zhì)條件

根據(jù)本工程提供的地勘報(bào)告，頂管施工區(qū)域?yàn)闉I海相淤積平原，主要土層包括為雜填土、黏土、淤泥質(zhì)黏土、淤泥、粉質(zhì)黏土，頂管穿越土層主要涉及黏土、淤泥質(zhì)黏土、淤泥；各土層物理力學(xué)參數(shù)如表1所示。

表1 土層物理力學(xué)參數(shù)表Tab.1 Physical and mechanical parameters table of soil layer

1.3 施工監(jiān)測(cè)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(chǎn)生較大的沉降或隆起變形。為全面觀測(cè)施工期間路面的變形情況，在頂管上方地表共設(shè)置了21個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)；共3個(gè)斷面，每個(gè)斷面設(shè)7個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)；點(diǎn)位沿頂管軸線對(duì)稱布置，橫向間距3 m，編號(hào)為D1～D21，具體如圖3所示。3個(gè)斷面分別距離頂管始發(fā)位置為24、33和42 m。

圖3 地表沉降監(jiān)測(cè)點(diǎn)位平面圖Fig.3 Plan of monitoring points for ground subsidence

2 數(shù)值模型

2.1 模型假設(shè)

數(shù)值模擬的實(shí)質(zhì)是將復(fù)雜而抽象的問(wèn)題簡(jiǎn)單化，針對(duì)問(wèn)題的關(guān)鍵因素進(jìn)行研究，本文主要研究頂管施工過(guò)程中地面的沉降規(guī)律，結(jié)合其他研究人員對(duì)頂管施工數(shù)值模擬的研究成果，現(xiàn)對(duì)模型作如下假設(shè)：

(1)假設(shè)地面是水平的，且各地層分界面均平行于地表；

(2)假設(shè)各土層土體均為均質(zhì)、各向同性、理想彈塑性體；

(3)土體在頂管施工前為穩(wěn)定狀態(tài)，模型中設(shè)定初始狀態(tài)下的地面沉降為零；

(4)不考慮施工過(guò)程中的時(shí)間效應(yīng)，僅以頂管管片位置的變化來(lái)反映頂進(jìn)過(guò)程；

(5)假設(shè)作用于掌子面的壓力為定值，并簡(jiǎn)化為作用在掌子面的均布荷載。

2.2 模型參數(shù)

本文土體選取Drucker-Prager模型(以后簡(jiǎn)稱D-P模型)作為本構(gòu)模型(本構(gòu)模型的確定見(jiàn)后文4.1部分)，對(duì)頂管施工過(guò)程進(jìn)行分析。D-P模型下土體的粘聚力及內(nèi)摩擦角采用本工程提供的地勘報(bào)告，并通過(guò)式(1)和式(2)進(jìn)行換算，換算后各土層物理力學(xué)參數(shù)如表2所示。

表2 D-P模型下的土體物理力學(xué)參數(shù)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(nèi)摩擦角；、分別為M-C模型下的粘聚力和內(nèi)摩擦角。

頂管管片采用C50鋼筋混凝土，機(jī)殼為鋼結(jié)構(gòu)，注漿體為水泥漿液，模型中均為彈性體；各材料物理力學(xué)參數(shù)如表3所示。

表3 結(jié)構(gòu)物理力學(xué)參數(shù)表Tab.3 Physical and mechanical parameters table of structure

掌子面土壓力計(jì)算值為=10kPa，模型中取掌子面處均布?jí)毫?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(jìn)行建模分析，結(jié)合以往工程經(jīng)驗(yàn)，在頂管以外3～5(為管片長(zhǎng)邊尺寸)處，施工對(duì)土層的影響有限，故取模型寬度66 m，高度30 m，長(zhǎng)度取頂管段長(zhǎng)度67.5 m。

土體及注漿體采用實(shí)體單元，頂管機(jī)殼及管片采用板單元，模型網(wǎng)格劃分后得到94 551個(gè)單元和61 488個(gè)節(jié)點(diǎn)，模型如圖4所示。

圖4 數(shù)值模型示意圖Fig.4 Schematic diagram of numerical model

2.4 模擬過(guò)程

將頂管頂進(jìn)過(guò)程劃分為多步驟進(jìn)行模擬，以實(shí)現(xiàn)頂管頂進(jìn)的動(dòng)態(tài)過(guò)程，全過(guò)程共分為47個(gè)施工階段，包含初始應(yīng)力階段+45個(gè)頂管頂進(jìn)階段+貫通階段，每頂進(jìn)一節(jié)管片設(shè)為一個(gè)施工階段，假設(shè)每個(gè)施工階段是瞬時(shí)完成的。Midas GTS NX中對(duì)土體的開(kāi)挖是通過(guò)對(duì)單元的激活和鈍化來(lái)實(shí)現(xiàn)的，模型的具體模擬過(guò)程如下：

(1)初始應(yīng)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(yīng)力，設(shè)置初始應(yīng)力狀態(tài)下土體沉降為零；

(2)頂進(jìn)階段(頂管機(jī)進(jìn)入)，鈍化該階段開(kāi)挖土體，激活頂管機(jī)殼，并施加掌子面支護(hù)力及機(jī)殼與土體之間的摩阻力；

(3)頂進(jìn)階段(管片進(jìn)入)，鈍化該階段開(kāi)挖土體，鈍化前一階段的機(jī)殼及掌子面支護(hù)力，激活現(xiàn)階段頂管機(jī)殼、掌子面支護(hù)力及頂管機(jī)尾部頂管管片；

(4)重復(fù)階段3，直至頂管完成。

3 數(shù)值模擬結(jié)果

3.1 縱向地表沉降分析

圖5～圖7分別為頂管過(guò)程中監(jiān)測(cè)點(diǎn)D4、D11、D18處地表變形監(jiān)測(cè)值與模擬值對(duì)比圖。從圖5～圖7中可以看出以下幾點(diǎn)：

圖5 監(jiān)測(cè)點(diǎn)D4豎向沉降曲線圖Fig.5 Vertical settlement curve of monitoring point D4

圖6 監(jiān)測(cè)點(diǎn)D11豎向沉降曲線圖Fig.6 Vertical settlement curve of monitoring point D11

圖7 監(jiān)測(cè)點(diǎn)D18豎向沉降曲線圖Fig.7 Vertical settlement curve of monitoring point D18

(1)各監(jiān)測(cè)點(diǎn)變形的模擬曲線呈現(xiàn)出與監(jiān)測(cè)曲線相似的變化趨勢(shì)，兩者吻合較好，說(shuō)明了模擬結(jié)果的可靠性。各點(diǎn)位沉降變化曲線總體上表現(xiàn)為先隆起、后沉降的變化規(guī)律。實(shí)測(cè)沉降轉(zhuǎn)折點(diǎn)在機(jī)頭頂進(jìn)到距離監(jiān)測(cè)斷面4.5～6 m的位置；而模擬結(jié)果中出現(xiàn)明顯沉降趨勢(shì)的轉(zhuǎn)折點(diǎn)均在頂管機(jī)頭距離監(jiān)測(cè)斷面4.5 m處，與監(jiān)測(cè)結(jié)果也較為吻合；

(2)從最終沉降量可以看出，D4監(jiān)測(cè)點(diǎn)已基本趨于穩(wěn)定，D11監(jiān)測(cè)點(diǎn)也即將趨近平穩(wěn)；而D18監(jiān)測(cè)在頂管結(jié)束后仍保持著一定的沉降速度，這是因?yàn)镈4監(jiān)測(cè)點(diǎn)距離始發(fā)井最近，最先出現(xiàn)沉降，隨著頂管機(jī)頭的頂進(jìn)，當(dāng)機(jī)頭距離監(jiān)測(cè)點(diǎn)一定距離(本工程約40 m處)時(shí)，頂管施工對(duì)該監(jiān)測(cè)點(diǎn)的影響有限。而D18距離接收通道不足40 m，故頂管結(jié)束時(shí)沉降仍未達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)；

(3)在實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)中，各點(diǎn)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(xiàn)為離始發(fā)井越遠(yuǎn)，最終隆起量越大，而最終沉降量越小。在模擬結(jié)果中，D4無(wú)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(shí)測(cè)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(jù)文獻(xiàn)[12]、文獻(xiàn)[13]模擬結(jié)果可以看出，各點(diǎn)位均體現(xiàn)出先隆起，后沉降的變化規(guī)律。針對(duì)本文中D4監(jiān)測(cè)點(diǎn)無(wú)隆起的現(xiàn)象，認(rèn)為其原因在于本工程土質(zhì)較差所致。因基本為淤泥質(zhì)黏土，局部為淤泥，該部分土體強(qiáng)度較低，且具有高壓縮性，受頂推力擾動(dòng)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(diǎn)位未能體現(xiàn)出隆起量。為了證實(shí)上述觀點(diǎn)，現(xiàn)對(duì)土層參數(shù)進(jìn)行改良，統(tǒng)一提高土層參數(shù)，取=30 kPa、=20°；相應(yīng)D-P模型下=85.7 kPa、=37.7°，由此得到的模擬結(jié)果如圖8所示。

圖8 土體改良后各監(jiān)測(cè)點(diǎn)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(duì)土體進(jìn)行改良后，各監(jiān)測(cè)點(diǎn)均出現(xiàn)了較為明顯的隆起量，由此證實(shí)了上述觀點(diǎn)。

3.2 橫向地表沉降分析

圖9～圖11分別為頂進(jìn)60 m時(shí)斷面A、B、C處沉降槽曲線實(shí)測(cè)值與模擬值對(duì)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(shí)測(cè)值與模擬值均呈現(xiàn)出中間大，兩邊小的規(guī)律，即頂管中軸線上方地表沉降量最大；

(2)距離始發(fā)井越遠(yuǎn)，沉降槽越平緩，最終沉降量越小；

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

4 參數(shù)分析

4.1 土體本構(gòu)模型影響

目前，巖土分析中涉及到的簡(jiǎn)單本構(gòu)模型包括摩爾-庫(kù)倫(Mohr-Coulomb)、德魯克-普拉格(Drucker-Prager)，高級(jí)本構(gòu)模型中修正劍橋(Modified Cam-Clay)、硬化土(Hard Soil)、硬化土小應(yīng)變(HS-Small)等較為常見(jiàn)。

摩爾庫(kù)倫模型和德魯克-普拉格模型由于選用參數(shù)簡(jiǎn)單、易于獲取，被廣泛應(yīng)用于巖土分析。但實(shí)際土體各參數(shù)的變化通常是非線性的，簡(jiǎn)單線彈性模型難以真實(shí)的反映土體變化過(guò)程，尤其是土體的硬化(軟化)過(guò)程。修正劍橋模型是在軟土基礎(chǔ)上建立的本構(gòu)模型，能夠較好的體現(xiàn)土的非線性變化。硬化土和硬化土小應(yīng)變模型是進(jìn)一步考慮土體的壓硬性和剪脹性特點(diǎn)，硬化土小應(yīng)變模型在硬化土模型上增加對(duì)小應(yīng)變區(qū)域內(nèi)剛度隨應(yīng)變的非線性變化考慮，但目前該兩種模型參數(shù)只通過(guò)地勘資料無(wú)法直接獲得，各參數(shù)的選取存在大量經(jīng)驗(yàn)關(guān)系，對(duì)不同的土體參數(shù)間關(guān)系差別過(guò)大，難以做到準(zhǔn)確的選取。

本文中根據(jù)寧波軟土特點(diǎn)，選取摩爾庫(kù)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(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行分析。

圖12為D11監(jiān)測(cè)點(diǎn)不同模型下模擬值與實(shí)測(cè)變形對(duì)比結(jié)果。

圖12 不同本構(gòu)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(jì)算值與實(shí)測(cè)值相符程度最高，均能較為準(zhǔn)確的反映實(shí)際施工過(guò)程；而其余模型與實(shí)際結(jié)果偏差過(guò)大。

這主要是因?yàn)楸緲?gòu)關(guān)系與土體特性是相關(guān)的，該項(xiàng)目施工區(qū)域土層以軟土為主，摩爾庫(kù)倫模型難以描述軟土變化非線性變化過(guò)程，因此難以體現(xiàn)土體變形過(guò)程。硬化土模型考慮壓縮硬化和剪切硬化，但地勘報(bào)告中通常未能給出所需的割線模量、卸載模量等參數(shù)，主要依賴經(jīng)驗(yàn)進(jìn)行參數(shù)選取。目前未有寧波地區(qū)關(guān)于硬化土參數(shù)經(jīng)驗(yàn)取值方面的相關(guān)研究，本文借鑒的是上海地區(qū)的經(jīng)驗(yàn)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(shí)上軟土地基在不斷加載和卸載過(guò)程中，可能會(huì)顯著出現(xiàn)軟化和液化的問(wèn)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(guò)程，是能夠在頂進(jìn)過(guò)程中始終保存保持管節(jié)尺寸與開(kāi)挖尺寸相等。而現(xiàn)實(shí)中頂管機(jī)開(kāi)挖斷面大于管節(jié)斷面，工程上會(huì)采用注漿形成泥漿套擬彌補(bǔ)空隙和減小頂進(jìn)阻力，但往往會(huì)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(jié)外輪廓大于后方管節(jié)，進(jìn)一步加大空隙，形成土層損失。在Midas GTS和Plaxis中可以通過(guò)對(duì)管片施加收縮，來(lái)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(jiān)測(cè)點(diǎn)D11為例，通過(guò)設(shè)置不同斷面收縮模擬不同地層損失差異，模擬結(jié)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(jī)未到達(dá)監(jiān)測(cè)點(diǎn)前隆起量降低；這是因?yàn)楸緛?lái)受掌子面壓力向斜上方隆起的土體，為彌補(bǔ)頂管機(jī)與管片尺寸差異造成的土層損失，土體向地層損失區(qū)域移動(dòng)，從而降低了地表隆起量。當(dāng)頂管結(jié)束時(shí)，最終的沉降量有所增加而且會(huì)高于降低的隆起量；這實(shí)際上是由于斷面收縮(地層損失)加大，導(dǎo)致受到擾動(dòng)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(duì)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(jìn)行計(jì)算。圖15為不同壓力下，D11監(jiān)測(cè)點(diǎn)在頂進(jìn)過(guò)程中的位移對(duì)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(dāng)掌子面壓力小于理論計(jì)算土壓力時(shí)，地表在開(kāi)挖全過(guò)程始終保持下降趨勢(shì)，隨著壓力增大，監(jiān)測(cè)點(diǎn)最終沉降量越小，而期間產(chǎn)生的最大隆起量越大，且呈現(xiàn)出隨著壓力的增大，隆起量增加越明顯的趨勢(shì)，說(shuō)明掌子面壓力對(duì)地面的隆起量有較大影響。從監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)來(lái)看，該監(jiān)測(cè)點(diǎn)出現(xiàn)較大隆起可能是頂進(jìn)過(guò)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(duì)于寧波軟土地區(qū)結(jié)合數(shù)值分析和項(xiàng)目經(jīng)驗(yàn)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(guò)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(fā)土體擾動(dòng)和背土效應(yīng)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(duì)周邊環(huán)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(dǎo)致這種現(xiàn)象主要是因?yàn)楣芡灵g的摩阻力過(guò)大帶動(dòng)周圍土體移動(dòng)，頂管機(jī)后方土體隨管節(jié)向前移動(dòng)，從而使得前方隆起加?。欢蠓酵馏w地層損失增加，最終沉降加大。

5 結(jié)語(yǔ)

依托寧波市鄞州區(qū)醫(yī)藥學(xué)校地道頂管工程實(shí)例，通過(guò)對(duì)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)和數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，并對(duì)外部因素和施工因素進(jìn)行分析，得到如下幾點(diǎn)結(jié)論：

(1)借助Midas GTS有限元軟件，對(duì)多種土體本構(gòu)模型進(jìn)行試算并與實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行比較，結(jié)果表明：土體采用修正劍橋本構(gòu)或Drucker-Prager本構(gòu)模型所計(jì)算出的結(jié)果與實(shí)際相比較更為合理。其中土體采用Drucker-Prager本構(gòu)模型與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比，兩者擬合程度較好，數(shù)值模擬能夠較好地反映實(shí)際施工過(guò)程中的地表變形；

(2)地表沉降主要發(fā)生在頂管中軸線兩側(cè)各2(為管片長(zhǎng)邊尺寸)范圍內(nèi)，其余區(qū)域無(wú)明顯沉降。故在軟土地區(qū)類似工程項(xiàng)目中，應(yīng)加強(qiáng)對(duì)頂管軸線兩側(cè)各2范圍內(nèi)地面的變形監(jiān)測(cè)；

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