徐 浩，張毅峰，郭愛國

（1.中鐵高新工業(yè)股份有限公司，北京 100070；2.西南交通大學交通隧道工程教育部重點實驗室，四川 成都 610031；3.長沙中大建設監(jiān)理有限公司，湖南 長沙 410000）

隨著城鎮(zhèn)化的建設發(fā)展，城市建設者們紛紛將目光投向廣闊的地下空間，眾多的給排水管道、過街通道、綜合管廊、地鐵出入口通道、地鐵聯(lián)絡通道市政項目紛紛采用頂管技術。

目前，眾多學者針對頂管施工進行了研究，研究方法大多集中在數(shù)值模擬、現(xiàn)場監(jiān)測以及相似實驗等方面。

在數(shù)值模擬上，學者對頂管隧道的開挖建立數(shù)值模型分析，分析總結開挖擾動對周圍圍巖的影響以及拱頂沉降變化規(guī)律[1-3]。如SENDA 等[4]、HAN 等[5]分別采用數(shù)值模擬研究了不同圍巖參數(shù)下頂管隧道開挖對周圍地層的擾動以及隧道拱頂?shù)奈灰谱兓?guī)律。許有俊等[6]依托內(nèi)蒙古某地下通道頂管工程，研究了不同支護應力比時砂礫石地層中矩形頂管掌子面主動破壞與被動破壞規(guī)律。隨著數(shù)值計算的深入，逐漸有學者就盾構刀盤與土體的相互作用進行研究，刀盤轉動前進過程中與土體接觸關系十分復雜，目前尚無被廣泛接受的理論解析。湯華等[7]和韓美東等[8]學者考慮土體材料非線性，引入單元失效準則實現(xiàn)土體脫落與刪除，針對掌子面切削土體全過程僅僅數(shù)值模擬，分析在掘進過程中土體損失變化規(guī)律。蔡寶等[9]建立了3 種地層中不同切刀重疊量和切刀內(nèi)偏角及刀具布置方式的刀盤開挖數(shù)值模型，得到了巖土質(zhì)量隨掘進時間減少的規(guī)律，并通過刀盤受力分析了不同地層的刀盤適應性。嚴戰(zhàn)友等[10]建立三維離散元地層模型，用初始地層應力等效考慮隧道埋深影響，研究了隧道埋深、刀盤振動對刀盤推力、扭矩及不同階段開挖區(qū)域土體顆粒位移的影響。

現(xiàn)場監(jiān)測是科學研究一大方面，鄧長茂等[11]對上海軟土地層三個大斷面頂管工程進行分析，總結出最大地表沉降均靠近始發(fā)井，頂管機通過25 m 后地面沉降基本穩(wěn)定。李剛[12]根據(jù)頂管施工現(xiàn)場地面位移監(jiān)測值，研究了單個頂管掘進和平行頂管先后施工的地層擾動規(guī)律。YOU[13]將拱北隧道曲線管幕頂管引起地表變形的有限元模擬結果和現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)進行對比，驗證了三維有限元模型的可靠性，并提出泥漿套連續(xù)性、掌子面壓力是地表變形的主要影響因素。

同時也有學者通過建立實驗總結開挖中的變化規(guī)律，如江英超[14]針對砂卵石地層盾構隧道開挖進行室內(nèi)試驗和離散元模擬，從土體位移和地層應力角度研究了盾構掘進對砂卵石地層的擾動特性。

上述研究工作集中于盾構刀盤這一部分，忽視了后續(xù)管節(jié)與管周土體間的相對滑移摩擦影響，對頂管真實擾動模擬情況的借鑒價值有限。本文針對淺埋圓形頂管工程，建立了包含刀盤、管節(jié)的數(shù)值模型，考慮刀盤的轉動切削和管土相互作用效應，分析了在開挖過程中地表位移變化規(guī)律、地中位移變化規(guī)律以及掌子面的切削過程，可為頂管真實擾動模擬提供借鑒參考。

1 土體剪切失效破壞

利用有限元在模擬隧道開挖時常采用剛度遷移法，其不考慮單元體是否達到屈服狀態(tài)，直接將人為定義區(qū)域單元的剛度乘上一個極小的減縮系數(shù)，以實現(xiàn)單元的鈍化功能，但剛度矩陣保持不變。剛度遷移法模擬過程簡單，但并未將刀盤與圍巖間的相互作用考慮進去，不適用于頂管刀盤連續(xù)轉動、掌子面土體逐漸破壞的施工過程模擬。鑒于此，引入單元損傷失效準則，通過對土體單元材料定義剪切失效判斷標準，由軟件自行計算損傷變量，對單元狀態(tài)變量STATUS賦值確定單元是否完全失效，若達到失效標準，則將單元從模型中刪除，不再參與計算。

2 有限元數(shù)值模型建立

頂管埋深4.0 m，管節(jié)外徑3.0 m，總長7.5 m，幅寬1.5 m，厚度0.15 m，不單獨考慮頂管機鋼殼；管節(jié)采用各向同性均質(zhì)彈性材料，忽略管節(jié)接頭效應。刀盤類型為面板式，開口率67%，僅考慮中心刀和切刀。由于實際工程中刀盤開挖斷面、頂管機殼體和管節(jié)輪廓有一定差異，將刀盤外徑設置為3.02 m。刀盤剛度一般遠超過土體和管節(jié)，其變形可忽略，在模型中設置為剛體。

2.1 地層參數(shù)

簡化模型地層為單一均質(zhì)地層，地層土體物理力學性質(zhì)參數(shù)如表1所示。

表1 地層土體物理力學參數(shù)

2.2 邊界條件

地層和結構完整有限元模型網(wǎng)格如圖1—圖3所示，全部模型網(wǎng)格共包含23.5 萬個單元。綜合考慮頂管施工擾動范圍與計算成本，地層模型橫向?qū)挾?、豎向高度、縱向長度分別為16 m、16 m、10 m（X、Y、Z），對底面和4個側面施加法向位移約束。對于裸露在土體外部的頂管管節(jié)，約束其底部部分節(jié)點豎向位移；對于約束刀盤橫向、縱向位移，僅允許其縱向推進和面內(nèi)轉動。

圖1 有限元模型網(wǎng)格

圖3 刀盤放大模型

2.3 頂管施工過程模擬

按照實際施工情況，在刀盤中心參考點施加轉動角速度和縱向頂推速度，在管節(jié)尾部施加縱向頂推速度。參考貫入度取為30 mm/r。為節(jié)約計算時間，同時對刀盤轉速和掘進速度適當放大，最終刀盤轉速為0.63 rad/s，合6 r/min；結構掘進速度為0.003 m/s，合18 cm/min。

在開挖臨空面上施加均布的徑向注漿壓力，注漿壓力取值為0.08 MPa。

刀盤與土體、管節(jié)與土體之間均設置面面接觸，切向仍采用罰函數(shù)法設置摩擦系數(shù)，刀盤表面與土體間摩擦系數(shù)為0.1，管節(jié)表面與土體間摩擦系數(shù)為0.25。

圖2 刀盤-頂管結構模型

3 結果分析

3.1 地表位移

圖4 給出了考慮刀盤掘削土體效應的頂管施工地表位移，可見地表橫向與豎向位移整體上具有對稱性，但由于刀盤的轉動，軸線兩側縱向位移分布有一定差異。頂管兩側地表橫向位移最大，超過3 mm；地表豎向位移均為沉降，在頂進范圍內(nèi)沉降最為明顯，最大沉降為18.1 mm；頂進范圍內(nèi)地表土體向始發(fā)端移動趨勢明顯，掌子面上方土體縱向“回移量”達到3.4 mm，且更靠近掌子面右側，這是由于沿頂進方向刀盤順時針轉動，在右側帶動土體向下移動，掌子面前方土體更容易涌入洞內(nèi)，帶動上方土體回移。

圖4 刀盤掘削頂管模擬地表位移結果

總結Z=1.2 m 橫斷面在地表不同頂進階段的位移變化，繪制曲線得到圖5。由圖5（a）可知對于Z=1.2 m橫斷面，橫斷面地表始終呈沉降狀態(tài)，且隨著掌子面的接近沉降值逐漸增大，邊界處地表沉降也較大是由于模型尺寸過小。在掌子面到達監(jiān)測橫斷面時軸線上方地表沉降達到14.0 mm，隨后緩慢增大，到掌子面通過監(jiān)測橫斷面1.2 m 后，地表沉降趨于穩(wěn)定，約為16.8 mm。

圖5（b）中靠近邊界處位移存在不規(guī)則波動，這是地層模型尺寸過小引起的，因此，僅分析中央靠近頂管區(qū)域地表縱向位移發(fā)展趨勢。中央地表縱向位移方向始終與頂進方向相反即發(fā)生“回移”，當頂管尚未到達監(jiān)測橫斷面且掌子面與監(jiān)測橫斷面縱向距離超過0.6 m 時，回移量隨著頂管的靠近而逐漸增大；監(jiān)測橫斷面位于掌子面前方0.3 m 處時，中央地表回移量減少，但隨后又有所增加；掌子面通過后，中央?yún)^(qū)域地表縱向位移基本穩(wěn)定。

圖5 不同頂進階段地表位移橫向分布（Z=1.2 m 橫斷面）

頂管軸線上方地表豎向位移縱向分布變化如圖6所示。由圖6 可知，掌子面前方地表土體豎向位移均為沉降。隨著頂進距離的增加，軸線上方地表沉降增加，但在頂進0.9～1.8 m 階段，到始發(fā)端縱向水平距離5.5～7.5 m 范圍內(nèi)軸線地表沉降基本不變，遠離始發(fā)端模型邊界處地表豎向沉降曲線下降，原因包括掌子面前方深層土體向洞內(nèi)移動和邊界縱向位移約束。由于分析頂進長度較小，地表沉降發(fā)展規(guī)律并不清晰。

圖6 頂管軸線上方地表豎向位移縱向分布變化

對軸線上方地表縱向位移發(fā)展進行分析，如圖7所示。掌子面前方一定范圍內(nèi)土體縱向位移方向與頂進方向相反，軸線地表縱向位移值整體上隨著頂進長度的增大而增大，但有部分時刻地表縱向位移較前一階段有所減小，原因是刀盤轉動掘削時，掌子面土體輪流與面板、開口接觸，土體受到的支護作用持續(xù)變化，引起了軸線地表土體縱向位移的不規(guī)則變化。

圖7 頂管軸線上方地表縱向位移縱向分布變化

3.2 地中位移

提取Z=0.6 m、Z=1.5 m 橫斷面上到頂管軸線橫向水平距離等于﹣6 m、﹣3 m、0 m、3 m、6 m 處土體縱向位移沿深度分布曲線，如圖8所示?？梢?，軸線兩側對稱位置處深層土體縱向位移基本相同，并不受刀盤單向轉動切削的影響；頂管深度范圍內(nèi)土體縱向位移與頂進方向相同，且明顯大于其他深度區(qū)域土體，隨著與頂管軸線橫向水平距離的增大，土體縱向位移逐漸減?。徽谱用婧蠓?.9 m 處，拱頂中央土體縱向位移最大，約12 mm，仰拱中央土體縱向位移約5 mm；掌子面上拱頂與仰拱中央土體縱向位移較為接近，分別為25 mm、24 mm。

圖8 頂進1.5 m 時土體縱向位移沿深度分布

比較2個監(jiān)測橫斷面縱向位移結果，可知：掌子面中央深層土體縱向位移約為掌子面后方0.9 m 橫斷面上相同位置處土體縱向位移的2 倍，說明刀盤掘削時對掌子面前方土體具有顯著支承作用，對深層土體縱向位移影響較大，此外，掌子面中央?yún)^(qū)域內(nèi)土體縱向位移明顯小于刀盤邊緣處土體，反映了掌子面中央?yún)^(qū)域內(nèi)土體向洞內(nèi)涌入的趨勢。

3.3 掌子面變形

對掌子面土體變形進行分析，圖9 為刀盤從開始轉動到在土體中完整旋轉一周過程中不同時刻掌子面形態(tài)，根據(jù)刀盤與土體初始距離及刀盤頂進速度計算相應時刻的刀盤頂進距離，可知：1.0 s 時刀盤中心刀貫入土體0.001 m，切刀尚未接觸到土體，此時拱頂土體有沿頂進方向的較小位移，掌子面下方土體縱向位移方向相反，量值較小，中心刀接觸區(qū)域縱向位移大于周圍土體；8.0 s 時中心刀貫入土體0.015 m，切刀即將接觸掌子面土體，此時中心刀切削土體引起掌子面中心區(qū)域顯著縱向位移；10.0 s 時中心刀貫入土體0.019 m，切刀貫入土體0.004 m，且在土體中旋轉72°，此時掌子面出現(xiàn)切刀旋轉引起的溝槽，到11.0 s 時從切刀接觸土體開始刀盤轉動108°，切刀轉動溝槽進一步發(fā)展；18.0 s 時，切刀在土體中已轉動一周，掌子面土體全部被刀具切削軌跡覆蓋。

圖9 不同時刻掌子面土體形態(tài)

進一步探究特定掘進段中刀盤表面接觸的土體形態(tài)，如圖10所示，在對應掘進段前進47.0 s 為比較基準，此時刀盤下半?yún)^(qū)域已有少部分土體被削除，出現(xiàn)空洞區(qū)；前進57.0 s 時，刀盤轉動一周，刀盤下半?yún)^(qū)域土體大致削除完成，僅在中心刀和邊緣區(qū)域有部分殘余土體，上半部分土體空洞區(qū)亦開始發(fā)展；再旋轉一周后（67.0 s），刀盤正面土體已基本掘凈，極少量土體附著；最終，結構前進77.0 s 時，原先與刀盤表面接觸的正面土體全部刪除，僅在邊緣處存在少量因斷面差異而未被掘削的土體單元。

圖10 與刀盤表面接觸的土體形態(tài)

4 結論

以淺埋圓形頂管工程為例，建立了包含刀盤、管節(jié)的數(shù)值模型，考慮刀盤的轉動切削和管土相互作用效應，分析對地層擾動安全風險控制措施，得出如下結論。

地表橫向與豎向位移具有對稱性，但由于刀盤的轉動，軸線兩側縱向位移分布有一定的差異；頂進范圍內(nèi)地表土體縱向“回移”趨勢明顯，且沿著頂進方向刀盤順時針轉動導致右側上覆土體向下移動，進而引起掌子面土體進入洞內(nèi)。

在靠近頂管的深層土體中，掌子面左右兩側的監(jiān)測點各向位移總體上保持一致，位移主要發(fā)生在橫向上；掌子面中央深層土體縱向位移約為掌子面后方0.9 m橫斷面上相同位置處土體縱向位移的2 倍，掌子面中央?yún)^(qū)域內(nèi)土體縱向位移明顯小于刀盤邊緣處土體。

掌子面在被刀盤掘削過程中，8.0 s 時中心刀貫入土體0.015 m；10.0 s 時中心刀貫入土體0.019 m，切刀貫入土體0.004 m，且在土體中旋轉72°；11.0 s 時從切刀接觸土體開始刀盤轉動108°；18.0 s 時，切刀在土體中已轉動一周，掌子面土體全部被刀具切削軌跡覆蓋；最終第77.0 s 時，原先與刀盤表面接觸的正面土體全部刪除，僅在邊緣處存在少量因斷面差異而未被掘削的土體單元。