許有俊,孟毅欣*,張朝,韓志強(qiáng),郭飛,高勝雷

(1.內(nèi)蒙古科技大學(xué) 土木工程學(xué)院,內(nèi)蒙古 包頭 014010;2.內(nèi)蒙古科技大學(xué) 礦山安全與地下工程院士專家工作站,內(nèi)蒙古 包頭 014010;3.內(nèi)蒙古科技大學(xué) 內(nèi)蒙古自治區(qū)高?！俺鞘械叵鹿こ碳夹g(shù)研究中心”,內(nèi)蒙古 包頭 014010;4.北京市政建設(shè)集團(tuán)有限責(zé)任公司,北京 100079)

當(dāng)前城市建設(shè)的高速發(fā)展,大部分的市政管線和配套設(shè)施都由地上轉(zhuǎn)到地下,直線頂管施工對(duì)地層的擾動(dòng)研究越來(lái)越多.但是前期對(duì)地下空間的無(wú)序開(kāi)發(fā),使得新建地下工程難度加大,為避開(kāi)地下障礙物,多采用曲線頂管甚至是空間曲線頂管進(jìn)行掘進(jìn)施工,與直線頂管相比,其對(duì)土體產(chǎn)生的地層擾動(dòng)更大,地表沉降規(guī)律更為復(fù)雜.

目前對(duì)于直線頂管施工引起土體變形的研究較多.林存剛等[1],王日東[2]基于Mindlin彈性理論解,給出了圓形、矩形頂管在直線段掘進(jìn)中,由施工力學(xué)荷載引起的土體豎向位移三維計(jì)算公式.韓國(guó)良[3]通過(guò)建立數(shù)值模型對(duì)頂管施工進(jìn)行模擬,分析了頂管周圍土體位移的分布規(guī)律.黃宏偉[4]、喻軍等[5]分別建立了頂管施工的三維數(shù)值模型,分別對(duì)正面推力、地層損失、不同摩阻力等各力學(xué)狀態(tài)作用下引起的土體變形進(jìn)行了研究.馮海寧等[6]應(yīng)用有限元法對(duì)頂管頂進(jìn)過(guò)程中土體發(fā)生的位移和應(yīng)力變化進(jìn)行了計(jì)算,并分析了土壓力、機(jī)頭偏移扭轉(zhuǎn)等因素對(duì)地面變形的影響.對(duì)于曲線隧道施工引起的土體變形的研究:陳孝湘等[7]對(duì)曲線頂管的施工擾動(dòng)機(jī)理進(jìn)行研究,并提出相應(yīng)的地表沉降影響范圍的估算方法.鄧皇適等[8]基于鏡像法及Mindlin解,對(duì)曲線盾構(gòu)施工中的力學(xué)荷載及考慮平曲線超挖量等因素引起的地表沉降進(jìn)行了理論計(jì)算,并分析了曲線盾構(gòu)的沉降規(guī)律.張鵬等[9]通過(guò)對(duì)拱北隧道管幕曲線頂進(jìn)過(guò)程中擾動(dòng)機(jī)理的分析,得到曲線頂管沉降槽不以中心軸線對(duì)稱的結(jié)論.

上述研究成果表明,對(duì)于直線隧道施工產(chǎn)生的地表沉降研究比較完整,但是對(duì)于曲線隧道施工引起的沉降規(guī)律研究不夠清晰,曲線頂管施工產(chǎn)生的沉降槽偏移規(guī)律是一個(gè)亟待解決的問(wèn)題.文中以寧波市某電力隧道為研究對(duì)象,使用數(shù)值模擬軟件,對(duì)無(wú)超挖刀的空間曲線頂管施工產(chǎn)生的橫向沉降槽偏移規(guī)律和縱向沉降規(guī)律進(jìn)行探究.

1 工程概況

1.1 工程簡(jiǎn)介

寧波市220 kV潘橋變電站遷建工程(隧道工程)位于寧波市鄞州區(qū),本工程一期遷建實(shí)施范圍為1#井～4#井,主要采用泥水平衡頂管法施工工藝.其中區(qū)間隧道2A#井出口段為一段長(zhǎng)度約240 m的空間曲線段.工程位置如圖1所示.

圖1 工程概況圖

1#井～2A#井區(qū)間總長(zhǎng)864 m,隧道內(nèi)徑3.50 m,頂管機(jī)從2A#井出發(fā)沿創(chuàng)新路向北頂進(jìn),到達(dá)1#井.區(qū)間隧道從2A#井出發(fā)后先以0.99%下坡,而后以0.3%坡度再下坡到達(dá)2A#井,并設(shè)置R=600 m,R=500 m的平曲線,平豎曲線疊合而成的長(zhǎng)度為240 m的空間曲線是本文現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)段.

1.2 工程地質(zhì)條件

1#井～2A#井區(qū)間的空間曲線隧道,土層自上到下分別為素填土層、黏土層、淤泥質(zhì)黏土層.頂管穿越的主要地層以淤泥質(zhì)黏土為主,頂管隧道軸線埋深范圍為8～11 m.圖2為頂管施工的工程地質(zhì)圖.

工程沿線涉及河流較多,河底分布有一定厚度淤泥,其下為淤泥質(zhì)黏土,河水與淤泥質(zhì)黏土中的地下水相互補(bǔ)給,水力聯(lián)系較為密切.

1.3 監(jiān)測(cè)方案

現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)主要以2A#井～1#井線路上的空間曲線段為研究重點(diǎn).圖3為空間曲線段測(cè)點(diǎn)布置圖.頂管機(jī)從2A#井出發(fā),沿著圖中箭頭方向進(jìn)行掘進(jìn),直至1#井.

圖3 測(cè)點(diǎn)布設(shè)圖

頂管頂進(jìn)方向的縱向測(cè)點(diǎn)間距為5 m;橫向斷面包含9個(gè)測(cè)點(diǎn),測(cè)點(diǎn)間距按照近密遠(yuǎn)疏的原則布置.其間距分別為2,3,5,8 m.

2 數(shù)值模擬

2.1 模型建立及參數(shù)選取

1)模型建立

根據(jù)實(shí)際工程數(shù)據(jù),建立隧道斷面直徑4.14 m的圓形隧道模型,模型土體寬度為102 m;研究對(duì)象主要為上表面的豎向變形,選取模型高度為19.6 m;模型長(zhǎng)度與隧道長(zhǎng)度相等,為240 m;兩段平曲線半徑分別為Rv1=500 m,Rv2=600 m,整體坡度為0.99%下坡;模型除地表為自由面外,其余各個(gè)面均施加法向位移約束.如圖4有限元模型圖所示.

圖4 實(shí)際工程有限元計(jì)算模型

模型中隧道部分網(wǎng)格先線單元長(zhǎng)度為0.5 m,靠近隧道部分的土體網(wǎng)格尺寸也為0.5 m,其他部分土體網(wǎng)格尺寸為4 m.利用3D實(shí)體單元模擬土體,根據(jù)工程地質(zhì)條件,隧道穿越及上覆土層采用Mohr-Coulomb模型作為土體的本構(gòu)模型.

2)計(jì)算參數(shù)選擇

土體參數(shù)利用3D實(shí)體單元模擬土體,根據(jù)工程地質(zhì)條件,取Mohr-Coulomb模型作為土體本構(gòu)模型,4層土層參數(shù)及管節(jié)參數(shù)見(jiàn)表1.

表1 土層材料及管節(jié)材料計(jì)算參數(shù)

2.2 施工步驟模擬

針對(duì)頂管施工的過(guò)程,通過(guò)改變材料參數(shù)的賦值進(jìn)行模擬[10].其中頂管的頂推力125 kPa,注漿壓力150 kPa以及摩阻力等參數(shù)取值均為現(xiàn)場(chǎng)記錄的實(shí)測(cè)值.

具體施工步序?yàn)?

1)初始應(yīng)力場(chǎng)平衡,得到未施工前的初始應(yīng)力場(chǎng).

2)初始開(kāi)挖階段,在開(kāi)挖土體的表面激活迎面阻力,鈍化開(kāi)挖土單元,掘進(jìn)3 m;第二步:鈍化后續(xù)開(kāi)挖土體,激活第一步相應(yīng)頂管單元和注漿單元,通過(guò)相應(yīng)單元的改變屬性操作,將管節(jié)和注漿原本土的屬性改為相應(yīng)的自身屬性,同時(shí)激活注漿壓力,并激活頂推力以及后續(xù)迎面阻力;第三步:鈍化后續(xù)開(kāi)挖土體,激活第二步管片和注漿單元,同時(shí)改變其屬性,激活第二步頂推力和第三步迎面阻力以及對(duì)應(yīng)第二步的注漿壓力,同時(shí)鈍化第一步頂推力.

3)以3個(gè)施工步序?yàn)橐谎h(huán),循環(huán)上述過(guò)程,直到整個(gè)隧道施工完畢.

2.3 模擬結(jié)果分析

1)橫向沉降規(guī)律

空間曲線頂管施工引起的地表沉降值在28 mm內(nèi),其中在始發(fā)段和接收段地表沉降值較大,與實(shí)際施工情況吻合.圖5為空間曲線頂管施工引起的地層豎向位移云圖.

圖5 地層豎向位移云圖

圖6為提取模擬數(shù)據(jù)與地表斷面DC241—X實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)比圖.由圖6可知,模型計(jì)算結(jié)果與監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)的地表沉降曲線基本吻合,模擬結(jié)果的最大地表沉降值為28.6 mm,實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)最大沉降值為25.40 mm,最大誤差為12.51%.同時(shí)地表沉降槽呈現(xiàn)出非對(duì)稱,沉降槽最大值向曲線外側(cè)偏移,從整體上來(lái)看,兩曲線吻合較好.

圖6 地表沉降實(shí)測(cè)值與模擬值

2)縱向沉降規(guī)律

通過(guò)數(shù)值模擬,提取空間曲線上2個(gè)不同轉(zhuǎn)彎線形上的監(jiān)測(cè)點(diǎn)的隆沉歷時(shí)曲線,并與實(shí)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比,分析如下:

圖7為頂管機(jī)通過(guò)第一段空間曲線時(shí)DC243監(jiān)測(cè)測(cè)點(diǎn)的沉降歷時(shí)曲線.開(kāi)挖面距測(cè)點(diǎn)距離為負(fù)時(shí),代表頂管機(jī)還未達(dá)到測(cè)點(diǎn)位置,距離為正代表頂管機(jī)通過(guò)測(cè)點(diǎn).由圖7可知,模擬值與實(shí)測(cè)值趨勢(shì)相似,吻合良好.頂管機(jī)刀盤距離測(cè)點(diǎn)-24～-10 m范圍內(nèi)沉降值變化較小,整體呈現(xiàn)隆起趨勢(shì);刀盤在距監(jiān)測(cè)點(diǎn)-10～10 m的范圍內(nèi),沉降發(fā)展迅速;刀盤在距監(jiān)測(cè)點(diǎn)10～36 m的范圍內(nèi)變化較小,沉降值緩慢增加.實(shí)測(cè)沉降最大值為16.7 mm,未超限;模擬沉降最大值為17.9 mm.

圖7 DC243實(shí)測(cè)值與模擬沉降歷時(shí)曲線

圖8為頂管機(jī)通過(guò)第二段空間曲線時(shí)DC255監(jiān)測(cè)測(cè)點(diǎn)的沉降歷時(shí)曲線.由圖8可知,模擬值與實(shí)測(cè)值趨勢(shì)相似,吻合良好.沉降值在-36～-10 m范圍內(nèi)變化較小,整體呈現(xiàn)輕微隆起趨勢(shì),其中實(shí)測(cè)值為1.5 mm;刀盤在距監(jiān)測(cè)點(diǎn)-10～10 m的范圍內(nèi),沉降發(fā)展迅速;刀盤在距監(jiān)測(cè)點(diǎn)10～36 m的范圍內(nèi)變化較小,沉降值緩慢增加.實(shí)測(cè)沉降最大值為20.6 mm,未超限;模擬沉降最大值為18.5 mm.

圖8 DC255實(shí)測(cè)值與模擬沉降歷時(shí)曲線

由以上2段曲線分析可得,頂管機(jī)刀盤在距離測(cè)點(diǎn)2.5D前的范圍外(D為頂管機(jī)直徑),頂進(jìn)施工對(duì)測(cè)點(diǎn)土體影響較小,表現(xiàn)對(duì)土體產(chǎn)生擠壓,是地表產(chǎn)生輕微隆起;頂管機(jī)刀盤在測(cè)點(diǎn)土體前后2.5D范圍內(nèi)時(shí),測(cè)點(diǎn)土體沉降較為迅速;頂管機(jī)刀盤離開(kāi)測(cè)點(diǎn)土體2.5D后,沉降速率放緩.且縱向沉降演變規(guī)律與直線頂管相似[11].

2.4 不同施工荷載的影響

1)不同注漿壓力對(duì)地層擾動(dòng)的影響

頂管施工中,通過(guò)注入觸變泥漿填充頂管管節(jié)與周圍土體的空隙,起到減阻和支撐的作用,因此觸變泥漿對(duì)地表沉降的變化有直接的關(guān)系[12].為研究注漿壓力對(duì)土體位移的影響,保持曲線半徑為500 m,分別對(duì)注漿壓力為50,100,200,250 kPa時(shí)的4種工況進(jìn)行模擬.

圖9為不同注漿壓力時(shí)的橫向地表沉降曲線.如圖9所示,注漿壓力增大對(duì)地表沉降的抑制效果明顯,注漿壓力250 kPa的最大沉降值為18.3 mm,注漿壓力50 kPa對(duì)應(yīng)的最大沉降值為31.2 mm,最大沉降值減小了約40%.由此可見(jiàn),可以通過(guò)提高注漿壓力,將地表沉降量控制在合理范圍內(nèi).

圖9 不同注漿壓力時(shí)的橫向地表沉降曲線

圖10為最大沉降值與注漿壓力的關(guān)系圖.如圖10所示,最大沉降值隨注漿壓力的增大而減小,注漿量對(duì)土體的抬升作用明顯,兩者之間近似呈線性關(guān)系.當(dāng)注漿壓力小于100 kPa時(shí),沉降值接近警戒值.故在本工程中,注漿壓力不宜小于100 kPa.

圖10 最大沉降值與注漿壓力的關(guān)系

2)不同摩阻力對(duì)地層擾動(dòng)的影響

控制頂管半徑、頂管機(jī)參數(shù)、土層條件等影響地表沉降的因素,改變摩阻力.分別對(duì)摩阻力為0,5,10,30 kPa的頂管施工進(jìn)行模擬.

由圖11可知,隨摩阻力增大,地表沉降增大,這是由于土體開(kāi)挖和頂管的頂進(jìn)對(duì)土體產(chǎn)生了拖拽的作用,導(dǎo)致土體發(fā)生剪切擠壓變形,地表隨之發(fā)生沉降[9].頂管機(jī)及后續(xù)管節(jié)與土體的摩阻力為30 kPa時(shí),相當(dāng)于管節(jié)未注漿,最大沉降值超過(guò)警戒值,達(dá)到37 mm;當(dāng)摩阻力為0 kPa時(shí),頂管施工處于理想狀態(tài);當(dāng)摩阻力為5 kPa時(shí),最大沉降值為28 mm,已經(jīng)接近警戒值.

圖11 不同摩阻力下的地表橫向沉降曲線

由圖12可知,隨著摩阻力的增大,地表沉降同時(shí)增大.為保證沉降值處于安全范圍為內(nèi),通過(guò)觸變泥漿的泥漿套作用,摩阻力為應(yīng)控制在5 kPa以內(nèi).

圖12 最大沉降值與摩阻力的關(guān)系

3 結(jié)論

文中通過(guò)建立數(shù)值模型,通過(guò)分析,模擬結(jié)果與監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)規(guī)律吻合良好,驗(yàn)證了模型的有效性.基于該數(shù)值模型探究了空間曲線頂管施工引起地表沉降的縱向演變規(guī)律,并對(duì)摩阻力、注漿壓力等因素對(duì)地面變形的影響展開(kāi)了研究,得到以下結(jié)論:

1)無(wú)超挖刀參與轉(zhuǎn)彎的曲線頂管施工產(chǎn)生的橫向沉降槽形態(tài)不以頂管軸線中心對(duì)稱,最大值偏移至彎道外側(cè).

2)頂管機(jī)刀盤頂進(jìn)至測(cè)點(diǎn)土體前后2.5D范圍內(nèi)時(shí),測(cè)點(diǎn)土體沉降較為迅速.土體縱向變形分為3個(gè)階段,頂進(jìn)前隆起,頂進(jìn)過(guò)程中土體迅速沉降,頂管機(jī)離開(kāi)后,沉降放緩.且土體縱向沉降演變規(guī)律與直線頂管相似.

3)注漿壓力的增大對(duì)地表沉降的抑制效果顯著,寧波地區(qū)埋深8～11 m的頂管工程注漿壓力不宜小于100 kPa.頂管施工引起的地表沉降值隨摩阻力的增大而增大.在實(shí)際施工中要嚴(yán)格控制觸變泥漿的注入及配比,當(dāng)摩阻力小于5 kPa時(shí),掘進(jìn)較為理想.