矩形頂管施工參數(shù)對(duì)地表沉降影響分析及控制

陳月香,方欣欣,徐 芊,薛筱蕾

(福建農(nóng)林大學(xué) 金山學(xué)院, 福州 350007 )

頂管施工是繼盾構(gòu)施工之后發(fā)展起來的一種不需要開挖面層的地下空間施工方法,因其對(duì)周圍環(huán)境影響小而被廣泛應(yīng)用于城市地下各種管道的鋪設(shè)和地下空間的開發(fā).頂管在頂進(jìn)過程中通常需注入一定量的觸變泥漿來減小頂進(jìn)中的摩阻力[1]和填充管道與土層之間的空隙,減少地層的擾動(dòng)和沉降[2].為有效控制頂管施工中引起的地表沉降,需要根據(jù)具體工程情況選取合理的施工參數(shù).

目前,國內(nèi)外關(guān)于頂管施工引起地表沉降的研究方法主要有經(jīng)驗(yàn)公式法、理論解析法、數(shù)值分析法、模型試驗(yàn)法以及現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)法.在經(jīng)驗(yàn)公式方面,主要以Peck公式為代表,以及基于Peck公式的改進(jìn)研究[3-4].在理論解析方面,基于彈性力學(xué)Mindlin解及隨機(jī)介質(zhì)理論得到頂管施工引起土體變形的計(jì)算方法[5-6].數(shù)值分析方面,主要是基于數(shù)值模型對(duì)地質(zhì)特征、地下情況、施工參數(shù)、隧道截面及埋深等因素對(duì)地表沉降進(jìn)行了分析[7-11].模型試驗(yàn)方面,通過室內(nèi)縮尺模型對(duì)地表沉降規(guī)律進(jìn)行研究[12-14].現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)方面,通過具體工程實(shí)例對(duì)頂管施工中引起的地表沉降進(jìn)行分析和研究[15-16].

以上研究都是對(duì)頂管施工引起的土體變形展開,然而針對(duì)矩形頂管法在砂質(zhì)粉土中施工引起的地表沉降研究較少.因此,本文依托南京某城市地鐵車站出入口過街通道矩形頂管工程,采用三維數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)相結(jié)合的方法,圍繞矩形頂管法在砂質(zhì)粉土中施工所呈現(xiàn)的地面沉降規(guī)律展開研究,針對(duì)是否同步注漿、開挖面支護(hù)壓力、注漿壓力、注漿量等參數(shù)進(jìn)行敏感性分析,并提出控制地表沉降的措施建議,為今后類似的頂管設(shè)計(jì)施工和注漿參數(shù)設(shè)計(jì)等提供借鑒和參考.

1 工程概況

本工程位于城市十字路交叉口南側(cè),為市政地下過街通道.主通道垂直下穿城市交通大道,與地鐵出入口相接呈東西向“一”字型布設(shè),副通道由工作井接出.主通道為單通道,采用頂管施工工藝,全長(zhǎng)分別為49.2 m和48.2 m,單孔內(nèi)部結(jié)構(gòu)凈尺寸均為6 m×4 m,頂部最大覆土厚度約4.1 m.始發(fā)井均位于城市大道東側(cè),頂管由東向西推進(jìn),橫穿城市大道,坡度分別為1.2%,0.96%.

該工程采用多刀盤土壓平衡頂管機(jī)施工,頂管結(jié)構(gòu)全部采用預(yù)制矩形鋼筋混凝土管節(jié),管節(jié)混凝土強(qiáng)度為C50,抗?jié)B等級(jí)為P8,外形尺寸為7 m×5 m,管壁厚為0.5 m,長(zhǎng)度為1.5 m,凈空尺寸6 m×4 m,單節(jié)重約40 t,工程項(xiàng)目2條通道共需標(biāo)準(zhǔn)管節(jié)63節(jié),非標(biāo)準(zhǔn)管節(jié)1節(jié).

工程場(chǎng)地內(nèi)土層自上而下依次為雜填土、素填土、粉質(zhì)黏土、粉土夾粉質(zhì)黏土(砂質(zhì)粉土)、粉砂、黏質(zhì)粉土夾粉質(zhì)黏土.根據(jù)圍護(hù)結(jié)構(gòu)剖面圖,頂管主要穿越粉質(zhì)黏土和砂質(zhì)粉土層.根據(jù)水文地質(zhì)條件可知,場(chǎng)地內(nèi)地下水類型主要為孔隙潛水和微承壓水,潛水初見水位埋深1.20～2.80 m,穩(wěn)定水位埋深1.00～2.60 m,水位年變幅約1.6 m.

2 矩形頂管施工模型建立

2.1 數(shù)值模型建立

采用ABAQUS有限元軟件建立三維數(shù)值模型,模擬頂管開挖和頂進(jìn)的動(dòng)態(tài)過程.模擬中作如下假設(shè):1)假設(shè)土體為各向同性材料,相鄰?fù)翆又型馏w參數(shù)相近的歸為同一層土;2)不考慮頂管接頭對(duì)頂力傳遞和管本身受力性能的影響;3)僅考慮頂管施工對(duì)地表變形的影響,不考慮土體后期固結(jié)沉降的影響;4)不考慮頂管的糾偏和傾斜頂進(jìn).模型尺寸為60 m(x方向)×49.2m(y方向)×30 m(z方向),頂管埋深4.1 m.模型中限定土體兩側(cè)的水平位移,以及模型底部水平和垂直兩個(gè)方向的位移,模型上表面為地表,采用自由邊界條件.網(wǎng)格劃分采用C3D8非協(xié)調(diào)單元,網(wǎng)格劃分后的三維模型如圖1所示.

圖1 網(wǎng)格劃分后的三維模型

2.2 模型參數(shù)的選取

模型土體、頂管和頂管機(jī)均采用實(shí)體單元,由于頂管和頂管機(jī)的彈性模量比土體大好幾個(gè)數(shù)量級(jí),所以其材料屬性采用線彈性本構(gòu)模型,土體采用Druck-Prage本構(gòu)模型.由于頂管與土體之間產(chǎn)生的間隙由漿液填充,故土體與頂管之間的接觸具有一定的特殊性.本文采用薄層單元[17]來模擬頂管與土體之間存在漿液條件下接觸界面上力的傳遞現(xiàn)象.模型中各材料的物理力學(xué)參數(shù)取值如表1所示.該模型總共采用48個(gè)分析步來模擬頂管的頂進(jìn)過程,頂管的掘進(jìn)采用位移邊界條件來實(shí)現(xiàn).

表1 模型計(jì)算參數(shù)

3 施工參數(shù)對(duì)地表沉降的影響及優(yōu)化分析

頂管施工過程中造成地表沉降的影響因素較多,不同因素的改變對(duì)土體沉降的影響程度各不相同.因此通過數(shù)值模型分析砂質(zhì)粉土中頂管施工參數(shù)對(duì)地表沉降的影響,并通過對(duì)施工參數(shù)的優(yōu)化來有效控制地表沉降.

3.1 注漿時(shí)間對(duì)地表沉降的影響

數(shù)值模擬中通過延遲注漿壓力在分析步中開始的時(shí)間(延遲一個(gè)分析步)來模擬注漿延遲引起的地表沉降,模擬結(jié)果如圖2所示.

圖2 是否及時(shí)注漿對(duì)地表沉降的影響

由圖2可以看出,延遲注漿和同步注漿的沉降規(guī)律基本一致,即頂管軸線上方的土體沉降最大,離頂管軸線的距離越遠(yuǎn)沉降越小,該沉降規(guī)律符合Peck公式和隨機(jī)介質(zhì)理論的沉降預(yù)測(cè).從圖2還可以看出,延遲注漿和同步注漿對(duì)周圍環(huán)境的影響范圍基本一致,頂管施工引起的地表沉降主要影響區(qū)域?yàn)榫囗敼茌S線15 m(距頂管軸線約2倍管徑)范圍內(nèi).兩種注漿工況均在頂管軸線上方的土體沉降最大,不及時(shí)注漿引起的沉降量比同步注漿大5.4mm,所以頂管施工中應(yīng)同步注漿.

3.2 開挖面支護(hù)力對(duì)地表沉降的影響

頂管施工過程中開挖面支護(hù)力分別設(shè)定為開挖面?zhèn)认蜢o止土壓力的0.9、1.0、1.5、2.0倍,得到距洞口10.5 m處頂管軸線正上方的地表沉降曲線,如圖3所示.

由圖3可知,頂管機(jī)通過該監(jiān)測(cè)點(diǎn)后,開挖面支護(hù)力的大小對(duì)該監(jiān)測(cè)點(diǎn)的土體沉降影響差別不大,開挖面支護(hù)力大小主要對(duì)頂管機(jī)前方土體沉降或土體隆起有較大影響.隨著開挖面支護(hù)力的增大,開挖面前方隆起量逐漸增大,但開挖面支護(hù)力小于開挖面?zhèn)认蛲翂毫τ謺?huì)導(dǎo)致前方土地沉降量較大.說明在施工過程中,應(yīng)當(dāng)施加適當(dāng)?shù)拈_挖面支護(hù)力,設(shè)定范圍在開挖面?zhèn)认蜢o止土壓力的1.0～1.5倍為宜.

3.3 注漿壓力對(duì)地表沉降的影響

在其他參數(shù)不變的前提下,分析注漿壓力分別取100、125、150、175、200 kPa對(duì)地表沉降的影響.得到距洞口10.5 m處頂管軸線正上方的地表沉降曲線,如圖4所示.

圖4表明提高注漿壓力可以有效地減小地表沉降量,隨著注漿壓力的增大,頂管軸線上方的土體最大沉降量減小,但是當(dāng)注漿壓力超過175 kPa時(shí),頂管兩側(cè)上方的局部區(qū)域土體出現(xiàn)了隆起,而且隨注漿壓力的增大,頂管兩側(cè)土體的隆起量也逐漸增大.從圖4還可以看出,當(dāng)注漿壓力超過150 kPa后,注漿壓力對(duì)地表沉降量減小的變化幅度不大,表明注漿壓力達(dá)到一定值后對(duì)地表沉降量的控制作用不明顯,故該地區(qū)頂管施工的注漿壓力宜控制在150～175 kPa.

3.4 注漿量對(duì)地表沉降的影響

在數(shù)值模擬中注漿量的變化大部分是采用改變等代層厚度來實(shí)現(xiàn),但該方法忽略了注漿會(huì)引起土體體積膨脹,補(bǔ)償由開挖引起的地層損失,使地層抬升[18],故需對(duì)數(shù)值模型的模擬方法進(jìn)行優(yōu)化.本文通過對(duì)等代層施加內(nèi)應(yīng)力引起的應(yīng)變來考慮注漿引起的地層抬升效果.

假設(shè)地層抬升體積與注漿量的體積成正比[19]:

(1)

其中:ξ為注漿補(bǔ)償率;Vsh為地層抬升體積;Vinj為注入漿液的體積.

根據(jù)式(1)可得土體的體積應(yīng)變?yōu)閇8]:

(2)

頂管施工中,實(shí)際注漿量與理論注漿量之比定義為充盈系數(shù).注漿充盈系數(shù)為1.0、1.25、1.5、1.75和2.0時(shí),注漿單元的體積應(yīng)變分別為0、0.012 5、0.025、0.037 5、0.05.通過對(duì)注漿單元施加內(nèi)應(yīng)力,使得注漿單元的體積應(yīng)變達(dá)到上述5種情況來模擬注漿量變化對(duì)地表沉降的影響規(guī)律,5種注漿量工況下的地表沉降曲線如圖5所示.

圖5 不同注漿量對(duì)地表沉降的影響

由圖5可以看出,隨著注漿量的增加,頂管軸線上方的最大地表沉降量減小.注漿充盈系數(shù)為1時(shí)比其他四個(gè)注漿工況的沉降量大,所以注漿充盈系數(shù)為1并不是施工時(shí)最佳的注漿量.注漿充盈系數(shù)從1.25增加到1.50或1.75對(duì)地表沉降量的減小變化不大,注漿充盈系數(shù)從1.25增加到2時(shí),地表最大沉降量減小了4 mm,但是當(dāng)注漿充盈系數(shù)達(dá)到1.75以后,頂管兩側(cè)上方的土體會(huì)出現(xiàn)略微的隆起,所以該地區(qū)進(jìn)行頂管施工時(shí)不能為了減小地表沉降而不斷增加注漿量.故今后在類似土層中進(jìn)行頂管施工時(shí),觸變泥漿的充盈系數(shù)宜為1.25～1.75.

4 現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)分析

頂管施工過程中地表土體的沉降觀測(cè)點(diǎn)布置如圖6所示,沿頂管軸線方向每隔5 m布置一個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn),在距離始發(fā)井5.5 m處布置第1個(gè)監(jiān)測(cè)斷面.

圖6 沉降監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置圖

沿頂管軸線方向取5個(gè)具有代表性的沉降監(jiān)測(cè)點(diǎn)DL7,DL13,DL22,DL25,DL40進(jìn)行分析,隨著頂管的頂進(jìn)各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的沉降曲線如圖7所示.

圖7 頂管軸線方向地表監(jiān)測(cè)點(diǎn)沉降曲線

由圖7可以看出沿頂管頂進(jìn)方向的沉降趨勢(shì)總體一致.在頂管向前頂進(jìn)的過程中,掌子面前方的土體先出現(xiàn)隆起,待頂管機(jī)通過該監(jiān)測(cè)點(diǎn)后,由于土層損失導(dǎo)致土體逐漸發(fā)生沉降,隨著頂管的頂進(jìn),沉降量逐漸增大.結(jié)合實(shí)際施工情況對(duì)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的沉降曲線進(jìn)行分析后可知,剛開始進(jìn)行頂管施工時(shí),由于開挖面支護(hù)力較大,導(dǎo)致監(jiān)測(cè)點(diǎn)DL7和DL13的隆起量較大.當(dāng)根據(jù)地表監(jiān)測(cè)的沉降結(jié)果調(diào)整頂管頂進(jìn)過程中的開挖面支護(hù)力后,頂管機(jī)開挖面前方土體的隆起量變小.當(dāng)施工至監(jiān)測(cè)點(diǎn)DL22時(shí),由于其沉降量較大,故增大了開挖面的支護(hù)力,頂管機(jī)繼續(xù)頂進(jìn)后出現(xiàn)開挖面前方監(jiān)測(cè)點(diǎn)DL25的隆起量較大,重新調(diào)整了開挖面的支護(hù)力后繼續(xù)頂進(jìn),直至頂管施工順利完成.因此在頂管施工中,合適的頂管開挖面支護(hù)力可以有效地控制開挖面前方土體的隆起量.

選取沿頂管橫斷面方向的監(jiān)測(cè)點(diǎn)進(jìn)行分析,監(jiān)測(cè)點(diǎn)DL12,DL13,DL14隨頂管的頂進(jìn)各沉降曲線如圖8所示.

圖8 DL13處地表監(jiān)測(cè)斷面沉降曲線

從圖8可以看出,在垂直頂管軸線的橫斷面上,頂管軸線上方的地表沉降最大,距軸線越遠(yuǎn),其地表沉降越小.另外,沿頂管橫斷面的地表沉降量隨著頂管的頂進(jìn)逐漸增大,在最后一節(jié)頂管頂進(jìn)后沉降量達(dá)到最大.

根據(jù)前面對(duì)頂管施工引起的地表沉降規(guī)律可知,頂管軸線上方土體的沉降變形量最大,因此選擇距洞口10.5、25.5、30.5、35.5 m處頂管軸線上方土體的現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)沉降量與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,如圖9所示.

圖9 實(shí)測(cè)值與模擬值對(duì)比分析

從圖9可以看出,頂管中心線上方各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的沉降量與模擬結(jié)果得到的地表沉降量較接近.模擬得到的最大沉降值為43.9 mm,與實(shí)測(cè)最大沉降值45.2 mm,相差2.8%,其原因是數(shù)值模擬在建模時(shí)做了簡(jiǎn)化處理.從模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)值的對(duì)比可知,該數(shù)值模型和模擬結(jié)果具有一定的正確性和有效性.

5 結(jié) 論

本文利用ABAQUS建立了頂管施工的三維數(shù)值模型,通過模擬結(jié)果和監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)的對(duì)比分析可知,本文所建立的數(shù)值模型基本符合實(shí)際情況,驗(yàn)證了數(shù)值模型的可靠性.在該數(shù)值模型的基礎(chǔ)上,分析了頂管施工中施工參數(shù)對(duì)地表沉降的影響以及控制措施.主要分析結(jié)果如下:

1)建立了符合實(shí)際工況數(shù)值模型,數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)值基本吻合,驗(yàn)證了實(shí)測(cè)規(guī)律的正確性以及模型的合理性,能夠?qū)ι百|(zhì)粉土中采用矩形頂管法施工引起的地表沉降進(jìn)行預(yù)測(cè).

2)頂管頂進(jìn)施工時(shí),頂管機(jī)對(duì)掌子面前方的土體產(chǎn)生擠壓,而頂管機(jī)后側(cè)的土體會(huì)產(chǎn)生超挖間隙,使得頂管機(jī)正前方5 m附近會(huì)出現(xiàn)最大隆起,頂管機(jī)正后方出現(xiàn)最大沉降.因此,地表監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置時(shí)應(yīng)加大頂管軸線處的監(jiān)測(cè),其余位置的監(jiān)測(cè)點(diǎn)可布置得少些.此外,在掘進(jìn)過程中,頂管機(jī)在不同的區(qū)段應(yīng)采用與土層相適應(yīng)的支護(hù)壓力,本工況下的支護(hù)力設(shè)定在開挖面?zhèn)认蜢o止土壓力的1.0～1.5倍為宜.

3)注漿壓力在合理的范圍內(nèi),隨著注漿壓力的增大,地表沉降量減小,但是當(dāng)注漿壓力超過一定值時(shí),頂管兩側(cè)上方的土體會(huì)出現(xiàn)略微的隆起.在類似地層條件和覆土厚度下的頂管工程中,建議注漿壓力宜控制在150～175kPa,且要采取同步注漿的措施才能有效控制地表沉降.

4)注漿充盈系數(shù)在合理的范圍內(nèi),隨著膨潤土注漿充盈系數(shù)的增大,頂管軸線上方的地表沉降量減小.實(shí)際頂管施工的注漿充盈系數(shù)應(yīng)大于1,在類似地層條件下頂管工程中,建議觸變泥漿的充盈系數(shù)宜為1.25～1.75.