空間曲線頂管施工引起地表沉降的數值分析*

許有俊,孟毅欣*,張朝,韓志強,郭飛,高勝雷

(1.內蒙古科技大學 土木工程學院,內蒙古 包頭 014010;2.內蒙古科技大學 礦山安全與地下工程院士專家工作站,內蒙古 包頭 014010;3.內蒙古科技大學 內蒙古自治區高?！俺鞘械叵鹿こ碳夹g研究中心”,內蒙古 包頭 014010;4.北京市政建設集團有限責任公司,北京 100079)

當前城市建設的高速發展,大部分的市政管線和配套設施都由地上轉到地下,直線頂管施工對地層的擾動研究越來越多.但是前期對地下空間的無序開發,使得新建地下工程難度加大,為避開地下障礙物,多采用曲線頂管甚至是空間曲線頂管進行掘進施工,與直線頂管相比,其對土體產生的地層擾動更大,地表沉降規律更為復雜.

目前對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中,由施工力學荷載引起的土體豎向位移三維計算公式.韓國良[3]通過建立數值模型對頂管施工進行模擬,分析了頂管周圍土體位移的分布規律.黃宏偉[4]、喻軍等[5]分別建立了頂管施工的三維數值模型,分別對正面推力、地層損失、不同摩阻力等各力學狀態作用下引起的土體變形進行了研究.馮海寧等[6]應用有限元法對頂管頂進過程中土體發生的位移和應力變化進行了計算,并分析了土壓力、機頭偏移扭轉等因素對地面變形的影響.對于曲線隧道施工引起的土體變形的研究:陳孝湘等[7]對曲線頂管的施工擾動機理進行研究,并提出相應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,對曲線盾構施工中的力學荷載及考慮平曲線超挖量等因素引起的地表沉降進行了理論計算,并分析了曲線盾構的沉降規律.張鵬等[9]通過對拱北隧道管幕曲線頂進過程中擾動機理的分析,得到曲線頂管沉降槽不以中心軸線對稱的結論.

上述研究成果表明,對于直線隧道施工產生的地表沉降研究比較完整,但是對于曲線隧道施工引起的沉降規律研究不夠清晰,曲線頂管施工產生的沉降槽偏移規律是一個亟待解決的問題.文中以寧波市某電力隧道為研究對象,使用數值模擬軟件,對無超挖刀的空間曲線頂管施工產生的橫向沉降槽偏移規律和縱向沉降規律進行探究.

1 工程概況

1.1 工程簡介

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,本工程一期遷建實施范圍為1#井～4#井,主要采用泥水平衡頂管法施工工藝.其中區間隧道2A#井出口段為一段長度約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#井區間總長864 m,隧道內徑3.50 m,頂管機從2A#井出發沿創新路向北頂進,到達1#井.區間隧道從2A#井出發后先以0.99%下坡,而后以0.3%坡度再下坡到達2A#井,并設置R=600 m,R=500 m的平曲線,平豎曲線疊合而成的長度為240 m的空間曲線是本文現場監測段.

1.2 工程地質條件

1#井～2A#井區間的空間曲線隧道,土層自上到下分別為素填土層、黏土層、淤泥質黏土層.頂管穿越的主要地層以淤泥質黏土為主,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,其下為淤泥質黏土,河水與淤泥質黏土中的地下水相互補給,水力聯系較為密切.

1.3 監測方案

現場監測主要以2A#井～1#井線路上的空間曲線段為研究重點.圖3為空間曲線段測點布置圖.頂管機從2A#井出發,沿著圖中箭頭方向進行掘進,直至1#井.

圖3 測點布設圖

頂管頂進方向的縱向測點間距為5 m;橫向斷面包含9個測點,測點間距按照近密遠疏的原則布置.其間距分別為2,3,5,8 m.

2 數值模擬

2.1 模型建立及參數選取

1)模型建立

根據實際工程數據,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;模型長度與隧道長度相等,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,其余各個面均施加法向位移約束.如圖4有限元模型圖所示.

圖4 實際工程有限元計算模型

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

2)計算參數選擇

土體參數利用3D實體單元模擬土體,根據工程地質條件,取Mohr-Coulomb模型作為土體本構模型,4層土層參數及管節參數見表1.

表1 土層材料及管節材料計算參數

2.2 施工步驟模擬

針對頂管施工的過程,通過改變材料參數的賦值進行模擬[10].其中頂管的頂推力125 kPa,注漿壓力150 kPa以及摩阻力等參數取值均為現場記錄的實測值.

具體施工步序為:

1)初始應力場平衡,得到未施工前的初始應力場.

2)初始開挖階段,在開挖土體的表面激活迎面阻力,鈍化開挖土單元,掘進3 m;第二步:鈍化后續開挖土體,激活第一步相應頂管單元和注漿單元,通過相應單元的改變屬性操作,將管節和注漿原本土的屬性改為相應的自身屬性,同時激活注漿壓力,并激活頂推力以及后續迎面阻力;第三步:鈍化后續開挖土體,激活第二步管片和注漿單元,同時改變其屬性,激活第二步頂推力和第三步迎面阻力以及對應第二步的注漿壓力,同時鈍化第一步頂推力.

3)以3個施工步序為一循環,循環上述過程,直到整個隧道施工完畢.

2.3 模擬結果分析

1)橫向沉降規律

空間曲線頂管施工引起的地表沉降值在28 mm內,其中在始發段和接收段地表沉降值較大,與實際施工情況吻合.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為提取模擬數據與地表斷面DC241—X實測數據對比圖.由圖6可知,模型計算結果與監測數據的地表沉降曲線基本吻合,模擬結果的最大地表沉降值為28.6 mm,實測數據最大沉降值為25.40 mm,最大誤差為12.51%.同時地表沉降槽呈現出非對稱,沉降槽最大值向曲線外側偏移,從整體上來看,兩曲線吻合較好.

圖6 地表沉降實測值與模擬值

2)縱向沉降規律

通過數值模擬,提取空間曲線上2個不同轉彎線形上的監測點的隆沉歷時曲線,并與實測值進行對比,分析如下:

圖7為頂管機通過第一段空間曲線時DC243監測測點的沉降歷時曲線.開挖面距測點距離為負時,代表頂管機還未達到測點位置,距離為正代表頂管機通過測點.由圖7可知,模擬值與實測值趨勢相似,吻合良好.頂管機刀盤距離測點-24～-10 m范圍內沉降值變化較小,整體呈現隆起趨勢;刀盤在距監測點-10～10 m的范圍內,沉降發展迅速;刀盤在距監測點10～36 m的范圍內變化較小,沉降值緩慢增加.實測沉降最大值為16.7 mm,未超限;模擬沉降最大值為17.9 mm.

圖7 DC243實測值與模擬沉降歷時曲線

圖8為頂管機通過第二段空間曲線時DC255監測測點的沉降歷時曲線.由圖8可知,模擬值與實測值趨勢相似,吻合良好.沉降值在-36～-10 m范圍內變化較小,整體呈現輕微隆起趨勢,其中實測值為1.5 mm;刀盤在距監測點-10～10 m的范圍內,沉降發展迅速;刀盤在距監測點10～36 m的范圍內變化較小,沉降值緩慢增加.實測沉降最大值為20.6 mm,未超限;模擬沉降最大值為18.5 mm.

圖8 DC255實測值與模擬沉降歷時曲線

由以上2段曲線分析可得,頂管機刀盤在距離測點2.5D前的范圍外(D為頂管機直徑),頂進施工對測點土體影響較小,表現對土體產生擠壓,是地表產生輕微隆起;頂管機刀盤在測點土體前后2.5D范圍內時,測點土體沉降較為迅速;頂管機刀盤離開測點土體2.5D后,沉降速率放緩.且縱向沉降演變規律與直線頂管相似[11].

2.4 不同施工荷載的影響

1)不同注漿壓力對地層擾動的影響

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

圖9為不同注漿壓力時的橫向地表沉降曲線.如圖9所示,注漿壓力增大對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對應的最大沉降值為31.2 mm,最大沉降值減小了約40%.由此可見,可以通過提高注漿壓力,將地表沉降量控制在合理范圍內.

圖9 不同注漿壓力時的橫向地表沉降曲線

圖10為最大沉降值與注漿壓力的關系圖.如圖10所示,最大沉降值隨注漿壓力的增大而減小,注漿量對土體的抬升作用明顯,兩者之間近似呈線性關系.當注漿壓力小于100 kPa時,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系

2)不同摩阻力對地層擾動的影響

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

由圖11可知,隨摩阻力增大,地表沉降增大,這是由于土體開挖和頂管的頂進對土體產生了拖拽的作用,導致土體發生剪切擠壓變形,地表隨之發生沉降[9].頂管機及后續管節與土體的摩阻力為30 kPa時,相當于管節未注漿,最大沉降值超過警戒值,達到37 mm;當摩阻力為0 kPa時,頂管施工處于理想狀態;當摩阻力為5 kPa時,最大沉降值為28 mm,已經接近警戒值.

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,地表沉降同時增大.為保證沉降值處于安全范圍為內,通過觸變泥漿的泥漿套作用,摩阻力為應控制在5 kPa以內.

圖12 最大沉降值與摩阻力的關系

3 結論

文中通過建立數值模型,通過分析,模擬結果與監測數據規律吻合良好,驗證了模型的有效性.基于該數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律,并對摩阻力、注漿壓力等因素對地面變形的影響展開了研究,得到以下結論:

1)無超挖刀參與轉彎的曲線頂管施工產生的橫向沉降槽形態不以頂管軸線中心對稱,最大值偏移至彎道外側.

2)頂管機刀盤頂進至測點土體前后2.5D范圍內時,測點土體沉降較為迅速.土體縱向變形分為3個階段,頂進前隆起,頂進過程中土體迅速沉降,頂管機離開后,沉降放緩.且土體縱向沉降演變規律與直線頂管相似.

3)注漿壓力的增大對地表沉降的抑制效果顯著,寧波地區埋深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.在實際施工中要嚴格控制觸變泥漿的注入及配比,當摩阻力小于5 kPa時,掘進較為理想.