1 引言
顶管施工方法是借助于主顶油泵等顶进设备，将工具管或掘进机从始发井穿过土层一直推进到接收井后吊起，同时将紧随掘进机后的管道埋设在始发井与接收井之间。作为非开挖施工的一种手段，顶管技术在国内外已经得到了充分发展，在大口径、长距离以及曲线顶管的施工方面积累了许多经验[1~3]。
顶管断面形式多以圆形为主。20世纪70年代初，日本首次成功运用了矩形顶管技术。1999年，在上海地铁二号线陆家嘴车站5号入口地下人行通道工程中完成了国内首条矩形顶管的施工[4]。矩形顶管多运用于地铁车站人行通道工程中，因此具有大断面、短距离等特点，近年来得到了广泛应用。林晓庆总结矩形顶管施工技术特点，分析了矩形顶管施工引起的土体及邻近地下管线变形和应力分布特点[5]；林强强对矩形顶管施工引起的地面变形进行了现场监测，用经验法和随机介质法计算了矩形顶管施工引起的地面变形[6]。
相比于圆形顶管，有关矩形顶管施工引起的土体变形规律、对邻近构筑物的影响、顶力计算方法等理论尚未成熟，并且缺乏现场试验研究，因此数值方法便成为矩形顶管技术的有效研究手段。
本文以深圳市7号线华强北至华新地铁站区间通道工程为背景，采用数值方法分析矩形顶管施工的环境效应，在探讨单根顶管施工时土体变形规律的基础上，预测多条顶管先后施工条件下地表和隧78浅覆土大断面小间距矩形顶管施工的环境效应道的变形，为类似工程提供参考意见。
2 工程概况
该工程顶管通道位于深圳市福田区华强北路与振华路交汇处，是7号线华强北站至华新站的区间通道（图1）。区间长99 m，北端负一层为华新站的地下空间结构，局部兼作顶管的始发井；南端负一层为华强北站的地下空间结构，局部兼作顶管的接收井；中间矩形顶管长度41 m，并列3孔，标准管节72节，每节长1.5 m。标准管节外径6 900 mm×4 900mm，环厚450 mm。顶管掘进机尺寸为6 920 mm（宽）×5 120 mm（高）×5 500 mm（长），净距2 150 mm，覆土厚约3.5 m。
图1 工程位置示意
顶管与下方运营中的深圳地铁2号线盾构隧道正交，两者最小净距离0.59 m，隧道衬砌厚度0.35m，隧道与顶管相对位置如图2和图3所示。顶管与上方雨水混凝土管、污水混凝土管正交，两者最小净距离0.45 m。其中雨水混凝土管埋深2.60 m，外径500 mm，壁厚50 mm。污水混凝土管埋深2.81 m，外径480 mm，壁厚40 mm。
图2 顶管工程横断面
图3 顶管工程平面示意
该工程覆土浅，断面面积较大，在顶管分类中属于大口径顶管（等效半径大于2 000 mm），多条顶管近接施工，顶管净距相对于顶管尺寸较小，且上跨地铁隧道，下穿多条管线，工程特点突出，具有较大研究价值。
3 模型参数
顶管的数值模型中，多通过施加荷载模拟顶管对土体的作用，并不建立顶管单元[7，8]。该方法无法反映顶管及注浆层对土体损失的影响。受顶管自重影响，顶部和底部土体受力情况差异较大，且顶管顶进过程中需在管道外壁压注触变泥浆，无法简单地采用荷载模拟。为使模型计算结果更接近实际情况，建立了顶管实体单元，并采用等代层模拟顶管四周的泥浆套，土体模型如图4所示，顶管模型如图5所示。
图4 土体网格划分
图5 顶管网格划分
（1）材料参数
土体本构模型采用摩尔-库伦模型，土层参数见表1。隧道衬砌和顶管管片均采用实体单元模拟，地下管线采用壳单元进行模拟；顶管和盾构隧道的混凝土管片强度等级为c50，抗渗等级为p10，弹79浅覆土大断面小间距矩形顶管施工的环境效应
性模量取34.5 gpa。地下管线混凝土强度等级c35，弹性模量取31.5 gpa。泥浆套弹性模量参照已有反演结果并考虑顶管与盾构隧道泥浆性质的不同，取为1 mpa[9]。
（2）几何参数
沿顶进方向（y 方向），即纵向取41 m；垂直于顶管方向（x 方向），即横向取67 m，计算深度取40 m。
（3）边界条件
土体上表面采用自由边界，下表面限制x、y、z 方向的位移，其余各表面均限制法向位移。
表1 模型材料参数取值
基于土体变形这一研究重点，对模型进行了如下简化和假设：
（1）模型采用弹性介质模拟注浆层，无法反映注浆层的流体性质。在顶管隧洞开挖面上设置法向荷载模拟注浆压力。本工程覆土较浅，为防止土体出现劈裂，施工计划的注浆压力在0.05 mpa左右。
由于静水压力的存在，顶管顶部注浆层注浆压力要小于底部注浆压力。
pb -pt =γsh （1）
泥浆比重为11.0 kn/m3，顶管高度为4.9 m，底部注浆压力比顶部大53.9 kpa。顶部注浆压力取0.05mpa，底部注浆压力取0.1 mpa。
（2）以顶管位置变化模拟顶管推进，不考虑动态效应。根据已有工程经验在顶管隧洞开挖面上施加5 kpa切向荷载模拟摩擦力[10]。
（3）不考虑地下管线、地铁隧道管片以及顶管管片接头的影响，管道及管片为各向同性的线弹性体。
（4）土体不固结排水，仅考虑施工期间的变形。
（5）不考虑纠偏荷载的影响。
4 单根顶管施工中的地表变形
4.1 地表变形横向分布规律
在研究多个平行顶管施工的环境影响之前，先对单根顶管的顶进过程进行模拟。为了充分考虑土体纵向变形的变化规律，选取机头推进25.35 m（顶管长度一半）工况进行计算。
顶管施工使地表产生了较大竖向位移。沿垂直于顶进轴线方向（横向），沉降出现在约2.5倍的顶管宽度范围内。地表沉降从轴线位置向两侧先迅速减小，在沉降槽外又出现隆起，随后隆起值缓慢减小并趋于0。
peck针对盾构隧道或圆形顶管，提出了估算沉降的经验公式，即peck公式[11]。对比圆形顶管，可近80浅覆土大断面小间距矩形顶管施工的环境效应似认为矩形顶管施工过程中形成的地表沉降槽曲线为一正态分布曲线。尝试采用peck公式拟合数值模拟所得地表沉降槽曲线。
从图6可以看出，整体拟合效果较好，说明peck公式同样适用于矩形顶管。拟合所得函数与数值模拟结果的主要差值出现在地表隆起处。该顶管工程浅覆土、大断面的特点是这一差值出现的原因。一方面，顶管底部竖向土压力为0.159 mpa，底部注浆压力为0.104 mpa，后者仅为前者2/3。另一方面，相对于圆形顶管，矩形顶管底部面积大，在较大区域内发生了应力释放，使土体出现回弹。因此在距离轴线2.5倍顶管宽度范围外出现了隆起。
图6 单一顶管施工过程中的地表沉降槽
4.2 地表变形纵向分布规律
在模拟顶管的掘进过程中，常施加作用于开挖面的荷载以模拟机头对开挖面的支护作用[5、7、8]，通过改变荷载大小控制开挖面位移。实际施工过程中，开挖面土压力变化较大，严格控制土体切削的尺度是减小土体位移的关键，即保持实际出土量与理论取土量的一致。机头表面与顶管前方土体开挖面存在间隙时，实际出土量大于理论取土量，出现超挖；机头表面侵入土体开挖面时，实际出土量小于理论取土量，出现欠挖；本文定义机头表面与土体开挖面之间的距离为开挖误差，误差为负值时出现超挖，为正值时出现欠挖，为0时既无超挖也无欠挖。对掘进机施加位移荷载，得出土体竖向位移曲线，如图7所示。
机头表面与开挖面距离为0 mm时，即土体既不超挖也不欠挖，竖向位移曲线呈中心对称，对称中心为掘进机尾部（19.85 m处）所在平面与位移曲线的交点；该点前方土体地表竖向位移以平缓趋势趋近于0，顶管尾部土体地表竖向位移以平缓趋势趋近于-10.25 mm。
图7 不同开挖误差下地表竖向位移沿纵向的变化曲线
土体欠挖使土体在推进面前方出现隆起，推进面后方沉降有所增大。欠挖10 mm 时隆起达0.7mm，欠挖20 mm时最大隆起达1.9 mm。土体超挖对竖向变形曲线的影响不大，仅在推进面前方10 m范围内出现了相对沉降，沉降随超挖的增大而增大，且减小趋势不断放缓，当开挖误差绝对值小于-10 mm时，沉降不再增大。
为了研究机头欠挖、土体损失和摩擦力各自的影响，模型选取了欠挖20 mm时地表竖向位移沿纵向的分布规律进行分析。从图8可以看出三者共同作用下引起的地表竖向位移不是各因素单独作用下地表竖向位移的简单叠加，在不同位置可能大于或小于三者之和。土体损失作用在三因素中起主导作用，共同作用下地表竖向位移沿纵向分布的规律与土体损失单独作用时基本相同。在开挖面前方出现的土体隆起和在工具管位置出现的相对沉降主要是机头欠挖的作用结果，摩擦力作用较小。
5 多条顶管施工的环境效应
图8 不同因素作用下地表竖向位移沿纵向的变化曲线
根据施工方案，将按照1-3-2的顺序完成顶管推进工作。在单个顶管模型的基础上，建立三条平行顶管分步施工的模型。
如图9所示，顶管1、3掘进后地表沉降槽不再符合正态分布规律，而是呈w型分布。文献[12]分析了地表沉降槽分布规律与隧道埋深h、隧道间距l 及隧道半径r 之间的关系，提出了相对水平距离系数c=l/(h r)。当c ≤0.66，沉降槽曲线呈v型分布，适用于peck公式；当c >0.66，沉降槽曲线随c 的增大并趋于w型分布，peck公式不再适用。
图9 平行顶管施工时地表沉降槽
文中矩形顶管等效半径r=3.28 m，h=5.95 m，第1、3 条顶管间距l1=18.1 m，计算得c1=1.96；两侧顶管和中间顶管间距l2=9.05 m，计算得c2=0.98；二者皆无法适用于peck公式，沉降槽呈w型分布。第1、3条顶管c 值更大，w型分布更明显。
完成三条顶管的施工后，中间顶管引起的地表沉降槽深度明显小于两侧顶管，这与大断面矩形顶管的特点相关。注浆压力相对于顶管底部土压力较小，引起大面积的卸载，两条顶管中间土体竖向应力有所减小，因此开挖引起的土体损失相应减小，沉降槽曲线深度小于两侧顶管。
数值模拟手段无法考虑土体扰动的影响。实际工程中，先完成顶管对周围土体造成扰动，使得后完成顶管所受到的扰动加剧，后建顶管引起的地面沉降和沉降槽宽度都要大于先施工顶管。在实际施工中应考虑这一效应[13]。
如图10所示，顶管1、2、3推进轴线上穿地铁隧道位置分别位于x=24.5 m、33.5 m、42.55 m处。受顶管施工影响，下卧2号线隧道拱顶产生了一定的隆起。不同于地表变形，不同顶管先后开挖引起的隧道竖向位移会产生叠加。完成第一条顶管后隧道最大隆起为3.76 mm，完成顶管1、3后隧道最大隆起为5.05 mm，完成顶管1、3、2后隧道最大隆起为8.20 mm，叠加效应随隧道间距的减小而增大。隧道变形满足安全和正常运行控制要求。
图10 地铁隧道拱顶竖向位移沿x 方向的变化曲线
6 管棚的支护作用
为确保路面以及地下管线的安全，拟在顶管施工前在顶管上方及两侧打设ϕ219×10 mm的管棚，钢管环向间距为419 mm，沿通道顶部及两侧布设一排，每根钢管长度为41 m，共计111根。钢管上钻注浆孔，孔径10 mm，孔间距50 cm，呈梅花型布置。管棚注浆要求扩散到管周0.1~0.3 m的厚度范围（图11）。
图11 管棚布置示意
钢管直径小、数目多，建模困难。钢管全部位于沉降槽内，且钢管之间无连接，无法形成整体，对于减小土体沉降作用有限。因此建模主要考虑注浆土体，取管周0.1~0.3 m 厚度范围内土体按水泥土考虑，具体见表1。
管棚的施工有效地减小了地表变形和地下管线变形，最大竖向位移减小了6 mm，地表沉降槽曲线的形状保持不变，管棚的支护作用体现在沉降槽内反弯点之间。最终沉降值为9.64 mm，处于允许范围内（图12）。
地下管线的变形与土体变形相协调，沉降槽形状相同，管棚支护使地下管线（污水管）的最大位移减小了2 mm，符合地下管线变形控制标准（图13、图14）。地下管线材质为混凝土，属于刚性管线，适用于应力判别法。污水管最大拉应力1.58 mpa，雨水管最大拉应力1.19 mpa，混凝土管极限抗拉强度2.1 mpa，因此判断地下管线处于安全范围内[14]。
图12 管棚支护对地表沉降槽的影响
图13 管棚施工对地下管线（污水管）竖向位移的影响
7 施工中可能出现的问题
针对工程特点，对施工过程中可能出现的问题进行了预测：
（1）矩形顶管机顶部面积较大，且与土体间隙较小，顶进过程中易对周围土体造成拖带作用，引起机头背土，加剧土体扰动流失。在拼装管节或加垫块时，顶管机受正面土压力作用，易发生整体后退。
（2）顶管机姿态难以控制，受大断面和矩形形状影响，纠偏和扭转难度大。
图14 顶管施工完成后地下管线的附加应力云图
（3）顶进过程中产生的侧压力以及纠偏荷载、扭转荷载易对邻近已成型通道产生影响，引起相邻管节发生变形和位移，甚至造成破坏。
8 结论
本文以深圳某地铁站区间通道顶管工程为基础建立了数值模型，分析大断面、浅覆土、小间距平行顶管施工的环境效应，得出了以下结论：
（1）已有数值模拟方法存在不足之处。受静水压力影响，顶管底部注浆压力与顶部注浆压力存在较大差值；机头对前方土体的作用不宜使用表面力荷载模拟，宜对机头施加位移荷载。
（2）矩形顶管地表沉降槽横向分布规律符合peck 公式的预测。沉降槽宽度为顶管宽度的2.5倍，在沉降槽外由于应力卸载出现隆起。机头处欠挖的影响大于超挖。土体损失在土体沉降中起主导作用。在施工过程中控制注浆压力和注浆量、减小土体损失，是控制地表沉降的关键。
（3）多条顶管先后施工引起地表沉降，沉降槽呈w型分布，地铁隧道变形随顶管施工不断叠加。地下管线变形与土体变形一致。管棚作为超前支护措施，有效地减小了土体变形和地下管线变形。地表、地铁隧道、地下管线的变形均在允许范围内。
（4）在施工过程中应注意预防机头背土和顶管机回缩，保持对顶管机姿态的良好控制，尽量减小顶管之间的相互影响。
摘自：现代隧道技术