管幕对箱涵顶进过程的支撑作用及反力墙变形研究

左志鹏

(南昌市城市规划设计研究总院, 江西南昌330038)

管幕箱涵顶进法将顶管和箱涵两种技术结合起来[1]，能较好地适应城市软土地层隧道的开挖。管幕法是一种新型的地下工程暗挖技术，是在小型管幕的基础上构筑大跨度、大断面地下工程的施工方法，顶管机将微型圆管提前顶入土体之中，再利用锁扣将各个单管连接成管幕[2]，锁扣处可通过注入砂浆来提高其防水能力[3]。箱涵顶进法的原型为顶管法，顶管施工过程中，顶管改变了原有的土体平衡，使顶管周边土体发生应力重分布，从而对土体的稳定性造成影响。毛海和[4]依托工程算例建立了数值计算模型，求证了由顶管机作用在后背墙各部分产生的反力在宽度和深度上的分布规律；黄章君[5]等建立了顶管过程中反力墙的三维有限元分析模型，研究了反力荷载对墙后土体、应力、空隙水压的影响。

箱涵顶进法具有可以保证路上行车运输安全，行车不中断，临时占地小等独特的优势[6]，对施工环境的影响很小。孙钧[7]等曾用数值模型模拟管幕箱涵顶进过程，并对地表变形特征进行了系统的研究。本文采用数值模拟的方法，对管幕的保护下箱涵受力情况和地表变形的程度进行了分析。同时，考虑到本工程反力墙是由人工填土构成，通过研究探明箱涵顶进完成后人造反力墙结构及反力墙桩基的变形位移。

1 工程概况

本文以赣江大道南昌大桥西桥头路段的非机动车道改造工程为依托进行研究。工程起点为省教育厅对面的非机动车道，终点接万达华府门前的非机动车道，道路全长约768 m，非机动车道标准断面宽7 m，双向通行。本文拟利用有限差分软件对管幕结构对土体的加固效果和始发井反力墙的变形进行分析。工程位置如图1所示。

图1 工程位置

通道采用分离式双箱双孔断面，分上下两幅通行，单孔通道净宽5 m，净高3.3 m。顶管暗埋段两侧穿越地层为路基，主要为回填砂，无地下水，由于道路本身净高的限制，暗埋段埋深仅1.5 m，顶管通道外包尺寸为4 300 mm×6 000 m(高乘宽)，箱涵管片的宽度为1.5 m，厚度为0.5 m，箱涵与路基相对位置如图2所示。

图2 箱涵与地基的位置关系(单位：m)

顶管暗埋段部分全长24 m，既有道路北侧是顶管始发井，宽14.1 m，南侧为顶管接收井兼做管幕工作井，宽16.6 m，深度为3 m，工程平面如图3所示。

图3 工程平面

工作井、接收井在土体加固达到设计强度后施做。顶管井支护采用φ1 000 mm钻孔灌注桩结构型式，桩身混凝土强度等级C30，桩长16 m。工作井为两排φ1 000 mm钻孔灌注桩，后靠回填约3m土体用于抵抗顶推力；接收井为1排φ1 000 mm钻孔灌注桩。顶管井深度约3 m，无地下水，采用自然放坡加拉森钢板桩支护开挖。墙体混凝土强度等级为C30，设计抗渗等级P6，始发井反力墙示意图见图4。

图4 始发井反力墙

工程施工步骤主要为：

(1)围挡施工场地，平整清理施工场地，测量放线，同时预制顶管管节。

(2)施工始发井、接收井支护桩、冠梁等。

(3)对始发井、接收工作井临进现状南斯友好路挡土墙区域土体进行高压旋喷桩加固并对通道穿越范围内土体进行全断面注浆加固。

(4)待土体加固达到设计强度后开挖始发、接收工作井，施做工作井底板及侧墙结构。

(5)从南往北顶进管幕钢管，施做洞门结构，钢管内灌注自密实混凝土，钢管之间注浆。

(6)从北往南顶管顶进，施工顶管段。

(7)路面结构施工，通道装饰。

2 管幕结构作用机理分析

浅埋隧道在开挖过程中，隧道开挖面前方土体受到施工扰动，发生应力松弛和地层移动；扰动区的范围与隧道开挖面高度、跨度及埋深等因素有关。当埋深较小时地层移动迅速延伸至地表，宏观的表现为地表沉降，而对深埋隧道能形成“土拱效应”，地层移动不会延伸至地表。为此，超前支护例如管幕(棚)、超前小导管等措施常常被应用于对沉降控制严格的浅埋隧道或软弱地层中，达到对开挖面前方围岩进行预支护或者预加固从而最大程度的控制地层移动。

管幕法中，形成管幕的钢管使用锁口连接，并在锁口处注浆，形成密封的止水管幕。在管幕保护下，对管幕内土体进行加固处理，然后一边开挖一边支护，管幕段开挖贯通之后，再浇筑钢筋混凝土结构，形成大断面通道矩型居多；本工程施工方法为管幕箱涵顶进法，即在管幕形成之后，先在两侧工作井内浇筑箱涵，然后边开挖土体边顶进箱涵，形成所需的地下大通道。本施工方法中由于管幕的作用，能明显降低地面沉降，从而更有效地保护地面建筑物的安全。管幕箱涵应用实例如图5所示。

图5 箱涵应用实例

3 有无管幕箱涵顶进数值模拟比较

3.1 数值模型的建立及计算假定

本文采用有限差分数值分析软件Flac3D模拟管幕施工、箱涵顶进过程，以分析施工期间及完工后路面稳定性。根据本项目实际尺寸情况，结合数值模拟边界效应的影响，三维数值模型长55 m，宽24 m，高32 m，如图6、图7所示，区别在于前者顶进过程没有管幕结构对土层进行加固，后者相反。针对本项目，参考其他类似项目经验，进行如下假定：

(1)土体为均匀的各向同性弹塑性体，采用3维8结点等参块体单元模拟。

(2)顶管正面推力为圆形均布荷载。

(3)地层损失沿管道轴向均匀分布。

(4)由于仅考虑土层受到的附加变形及应力，计算中不考虑土体自重产生的变形和应力。

(5)顶管推进过程中不考虑土体时间效应，只考虑顶进空间距离的变化。

(6)由于顶管机头和衬砌的刚度远大于土体刚度以及弹性体位移连续性的要求，不考虑实际的顶管机头和衬砌，而以力、位移和边界条件来模拟。

(7)由于管幕采用F型接头彼此连接紧密且内部注浆，采用实体单元模拟管幕。

图6 无管幕箱涵顶进模型

图7 有管幕箱涵顶进模型

3.2 计算参数的确定

3.2.1 正面推进力的模拟

对正面推力的模拟，一般是根据附加的正面推力(实际前舱的工作压力与该中心土层静止侧压力之差)直接作用来模拟。顶管隧道在施工过程中，当顶管管节的尺寸、顶管顶掘机的类型、地层参数、埋设深度确定之后，顶管管节的掌子面迎面阻力往往可以认为是一个定值。

3.2.2 地层损失的模拟

地层损失的实质是开挖管道周围土体在自重应力场的作用下充填由于超挖等形成的空隙的过程。本节通过在地层损失间隙相应位置建立一定厚度的注浆层来等效地层的损失。本文不对此层厚度进行深入探讨，按设计要求及可能的变异情况进行选取，在初始应力计算时将其“杀死”，开挖计算时将其激活，这样周围土体在自重作用下压缩注浆层，填充地层损失形成的间隙。

3.2.3 顶管注浆层切向应力的模拟

根据作用力与反作用力原理，顶管顶进时，在任意位置上所需的推顶力，应等于该处受到的顶进阻力的总和。顶进阻力由工作面前壁阻力和管道外壁摩阻力组成。在对顶进阻力作预测或验算时，可根据顶进面前方有无中继站分别考虑。在计算模拟注浆层的切向应力时，是对管壁四周相邻的土层施加均布的切向力，其方向为顶管推进方向，大小则取为单位面积的摩阻力。在顶管隧道施工过程中，管壁摩阻力可以由管壁所受的正压力乘以管壁与地层的摩擦系数得到。

3.2.4 数值计算参数

岩土层计算参数按照地勘报告选取。根据其他工程经验，选取的模型参数计算具体取值如表1所示。

表1 建立模型参数选取

3.3 计算结果分析

如图8、图9所示是计算结果中两种模型的z方向位移。可以看出，在箱涵穿越路基后，隧道底部均有大于3 cm的隆起，管幕对隧道底部的隆起不会有很大的影响。没有管幕的情况下，靠近箱涵上方土体z方向的最大沉降到达了9.05 cm；有管幕的情况下，同位置模型z方向的最大沉降为1.45 cm，相比没有管幕的情况减少了约84 %的土体变形。并且通过图示可知，有管幕支撑的情况下，下穿通道中间部分基本不会发生沉降，最大的沉降都发生在出口处最后一段箱涵处，这是在施工阶段开挖最后一段土体时产生的，这个工作面是工程中的危险截面。管幕对于地面沉降的控制更加有效，如图在有管幕的情况下，地面的沉降最大仅有3 mm，对比无管幕的情况，箱涵上部的地面沉降大多为4 cm，减箱涵顶进的始发口和到达出口甚至达到7 cm。结果说明管幕结构能在很大程度上控制箱涵顶进法的地表沉降。

图8 无管幕箱涵顶进地层沉降

图9 有管幕箱涵顶进地层沉降

如图10、图11所示是计算结果中箱涵的z方向应力图。在箱涵全部顶进完成后，有管幕工况下箱涵受到的最大压应力为62 kPa，无管幕工况下箱涵受到的最大压应力202 kPa，可以看出管幕代替箱涵承受了很多土层压力，起到了很好地支护作用。有管幕情况下最大拉应力为821 kPa，无管幕情况下为1.05 MPa。

图10 无管幕箱涵受力情况

图11 无管幕箱涵受力情况

4 反力墙受力数值模拟分析

4.1 反力墙数值模型的建立

为了分析箱涵顶进对反力墙结构和灌注桩的变形影响，采用有限差分软件建立了三维模型。本模型尺寸为x向50 m，y向50 m,始发井下土层取30 m，回填土下土层取32 m。计算模型顶面为自由界面，其余各面为固定法向位移边界。

同时为了更直观的反映箱涵顶进结束后灌注桩的变形，分别在靠近始发井一排的灌注桩取中间的一根和边缘一根，远离始发井一侧以同样的方式选取。再取四根桩轴线设置x方向位移监测点。建立的三维模型如图12所示，内部结构和监测点的设置如图13所示。

图12 反力墙结构和土层模型

图13 冠梁结构和灌注桩监测点

本节研究反力墙结构和灌注桩的位移变形，箱涵顶进过程不再模拟。本节计算出箱涵顶进的正面顶推力，然后将换算出的应力作用在后背钢板上，计算出反力墙结构和灌注桩的位移变形。

4.2 反力墙模型参数设定

4.2.1 反力墙受力大小的确定

顶管隧道在施工过程中，当顶管管节的尺寸、顶管顶掘机的类型、地层参数、埋设深度确定之后，顶管管节的掌子面迎面阻力往往可以认为是一个定值。

葛春辉[8]在《顶管工程设计与施工》中对于大刀盘切削的土压平衡式和泥水平衡式顶管机的迎面阻力有如下的计算公式：

PF=Apγ0HKa

(1)

式中：Ap为管节有效横截面面积(m2)；H为管顶距地面的高度(m)；Ka为主动土压力系数Ka=tan2(45°-φ/2)。

刘华清等[9]认为为了保持开挖掌子面的稳定性，迎面顶进力需要与刀盘前部的土体压力和地下水压力保持平衡。考虑土体压力合力作用点的迎面阻力计算公式为：

(2)

式中：PF为迎面阻力(kN)；D为顶管机径(m)，如果是其他顶管机非圆形的情况下，πD2/4换算成顶管顶掘机的开挖断面面积；K0为静止土压力系数，按K0=1-sinφ计算；γ为土体容重(kN/m3)；Hw为土体压力中心到水位面的距离(m)；γw为水的重度(kN/m3)；Hp为土体压力中心到顶管机顶部距离(m)；H为管节埋深(m)。

马保松[10]认为目前顶管掘进机基本采用压力平衡式顶管机，其迎面阻力主要是由作用在切削刀盘上的阻力、工作腔中的压力、切削工具管刃口上的阻力等三部分组成。

在实际的施工过程中，压力平衡式顶管掘进机的迎面阻力采用下列的公式进行计算：

Pzu=P1+P2

(3)

式中：Pzu为压力平衡顶管的迎面阻力(kN)；P1为切削刀盘上的阻力(kN)；P2为工作腔的压力(kN)；p1为切削刀盘上单位面积阻力(kN/m2)；pw为顶管机工作腔压力(kN/m2)；ds为切削刀盘直径(m)；ds1为掘进机内径(m)。

结合上述公式，考虑本工程实际情况，本例中正面推进力取105 kPa。

根据箱涵横截面和反力墙钢板的面积关系，换算出平均作用在反力墙钢板上的力为50.2 kPa。

4.2.2 模型各组物理参数的确定

后背梁、梁冠、灌注桩和纵梁结合部采用C30混凝土，后背梁钢板和顶进底板采用Q235钢，土层及各部分的材料参数如表2所示。

表2 反力墙结构及土层参数

4.3 计算结果的分析

4.3.1 竖向变形

如图14、图15所示是箱涵顶进完成后反力墙区域z方向的位移。可以看出除了远离下穿隧道一部分岩体发生了大约1.5 mm的隆起，反力墙部分、钻孔桩、底板部分都发生了沉降，最大的沉降出现在钢板部分，达到了4.6 cm。这是因为在顶管的顶推力下，后背梁，刚板，底板产生绕y轴逆时针的旋转变形所致。灌注桩和其周围土体产生了1.5 cm的沉降。

图14 反力墙结构z向变形云图

图15 灌注桩结构z向变形云图

4.3.2 水平变形

如图16所示是结构在x方向发生的位移，整个土体的位移并不明显，在圆砾层下层中间部分有4 mm的位移，这是由于灌注桩的位移对其造成的影响。灌注桩从上到下在x方向的位移越来越大。与对灌注桩的监测结果相结合可知整个结构的最大位移出现在灌注桩的最下端。反力墙钢板的顶部产生反向最大位移，达到7.8 mm，这说明钢板发生了一定程度的逆时针旋转，与上小节得到的规律相同。

图16 灌注桩结构x向变形云图

如图17、图18所示是4根灌注桩的位移变形曲线图。在土层中越深，灌注桩产生的变形越大。可以看出不仅仅是钢板，整个灌注桩和土层都发生了逆时针方向的旋转变形，靠近一侧中线灌注桩底端发生最大8.8 mm的位移，边缘灌注桩的最大位移较小，约为7 mm，因为作用力作用在钢板上，中线上的灌注桩是主要的受力对象；靠近始发井这一排桩距离反力墙更近，受到的力更大，所以比远离一排灌注桩发生的位移更大。远离一侧中线灌注桩有7.8 mm的最大位移，边缘灌注桩最大位移为6.7 mm。

图17 靠近始发井一侧灌注桩x向变形量

图18 远离始发井一侧灌注桩x向变形量

5 结论

本文利用有限差分软件建立了三维数值模型，按照设计给定参数模拟了箱涵顶进法有无管幕两种工况，模拟了依托人工填土构筑的始发井反力墙结构。得到的结果表示：

(1)有管幕的情况下进行软土浅埋箱涵顶进施工可以显著减少箱涵上方土体的变形；没有管幕的情况下，地表沉降大多为4 cm，甚至7 cm，有管幕支持下，地表的沉降最多为3 mm，效果显著。

(2)管幕可以为箱涵分担70 %的土层压力，可以减少矩形箱涵直角处的拉应力。

(3)人工填土构成的反力墙结构可以为顶管机提供支撑。在顶进箱涵的过程中，由于土体被挤压，回填土会发生一定的沉降，约2 cm。反力墙钢板，顶进底板，钻孔灌注桩会发生整体逆时针方向的旋转变形(沿y向)。模型中线灌注桩的变形大于边缘灌注桩，靠近始发井一排灌注桩变形大于远离始发井一排。灌注桩发生的位移最大为8.8 mm。