顶管施工对邻近平行地下管道扰动数值模拟研究

曾天成，胡鑫辰，菅江华，曾晓超，石天然，臧守才，吴李珊

（1.中建交通建设集团有限公司，北京 100071；2.中国建筑装饰集团有限公司，北京 100044；3.武汉市青山区水务和湖泊局排水队，湖北 武汉 430080）

当今城市建设依然是高速发展阶段，地面交通繁忙，因此，市政管线建设中采用明挖法施工逐日减少，而对地面交通影响较小的顶管施工方法逐渐成为城市中管线建设的主流施工方法。随着顶管技术的不断发展，顶管管径也愈来愈大，与此同时，顶管施工对周围环境及既有管道扰动的影响，也愈来愈受到工程界及学术界广泛关注。目前，国内外一些学者通过现场试验[1-4]、解析解研究[5-8]、数值模拟[9-13]等方法对顶管施工造成的土体和邻近既有管道的扰动进行了研究。由于顶管施工对既有管道的扰动是一个三维动态过程，且与土体特性及管道特性有密切关系，同时，城市地下管道错综复杂，因此，仅从单纯数学解析角度所得的研究成果无法对具体工程问题给出较为精确的预测。进行合理的数值模拟并结合现场的实测结果进行分析，更加有助于理解顶管施工对既有管道造成的扰动，也可以为工程难题提供合理的解决方案。本文通过数值模拟的方法，研究了在顶管施工过程中，顶管与既有管道的相对方位及相对距离、土体性质和既有管道刚度对既有管道扰动的影响。

1 数值建模及顶管施工模拟方法

1.1 三维数值建模方法

本文基于有限差分软件FLAC3D进行数值模拟。虽然FLAC3D6.0 具备强大的运算能力和较好的后处理功能，但其前处理能力较弱，在建立复杂地层的三维数值模型时存在一定困难。因此，本文采用有限元软件ABAQUS 来建立三维数值模型，将地层信息和剖分网格数据导入FLAC3D6.0，然后进行边界条件设置、物理力学参数赋值、地应力平衡及顶管施工模拟。

模型中顶管采用外径为3.0m、壁厚为0.03m 的DN3000×30mm 钢管，顶管机头外径为3.06m。理想状态下，注浆层厚度为顶管机外径与后续管道外径差值的一半，然而，由于顶管机纠偏和管-土摩擦等扰动，注浆层厚度会适当增大，本文取注浆层厚度为0.05m。由于顶管工程的钢管每节长度为5m，因此数值模型的纵向模拟范围取5m 的整数倍，本文取50m，数值建模时将开挖区和注浆层单元均分为10 段，每段长5m。相应地，数值模型在横向模拟范围也取50m，顶管两侧模拟范围约为8 倍的顶管直径，可以认为模型两侧边界条件对模拟结果没有影响，故在两侧边界上均匀施加法向（水平）约束。垂直方向，模型上表面取为地面，顶管轴线埋深约15m，取模型下部模拟范围为15m，为顶管直径的5 倍，底部边界的影响可忽略不计，故模型上表面为自由边界，下表面施加法向（垂直）和切向（水平两向）约束。此外，在模型轴向，也在相对两表面施加法向（水平）约束。

数值模型如图1 所示，模型的地层土体均剖分为四面体单元，顶管和既有管道的管体剖分为壳单元，模型节点总数为101256，单元总数为502543。

图1 计算模型网格

本构模型采用各向同性弹塑性模型，屈服准则为Mohr-Coulomb 准则。具体物理力学参数取值根据工程地质勘察现场试验确定，如表1 所示。钢顶管采用线弹性本构模型，材料重度为77kN/m3，弹性模量为200 GPa，泊松比为0.3。注浆层的作用，主要是防止管周地层因为管土之间空隙的存在而发生过大变形，数值模拟时主要考虑其防止地层变形的作用，以空单元和作用在地层上的反力来模拟注浆层的作用，该反力大小与地层压力、开挖后的地层应力释放系数等有关。

表1 地层参数

本工程采用的顶管机是泥水平衡顶管机，开挖面处的泥水压力与地下水压力平衡，在充分考虑泥水平衡顶管机工作原理的情况下，对数值模型建模和计算作如下假定：

（1）在模拟顶管顶进过程时不考虑土体变形的时间效应。

（2）作用于掌子面上土体的压力为圆形均布荷载，其值为实测的顶管机头泥水舱压力。

（3）采用控制变量的方法对各影响因素进行分析时，模型中的土层为单一土层。

1.2 施工过程模拟

整个施工过程的模拟可分为以下四个步骤：

（1）初始地应力平衡，得到初始地应力场，并将初始位移归零。

（2）建立顶管单元和既有管道单元，将既有管道单元内部的土体单元挖去，进行应力平衡，得到存在既有管道的地应力场，并将位移归零。

（3）将第一段的开挖区单元和注浆层单元挖去，进行1 次循环，然后得到注浆层最外层节点上的不平衡力，将这些节点的不平衡力乘以一个小于0 的系数，并作用于对应的节点上，以模拟注浆压力对管周土体的作用。该系数最理想的取值为-1，取-1 时表示注浆压力正好平衡了该处的不平衡力，对应无土体损失的情况。然而，实际施工中无法实现这种理想情况，通过反复试算，系数取-0.85 时，模拟的结果与实际工程的监测值拟合较好。同时，将管-土摩擦力施加在这些节点上，并且将模拟钢顶管的壳单元整体向前推进单位管节的距离；根据项目实测数据，在开挖面处施加均布荷载来模拟泥舱压力的作用。其中，管-土摩擦力是根据项目实测顶推力反算得到的，约为6kPa。

（4）以单位管节长度为一个开挖步，依次开挖至全部施工完毕。

2 模拟结果与分析

2.1 相对方位对既有管道的影响

模型横截面及既有管道监测点布置如图2 所示，既有管道在顶管的右上方，将两管道轴线所在平面与竖直平面的夹角α 定义为两管的相对方位角。采用控制变量法，将两管的相对方位角设为变量，共进行7 组实验，相对方位角分别取0°、15°、30°、45°、60°、75°及90°，两管的净距离为5m。既有管道为玻璃钢夹砂管，采用各向同性线弹性本构模型，材料重度为19.6kN/m3，弹性模量为5GPa，泊松比为0.3（室内试验测量值），直径为3m，管厚为4.4cm；土层为粉质粘土，参数如表1所示。在既有管道的4 个位置上设置4 组监测点（A、B、C、D），每组监测点处分别监测水平（X 方向）位移和竖向（Z 方向）位移。在既有管道上沿顶进方向（Y 轴正方向）每隔5m 设置一个监测断面，将既有管道剖分为10 段，故每组监测点个数为11 个。既有管道的位移是个三维空间的量，但根据以往的工程经验和常识，在与既有管道平行的顶管施工过程中，既有管道沿顶进方向产生的位移可忽略，因此，本次模拟只对既有管道在X 和Z 方向的位移、变形以及转动进行讨论，对其沿顶进方向所产生的位移不做讨论。为叙述方便起见，下文中将7 组实验分别代称为：α0、α15、α30、α45、α60、α75、α90。

图2 模型横截面及既有管道监测点示意图

2.1.1 相对方位对既有管道位移的影响

将各断面4 组监测点的X（Z）方向位移的平均值定义为既有管道该断面的X（Z）位移量。如图3 和图4所示为顶管顶进25m 时既有管道各组监测点X 方向和Z 方向位移曲线。

图4 顶管顶进25m 时既有管道Z 方向位移曲线（不同方位对照）

由图3 可知，除α0以外的模拟中，在顶管开挖面后方一定距离之外，既有管道产生了靠近顶管的X 方向位移；顶管开挖面及开挖面前方一定距离内，既有管道则产生了远离顶管的X 方向位移。其中，α60的既有管道X 位移值最小，约为-1.7mm。α 越大，既有管道X方向位移值为0 的截面距顶管开挖面越远。

由图4 可知，顶管开挖面后方，既有管道的沉降量随α 的增大而减小，且随距顶管开挖面的距离增大而增大，其中，α0的既有管道Z 方向位移值最小，约为-7.7mm。对比图3 与图4 可知，既有管道的Z 方向位移量绝对值远大于其X 方向位移量绝对值，因此，顶管施工过程中更应该关注既有管道的Z 方向位移量。

2.1.2 相对方位对既有管道转动的影响

由D、B 两组监测点的Z 方向位移量作差，将其差值记为ZDB，以ZDB的绝对值大小表示该断面转动量的大小。如图5 所示为顶管顶进25m 时既有管道左右两侧Z 方向位移差值。

图5 顶管顶进25m 时既有管道左右两侧Z 方向位移差值（不同方位对照）

由图5 可知，在除α0以外的其他6 组模拟中，顶管开挖面及后方的既有管道中B、D 两点连线均产生了逆时针方向转动，在顶管开挖面前方5m 处，ZDB约为0。在开挖面后方，各组模拟中ZDB随着监测点距开挖面距离的增大而增大，各组模拟中ZDB由大到小排列为：α45>α30>α60>α15>α75>α90>α0。可知，α45中既有管道的转动程度最大。

2.2 相对距离对既有管道的影响

为探究顶管与既有管道的距离对既有管道扰动的影响，进行了4 组对照试验，两管道净距离d 分别取1m、3m、5m、7m，既有管道在顶管正上方（对照α0）。既有管道为玻璃钢夹砂管，土体为粉质粘土，物理力学性质参见表1。为叙述方便起见，下文中将4 组实验分别代称为：d1、d3、d5、d7。

图6 为4 组实验中顶管顶进25m 时既有管道Z方向位移曲线。由图6 可知，随着顶管施工过程中产生了开挖卸荷，顶管开挖面后方的既有管道产生了沉降。随着顶管与既有管道的距离增大，既有管道的沉降值减小。在顶管开挖面前方5m 左右，各组模拟的既有管道的Z 方向位移约为0；在第1 组监测点处，各组模拟的既有管道的沉降值最大。其中，d1的最大沉降值约为10.0mm，d7的最大沉降值约为6.4mm，d1的最大沉降值约为d7的1.56 倍。在d=3m～7m 变化的过程中，随着d的减小，既有管道产生的最大沉降值平稳增加，即d3与d5的最大沉降值差值约等于d5与d7的最大沉降值差值；在d=1m～5m 的过程中，随着d 的减小，既有管道产生的最大沉降值剧烈增加，d1与d3的最大沉降值差值约为d3与d5的最大沉降值差值的2.5 倍。

图6 顶管顶进25m 时既有管道Z 方向位移曲线（不同相对距离对照）

根据文献[14]，当既有管道与顶管相距小于顶管管径时，顶管施工中既有管道容易发生危险。通过本节的模拟可知，当距离小于顶管管径（3m）时，既有管道的沉降量和变形量均显著增大。因此，在顶管设计过程中，应当尽量避免顶管与既有管道距离小于顶管管径，实在无法避免时，需对既有管道周围土体提前进行注浆加固。

2.3 土体性质对既有管道的影响

为探究顶管施工中土体性质对既有管道扰动的影响，进行了5 组对照实验，土体参数如表1 所示。既有管道与顶管的距离为3m，顶管和既有管道的轴线位于同一竖直平面内，且既有管道在顶管正上方（对照α0）。既有管道为玻璃钢夹砂管。

图7 为5 组实验中顶管顶进25m 时既有管道Z 方向位移曲线。从图中可见，各模拟中开挖面后方既有管道的沉降值从大到小排序为：素填土>中粗砂>粉质粘土>粉砂岩残积土>全风化粉砂岩。其中，素填土中既有管道最大沉降值约为25mm，全风化粉砂岩中既有管道最大沉降值约为2.5mm。参照表1 可知，当其他条件一定时，既有管道的沉降值与管周土体的强度呈负相关。

图7 顶管顶进25m 时既有管道Z 方向位移曲线（不同土层对照）

2.4 既有管道自身刚度对其扰动的影响

为探讨既有管道刚度对其扰动的影响，进行了6组对照实验，既有管道的弹性模量分别取5GPa、10GPa、20GPa、40GPa、80GPa、200GPa。既有管道与顶管的距离为3m，顶管和既有管道的轴线位于同一竖直平面内，且既有管道在顶管正上方（对照α0）。管周土体为粉质粘土。为叙述方便起见，下文中将6 组实验分别代称为：E5、E10、E20、E40、E80、E200。

图8 为6 组实验中顶管顶进25m 时既有管道Z方向位移曲线。从图中可见，各模拟中开挖面后方既有管道的最大沉降量从大到小排序为：E5>E10>E20>E40>E80>E200。其中，E5中既有管道最大沉降值约为8.4mm，E200中既有管道最大沉降值约为7.2mm。因此，既有管道的沉降值与既有管道的强度呈负相关。

对比图7 和图8 可知，顶管施工过程中，管周土体的强度对于既有管道位移的影响远大于既有管道自身刚度的影响。因此，在顶管施工中，应当关注管周土体的性质。

图8 顶管顶进25m时既有管道Z方向位移曲线（不同管道刚度对照）

3 结论

本文通过数值模拟方法，分析了顶管平行下穿既有管道过程中，既有管道的响应特征，主要结论如下：

（1）当既有管道轴线在顶管轴线以上时，在顶管施工过程中，顶管开挖面后方的既有管道会产生沉降。当顶管与既有管道的距离一定时，既有管道沉降值随α的增大而减小。

（2）当α>0°时，在顶管施工过程中，顶管开挖面后方的既有管道除了会产生沉降，还会发生转动，且当α=45°时，既有管道的转动量最大。在工程中，不仅要对既有管道的位移量进行检测，还要关注其转动量，尤其是对于带有损伤的脆性管道。

（3）管周土体强度对既有管道扰动量的影响远大于既有管道自身刚度的影响。

（4）当顶管与既有管道距离小于顶管管径时，顶管施工过程中的既有管道扰动量会显著再增加。