0.   引言

受城区交通及地下管线等因素的影响，使用非开挖的盾构施工进行城市综合管廊的建设较为常见。为了保证通风及盾构法管廊检修的需要，往往需要在综合管廊内部挖掘竖井。竖井施工方法通常分为正井法和反井法^[1]，除此之外，常见的竖井施工方法还有中心扩孔法、单行作业法以及混合作业法等^[2-4]。赵辉等^[5]通过监测发现当竖井开挖超过10 m时，最大沉降可达16.44 mm；李立云等^[6]通过监测数据得到，随着竖井开挖，地表沉降逐渐增大，最大沉降可达10 mm左右。由文献[5，6]可知，现有的竖井开挖方法对周边地表仍有比较大的扰动影响，因此从管廊上方开口，并从管廊内部自下而上切削顶进的竖向顶管技术便开始受到人们的关注。其大部分的施工步骤均在盾构管廊内部进行，地上作业较少，因而当施工环境较为复杂，道路空间比较拥挤时，该法较为适用。例如，该法适用于山区或者河道以下，不方便使用传统的施工方式的特殊环境。可见，竖向顶管法具有良好的应用前景。

现有的向上顶升施工工艺中，与竖向顶管技术相似的朝上掘进盾构法和垂直顶升法已发展得较为成熟。目前，朝上掘进盾构法的工程主要集中在日本^[7-8]，例如，日本大阪市的御堂筋综合管廊工程中的竖井就是采用朝上掘进盾构法施工的。Kondo等^[7]监测了朝上掘进盾构法施工过程中周围地表及下水道隧道的沉降和位移，发现并没有造成明显的地表沉降问题；Ito等^[8]通过监测地表沉降得到朝上掘进盾构法施工引起的地表位移不超过0.4 mm。关于垂直顶升工艺，江中孚^[9]提出垂直顶升开始向上顶进后，盾构管片环的环顶和环底逐渐形成“竖鸭蛋”形状；沙俊强^[10]结合实际工程对盾构隧道管片在垂直顶升顶进过程中的变形情况进行了监测；Wang等^[11]则利用Abaqus软件对垂直顶升法进行建模，研究得到随着顶升力的增加，开口环与相邻环之间发生的最大错台变形也增加。作为一个仍处在探索阶段的施工新技术，目前已有学者对竖向顶管施工引起的周边土体和盾构隧道变形进行了初步研究。在理论方面，彭加强等^[12]根据Mindlin解和随机介质理论计算摩擦力、顶管推力及土体损失引起的土体变形；在数值模拟方面，孙樵等^[13]采用Midas GTS NX进行建模，分析可得竖向顶管顶升引起的周边土体及管廊沉降较小，具有较好的施工效益。但现有研究大多存在于理论分析和数值模拟阶段，尚且没有真正意义上的工程运用和实际操作。因此需要设计相关室内模型试验进行进一步研究。

本文将设计一种竖向顶管室内缩尺模型试验，通过试验所得数据探究竖向顶管顶升过程中对盾构隧道内部弯矩和地表位移的影响，并讨论不同影响因素对竖向顶管施工的影响。

1.   室内模型试验

为探究竖向顶管施工对周边环境的影响，尤其针对周边地表土体及盾构隧道的影响，本文设计几何相似比为1∶20的竖向顶管室内缩尺模型。通过位移计量测地表竖向位移，通过应变片量测隧道内侧应变，并通过微型土压力盒量测顶管顶部土压力。

1.1   相似比

竖向顶管模型试验的相似比为1∶20，弹性模量的相似比可通过C_E=C_γC_L推导，C_γ通常为1，因而可得到C_E=C_L=1∶20。在模型试验中，为保证试验的可行性，一般相似材料不能严格按照相似比去设定。因而本试验中，在准确控制几何相似比为相似的主要参数的前提下，对材料属性相似比的控制进行了适当简化。本文所述模型试验相关相似比参数见表 1，其中部分原型数据参考文献[13]。

表  1  试验材料参数相似关系表

Table  1.  Similarity relations of parameters of test materials

材料	类别	原型几何物理量/m	模型几何物理量/m	原型弹性模量/GPa	模型弹性模量
盾构隧道	内径	8	0.40	35	2
	外径	9	0.45
	长度	20	1.00
	埋深	9	0.45
顶管	内径	1.80	0.09	210	115
	外径	2.00	0.10

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1.2   试验装置

本文所述试验装置主要由模型主体系统、加载装置系统和数据量测系统3部分组成，图 1为试验装置组成示意图。

图  1  试验装置组成

Figure  1.  Composition of test devices

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（1）模型主体系统

模型主体系统主要分为模型箱、盾构隧道和竖向顶管。其中，模型箱作为模型试验的主要试验场地，用于承载盾构隧道和试验所用砂土。模型箱净尺寸为长1.2 m，宽与高均为1.0 m，为方便对试验过程进行观察，模型箱四周与底部由有机玻璃制作而成。模型箱顶部对边分别开挖高55，110 mm的凹槽，便于试验前将方钢管放入顶部凹槽内并布置位移计。考虑缩尺试验可操作性，盾构隧道使用有机玻璃材料，且模型不做圆柱形隧道而采用半圆柱形隧道。如图 2所示，其底边可贴合模型箱底部，并通过模型箱底部的有机玻璃片进行定位，在试验开始前将模型箱与盾构隧道接触边处打满玻璃胶以固定盾构隧道并防止漏水现象产生。盾构隧道模型尺寸为外径450 mm，厚度50 mm，长度为1000 mm并均匀分为五环。隧道中心环与模型箱底部中心处均进行开口处理，便于试验前将顶管模型从模型箱顶部穿过隧道模型放置于液压千斤顶上，其中模型箱开口直径为0.4 m，隧道开口直径为0.13 m。

图  2  盾构隧道放置于模型箱内

Figure  2.  Placement of shield tunnel in the model box

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竖向顶管由顶管管节、机头顶盖和圆盘连杆装置组成（见图 3），为模拟实际工程中顶管掘进机尺寸比顶管后续管节略大^[14]的情况，将两段尺寸不同的圆柱形钢管焊接成一整根钢管。为了试验更具可操作性，后续管节将不再划分多节管节。顶管机头外径为120 mm，高20 mm，后续管节外径为100 mm，高570 mm，两者壁厚均为5 mm。顶管机头与后续管节之间用圆环状钢板相连，圆环外径为120 mm，内径为90 mm。

图  3  顶管模型

Figure  3.  Model for pipe jacking

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（2）加载装置系统

如图 4所示，本文所述模型试验的加载装置主要由液压千斤顶及液压油泵组成，其中液压千斤顶吨位为50 t，最大行程为500 mm。试验设置750 W电动液压油泵、1.5 kW电动液压油泵和手动液压泵3种不同液压油泵，不同千斤顶液压油泵在正常工作下对应不同的顶升速度。顶升速度的选取参考水平顶管顶进速度，根据《城市给排水工程规划设计概预算与定额施工及验收实用全书》^[15]所述，顶管在砂性土中顶进速度约为1 mm/s，并参考《工程测量学》^[16]，得顶管掘进速度可达3.33 mm/s以上。经试验测量，在均装满油的情况下，750 W电动液压油泵对应平均顶升速度为3.12 mm/s，1.5 kW电动液压油泵对应平均顶升速度为5.00 mm/s，手动液压泵对应平均顶升速度控制为0.76 mm/s，均在文献[16]所述顶管通常顶进速度误差范围内。

图  4  电动液压油泵及液压千斤顶

Figure  4.  Electric hydraulic oil pump and hydraulic jack

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（3）数据量测系统

试验量测系统由各测量元件和导线、计算机、网线、静态电阻应变仪以及外接电源等装置组成。测量元件包含应变片、位移计和土压力盒，分别用以测量盾构隧道内侧应变、地表位移及顶管机头土压力。布置好各测量元件后，需将测量元件导线接入静态电阻应变仪，并通过网线与计算机连接，试验过程中通过计算机获取并处理相关试验数据（见图 5）。每次试验前需通过数据采集软件检查各测量元件是否正常工作，若出现过载现象，则需要对测量元件进行检查。当各测量元件均正常工作时，方可开始正式试验。

图  5  计算机连接应变仪

Figure  5.  Connection of computer and strain gauge

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1.3   试验材料

如图 6所示，本次室内模型试验所用试验材料为海砂，除土层含水的对比工况外，试验前均将海砂进行室内烘干处理得到干砂，试验用砂具体参数见表 2。

图  6  试验用砂

Figure  6.  Sand for tests

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表  2  试验海砂基本物理力学指标

Table  2.  Basic physical and mechanical indexes of sea sand for tests

干密度ρ/(g·cm-3)	湿密度$ \rho ' $/(g·cm-3)	内摩擦角φ/(°)	黏聚力c/kPa	孔隙比e	压缩模量Es/MPa
1.613	1.877	34.3	0	0.482	6.28

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1.4   试验简化

由于本文重点研究竖向顶管施工对周边环境的影响，再加上试验受到可操作性的影响，笔者对本文所述模型试验做了如下简化。

（1）盾构隧道的简化

a）实际工程中城市综合管廊为空心圆柱体结构，本文将之简化为空心半圆柱体结构。简化原因是，模型箱为底部开口且本文试验有含水工况。模型简化后，可以防止含水工况下，水流通过模型箱开口处流出，导致污染试验环境。此外，本文试验相似比为1∶20。简化后的模型有利于试验设备制作，更具备可操作性。

b）实际工程中盾构隧道为多环管片拼接而成，本文试验仅考虑将盾构隧道分环处理，而不再将每一环管片分块处理，且简化螺栓等细部结构，管片环之间通过玻璃胶连接为整体，不过多考虑盾构隧道的结构对试验的影响。

（2）竖向顶管模型的简化

a）实际工程中顶管常为多节管节拼接而成，本文试验仅考虑顶管为一整根钢管节，不考虑中继间等细部结构，对竖向顶管的施工步骤简化为只顶升而不再考虑管节之间的焊接等其它工作。

b）实际工程中，随着顶管顶进，需将渣土不断排出。本文试验为了对顶管排土的过程进行考虑，设计了模拟排土装置。模拟排土装置通过定制机头顶盖和圆盘连杆装置完成（见图 7），机头顶盖顶部为“米”字形镂空状，中心设有圆形平台。圆盘连杆装置分为圆杆、底部圆盘及上钢板三部分，圆杆穿过圆形平台与底部圆盘及上钢板焊接为一体，圆盘尺寸与顶管管节内径相同。试验前需将圆盘放置于顶管内部，并和已固定在模型箱上部的方钢管通过螺栓连接，试验过程中，随着顶管的不断顶升，土体被机头顶盖“切削”进入顶管内部，以此模拟顶管排土过程。

图  7  排土装置示意图

Figure  7.  Diagram of soil discharge device

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（3）试验材料的简化

将土体简化为均匀土层并只使用单一土体。

1.5   测点布置

（1）隧道应变测点布置

为研究竖向顶管施工对盾构隧道开口环及临近环内侧的影响，在隧道内侧沿轴向贴满应变片（见图 8），其中横纵方向每两个应变片间距均为100 mm。设定1—1，2—2，3—3横轴测点连线沿隧道横轴方向，a—a，b—b，c—c纵轴测点连线沿隧道纵轴方向，3—3横轴测点连线与隧道轴线重合，b—b，c—c纵轴测点连线沿纵向对称轴对称。

图  8  隧道内侧应变片布点示意图

Figure  8.  Schematic diagram of layout of strain gauges inside tunnel

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（2）地表位移测点布置

如图 9所示，通过位移计测量地表竖向位移，位移计按“十”字形排列，等间距布置测点，每两个测点之间间距大小为100 mm，共计布置9个位移测点。

图  9  地表位移测点布点照片

Figure  9.  Photo of measuring points for surface displacement

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（3）机头顶盖土压力测点布置

通过微型土压力盒测量机顶土压力，仅在机头顶盖靠近中心处布置一个土压力测点。

1.6   试验工况

针对不同顶进速度、不同覆土高度及土层是否含水3种影响因素，本文共设计6组不同试验工况进行研究（表 3），并选取试验1作为本文所述试验的标准工况。

表  3  试验工况

Table  3.  Test conditions

试验编号	液压油泵种类	覆土高度/m	土层干湿状态
#1	750 W电动液压泵	0.45	干砂
#2	1.5 kW电动液压泵	0.45	干砂
#3	手动液压泵	0.45	干砂
#4	750 W电动液压泵	0.40	干砂
#5	750 W电动液压泵	0.50	干砂
#6	750 W电动液压泵	0.45	湿砂

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1.7   试验步骤

根据试验土层是否加水，分别对加水工况和不加水工况的试验步骤进行介绍。

（1）不加水工况试验步骤

a）在水平隧道内侧按规范要求粘贴应变片，并利用DHDAS动态信号采集分析系统软件检查各应变片是否正常工作。对应变片涂抹硅橡胶进行绝缘和保护，并用绝缘胶带对导线进行固定。应变片粘贴完成后，将隧道模型放置于模型箱底部。

b）将隧道开口处涂抹黄油，可以减摩润滑，也可密封洞口，减少洞口处漏砂。将竖向顶管从模型箱顶部沿洞口放置于千斤顶上，并固定好圆盘连杆装置。

c）将试验所用海砂晒干，并从模型箱顶部均匀倒入模型箱内直至达到试验预设标高处，其中覆土高度达到每50 mm时整平一次。

d）在地表安装位移传感器，并将各测量元件的连接导线接入电阻应变仪，再次检查各测量元件是否正常工作，并调整测量软件相关参数，准备试验。

e）打开液压油泵开关，将竖向顶管向上顶升并记录试验数据，其中模拟顶管每一节顶升高度通过试验前在顶管机身和液压千斤顶活塞杆做标记来完成。

（2）加水工况试验步骤

图 10所示为模拟含水土层的工况，对土层进行加水处理。为防止向模型箱加水后，隧道开口处及隧道与模型箱接触处漏水，采用如下止水措施：

图  10  止水处理

Figure  10.  Treatment of water stop

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a）将隧道与模型箱所有接触边打玻璃胶，待其静置24 h自然凝固后，在玻璃胶外包裹一层保鲜膜并用胶带粘贴。

b）在隧道上方铺一层薄布，薄布在隧道开口处剪开，使其与顶管机身外径相同。将竖向顶管穿过薄布与隧道的开口处，并在所有缝隙处均打满泡沫胶，以减少水从洞口处的流失。

c）覆土前将所有干砂均作浸水处理，使其与水充分接触。将湿砂倒入模型箱，并于每50 mm高度时注水一次，覆土完成后整体静置24 h。试验过程中需要及时注水保证水位线始终保持与地表齐平。

2.   模型试验结果分析

假定每顶进高度25 mm为顶进1节，标准工况下覆土高度为450 mm，共需顶进18节，因顶进第18节时顶管机头已顶出地表，所测数据误差影响较大且中心测点位移无法取值，故每次试验仅顶进前17节。

2.1   隧道内侧弯矩分析

本试验中隧道模型主要受隧道自重、竖向土压力、侧向水平土压力、模型箱承载力、顶升引起土体卸载及管土摩擦力等力的作用，其受力主要是由顶管的顶升以及上覆土引起的。

图 11为竖向顶管顶升全过程中盾构隧道内侧沿横轴测点附加弯矩曲线。由图 11可知，顶管顶升过程中，隧道内侧弯矩整体呈“W”型分布，且随着顶管的不断顶升，除3—3横轴出现极小负弯矩测点处，其余每一处测点弯矩不断增大。在与隧道径向对称轴距离100 mm内，出现一个极小弯矩值，所测最小弯矩值可达-431.5 N·m，出现在顶进17节管节时3—3横轴测点处。在与隧道径向对称轴距离0~200，200~400 mm区间内各出现一个极大正弯矩，所测最大弯矩值可达364.0 N·m，出现在顶进17节管节时3—3横轴测点处。

图  11  沿横轴测点全过程弯矩曲线

Figure  11.  Curves of bending moment in whole process of measuring points along transverse axis

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隧道呈现出中间受压两侧受拉的状态，这是因为，初始状态下隧道受到覆土影响，隧道下部受拉，在靠近开口位置，顶管向上顶升会产生作用在土体上的向上摩擦力，因而弯矩值减小。3—3横轴测点两端点处弯矩近似为0，原因在于隧道两端被玻璃胶固定，稍靠近中心处两侧受覆土影响较大，而中间部位受到顶管向上顶升，且存在着土体损失的影响，从而促使出现正弯矩减小直至出现负弯矩的现象。对比1—1，2—2，3—3横轴测点弯矩曲线，可以得到距离隧道开口中心点越近，隧道弯矩值越大，且弯矩曲线波动越剧烈，表明受顶管顶升的影响越大。

图 12为竖向顶管顶升全过程中盾构隧道内侧沿a—a纵轴方向测点附加弯矩曲线。由图 12可知，顶管顶升过程中，隧道内侧弯矩曲线同样呈“W”型分布，在距隧道轴线距离100 mm处，出现两个较大正弯矩，分别为顶进17节时的23.2，25.2N·m，在两端测点及中心测点处出现一个极小弯矩值，弯矩值为顶进1节时的-122.0N·m，变形后整个隧道截面近似三角形（图 13）。

图  12  沿纵轴测点全过程弯矩曲线

Figure  12.  Curves of bending moment in whole process of measuring points along longitudinal axis

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图  13  隧道变形示意图

Figure  13.  Diagram of tunnel deformation

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2.2   地表位移分析

图 14为竖向顶管向上顶升过程中，沿隧道轴向的地表位移曲线。由图 14可看出，在远离顶管开挖中心处（距离顶管开挖中心点100 mm以外），地表竖向位移以沉降为主，所测最大沉降达8.1 mm，而在近顶管开挖中心处（距离顶管开挖中心点100 mm以内），地表沉降减小。随着顶管不断顶升，刀盘切削土体不充分，切削速度逐渐滞后于顶升速度，在顶管开挖正上方地表出现了隆起现象，最大隆起为8.5 mm（图 15），隆起值与沉降值的分界点出现在顶管顶升至12节，即开挖到300 mm高度时。因此在竖向顶管开挖至12节左右，需要注意中心土体开始出现的隆起现象。

图  14  沿隧道轴向测点位移曲线

Figure  14.  Curves of displacement at measuring points along tunnel axis

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图  15  地表位移变形示意图

Figure  15.  Diagram of surface displacement and deformation

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图 16为竖向顶管向上顶升过程中，垂直于隧道轴向的地表位移曲线。结合图 14，16可以看出，随着顶管向上顶升的高度不断增加，顶管顶升过程对土体的扰动不断加大。对比两个位移曲线图可得，在沉降区范围内，垂直于隧道轴向方向的地表沉降更大，所测最大沉降可达9.9 mm，这是因为，沿轴向方向正下方存在盾构隧道，这使得土体可沉降范围缩小。

图  16  沿垂直于隧道轴向测点位移曲线

Figure  16.  Curves of displacement at measuring points along direction perpendicular to tunnel axis

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2.3   顶管机头土压力分析

图 17为顶管顶升全过程中，顶管机头土压力变化曲线。由图 17可以看出，在顶管顶升之初，机头土压力迅速增大，在顶升至第5节前维持小幅波动，随后迅速减小，随着顶升高度的增加，降低幅度逐渐减小。顶管机头土压力的最大值为75.2 kPa，出现在顶升5节管节时，即开挖到125 mm时。

图  17  顶管机头土压力变化曲线

Figure  17.  Change curves of earth pressure of pipe jacking head

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2.4   不同顶升速度研究

本节选取试验^#1，^#2，^#3作对比分析，即仅改变千斤顶的液压油泵，不考虑其它因素的改变，探究不同顶升速度下，隧道内侧弯矩和地表位移等参数的变化规律。

不同顶升速度条件下，竖向顶管向上顶升至17节时，水平隧道内侧沿3—3横轴测点附加弯矩见图 18。由图 18可知，3种液压油泵所测弯矩曲线均为“W”型分布，但顶升速度为0.76 mm/s时弯矩值明显变大，且对比另两种顶升速度，其弯矩曲线变化幅度更为剧烈，所测最大正弯矩达到492.1 N·m，而所测最大负弯矩可达-487.7 N·m。这是因为当顶升速度较快时，应力传递距离短，对周围土体扰动较小。而顶升速度较慢时，应力卸载较慢，影响范围较大，周边土体受扰动时间较长，难以处于长期的稳定态，因而对隧道的影响更大。因此，在实际工程中，为减少顶管顶升对隧道的影响，应提高顶升速度，缩短应力传递距离和开挖时间。对比两组顶升速度较快的电动液压泵弯矩曲线可得，两者弯矩曲线差距不明显，表明在千斤顶顶升速度达到一定程度时，对隧道的影响可以近似忽略。

图  18  不同顶升速度弯矩曲线

Figure  18.  Curves of bending moment at different jacking speeds

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图 19为不同顶升速度条件下，沿隧道轴向的地表位移曲线。由图 19可知，顶升速度对地表竖向位移的影响主要集中于沉降区，在远离顶管开挖中心处（距离顶管开挖中心点100 mm以外），随着顶升速度的加快，土体沉降会有较为明显的减小，当顶升速度为0.76 mm/s时，地表所测沉降最大可达10.2 mm，而顶升速度为5.00 mm/s时最大沉降则为5.1 mm。顶升速度的增加对于近顶管开挖中心处（距离顶管开挖中心点100 mm以内）的隆起区影响较小，所测隆起最大值为1.7 mm，最小值为0.6 mm，因此，在实际工程中，当顶升速度发生改变时，需要注意两边土体的沉降情况，防止由于顶升速度的改变而引起的较为严重的土体塌陷危险。出现该现象的原因在于，当千斤顶顶升速度较快时，刀盘切削速度滞后于顶升速度，处于中心区域的地表土体由于没有充分被机头切削而进入顶管内部，导致所测电动液压泵隆起值比起手动液压泵略有上升。当千斤顶顶升速度较慢时，应力传递距离较长，顶管对土体扰动时间变长，对土体的影响范围更大，因而对周边地表沉降的影响较为明显。

图  19  不同顶升速度位移曲线

Figure  19.  Curves of displacement at different jacking speeds

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2.5   不同覆土高度研究

本节选取试验^#1，^#4，^#5作对比分析，仅改变盾构隧道的埋深，设置埋深高度分别为覆土高度400 mm、覆土高度450 mm和覆土高度500 mm，不考虑其它因素的改变，探究不同覆土高度时，隧道内侧弯矩和地表位移等参数的变化规律。

图 20为不同覆土高度下，竖向顶管向上顶升至最后一节时，隧道内侧沿2—2横轴测点的附加弯矩曲线。对比图 20中覆土高度分别为400，500 mm时的附加弯矩曲线可得，随着覆土高度的增加，隧道的弯矩值也越大，所测最大弯矩值可达447.7 N·m。原因在于，覆土增高后，隧道外部围压增大，隧道受到覆土的影响变大，从而造成隧道内侧进一步受拉。但覆土高度450 mm时所测隧道弯矩值与其它两条曲线数值相差较大，原因可能在于模型试验存在着偶然误差，导致部分测量数据与理想模型数据相差较大，需在后续研究中对模型装置进行进一步的改良。

图  20  不同覆土高度弯矩曲线

Figure  20.  Curve of bending moment at different overburden soil heights

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不同覆土高度时沿隧道轴向的地表位移曲线见图 21。以覆土高度450 mm顶升至14节为标准，将覆土高度400 mm工况顶升至12节，覆土高度500 mm工况顶升至16节得出数据进行分析。由图可知，覆土高度400~450 mm区间内，随着隧道覆土高度的增加，处于沉降区的位移测点沉降变大，最大沉降值发生于覆土高度450 mm时离开挖中心距离100 mm测点，对应沉降值为7.7 mm。覆土高度对于隆起区的位移测点影响较小，最大隆起值差距不大，所测最大隆起值发生于覆土高度450 mm时的中心测点处，对应沉降值为5.4 mm。当覆土高度进一步增高到500 mm时，土体隆起现象消失，所有测点均处于沉降状态，且最大沉降值小于覆土高度450 mm时的最大沉降值。这是因为，当覆土高度增加到一定程度时，开挖中心处土体受到顶管机头充分切削更容易进入顶管内部，且由于顶管顶升的过程中隧道开口处会出现一部分土体损失，因而更多地呈现出沉降的特征。覆土高度越高，沉降槽的范围也会越大，从而使最大地面沉降值减小。

图  21  不同覆土高度位移曲线

Figure  21.  Curves of displacement at different overburden soil heights

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2.6   含水土层研究

本节选取试验^#1、^#6作对比分析，即在仅改变土层干湿状态，不考虑其它因素改变的情况下，探究隧道内侧弯矩和地表位移等参数的变化规律。

竖向顶管向上顶升至最后一节时，土层含水与不含水工况下盾构隧道内侧沿2—2横轴测点的附加弯矩见图 22。由图 22可知，土层加水后，隧道内侧弯矩明显变大，且各测点之间变化幅度较剧烈，所测弯矩最大值达238.0 N·m。这是因为加水后土层密度加大，隧道受到围压变大，隧道受到整体影响和扰动也随之变大。

图  22  土层是否含水弯矩曲线

Figure  22.  Curves of bending moment of soil layer with or without water

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将竖向顶管顶升至14节时含水土层与不含水土层两类工况下，沿隧道轴向的地表位移见图 23。由图 23可知，加水后地表竖向位移更多表现为隆起现象，且隆起值比不含水土层有明显增大，最大值达7.9 mm，而不加水土层最大隆起值仅为5.4 mm。这是因为含水土层受到水的浮力作用，自重应力减小，且砂土在含水的情况下流动性变差，顶管机头排土效果减弱，从而使土体整体沉降减小。又由于顶管不断朝上顶升土体，土体受到影响产生隆起现象。在实际施工时需要时刻注意地表的隆起变化。

图  23  土层是否含水位移曲线

Figure  23.  Curves of displacement of soil layers with or without water

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3.   结论

本文主要对盾构隧道内竖向顶管施工室内模型试验装置及试验过程进行了阐述，并对试验所得数据进行了分析，主要得到以下4点结论。

（1）顶管顶升过程中，隧道内侧弯矩整体呈“W”型分布，随着顶管不断顶升，测点弯矩不断增大；在远离顶管开挖中心位置，地表竖向位移以沉降为主，在靠近顶管开挖中心位置，地表沉降减小，随着顶管的不断顶升，在顶管开挖正上方地表出现了隆起现象，隆起值与沉降值的分界点出现在顶管顶升至12节时。

（2）顶升速度较慢时，顶管对土体扰动时间变长，应力传递距离较长，对土体的影响范围更大，因而隧道弯矩值明显变大，弯矩曲线变化幅度更为剧烈，且地表沉降会有较为明显的增大。需要注意的是，顶升速度对地表竖向位移的影响主要集中于沉降区。

（3）随覆土高度增加，隧道外部围压增大，隧道的弯矩值也越大。覆土高度400~450 mm区间内，随覆土高度增加，处于沉降区的地表位移测点沉降变大；而当覆土高度进一步增高到500 mm时，中心处土体受到顶管机头充分切削更容易进入顶管内部，且存在一部分土体损失，因而所有测点均处于沉降状态。

（4）对土层进行加水处理后，土体密度变大，隧道受到的围压变大，因而隧道内侧的弯矩明显变大，且各测点之间变化幅度较为剧烈；对于地表竖向位移，在土层含水的状况下，土体受到水的浮力作用，自重应力减小，且由于砂土在含水的情况下流动性变差，因而顶管机头排土效果减弱，整体表现为隆起现象。

本文所述模型装置的设计存在着一定的不足，在后续的研究中将针对模型试验装置进行进一步的改良，并考虑更多影响因素带来的变化。