矩形管道顶管过程中土体响应与破坏特征：可视化模型试验方案及其应用

《TUNNELLING AND UNDERGROUND SPACE TECHNOLOGY》：Soil response and failure characteristics during rectangular pipe jacking: A visual model test scheme and its application

　　

# 摘要

随着矩形顶管在地下空间建设中应用的日益广泛，明确顶管扰动引起的周围土体响应机制及其量级，对于减轻相关环境影响至关重要。然而，目前对矩形顶管引起的地下土体响应（尤其是纵向土体位移）、潜在土体破坏特征以及携土现象的认识仍然有限。此外，目前仍缺乏有效的方法对携土现象的严重程度进行定量评估。为填补这些研究空白，本文开发了一种基于数字图像相关（DIC）技术的可视化模型试验方案，以研究矩形顶管引起的周围土体响应和破坏特征，并定量评估相应的环境影响，特别是携土现象。通过试验结果与理论解的良好一致性验证了所提方案的可靠性。利用该模型试验方案，本研究系统地揭示了不同关键施工参数下的地层响应特征，以及整体携土现象发生时地下土体响应和土体破坏特征。结果表明，随着顶进长度增加，沿顶进方向的地层纵向位移分布趋于均匀，同时开挖面处的最大地层纵向位移逐渐减小并趋于稳定。为有效控制矩形顶管施工中的地层变形，避免严重的携土灾害，顶管的埋深应维持在开挖高度的1~1.4倍及以上，而额外的掌子面支护压力应最优控制在?20~20 kPa范围内。当整体携土现象发生时，管顶上方绝大部分土体表现出显著的向前移动，且具有较强的整体性；地表纵向位移超过管顶附近土体纵向位移的41%。此外，地表可能出现垂直于顶进方向的拉伸裂缝，而开挖面顶部附近则倾向于出现剪切裂缝。所提出的基于DIC的模型试验方案为定量评估矩形顶管的环境效应及工程实践中携土现象的严重程度提供了一种有效方法。

# 1. 引言

近年来，矩形顶管凭借其超挖量小、顶进效率高、断面利用率高、对地面交通扰动轻微等优势，越来越多地应用于埋深较浅、施工区间较短的城市地下工程中（Ji等，2019；Chen等，2024）。在此类顶管工程中，除了结构性能（Wang等，2023）、掌子面稳定性（Huang等，2025）、减摩设计（Chen等，2021）、摩阻力预测（Ma等，2022a）和顶力预测（Yu等，2023；Wang等，2024a）之外，施工引起的地表沉降与环境影响的准确预测与控制构成了另一重大挑战（Mamaqani和Najafi，2014）。由于埋深较浅且施工技术有别于盾构隧道，矩形顶管施工期间的地表响应与环境影响仍然难以控制（Zhang等，2025）。

矩形顶管施工引起的地表沉降及其对周边建筑的影响长期以来一直是相关学者的研究热点。对地表沉降的准确评估在顶管设计及工程顺利实施中发挥着重要的促进作用。许多学者采用现场量测手段，结合实际工程分析顶管施工期间周围地层及邻近结构的响应（Wang等，2019；Wang等，2024b）。不同地质条件下的地表沉降特征已被广泛报道（Zhang等，2016；Sun等，2019），关键施工参数对地表沉降的影响也得到了充分分析（Wang等，2024b；Zhang等，2025）。然而，此类现场量测通常仅关注地表沉降及邻近建筑的沉降，对地下土体位移——尤其是纵向位移——关注甚少。

为预测顶管工程引起的环境影响，可参考在盾构隧道预测中广泛采用的基于现场监测数据的经验公式（Ma等，2022b；Chen等，2021）以及人工智能方法（Hu等，2023）。然而，这些方法存在固有局限性，包括缺乏严格的物理机制、难以量化关键施工参数的影响，以及对大量实测数据集的严重依赖。在前者方法中，可采用Peck公式及其变体（Peck，1969；O'Reilly和New，1982；Attewell和Woodman，1982）。在后者方法中，通过人工智能算法建立地表响应与关键施工参数之间的映射关系，从而实现地表响应的预测（Chen等，2019；Ling等，2022）。然而，以Peck解为代表的经验公式主要开发用于地表沉降预测，而顶管施工过程中地下土体位移的现场监测数据严重不足。因此，上述两种方法均无法精确预测顶管施工过程中的地下土体横向和纵向位移，目前尚未见针对此问题的相关研究报道。

由于能够量化多个影响因素的贡献且对各种工程条件具有优异的适应性，数值方法如有限元法（FEM）、有限差分法（FDM）和边界元法（BEM）已被众多研究者广泛用于研究顶管的环境效应（Migliazza等，2009；Qian等，2023；Geng等，2025）。现有相关研究主要包括：顶进引起的土体位移及扰动评估（Ye等，2024；Zhang等，2025；Geng等，2025）以及施工对邻近结构影响的评估（Wang等，2019；Yan等，2023；Ma等，2023；Tian等，2025）。通过这些数值研究，对关键参数影响地表沉降的认识得到了极大深化（Ma等，2022b；Zhang等，2025）。同时，还建立了半解析模型（Wang等，2022；Zhang等，2024；Ma等，2024）以评估顶管施工引起的环境影响。在此类模型中，采用Mindlin解计算掌子面支护压力、管/盾-土界面摩擦力和注浆压力引起的变形，而利用镜像理论或随机介质理论计算由刀盘超挖引起的土体损失变形。然而，对现有数值和半解析研究的综述表明，上述研究的绝大部分仅关注地表沉降和邻近结构变形。目前仅有少数研究通过数值模拟或半解析方法研究了顶管周围的地下土体横向和纵向位移。考虑到管-土界面连续摩擦滑动和土体的小应变刚度，Zhang等（2025）通过有限元全过程施工模拟，评估了大断面矩形顶管施工过程中的地下土体横向和纵向位移。通过半解析方法，Zhang等（2024）讨论了矩形顶管施工过程中地下土体的横向位移。此外，目前对矩形顶管引起的地下土体水平位移——尤其是纵向位移——的深入研究的成果仍然十分有限。

顶管与盾构隧道之间最显著的差异在于管-土界面处的连续摩擦滑动。这种滑动产生的摩擦力与其他施工荷载共同作用，将在顶管推进过程中引起周围土体沿顶进方向产生显著的纵向位移。在严重情况下，这将进一步引发显著的携土现象——即顶管上方大规模土体随管道同步向前移动。这种行为会对周围地层和邻近结构造成严重影响，甚至可能导致工程灾害（Ma等，2024）。因此，研究地下土体纵向位移特征对于顶管工程的合理设计至关重要，可为评估顶管推进过程中的土体扰动和携土现象提供重要依据。此外，尽管已有初步尝试通过分析土体等效塑性应变分布来探索矩形顶管中携土现象的演化（Ye等，2024），并提出了简化评估方法来预测其发生与严重程度（Ma等，2024），但对这一现象的当前认识仍不够充分。特别是，在严重携土条件下的土体破坏特征尚不明确，携土现象更为稳健的评估方法仍有待开发。值得注意的是，现有研究建立在连续介质力学框架内，无法准确量化携土现象的严重程度。此外，这些方法无法表征严重携土发生时伴随的大规模地下土体纵向变形所对应的土体运动和破坏特征。

综上所述，目前对矩形顶管引起的地下土体响应（尤其是纵向土体位移）、潜在土体破坏特征以及携土现象的认识仍然有限。此外，对携土现象严重程度进行有效定量评估的方法仍付之阙如。在此背景下，本文的首要目标是全面研究和阐明不同参数条件下顶管施工引起的纵向和垂向地层位移场，重点关注地下土体纵向位移特征，并揭示整体携土现象发生时地层响应和土体破坏特征。第二个目标是提出一种有效方法，以在实用顶管工程中定量评估土体扰动程度和携土现象的严重程度。为实现此目标，本文开发了一种基于数字图像相关（DIC）技术的可视化模型试验方案，以研究矩形顶管引起的周围土体响应和破坏特征，并定量评估相应的环境影响，特别是携土现象。

本文其余部分结构如下：第2节详细介绍了所开发的模型试验方案；第3节验证了其可靠性；第4节呈现了不同参数条件下的土体响应，并充分分析了关键参数对土体响应的影响；第5节研究了整体携土现象期间土体响应和破坏特征；第6节讨论了所提模型试验方法的局限性和适用性；第7节总结了关键结论。

# 2. 可视化模型试验方案

相似模型试验方法因其能够直观再现真实应力特征和地层破坏模式以及具有高度可控性，已被广泛应用于盾构隧道和矿山法隧道研究（Lin等，2022；Zhang等，2023），但在矩形顶管环境影响研究中的应用仍然非常有限。为直观研究矩形顶管施工期间的环境影响，本文开发了一种基于DIC图像识别技术的模型试验。

## 2.1 模型试验背景

所提出的模型试验方法旨在研究不同工作参数下顶管引起的纵向和垂向地层位移场，并在发生携土现象时再现土体破坏行为以供相关分析。本试验主要关注浅埋、短距离的城市顶管工程，如地铁站出入口通道和地下人行通道。同时也旨在为类似工程项目的施工建设提供一定参考。本文采用昆明地铁4号线菊花站出入口通道的典型矩形顶管工程相关参数作为基本试验参数。该矩形顶管由C50混凝土预制，宽度6.9 m，高度4.9 m，开挖面积约为33.81 m2。顶管总长度为52.5 m，由35节管段组成，每节长度为1.5 m。顶管节段厚度为45 cm，赋予顶管节段相当高的刚度。在实际工程中，矩形顶管截面角部通常设置倒角结构。

然而，由于倒角尺寸通常较小，其在施工过程中对周围环境的影响很小，故本文不予考虑。原型顶管的横断面如图1所示。顶管机每侧的预期超挖量为20毫米。该顶管的平均埋深约为5米，顶管扰动范围内的土体被等效为均质土层，其参数如下：弹性模量为28.6 MPa，泊松比为0.31，内摩擦角为23.0°，黏聚力为16.10 kPa，密度为2232.3 kg/m3。根据工程数据，原型顶管工程的管土摩擦力约为11.9 kPa。

下载：下载高分辨率图像（38KB）下载：下载完整尺寸图像

图1. 原型顶管横断面。

2.2 模型试验设计

矩形顶管-隧道系统关于纵向对称面对称。为实现对顶管施工影响周围土体的可视化观测和定量评价，本研究采用顶管-土体的半模型进行研究，并使用DIC图像识别技术捕捉顶管施工引起的系统纵向对称面的位移场，如图2所示。模型试验不区分顶管机与顶管管节，假定它们对地层施加等效影响，统一采用等材质的矩形管进行模拟。如图2所示，试验装置中顶管向左推进。纵向正位移定义为反向（与顶进方向相反），垂直正位移指向上方。需要强调的是，本文旨在研究顶管施工过程中特定施工阶段各种施工荷载联合作用引起的周围土体变形。因此，为便于试验实施，未模拟管道的连续开挖和顶进过程，而是分别模拟不同顶进长度条件下的顶管工况。在试验中，通过控制预置于模型箱中的顶管长度来模拟顶进长度。同时，通过顶进装置在顶管模型尾部施加顶力。

下载：下载高分辨率图像（269KB）下载：下载完整尺寸图像

图2. 矩形顶管模型试验示意图。

由于原型和模型共享相同的重力环境，几何尺寸、密度和重力加速度被选为模型试验的三项基本物理量。模型相对于原型的几何相似比Cl、密度相似比Cρ和重力相似比Cg分别取1:20、1:1和1:1。其余物理量的相似值可根据基本物理量的相似比按照相似原理确定，均列于表1中。

表1. 模型试验中物理量的相似比。

物理量 | 相似关系表达式 | 理论相似比（模型：原型） | 实际相似比（模型：原型）
几何尺寸 | Cl | 1:20 | 1:20
密度 | Cρ | 1:1 | 1:1
重力加速度 | Cg | 1:1 | 1:1
弹性模量 | CE=ClCρCg | 1:20 | 1:8.7
应力 | Cσ=ClCρCg | 1:20 | 1:18.7
力 | CF=Cl3CρCg | 1:8000 | 1:7480
土体内摩擦角 | Cφ=1 | 1:1 | 1:0.96
土体黏聚力 | Cc=ClCρCg | 1:20 | 1:19.6

按照几何相似比Cl=1/20，模型试验中半矩形顶管的宽度为172.5毫米，高度为245毫米，如图3所示。模型试验箱长度为1500毫米，高度为1000毫米，宽度为375毫米。为满足DIC设备的观测要求，模型试验箱由透明亚克力板制成，以提供高透光率的观测面。模型试验箱顶部敞开，以便于填土。在模型箱侧壁上预留一个尺寸为195毫米×290毫米（宽×高）的矩形开口，略大于矩形顶管模型，作为管道模型的顶进通道，并提供空间来模拟地面损失。此外，顶管入口处模型箱的边界用于模拟实际施工中工作井的约束。另外，顶管模型材料的选择主要基于注入触变泥浆减摩时模型管与模型土之间的摩擦力，对其对管土界面法向应力的影响关注较少。原因有二：第一，顶进管道的应力状态不是本研究的重点。第二，对于地铁站出入口通道等埋深较浅、刚度较高的顶管工程，顶进隧道在周围土压力作用下的变形非常小，其对周围土体应力和变形的影响可以忽略。因此，只要顶管模型具有足够的刚度以避免在环境土压力下产生过大变形，即可在试验中准确复现管土界面的法向接触应力状态。基于此考虑，选用弹性模量为1.8 GPa、厚度为1厘米的亚克力板制作顶管模型。这一选择的原因是：顶进时注入适量的防磨触变泥浆可满足管土界面摩擦的相似关系要求，且管模型具有足够的刚度，在试验中不会产生过大变形。

下载：下载高分辨率图像（82KB）下载：下载完整尺寸图像

图3. 顶管模型横断面。

为进一步增加管段刚度并防止模型土从半顶管开口处渗入管模型内部，顶管模型的纵向对称面也用亚克力板封闭（图3中的"附加板"）。然而，纵向对称面上的这块附加亚克力板不可避免地会在其与相邻模型箱边界之间引入摩擦。因此，在该附加板上安装了一组小滑轮，并涂抹凡士林以减小滑轮与模型箱边界之间的摩擦，从而更真实地模拟顶管过程。涂抹凡士林后滑轮与亚克力板之间的摩擦系数通过预试验标定确定，实测值仅为0.01。因此，滑轮对管土摩擦的影响极小，可以忽略。半顶管模型的长度设为1500毫米，以满足模拟不同顶进长度的要求。

为确保土体力学性质的相似性，模型土由粗河砂、粉煤灰、重晶石粉、石英砂和机油配制而成。具体而言，粗河砂和石英砂作为粗骨料，重晶石粉和粉煤灰作为细骨料，机油作为胶凝剂。在土壤配制过程中，可通过增加重晶石粉含量、加大压实能量、减少粉煤灰比例和采用适当的含油量来提高模型土的堆积密度。可通过提高粗颗粒比例、降低机油含量和充分压实来优化其弹性模量和内摩擦角。此外，可通过适度增加含油量和细颗粒比例来提高土体黏聚力。按照这些调整原则，反复试配制备出满足密度、刚度和强度目标相似要求的合格模型土。在正式试验采用的模型土中，粗河砂、粉煤灰、重晶石粉、石英砂和机油的质量比为1:0.4:0.6:0.5:0.2。制备的模型土的力学参数见表2，制备的模型土相关参数与原型的实际相似比也列于表1中，表明该模型土满足相似要求。此外，由于顶管模型的宽高均远大于模型土中粗骨料混合料（粗河砂和石英砂）的平均粒径（其估算d50值约为0.3毫米），可忽略结构尺寸引起的粒径效应，模型土可视为连续介质。值得注意的是，制备的模型土具有良好的颗粒质地，因此在使用DIC设备采集所需图像数据时，模型土的观测面无需特殊处理。

表2. 模型土的力学参数。

密度(kg/m3) | 弹性模量(MPa) | 泊松比 | 内摩擦角φ(°) | 黏聚力c(kPa)
2260 | 1.53 | 0.31 | 24.0 | 0.82

在矩形顶管施工过程中，周围地层受到重力、开挖面顶推力、管土摩擦、注浆压力和超挖引起的地面损失等多种荷载的联合作用。理想情况下，工程中触变泥浆的注浆压力应维持在与管土界面相应位置的土水压力附近，因此实际上控制注浆压力环境效应的附加注浆压力（即实际注浆压力减去土水压力）（Zhang et al., 2024）在本文中取为0 kPa。基于此考虑，为模拟顶管过程中地面损失和触变泥浆注入的效果，在所有发生地面损失的管土界面处放置一片指定厚度的薄片及其连接的注浆管，如图4所示。在试验中，在半顶管-土体系统嵌入到位后、施加顶力之前，手动缓慢沿顶进方向相反方向将薄片和注浆管从模型试验箱中拉出。由于薄片占据一定体积，其移除会在顶管周围形成施工间隙，从而在一定程度上模拟了实际的施工间隙。此外，当薄片和注浆管被拉出时，触变泥浆通过注浆管以受控注浆压力向外注入，从而借助模型箱边界处的后续拦截措施在顶管模型周围形成泥浆护壁，以模拟施工中的触变泥浆注浆。注浆设备采用定制泵、管道和控制设备，如图2所示。模型试验中使用的触变泥浆由膨润土、CMC、碱面和水按10:0.11:0.87:90的质量比混合配制而成。需要指出的是，对于上述泥浆注入模拟方案，尽管在后续顶进试验中注浆压力会消散，但该方案能够充分复现泥浆的润滑效果和地面损失补偿效果。此外，它利用顶管模型对周围土体的支撑作用，较好地模拟了理想注浆条件下泥浆对周围地层施加的法向荷载。

下载：下载高分辨率图像（200KB）下载：下载完整尺寸图像

图4. 地面损失和触变泥浆注浆的模拟方法。

另一方面，可视为均布剪切应力的管土界面摩擦和开挖面处的顶推力均来源于施加在顶管尾部的总顶力。为获取这些施工荷载的大小，采用配备数字显示仪表的千斤顶作为顶进装置，并在顶管的开挖面上均匀布置若干土压力盒，如图2所示。试验中用于采集总正面顶推力的传感器实际布置情况如图5所示。因此，可以实时获取总顶力和总正面顶推力。在实际操作中，总正面顶推力取开挖面上所有土压力盒测量值的平均值。

随后，可使用以下公式确定名义管道-土界面摩擦力：(1) ??_fric = (F_jack ? σ_face · A) / (L · s) 其中 ??_fric [Pa] 为管道-土界面摩擦应力，F_jack [N] 为管道的总顶推力，σ_face [Pa] 为作用于开挖面的总支撑压力，A [m2] 为开挖面面积，L [m] 为管道顶进长度，s [m] 为顶进管道横截面的周长。需要强调的是，在没有严重带土现象的情况下，公式(1)计算出的值能合理地代表实际的管道-土界面摩擦应力。然而，在存在严重带土现象时，顶进管道上方的部分土体随管道一同向前移动，因此管道与周围稳定土体之间的摩擦界面不再纯粹是管道-土界面。因此，公式(1)计算出的值不能代表真实的管道-土界面摩擦应力，故在此称为名义摩擦应力。图5. 采集总面支撑压力的传感器实际布置图。为确保地层响应的相似性，所有相关载荷的相似性也应得到保证。模型试验中土体因自重产生的应力，只要模型土填筑高度和管道模型埋深满足规定的相似关系，即可自动满足目标相似比。基于几何相似比和预期的20 mm超挖量，用于模拟地面损失的薄片厚度设定为1 mm。需要注意的是，为了满足DIC计算在米级视野范围内的粒径要求，模型土粒径与地面损失模拟之间做出了妥协。所采用的模型土中粗骨料混合料的估算平均粒径d50约为0.3 mm。由于部分颗粒尺寸与模拟地面损失的尺度相当，在地面损失模拟过程中可能出现一定程度的粒径效应，从而在表征地面损失时引入不确定性。应强调，这种妥协也与管道顶进的超挖量较小以及所用DIC设备对视野的限制有关。然而，下文所述的超量注浆触变泥浆填充了超挖间隙，导致实际地面损失很小，符合实际工程要求。这种地面损失对地层响应的影响远弱于试验中施加的其他施工载荷所产生的影响。此外，本研究主要关注管道顶进引发的纵向地表沉降，其受地面损失影响有限。因此，此类不确定性不会改变试验中土体响应的根本特性，也不会实质性影响后续分析得出的结论。这一点也可由后续模型试验结果与连续介质力学推导的理论解之间的一致性得到验证。由于通过调节触变泥浆的注浆量可以有效控制管道-土摩擦力，因此预先进行了试验以确定触变泥浆的注浆量，确保管道-土摩擦力符合设计的相似要求。具体而言，正式试验采用200%的触变泥浆注浆率，即注入的浆液体积为理论地面损失体积的两倍。这种处理方式在管道周围形成完整且稳定的泥浆套。在不同埋深条件下，实测管道-土摩擦力范围为11至13 kPa（模型中为0.55–0.65 kPa），稳定且接近预设目标值（11.9 kPa）。这一结果也证实了普遍认可的现象：一旦形成完整且高质量的泥浆套，管道-土摩擦力几乎与埋深无关（Ma等，2024）。在此基础上，可精细调整总顶推力，确保开挖面支撑压力满足所需的相似比，这可由安装在开挖面上的土压力传感器进行验证。2.3 分析工况与模型试验实施 为研究不同工作参数下管道顶进引发的地层响应，并考察矩形管道顶进的关键参数如何影响地层响应，采用所提出的模型试验方案进行了一系列参数研究。本研究聚焦于三个关键参数，包括顶进长度、附加面支撑压力和埋深。选择这些参数是因为它们对地层扰动具有主控作用：顶进长度影响始发井的影响范围以及管道-土摩擦力和地面损失的分布，附加面支撑压力调控对周围地层的施工载荷大小，覆土厚度在很大程度上决定了管道顶进过程中的地层变形抗力。具体而言，分析了3个顶进长度工况、3个附加面支撑压力工况和4个埋深工况。表3给出了分析工况的参数及其在模型试验过程中对应设计相似比的取值。在实际管道顶进工程中，总面支撑压力σ_face根据地质条件和施工要求选取，而附加面支撑压力σ_addition定义为σ_face与相应标高处的侧向土水压力之差，一般设定为?20至约100 kPa（Ma等，2022a；Wang等，2022；Zhong等，2023）。因此，从可操作性角度出发，本研究中考虑了20 kPa、60 kPa和100 kPa的附加面支撑压力。埋深值选取在浅覆土管道顶进项目（如地铁站进出通道）的典型范围内（Ma等，2021；Zhong等，2023；Zhang等，2024）。因此，不同试验工况的管道顶进埋深设定为3 m、5 m、7 m和9 m。相比之下，顶进长度的确定综合考虑了两个因素：在相对稳定的施工参数下，开挖面前方远处土体响应趋于稳定的趋势，以及所采用DIC系统的测量能力。需要强调的是，当通过模型试验研究某一参数的影响时，其他参数保持不变。表3. 施工参数与模拟条件。施工参数、原型值、模型值：顶进长度5 m/250 mm、10 m/500 mm、15 m/700 mm；附加面支撑压力20 kPa/1 kPa、60 kPa/3 kPa、100 kPa/5 kPa；埋深3 m/150 mm、5 m/250 mm、7 m/350 mm、9 m/450 mm。试验中建立的模型及对应上述分析工况的详细试验程序如图6所示。不同工况的详细试验程序如下：i) 采用砂雨技术将模型土放置在模型试验箱底部，并压实至目标密度，直至土体表面达到顶进管道底部标高。ii) 在模型试验箱内安装指定长度的顶进管道以模拟目标顶进长度。同时，安装用于地面损失模拟的薄片、注浆管及其他辅助设备。iii) 继续采用砂雨技术向模型试验箱内填充模型土，并将土体压实至目标密度，直至土体高度满足顶进管道埋深的设计要求。iv) 拔出围绕顶进管道模型的薄片和注浆管，同时启动注浆设备，通过注浆管向施工间隙注入触变泥浆。v) 待薄片和注浆管完全拔出后，在模型试验箱边界上的倒置矩形开口与顶进管道之间的间隙处采取封堵措施，防止触变泥浆泄漏出模型试验箱。vi) 启动DIC设备的图像采集模块开始采集图像数据，并提前开启补充照明系统对观测截面进行照明，确保通过DIC获得高质量的位移场测量数据。vii) 启动安装在顶进管道后方的千斤顶，对管道模型施加设计的顶推力，并实时记录作用于开挖面的支撑压力。viii) 利用DIC系统捕捉土体位移场并进行相应的数据分析。图6. 模型试验程序示意图。应特别指出的是，DIC技术的位移测量精度取决于视野和相机分辨率。本试验采用高分辨率相机，位移测量精度不超过0.002 mm。3. 模型试验可靠性验证 为验证所提出的模型试验方案能够准确反映矩形管道顶进过程中的土体响应，采用文献（Ma等，2024；Wang等，2022）中提出的半解析方法计算矩形管道顶进过程中的土体响应，并将计算结果与相应的模型试验结果进行全面比较。选取顶进长度15 m、埋深5 m的矩形管道顶进工况来验证所提出的模型试验方案。理论计算中所用的管道顶进施工载荷和地层参数取模型试验中对应的原型值。图7比较了在20 kPa附加面支撑压力和11.9 kPa管道-土界面摩擦应力下地层纵向位移场和土体破坏模式。这两种载荷代表相对较低的施工载荷水平。需要注意的是，在土体破坏示意图中，围绕顶进管道的白色区域表示完好土体，而灰色区域表示已破坏的土体。图7. 较小施工载荷下理论结果与试验结果的对比（符号约定：向左为顶进方向；正向纵向=向后）。如图所示，模型试验的位移分布与理论预测合理吻合。两组数据均表现出明显的分层位移特征；土体位移随距顶进管道距离的增加而逐渐衰减，且两种方法的位移量级相当。定量而言，开挖面附近预测的位移范围为2.86–4.46 mm，而实测值为2.6–5.4 mm（试验中为0.13–0.27 mm）。在顶进管道上方，计算位移在2.46–4.46 mm范围内，而实测值大多为2.6–4.6 mm（试验中为0.13–0.23 mm）。此外，由于施加的施工载荷相对较低，在试验和理论计算中，顶进管道前端顶部的拱顶和底部仅出现有限的土体破坏。这种局部土体破坏与管道顶进过程中产生的轻微局部带土现象直接相关。为进一步验证所提出的试验方法，系统比较了不同埋深和顶进长度下由模型试验和半解析方法得到的开挖面中心处的纵向土体位移，如图8所示。横坐标表示各管道顶进工况的埋深H和顶进长度L。本图中所有试验工况的平均附加面支撑压力均维持在20 kPa。得益于触变泥浆的全充填注浆，试验中管道-土界面摩擦应力稳定在约11.9 kPa，波动极小。相应地，在理论计算中将这两个参数固定为20 kPa和11.9 kPa。图8. 不同方法获得的开挖面中心处纵向土体位移对比。如图8所示，两种方法获得的开挖面中心处纵向土体位移的变化规律均表现出随埋深和顶进长度增加而递减的一致趋势。此外，两种方法获得的所有考虑工况的纵向土体位移量级吻合良好，理论预测与模型试验结果之间的偏差范围为?24.6%至?17.4%。理论计算与试验结果在关键参数的变化趋势和位移量级两方面的良好一致性，证明了所提出的模型试验在较小施工载荷下的可靠性。图9描绘了较大施工载荷下地层纵向位移场和土体破坏模式，这些载荷导致了整体带土现象。

具体而言，在本案例中，附加正面推进压力为206 kPa，名义管土界面摩擦应力为37.1 kPa。下载：下载高分辨率图片（498KB）下载：下载全尺寸图片下载：下载高分辨率图片（182KB）下载：下载全尺寸图片图9. 较大施工荷载下理论分析与试验结果的对比（符号约定：向左为顶进方向；纵向正值 = 向后）。如图9所示，当荷载达到触发整体带土现象的阈值时，模型试验与理论分析的位移分布一致性有所下降。理论模型假设土体为理想弹性体，忽略了土的屈服，导致位移分布呈现明显的分层特征；相比之下，模型试验捕捉到了广泛的土体破坏和显著的带土行为，其中破坏土体偏离了弹性变形。此外，计算中采用的管土界面摩擦应力仅为名义试验值，可能与实际原位值存在差异。同时，图9(d)中的理论破坏模式显示破坏区域从管顶延伸至地表，标志着整体带土现象的发生（Ma等，2024）。相应地，模型试验在顶进管上方广阔区域内表现出较为均匀的位移，伴有土体向上隆起和地表裂缝（图9(e)），进一步证实了这一现象。因此，理论模型与模型试验对整体带土行为的发生得出了一致的判断，预测的破坏范围也与试验观测结果吻合良好。与理论计算的对比初步验证了所提出的模型试验方法的可靠性。同时可以推断，试验结果能够定量评估工程实践中带土现象的严重程度。尽管如此，该试验方法的进一步全面验证仍需要补充现场监测数据和额外的模型试验数据。4. 不同参数条件下的土体响应4.1 顶进长度的影响图10展示了顶进长度为5 m、10 m和15 m时纵向和竖向地层位移场的分布情况。顶进管埋深设置为5 m，附加正面推进压力设置为20 kPa。在以下分析中，模型试验中物理量的数值均转换为对应的原型值。需要注意的是，本文后续所有结论均基于不同顶进长度下的独立静力试验配置得出，可能与连续管道顶进的实际工况有所不同。下载：下载高分辨率图片（1MB）下载：下载全尺寸图片图10. 不同顶进长度下的纵向和竖向地层位移场（符号约定：向左为顶进方向；纵向正值 = 向后，竖向正值 = 向上）。图10中所有纵向土体位移场均显示，顶进管周围土体发生显著的沿顶进方向的纵向位移，最大位移出现在紧邻管道处。顶进长度为5 m时，显著位移集中在开挖面附近，范围为12.6 mm至24.2 mm（试验中为0.63–1.21 mm）；管顶上方数值范围为4.4至7.6 mm（试验中为0.22–0.38 mm），而地表位移保持在1.0–2.6 mm的较低水平（试验中为0.05–0.13 mm），表明地表扰动轻微。当顶进长度增加到10 m时，开挖面附近、管道上方和地表的位移分别落在5.2–7.2 mm（试验中为0.26–0.36 mm）、3.4–4.4 mm（试验中为0.17–0.22 mm）和1.4–1.8 mm（试验中为0.07–0.09 mm）范围内。当顶进长度为15 m时，开挖面附近纵向位移变为4.6–6.4 mm（试验中为0.23–0.32 mm），管道上方的位移分布更加均匀，范围为0.8至2.6 mm（试验中为0.04–0.13 mm）。此类纵向地层响应主要源于管土摩擦力和施加在开挖面上的附加推力。对比不同顶进长度下的位移分布可以发现，增加顶进长度会扩大显著纵向位移区域，同时位移场变得更加均匀，峰值位移适度下降。定量来看，当顶进长度从5 m增加到10 m时，开挖面处最大纵向地层位移下降约70.2%，从24.2 mm降至7.2 mm。进一步从10 m延长至15 m时，该峰值再降低11.1%，从7.2 mm降至6.4 mm。这种行为主要是由于顶进长度增加后，施工荷载向更广泛的周围地层传递得到了改善。地层在更大范围内产生响应，从而降低了峰值地层位移。此外，随着顶进长度增加，最大地表位移位置从开挖面前方逐渐向开挖面本身移动，并最终移至大约半个顶进长度处。这源于随着顶进长度增加，管土总摩擦力增大，使得摩擦力对地表的影响逐渐超过作用在开挖面上的附加推力。尽管如此，随着顶进长度增长，位移响应的均匀化趋势逐渐减缓并最终趋于平稳。如图所示，10 m与15 m顶进长度工况之间的位移减小幅度不如5 m与10 m工况之间明显。即便如此，仍可推断随着顶进长度增加，顶进管上方土体的整体运动和变形趋势增强。如图10中的竖向土体位移场所示，当顶进长度为5 m时，顶进管上方土体发生沉降，范围为?0.2 mm至?4.2 mm（试验中为?0.01 mm至?0.21 mm）。当顶进长度增加到10 m时，沉降仅出现在边界附近的初始4 m范围内，最大值为?1.2 mm（试验中为?0.06 mm）。相比之下，隆起出现在两个区域：开挖面前方的土体以及开挖面后方6 m纵向范围内的覆土，最大隆起量为5.8 mm（试验中为0.29 mm）。这种隆起是由于前方土体阻碍了顶进管上方地层的向前运动所致。当顶进长度为15 m时，开挖面附近管道上方土体观察到局部沉降。该现象可能与顶进过程中管道纵轴略微下倾有关。4.2 附加正面推进压力的影响图11展示了不同附加正面推进压力下纵向和竖向地层位移的变化规律，顶进长度为10 m，埋深为5 m。下载：下载高分辨率图片（1MB）下载：下载全尺寸图片图11. 不同附加正面推进压力下纵向和竖向地层位移的变化规律（符号约定：向左为顶进方向；纵向正值 = 向后，竖向正值 = 向上）。可以观察到，改变附加正面推进压力几乎不改变土体位移分布的总体格局。在所考察的所有工况中，纵向土体变形从管顶向开挖面前方的地表斜向上方传播。具有显著变形地层的纵向范围随标高升高而逐渐缩小。到达地表后，由于缺乏上覆约束，地表土体产生的纵向位移大于地下土体。这些综合效应使得所有工况下的纵向位移场均呈现出明显的分层特征。关于竖向位移，如前所述，开挖面前方土体和开挖面后方6 m纵向范围内的覆土始终出现隆起。提高附加正面推进压力会引发纵向和竖向土体位移的显著增长。具体而言，在附加正面推进压力分别为20 kPa、60 kPa和100 kPa时，最大绝对纵向地层位移分别达到7.2 mm、26.6 mm和50.2 mm（试验中分别为0.36 mm、1.33 mm和2.51 mm）；最大土体隆起量分别为5.8 mm、17.6 mm和29.8 mm（试验中分别为0.29 mm、0.88 mm和1.49 mm）。相比之下，当附加正面推进压力从20 kPa增加到100 kPa时，最大绝对纵向地层位移增大了7.0倍，而最大竖向隆起增大了5.1倍。同时，最大地表纵向位移增大约6.5倍，从2.6 mm增至19.6 mm（试验中从0.13 mm增至0.98 mm）。上述分析表明，过大的附加正面推进压力会加剧管道顶进过程中的地层扰动。对于本文研究的浅埋管道顶进工况，20 kPa的推进压力不会引起过度土体变形。从机理上看，附加正面推进引起的扰动随埋深增加而减弱，且随顶进长度变化不大。由于土体在低附加正面推进压力下列性弹性行为，建议在工程实践中将该压力控制在?20至20 kPa范围内，以防止周围土体过度变形和严重的带土现象。4.3 埋深的影响图12和图13展示了不同埋深下纵向和竖向地层位移的变化情况，其中顶进长度固定为10 m，附加正面推进压力为20 kPa。下载：下载高分辨率图片（821KB）下载：下载全尺寸图片图12. 不同埋深下顶进管纵向地层位移的变化规律（符号约定：向左为顶进方向；纵向正值 = 向后）。下载：下载高分辨率图片（781KB）下载：下载全尺寸图片图13. 不同埋深下顶进管竖向地层位移的变化规律（符号约定：竖向正值 = 向上）。如图12所示，增加埋深可有效抑制管道顶进引起的纵向土体位移。当埋深从3 m增加到9 m时，峰值纵向位移从18.4 mm降至1.8 mm（试验中从0.92 mm降至0.09 mm），降幅约为90.2%。埋深为3 m时，最大绝对纵向位移为18.4 mm（试验中为0.92 mm），出现在开挖面附近。同时，顶进管正上方土体出现广泛的纵向变形，量值为4.2 mm至6.6 mm（试验中为0.21 mm至0.33 mm）。当埋深增加到5 m时，施工荷载引起的纵向位移显著降低，但显著纵向位移区域仍从管周延伸到靠近开挖面的地表。埋深进一步增加会削弱这种穿透全深度的特征。当埋深为7 m和9 m时，纵向位移量级保持在较低水平。较大纵向位移区域不再从开挖面延伸至地表，而是局限在顶进管附近。这表明增加埋深不仅降低了纵向位移响应的量级，还减小了具有显著纵向位移特征的地层比例。值得注意的是，埋深对抑制地表变形具有显著效果。一旦埋深超过临界值，沿顶进方向的地表纵向位移降至最低。转向图13中的竖向土体位移，埋深为3 m时，从开挖面前方5 m（约一个管道高度）到后方8 m的区域内出现明显的土体隆起，峰值隆起出现在开挖面前方的地表附近。这表明开挖面前方的浅层地层受到下层土体的大幅向上荷载，使带土现象极易发生。当埋深为5 m时，开挖面前方土体及后方6 m纵向范围内的覆土仍出现隆起，这是该区域内显著的纵向土体变形所致；然而，最大隆起位置向开挖面移动。当埋深进一步增加到7 m或9 m时，施工荷载引起的隆起在很大程度上被抑制。在较浅埋深条件下发生隆起的区域甚至出现局部沉降。上述分析表明，埋深小于5 m的矩形管道顶进会在覆土中引起广泛的同步纵向位移和向上隆起。覆土地层作为一个整体发生变形，有利于严重的整体带土行为的发展。因此，增加埋深可有效约束土体变形并减轻管道顶进过程中的带土现象。为控制地层变形并防止矩形管道顶进中出现的明显带土行为，埋深应保持在不小于开挖高度的1–1.4倍。5. 整体带土现象期间的土体响应与破坏特征管道顶进中的带土现象发生在顶进管上方土体经历显著纵向位移并随管道同步运动时。这种行为会引发土体破坏，并可能导致难以控制的不利环境影响。

过高的附加面推力压力和极浅的埋深条件都会放大矩形顶管引起的地层响应，显著增加严重或整体带土破坏的风险（Ma 等，2024）。本节采用已建立的模型试验方案，系统考察与整体带土现象相关的地层变形和破坏特征。分析重点在于埋深为 3 m 和 5 m 且固定顶进长度为 10 m 的顶管场景。整体带土现象是通过逐渐增加管道后方的总顶力直至出现明显的土体破坏而被激活的。对于 3 m 埋深工况，整体带土行为在 58 kPa 的附加面推力压力（总推力 1466.4 kN，附加推力 983.2 kN）和 6440.0 kN 的总顶力下发生发展。对于 5 m 埋深工况，该现象发生在 149.4 kPa 的附加面推力压力（总推力 3328.8 kN，附加推力 2524 kN）和 8520.0 kN 的总顶力下。图 14、图 15 展示了这两种情景在整体带土行为发生时捕捉到的纵向和竖向地层位移场及相应的土体破坏模式。

图 14. 埋深为 3 m 工况下的纵向和竖向地层位移场及土体破坏（符号约定：向左顶进方向；正纵向＝向后，正竖向＝向上）。

图 15. 埋深为 5 m 工况下的纵向和竖向地层位移场及土体破坏（符号约定：向左顶进方向；正纵向＝向后，正竖向＝向上）。

如图所示，峰值纵向位移仍然出现在开挖面附近，3 m 埋深工况达到绝对值 459.6 mm（试验中为 22.98 mm），5 m 埋深工况为 267.8 mm（试验中为 13.39 mm）。这两个值都明显大于此前描述的无明显拉裂的非破坏情景中观察到的值。当整体带土行为发展时，顶管上方的大部分覆土集体向前移动，表现出很强的整体变形特性。

对于 3 m 埋深条件，测量域内的纵向土体位移绝对值范围为 69.2 mm 至 129.2 mm（试验中为 3.46–6.46 mm）。相同纵向位置处地面位移与管顶位移之比通常不低于 0.53。同样，对于 5 m 埋深工况，调查区内捕捉到的纵向位移为 39.4–96.4 mm（试验中为 1.97–4.82 mm），且地面位移超过管顶附近测量位移的 41%。本质上，缩尺模型试验中观察到的覆土显著的协调纵向变形标志着工程原型中整体带土行为的开始。纵向地层变形的完整性可以使用显著纵向移动区域内的地面纵向位移与管顶位移之比来量化。对于与此处两个试验工况相似的工程条件，上述试验总结的位移比可作为判断整体带土行为发生的指标。然而，这一临界比对埋深、土性、管道几何形状和施工参数高度敏感。因此，后续研究需要进一步的缩尺模型试验和现场监测数据，以建立识别整体带土现象的稳健、通用准则。

与顶管上方绝大多数土体的大幅前移不同，相邻于模型边界的土体纵向位移仍然有限，这在实际工程中对应工作井。这是因为在边界附近产生显著纵向变形的施工荷载有效影响区比其他区域土体的相应影响区更窄。此外，这两个区域之间纵向位移的鲜明对比在顶管上方不同土体变形区域的界面触发了垂直于顶进方向的拉裂，如图 14(c)、(d)、15(c) 和 (d) 所示。与 3 m 浅埋工况相比，在较大的埋深下，以低纵向位移为特征的工作井邻近区域有所扩大。

此外，顶管上方具有显著纵向位移的土体的前向运动受到前方地层的约束，这进一步驱使该区域前部产生向上趋势。对于 3 m 的浅埋深，具有向上运动趋势的土体区域相对较小，局限于从开挖面顶部向上延伸至地面的区域。尽管如此，经历超过 35.2 mm（试验中为 1.76 mm）显著向上位移的土体连续穿透地层，从开挖面顶部直至地面。这种穿透也在开挖面顶部附近造成了轻微的剪切裂缝，如图 14(c) 所示。相比之下，在 5 m 埋深条件下，易发生土体向上运动的区域扩大。它在纵向上从开挖面前方约一个开挖高度处延伸至开挖面后方三分之二的顶进长度处，竖向上从开挖基底延伸至地面。尽管该区域内的最大向上位移达到 70.0 mm（试验中为 3.5 mm），但具有明显大向上位移的区域并未完全穿透地层至地面；因此，开挖面附近未出现剪切裂缝。

在不均匀纵向变形引起的拉裂后方的顶管正上方土体中发展出显著沉降，3 m 埋深情景的峰值幅度为 37.4 mm（试验中为 1.87 mm），5 m 工况为 50.8 mm（试验中为 2.54 mm）。这种沉降的产生是因为前方土体的向前位移移除了后方地层的侧向约束。值得注意的是，对于 3 m 浅埋工况，在向上位移区与拉裂之间也出现了近地表沉降。结合穿透地层的向上位移特征，可以推断顶管上方的土体发生旋转变形：前部向上移动而后部沉降，受前方土体施加的约束支配。此外，后方土体向前推进造成的压缩在开挖面附近的隆起区前方的土体中触发了局部沉降。

6. 模型试验方法的局限性与适用性讨论

在实际顶管中，连续开挖与新管节安装的交替作用使周围地层承受复杂的加载和卸载历史，导致随时间演变的累积地层响应。由于本模型试验省略了连续施工过程并采用一次性施加施工荷载，地层随时间演变的累积响应无法被完全准确地表征和量化。然而，这种累积效应与一次性加载之间的地层响应差异主要由进入塑性屈服状态的土体行为决定。当施工过程中仅顶管周围可忽略或较小的区域土体屈服时，通过一次性施加施工荷载（包括开挖面推力、管土摩擦、注浆压力和超挖引起的地面损失）获得的地层响应，可以近似等同于严格施加实际加载和卸载历史所确定的响应。

因此，通过所提出的模型试验方法获得的单个或几个典型顶管施工阶段的结果具有很高的参考价值。如果施工过程中没有发生过度的土体扰动或大范围的土体屈服，使用所提出的模型试验方法对不同顶进长度下的独立静力状态进行分析，可以合理近似实际连续顶管引起的地层响应，从而验证施工参数的合理性和环境影响的可控性。相比之下，如果在某一顶进长度的静力试验案例中观察到严重的土体扰动或明显的带土现象，则表明顶管设计和施工参数不合适，采用此类参数实施将对周围环境造成严重的负面影响。因此，所提出的模型试验方法可以为应避免过度环境影响的实际顶管工程提供可靠的技术参考。

此外，模型试验设计中未严格考虑管道刚度相似性。因此，本研究得出的结论仅适用于浅覆土和高结构刚度的矩形顶管项目，其中管道变形可忽略且管土相互作用不明显。此外，该模型试验中地面损失的模拟涉及一定的颗粒尺寸效应和不确定性，这主要归因于矩形顶管的超挖量较小以及所采用 DIC 设备的视场有限。尽管如此，以 200% 的注浆率过量注入触变泥浆有效地填充了超挖间隙，导致实际地面损失有限且对试验结果的干扰可忽略。因此，本文提出的结论仍然可靠且具有参考性。值得注意的是，在更复杂的工程条件下，所有这些局限性都可以在所提出的试验方案框架内进一步改进。

7. 结论

本研究开发了一种基于 DIC 的视觉模型试验方案，以探索矩形顶管过程中的土体响应、破坏特征和环境效应，特别是带土现象。借助该方案，对多种施工参数下的地层行为以及伴随整体带土现象的土体响应进行了系统分析。主要结论总结如下：

(1) 所提出的模型试验方案能够准确实现矩形顶管过程中环境效应的视觉观察和定量评估，同时也提供了一种有效方法来定量评估工程实践中带土现象的严重程度。

(2) 增加顶进长度使沿顶进方向的纵向地层位移分布更加均匀，开挖面处的最大纵向位移逐渐稳定：当顶进长度从 5 m 增加到 10 m 时，峰值纵向地面位移下降约 70.2%（从 24.2 mm 降至 7.2 mm），随后在 15 m 时进一步减少 11.1%（从 7.2 mm 降至 6.4 mm）。较高的附加面推力压力极大地增大了纵向和竖向地层位移，同时保持相同的位移分布模式；将附加推力压力从 20 kPa 提高到 100 kPa，峰值纵向位移增加 7.0 倍（从 7.2 mm 增至 50.2 mm），最大竖向位移增加 5.1 倍（从 5.8 mm 增至 29.8 mm）。较大的埋深降低了矩形顶管引起的峰值纵向地层位移：当埋深从 3 m 增加到 9 m 时，最大纵向位移从 18.4 mm 降至 1.8 mm，降幅约为 90.2%，且具有显著纵向地层位移的区域范围显著缩小。

(3) 当整体带土现象发生时，管道上方绝大多数土体表现出显著的前向移动且具有较强的整体性，该土体范围的前部也显示出向上移动趋势。地面纵向位移超过管顶附近纵向土体位移的 41%。此外，地面上可能形成垂直于顶进方向的拉裂，且开挖面顶部附近容易出现剪切裂缝。

(4) 为了有效控制矩形顶管过程中的地层变形并避免严重的带土灾害，顶管的埋深应保持在不少于开挖高度的 1–1.4 倍，且附加面推力压力应优化控制在?20 至 20 kPa 范围内。

马龙翔|刘雨奇|朱海江|邓庭浩|王波|薛晨曦