復(fù)合地層大直徑鋼頂管受力特性分析

王譚 安關(guān)峰 劉添俊

1.廣州市市政集團(tuán)有限公司 510060

2.廣州市市政集團(tuán)有限公司市政工程設(shè)計(jì)研究院 510060

1 概述

復(fù)合地層是指在開(kāi)挖斷面范圍內(nèi)和隧道軸線(xiàn)方向上，地層由巖土力學(xué)、工程地質(zhì)和水文地質(zhì)等特征相差較大的兩種或兩種以上的巖（土）層組成。復(fù)合地層的組合形式是非常復(fù)雜多樣的，但總的來(lái)說(shuō)可分為三種：一種是在斷面垂直方向上不同地層的組合；一種是在縱向方向上不同地層的組合；第三種是上述兩者交叉出現(xiàn)。由于復(fù)合土層軟硬懸殊，給頂管機(jī)的掘進(jìn)姿態(tài)控制帶了困難，從而影響了隧道質(zhì)量，也容易引發(fā)超挖、開(kāi)挖面失穩(wěn)、冒漿、地面塌陷等問(wèn)題。

許多專(zhuān)家學(xué)者針對(duì)復(fù)合地層中頂管施工技術(shù)方面做了一些有益探索：肖先［1］全面分析了頂管設(shè)備穿越復(fù)合地層下存在的風(fēng)險(xiǎn)與發(fā)現(xiàn)的問(wèn)題，并針對(duì)發(fā)現(xiàn)的問(wèn)題提出了解決方案；楊仙、肖宇鋒［2］等針對(duì)某施工案例提出穿越軟硬不均地層的長(zhǎng)距離過(guò)河鋼頂管施工過(guò)程中的重點(diǎn)、難點(diǎn)，并提出應(yīng)急處理措施。然而，針對(duì)復(fù)合地層頂管施工的理論研究甚少，許多巖土工程的實(shí)際問(wèn)題，由于巖土的非均質(zhì)、非線(xiàn)性性狀以及幾何狀態(tài)的任意性、不連續(xù)性等因素，在多數(shù)情況下不能獲得解析解。有限元方法是解決巖土工程問(wèn)題的有效方法，它能考慮復(fù)雜的因素：如土層的分層情況和土的性質(zhì)、結(jié)構(gòu)的幾何物理性狀、實(shí)際施工過(guò)程等。本文采用數(shù)值分析方法針對(duì)復(fù)合地層中鋼頂管施工及運(yùn)行中的橫斷面受力特性，考慮管土相互作用影響，分析管道的受力變化規(guī)律，以期為鋼頂管隧道橫向特性設(shè)計(jì)的計(jì)算提供參考。

2 計(jì)算模型的建立

2.1 模型概況

對(duì)于一個(gè)隧道結(jié)構(gòu)而言，無(wú)論其是埋置在土層環(huán)境還是巖層當(dāng)中，其力學(xué)行為均是結(jié)構(gòu)與周?chē)貙酉嗷プ饔玫慕Y(jié)果，不能割裂兩者之間的聯(lián)系［3］。隧道結(jié)構(gòu)的受荷示意如圖1 所示。

圖1 隧道結(jié)構(gòu)-土層作用模型Fig.1 Tunnel structure soil interaction model

在土-巖地層垂直組合中，如果組合方式為上硬下軟，則上部硬質(zhì)土層對(duì)下部軟體有支護(hù)作用，又由于開(kāi)挖面處支護(hù)壓力為上小下大的梯形荷載，所以下部軟土受到的支護(hù)作用力較大，因此下部軟土穩(wěn)定性較好；與之相對(duì)應(yīng)，如果組合方式為上軟下硬則開(kāi)挖面的失穩(wěn)的關(guān)鍵因素在于上部軟土［4，5］。因此，本文的研究只針對(duì)上軟下硬方式組合的復(fù)合地層。

2.2 計(jì)算模型的確定

選取計(jì)算模型尺寸為豎向×水平向＝24m ×33m，其中土體寬度33m，管頂覆土高度H ＝6m，管道外徑D ＝3056mm，壁厚t ＝28mm，管底土體高度15m，注漿層厚度統(tǒng)一取為30mm，沿管道周邊均勻分布，其模型尺寸如圖2 所示，數(shù)值分析采用的基本平面應(yīng)變模型網(wǎng)格如圖3所示。其中頂管處于上軟下硬復(fù)合地層中，上部（1／2）軟土為砂層，（1／2）下部為硬巖層。

圖2 計(jì)算模型尺寸Fig.2 Dimension drawing of calculation model

圖3 計(jì)算模型有限元網(wǎng)格Fig.3 Finite element mesh of computational model

在頂管施工中，為保證順利頂進(jìn)，減小施工引起的土體沉降等，需要進(jìn)行注漿。觸變泥漿有兩大基本作用：一個(gè)是潤(rùn)滑作用，施工過(guò)程中觸變泥漿會(huì)與周邊土體混合在短期內(nèi)形成凝膠體，充滿(mǎn)土體的孔隙，形成一個(gè)相對(duì)不透水的泥漿套，減小頂進(jìn)時(shí)的摩阻力；另一個(gè)是填補(bǔ)和支撐作用，漿液填補(bǔ)管道與土體之間縫隙，由注漿壓力穩(wěn)定周邊土體，減小土體沉降，頂管結(jié)束后形成強(qiáng)度較高的加固體［6，7］。

泥漿套及加固體都能將周邊的水土壓力傳遞至管道，兩者剛度不同，泥漿套的剛度比土體小，后續(xù)的加固體剛度則比土體大。在數(shù)值模擬中，在管道與周邊土體之間設(shè)置一層注漿層，以模擬注漿和置換的影響。由于實(shí)際施工中，注漿層分布及其厚度可能差別很大，主要受機(jī)頭大小和施工擾動(dòng)情況影響，在模擬計(jì)算中將注漿層厚度統(tǒng)一設(shè)置為30mm，注漿層使用平面應(yīng)變單元模擬。

頂管管道與土體在材料性質(zhì)上差異較大，導(dǎo)致管土接觸面上力學(xué)行為較為復(fù)雜。管道所受荷載，均由管周土體傳遞，故在管道與注漿層之間設(shè)置接觸面［8-9］。

模型的邊界條件選?。和馏w上表面為透水自由表面，允許自由沉降，且孔壓為零，左右兩側(cè)邊界則約束水平向位移；土體底部則約束豎向土體位移［10］。

2.3 有限元參數(shù)選取

分析采用Mohr-Coulomb 彈塑性本構(gòu)模型，Mohr-Coulomb認(rèn)為材料的破壞是剪切破壞，當(dāng)任一平面上的剪切力達(dá)到土的抗剪強(qiáng)度時(shí)，即發(fā)生剪切破壞［11］。其控制方程見(jiàn)公式（1）。

式中τf為破壞面上的剪切應(yīng)力；σnf為破壞面上的正應(yīng)力；c為土體黏聚力；φ為土體內(nèi)摩擦角。

Mohr-Coulomb模型共有5 個(gè)計(jì)算參數(shù)，包括控制彈性行為的兩個(gè)參數(shù)：彈性模量E和泊松比ν，控制塑性行為的三個(gè)參數(shù)：黏聚力c，摩擦角和剪脹角ψ。采用Mohr-Coulomb 模型進(jìn)行土體不排水分析時(shí)，剪脹角ψ≠0 不能反映實(shí)際情況。因此，本章分析過(guò)程中剪脹角ψ取零［12］。

為探討復(fù)合地層中頂管管道變形及土壓力變化的一般規(guī)律，本章分析中將土體簡(jiǎn)化為均質(zhì)土層，土層的各參數(shù)基本取值如下：上層砂層土體的黏聚力為0，內(nèi)摩擦角φ ＝28°，滲透系數(shù)k ＝8 ×10-7m／s，初始孔隙比e ＝1.08，土體彈模E ＝30MPa，土體重度γ ＝19kN／m3，泊松比ν ＝0.35；下層巖層土體的黏聚力c ＝40kPa，內(nèi)摩擦角φ ＝50°，滲透系數(shù)k ＝3 ×10-8m／s，初始孔隙比e ＝0.6，土體彈模E ＝200MPa，土體重度γ ＝23kN／m3，泊松比ν ＝0.3。

泥漿層采用彈性模型，在施工階段彈性模量E ＝1.5MPa，泊松比ν ＝0.45，在施工完成后其彈性模量E ＝25MPa，泊松比ν ＝0.35；鋼管則采用理想彈塑性模型彈性模量E ＝210MPa，泊松比ν ＝0.3，屈服應(yīng)力fy＝235MPa；鋼管通水階段按照滿(mǎn)水計(jì)，通水壓力取值為0.2MPa。

2.4 施工工況模擬

在MIDAS中施工步驟的實(shí)現(xiàn)主要依靠單元組的“激活”和“鈍化”來(lái)實(shí)現(xiàn)?？紤]自重效應(yīng)的因素，同時(shí)結(jié)合頂管實(shí)際施工及完工后實(shí)際使用情況，確定分析步驟如下：

表1 模型計(jì)算工況Tab.1 Calculation conditions for the model

3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.1 鋼管變形分析

根據(jù)計(jì)算結(jié)果，管道最大水平位移出現(xiàn)在管道中心偏上位置（圖4），左右兩側(cè)分別向外變形1.95mm，水平管道擴(kuò)展3.90mm。管頂豎向沉降2.48mm，管底隆起2.18mm，豎向壓縮4.66mm，相當(dāng)于管徑D 的1.55‰，遠(yuǎn)大于混凝土管的0.3‰［12］?？梢?jiàn)鋼管在周邊土壓力作用下，管道變形較大，在土層中仍屬于柔性管。

圖4 施工完成時(shí)管道水平位移云圖（單位： mm）Fig.4 Pipeline horizontal displacement nephogram（unit：mm）

圖5 為在不同施工步下的管道變形曲線(xiàn)。通水使用期間與頂管施工完成時(shí)相比，管道水平位移出現(xiàn)恢復(fù)，豎向位移隨之減小，但恢復(fù)量值不大，影響較小。

圖5 管道變形曲線(xiàn)Fig.5 Pipeline deformation curve

3.2 鋼管土壓力分布

由圖6 計(jì)算結(jié)果可知，頂管施工完成時(shí)管頂土壓力與管底土壓力都有所減小。管頂土壓力變小是由于受到土拱作用影響，上部土體卸荷，側(cè)向土壓力增加；另一方面是由于鋼管徑厚比較大，環(huán)向剛度較小的緣故，在垂直土壓力的作用下，管道斷面失去正圓形狀，呈略微扁平的橢圓形，在變形的管道與受擠壓的土體之間，存在協(xié)調(diào)變形的關(guān)系。管底土壓力減小是因?yàn)橥翆拥拈_(kāi)挖卸載，管道重力小于開(kāi)挖土層重力，導(dǎo)致管道隆起，從而使得土壓力減小。

圖6 土壓力隨施工過(guò)程變化曲線(xiàn)Fig.6 Variation curve of earth pressure with construction process

在管道使用期間，土壓力變化不大，這是因?yàn)樗闹亓ψ饔檬沟霉艿雷冃位謴?fù)量很小，從而使得管道土壓力與施工完成時(shí)期的土壓力分布較為接近。

3.3 地層的受力變形分析

圖7為管道施工完成時(shí)的土體水平位移及豎向位移云圖。由圖7a可看出，側(cè)向土體所受到的壓縮相當(dāng)明顯，壓縮區(qū)域呈圓弧狀擴(kuò)散，最大水平向位移出現(xiàn)管中心高度偏上位置，與鋼管變形一致。鋼管在施工完成后，由于土層的開(kāi)挖卸載，使得管道上方土體出現(xiàn)較大沉降，形成一個(gè)以管頂為中心的沉降滑移區(qū)域，基本從管側(cè)沿直線(xiàn)延伸至地面，其分布特征與太沙基假定［8］基本接近（圖7b）。由于施工管道的重力小于開(kāi)挖去的土體，故周邊土體的管底位置出現(xiàn)一定程度的隆起，因管底位于巖層區(qū)域，土層具有較好的自穩(wěn)能力，使得土層發(fā)生隆起值小于管頂沉降值。

圖7 周邊土層位移云圖（單位： mm）Fig.7 Displacement of surrounding soil layer（unit：mm）

頂管穿越上軟下硬地層中，使得管道最大水平變形上移，管道處于下層硬巖部分起到了很好的支護(hù)作用，使得管道中心以下部分變形較小。鋼管頂部豎向應(yīng)力表現(xiàn)為明顯向下的拱，這是由底部土體隆起及上部土體沉降共同導(dǎo)致的應(yīng)力釋放所造成。

在水平應(yīng)力上，則與土體水平位移相對(duì)應(yīng)，在鋼管中心高度偏上位置出現(xiàn)明顯的應(yīng)力區(qū)域，如圖8 所示，其表示管側(cè)的彈性抗力區(qū)域。

圖8 周邊土層應(yīng)力云圖（單位： kPa）Fig.8 Stress of surrounding soil layer（unit：kPa）

4 敏感性分析

鋼管變形及所受土壓力與管道周邊土體性狀有關(guān)，當(dāng)頂管穿越砂層及巖層的占比不同，管道的變形及所受土壓力也會(huì)出現(xiàn)不同，同時(shí)也受到管道本身結(jié)構(gòu)的影響，主要因素包括：埋深、軟土特性、鋼管壁厚等因素。為統(tǒng)一比較各種參數(shù)對(duì)管道變形及所受土壓力的影響，僅選取管道施工完成時(shí)的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析。

4.1 硬巖占比敏感性分析

基于上述計(jì)算模型，分別對(duì)頂管穿越不同硬巖占比情況下的管道受力進(jìn)行分析，硬巖占比分別?。河矌r位于鋼管下、鋼管坐落于硬巖層、1／6 硬巖、2／6 硬巖、3／6 硬巖、4／6 硬巖、5／6硬巖、6／6 硬巖。

由圖9可知，隨著鋼管穿越硬巖占比的增加，鋼管的水平變形和豎向變形逐漸減小。在頂管穿越硬巖1／6比例時(shí)，管道頂部沉降出現(xiàn)略微增大，可能是由于鋼管在較小比例穿越硬巖時(shí)，因?yàn)榈撞坑矌r產(chǎn)生的握裹力不足使得鋼管呈現(xiàn)出柔性管的性質(zhì)突出，從而產(chǎn)生豎向壓縮變形的少量增加。

圖9 不同硬巖層比例下的鋼管變形Fig.9 Deformation of steel pipe under different proportion of hard rock

為體現(xiàn)頂管穿越不同硬巖層比例下的管道變形增量大小，計(jì)算頂管變形增量＝（前一步頂管變形量-后一步頂管變形量）／后一步頂管變形量×100%，例如（穿越硬巖0 -穿越硬巖1／6）／穿越硬巖1／6，以此類(lèi)推，得到管道水平壓縮和豎向壓縮增量曲線(xiàn)圖，如圖10 所示。

圖10 不同硬巖層比例下的管道壓縮增量Fig.10 Compression increment of pipeline under different proportion of hard rock stratum

由圖10a 可知，隨著管道穿越硬巖占比的增加，管道水平壓縮變形的增量百分比呈現(xiàn)離散狀，沒(méi)有統(tǒng)一的規(guī)律，較大增量百分比出現(xiàn)在頂管從全斷面穿越砂層過(guò)渡至坐落于硬巖層頂面以及頂管穿越硬巖層占比從1／2 過(guò)度到2／3 時(shí)，增量分別達(dá)到30.67%、23.45%。前者是由于頂管穿越土層性質(zhì)的突然改變，砂土和巖層的物理特性相差懸殊，從而使得變形增量較大；后者是因?yàn)轫敼苡芍行木€(xiàn)以上穿越硬巖與中心線(xiàn)下穿越硬巖相比，水平約束增強(qiáng)，管道變形受土壓力影響不明顯，水平壓縮減小幅度明顯增大。

頂管穿越硬巖占比對(duì)管道豎向壓縮造成一定的影響，總體呈現(xiàn)出隨著管道穿越硬巖占比的增加，管道豎向壓縮變形的增量百分比逐漸減小，如圖10b所示。當(dāng)頂管從全斷面穿越砂層過(guò)渡至坐落于硬巖層頂面時(shí)，管道豎向壓縮增量最大，約為38.3%，而隨著頂管穿越硬巖層占比的增加，豎向壓縮增量減小，最小增量約為0.23%，這是由于管道處于下層硬巖部分起到了很好的支撐作用，使得對(duì)管道豎向壓縮量變小。

圖11 為鋼管施工完成時(shí)的豎向土壓力分布圖。由圖可知，隨著頂管穿越硬巖比例的增加，管道頂部和底部土壓力變化不大，而側(cè)向土壓力增加，管道頂部形成明顯的土拱。當(dāng)頂管穿越硬巖1／6 時(shí)，相比于穿越硬巖5／6 管道側(cè)向土壓力降低26.7%，說(shuō)明當(dāng)頂管穿越硬巖比例增加時(shí)，管側(cè)土壓力的增加量主要源于管側(cè)的土體抗力。

圖11 不同比例硬巖下的土壓力Fig.11 Earth pressure under different proportions of hard rock

4.2 管頂覆土敏感性分析

基于上述模型，改變管頂覆土高度，分別設(shè)置為3m、4m、6m、8m、10m、12m、14m、16m進(jìn)行分析。

圖12a顯示管道的水平壓縮量隨著管頂覆土高度的增加呈線(xiàn)性增長(zhǎng)，管道左側(cè)與右側(cè)增長(zhǎng)頻率一致，頂管穿越硬巖占比越大，水平壓縮量越小。當(dāng)管頂覆土3m較16m時(shí)，管道最大水平壓縮量增加約4.21 倍。

由圖12b可知，管道的管頂沉降量與管底隆起量隨著覆土深度的增加亦呈現(xiàn)出線(xiàn)性增加的趨勢(shì)，覆土高度越大，管頂沉降量越大，其增長(zhǎng)趨勢(shì)大于管底隆起量，這一點(diǎn)與管道處于硬巖層有關(guān)，硬巖層較好的限制了管道的隆起變形。根據(jù)計(jì)算結(jié)果，當(dāng)管頂覆土3m 時(shí)管道豎向壓縮較16m 增長(zhǎng)約3.84 倍，基本同水平拉伸量增幅一致。

圖12 不同管頂覆土下的鋼管變形Fig.12 Deformation of steel pipe under different pipe top covering soil

取頂管穿越硬巖3／6 情況下，對(duì)比不同管頂覆土下的土壓力情況，由圖13 可知，施工完成狀態(tài)時(shí)，管道所受法向土壓力呈左右兩側(cè)較大頂部和底部較小的橢圓形，埋深較淺時(shí)管道土壓力較小；埋深較大時(shí)，由于管道與土體之間協(xié)調(diào)變形大大增加，豎向壓縮增加，水平向拉伸較大，則水平方向土體抗力得到充分發(fā)揮，側(cè)向土壓力較大。當(dāng)管頂覆土為16m時(shí)，管道最大土壓力較覆土深度3m時(shí)增加約4 倍。

圖13 不同管頂覆土下的土壓力Fig.13 Earth pressure under different pipe top covering

4.3 砂層內(nèi)摩擦角敏感性分析

土層本身物理特性的不同必然會(huì)對(duì)管道結(jié)構(gòu)的力學(xué)響應(yīng)造成影響，為系統(tǒng)分析上部砂層內(nèi)摩擦角對(duì)管道變形的影響，分別選取內(nèi)摩擦角10°、15°、20°、25°、30°、35°、40°進(jìn)行分析。

由計(jì)算可知，上部砂層對(duì)管道變形造成了一定程度的影響，且隨著頂管穿越硬巖層占比的不同出現(xiàn)不同。隨著上部砂層內(nèi)摩擦角的增加，土層的抗剪能力增大，管道水平壓縮量降低，最終趨于平緩，這是因?yàn)橥翆拥目辜魪?qiáng)度雖然增大，但由于土層的開(kāi)挖卸載產(chǎn)生的擾動(dòng)遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過(guò)了土層抗力，繼而隨著摩擦角的增大，管道水平拉伸逐漸趨于平緩。

當(dāng)頂管穿越1／6 硬巖時(shí)，上部砂層內(nèi)摩擦角的改變對(duì)管道水平變形影響較大，在內(nèi)摩擦角φ ＝10°到φ ＝40°的變化過(guò)程中，管道水平壓縮最大降低47.31%，繼而隨著頂管穿越硬巖占比的增加，內(nèi)摩擦角的增大對(duì)管道水平壓縮影響較小，如圖14a所示。

管頂沉降量隨著上部砂層內(nèi)摩擦角的增大而減小，當(dāng)頂管穿越1／6 硬巖時(shí)，上部砂層內(nèi)摩擦角的改變對(duì)管道豎向變形影響較大，在內(nèi)摩擦角φ ＝10°到φ ＝40°的變化過(guò)程中，管道豎向壓縮最大降低22.73%，這種增量隨著頂管穿越硬巖占比的增加逐漸降低，從側(cè)面顯示頂管斷面穿越砂層越多，其土層性質(zhì)的改變對(duì)管道變形影響較大，符合一般規(guī)律。而管道豎向壓縮量?jī)?nèi)摩擦角的改變對(duì)管底隆起量影響甚微，且隨著硬巖占比的不同變化極小，主要受影響的為管頂沉降量，這是因?yàn)殇摴芟虏繑嗝嫣幱谟矌r層中，上部土層內(nèi)摩擦角的改變對(duì)下部隆起量影響不大，如圖14b 所示。

圖14 不同內(nèi)摩擦角下的鋼管變形Fig.14 Deformation of steel pipe under different internal friction angles

取頂管穿越硬巖3／6 情況下，對(duì)比不同內(nèi)摩擦角下的土壓力情況，如圖15 所示。

圖15 不同內(nèi)摩擦角下的土壓力Fig.15 Earth pressure under different internal friction angles

隨著上部?jī)?nèi)摩擦角的增大，管底位置土壓力基本不變，管道頂部土壓力呈現(xiàn)一定程度的減小，相應(yīng)的側(cè)向土壓力呈現(xiàn)一定程度的增加，但增幅均不大，與管道變形相互協(xié)調(diào)，究其原因是內(nèi)摩擦角φ增大導(dǎo)致土體抗剪能力增強(qiáng)，在管道發(fā)生水平法向拉伸時(shí)，故產(chǎn)生較大的側(cè)向土壓力，相應(yīng)的豎向壓縮，故導(dǎo)致管道頂部土壓力減小。

4.4 鋼管壁厚敏感性分析

基于上述計(jì)算模型，鋼管壁厚則分別選?。?0mm、25mm、30mm、35mm、40mm、45mm。

由圖16 可以看出，管道水平壓縮變形和豎向壓縮變形隨著鋼管壁厚的增加變化較小，由此可以判斷，壁厚增加雖然一定程度上引起管道剛度增加，但鋼管仍有較大的徑厚比，屬于柔性管道，在土層開(kāi)挖卸載以及硬巖層的影響下，變形仍舊較大，從而使得管道的增量變化不明顯。

圖16 不同管道壁厚下的鋼管變形Fig.16 Deformation of steel pipe under different pipe wall thickness

取頂管穿越硬巖3／6 情況下，對(duì)比不同管道壁厚下的土壓力情況。

由圖17 可知，和鋼管變形趨于一致，隨著管道壁厚的增加，管道土壓力變化不大，而管道側(cè)向中心偏下位置土壓力減小，這是因?yàn)殡S著鋼管剛度的增加，鋼管變形得到一定程度的降低，管道與土體的協(xié)調(diào)變形則弱化，故使得側(cè)向力也減小。

圖17 不同管道壁厚下的土壓力Fig.17 Earth pressure under different pipe wall thickness

4 結(jié)論

本文僅對(duì)特定復(fù)合地層（上部砂層下部巖層）條件下鋼管的力學(xué)特性進(jìn)行了分析總結(jié)，得出如下結(jié)論：

1.在上軟下硬復(fù)合地層中，鋼頂管受到外部水土壓力作用會(huì)產(chǎn)生變形，呈現(xiàn)管道豎向壓縮而水平拉伸的橢圓形。土壓力分布總體呈現(xiàn)管頂、管底小及管道側(cè)向較大的蝶形樣式。

2.鋼頂管的受力變形表現(xiàn)為柔性管特征，受下部巖層影響，管道水平方向最大拉伸量出現(xiàn)在管道中心偏上位置，徑向變形量與管道直徑之比約在1.55‰。

3.隨著頂管穿越硬巖比例的增加，管道水平拉伸和豎向壓縮變小，管道頂部和底部土壓力幾乎沒(méi)有變化，側(cè)向土壓力增加。管道水平拉伸和豎向壓縮增量在頂管全斷面穿越砂層過(guò)渡至管底位于硬巖頂面時(shí)最大，分別為30.67%、38.3%。

4.隨著管頂覆土高度的增加，鋼管水平變形與豎向壓縮增量呈線(xiàn)性增加，管道側(cè)向土壓力也逐漸增大。

5.頂管穿越復(fù)合地層時(shí)，管道底部的隆起量受穿越硬巖比例、上部砂層內(nèi)摩擦角以及壁厚的影響極小。

6.在復(fù)合地層中，鋼頂管變形及土壓力分布受上部砂層內(nèi)摩擦角、鋼管壁厚的影響不大。