談力昕， 張　鵬， 謝紅明， 馬保松

(中國地質(zhì)大學(xué)(武漢)工程學(xué)院, 湖北 武漢　430074)

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拱北隧道工程中曲線頂管頂進力實測分析

談力昕， 張鵬， 謝紅明， 馬保松

(中國地質(zhì)大學(xué)(武漢)工程學(xué)院, 湖北 武漢430074)

港珠澳大橋珠海連接線拱北隧道工程口岸暗挖段采用曲線頂管管幕支護的施工方法，在復(fù)雜地層條件下計算曲線頂管頂進力是頂管施工的重點與難點。工程共計使用了37根外徑為1 620 mm、平均長度約為255 m的鋼頂管。結(jié)合現(xiàn)場施工記錄，采用2種不同的計算方式對頂進力進行了估算并與實際頂進力進行對比驗證。結(jié)果表明：經(jīng)驗公式中的摩阻力計算在埋深較大時比較符合實際情況，在淺層的淤泥質(zhì)地層中則偏大；直接采用被動土壓力計算迎面阻力是偏保守的；頂進力的大小與泥漿潤滑關(guān)系密切，初始階段泥漿的潤滑作用并不顯著，在形成穩(wěn)定的泥漿套過程當(dāng)中摩阻力會逐漸下降，甚至小于1 kN/m2。

港珠澳大橋； 拱北隧道； 曲線頂管； 頂進力； 迎面阻力； 摩阻力

0　引言

為達到繞避不良地質(zhì)體或已存在的管道、保護沿途的地下建筑基礎(chǔ)和環(huán)境、減少工作井?dāng)?shù)量、降低施工成本等目的，利用頂管機械使管節(jié)中心線沿設(shè)計的曲線軌跡前進的施工技術(shù)稱為曲線頂管技術(shù)[1]。

頂管工程頂進力主要由機頭的迎面阻力和管段的摩阻力組成，影響因素眾多，與管節(jié)強度、設(shè)備選取、后背墻設(shè)計以及最大頂進長度等有著直接的關(guān)系，決定了整個頂管工程的規(guī)模，而盡可能精確地計算頂進力，將有利于設(shè)計和選擇安全經(jīng)濟的管節(jié)與頂管系統(tǒng)。由于頂進力主要需克服作用于刀盤上的迎面阻力和作用于管線上的摩阻力，所以影響頂進力的主要因素包括地層類型、覆土厚度、頂進長度、管道外表面的結(jié)構(gòu)和材料、潤滑泥漿性能等[2]，此外，頂進速度、超挖量、施工中的停頓等對頂進力也有很大影響[3]。

現(xiàn)有的頂進力計算公式種類繁多，各國規(guī)范采用的計算方法也不盡相同，要建立起一個具有普遍性的公式十分困難，而針對曲線頂管的頂進力計算公式則更是少見。國內(nèi)外學(xué)者大多采用對曲線段管道受力情況進行假設(shè)并求解的方式[4-5]。丁傳松[6]研究了直線、曲線及超長距離頂管施工中頂推力的變化規(guī)律，考慮了施工中土拱效應(yīng)的影響，提出了合理的頂推力計算方法，總結(jié)出計算公式在頂管后半段偏大的原因是沒有考慮觸變泥漿減摩、地下水和土層變化的影響。工程中也存在通過統(tǒng)計得出曲線頂管頂進力附加系數(shù)[7]，從而估計曲線段頂進力的做法。D. N. Chapman等[8]通過在3種不同地質(zhì)條件下的試驗，根據(jù)試驗結(jié)果提出頂進力與切削面阻力和沿管徑周圍的摩擦力有直接的關(guān)系，從試驗中所得到的結(jié)果概估了切削面阻力和摩阻力的經(jīng)驗公式，最后推導(dǎo)出了跟地質(zhì)條件有關(guān)的頂進力經(jīng)驗公式。

本文結(jié)合港珠澳大橋珠海連接線拱北口岸隧道管幕工程實際工程數(shù)據(jù)，選取2種不同類型的公式進行比較和分析，并對公式中參數(shù)的選取進行了分析和討論。

1　工程概況

目前正在施工的拱北隧道屬于港珠澳大橋工程珠海連接線部分。隧道暗挖段為整個連接線的控制性工程，首次采用大直徑曲線頂管管幕支護與凍結(jié)止水相結(jié)合的技術(shù)下穿我國陸路第一大口岸——拱北口岸[9]。管幕隧道斷面如圖1所示。暗挖段長度為255 m，平面軌跡線形為88 m緩和曲線+167 m圓曲線，平均曲率半徑約為890 m；管幕上部平均埋深為4～5 m，總體高度約為23.8 m，寬度約為22.2 m，開挖面積達344.8 m2[10-11]。

圖1　管幕隧道斷面(單位：m)

整個管幕由37根外徑為1 620 mm的鋼管組成(包括0#試驗頂管)，全部采用曲線頂管技術(shù)施工。其中，上層18根鋼管壁厚20 mm，下層19根鋼管壁厚24 mm，管間距355～358 mm，所有鋼管通過東、西2個工作井實現(xiàn)雙向頂進[12]。

2　現(xiàn)有曲線頂管頂進力計算公式

2.1給排水管道施工規(guī)范

GB 50268—2008《給水排水管道工程施工及驗收規(guī)范》[13](以下簡稱《規(guī)范》)采用了先以直線計算曲線段頂進力再乘以頂進力附加系數(shù)的方法，具體計算過程與上海市工程建設(shè)規(guī)程DG/TJ08-2049—2008《頂管工程施工規(guī)程》[14]類似。

管道總頂進力估算公式為

F=F1+F2。

(1)

式中：F為總頂進力，kN； F1為管道與土層的摩阻力，kN， F1=πDl’f(D為管道外徑，m； l’為管道頂進長度，m； f為管道外壁與土的平均摩阻力，kN/m2，宜取2～7)； F2為頂管機的迎面阻力。

泥水平衡式頂管機的迎面阻力

(2)

對于本工程中的泥水平衡式頂管控制土壓力R1近似計算公式為

(3)

式中：γ為頂管上覆土層的容重，kN/m2； D’為頂管機外徑，m； H為上覆土層的厚度，m； c為土的黏聚力，kN/m2； φ為土的內(nèi)摩擦角，(°)。

曲線頂管增加頂進力附加系數(shù)K’值，K’值宜按表1選取。

表1　曲線頂管頂進力附加系數(shù)K’

需要指出的是，《頂管工程施工規(guī)程》中的方法主要針對鋼筋混凝土頂管，鋼頂管的主要差別在于管土摩擦因數(shù)略小些。

2.2JMTA法

日本下水道管渠推進技術(shù)協(xié)會(JMTA)《推進工法應(yīng)用篇》(2000年)所建議的總頂進力經(jīng)驗公式為

F=(F0+f·l1)Kn+f·lc·η+f·l2。

(4)

式中：F為總頂進力，kN； F0為面盤抵抗力，kN； f為直線段單位長度推進抵抗力，kN/m； l1為曲線推進終點至到達井之間的距離，m； l2為推進井至第1個曲線推進起點之間的距離，m； lc為曲線長，m； n為曲線推進段的管節(jié)數(shù)； K為各段推進管節(jié)間的折角系數(shù)； η為曲線推進與直線推進之推進阻力比率。

面盤抵抗力

F0=(pN+pe)·π·(Bs/2)2。

(5)

式中：pN為內(nèi)壓力，泥水平衡式pN=地下水壓+20kN/m2； pe為切削抵抗力，切削抵抗力=N值×10.0kN/m2，N值<15時取pe=150kN/m2，N值>50時取pe=500kN/m2； N為標(biāo)準(zhǔn)貫入度值； Bs為頂管機外徑，m。

曲線段頂進力修正系數(shù)

(6)

(7)

直線段單位長度推進抵抗力

f=β2[(π·Bc·q+W)·μ’+π·Bc·c’]。

(8)

式中：μ’為管材與土體間的摩擦因數(shù)； β2為頂進力折減系數(shù)(黏性土=0.35，砂質(zhì)土=0.45，砂礫土=0.60，固結(jié)土=0.35)； Bc為管材外徑，m； q為作用在管節(jié)上的分布荷重，kN/m2； W為單位長度管節(jié)自重，kN/m； c’為管材與土體的黏聚力，N<10時c’=8kN/m2，N≥10時c’=5kN/m2。

管節(jié)上的分布荷重

(9)

式中：B1為1/2的土體松弛范圍，m； H為管頂土層高度，m； φ為土體內(nèi)摩擦角，(°)； K0=Terzaghi側(cè)向土壓力系數(shù)，K0=1-sinφ； c為土體黏聚力，kN/m2。

1/2的土體松弛范圍

(10)

式中：R0為擴挖半徑，R0=(Bc+0.1)/2，m。

2.3頂進力計算公式特點分析

上述2種計算公式中，《規(guī)范》的公式簡單直觀，在成熟的直線頂進力計算方法基礎(chǔ)上，通過改變曲線段頂進力擴大參數(shù)的取值來符合不同曲率半徑，適用于大多數(shù)工程，但是其摩阻力取值標(biāo)準(zhǔn)比較含糊，不同曲率的頂進力附加系數(shù)取值標(biāo)準(zhǔn)有待進一步討論確定。

JMTA推薦公式比較全面地考慮了管道在孔內(nèi)的受力情況，采用了廣泛認(rèn)同的馬斯頓土拱理論計算管節(jié)荷載，而不是管頂上方全部土柱的質(zhì)量，使得計算的頂進力不致過高；各項參數(shù)意義明確，且對不同條件下的取值有清晰的建議。

這2種曲線頂管頂進力算法各有優(yōu)點，但是都忽略了環(huán)空內(nèi)泥漿對管道的浮托作用。大量的工程實踐表明，在注漿充足的情況下，管道在開挖空間內(nèi)呈漂浮狀態(tài)，與管壁的主要接觸面位于管節(jié)頂部，大大減小了摩擦面積[15]，這是頂管施工過程中頂進力小于保守估算值的原因之一。

3　工程實例

3.1工程地質(zhì)條件

工程場地地層由上至下依次為填筑土、淤泥及淤泥質(zhì)土、黏性土、砂礫、淤泥質(zhì)土、粗(礫)砂，砂(礫)質(zhì)黏性土、殘積土、全風(fēng)化黑云母斑狀花崗巖和強風(fēng)化黑云母斑狀花崗巖。將地層勘察數(shù)據(jù)進行整理，得到管段穿越的地層參數(shù)見表2。

表2　5#管與17#管管幕穿越的地層參數(shù)

3.2管幕計算參數(shù)

該工程管幕共有37根鋼管(0#管為試驗管)，分別由兩端工作井始發(fā)，設(shè)計軌跡為曲線。曲線分為2段，從東向西依次是長約88 m的緩和曲線段和長約167 m的圓曲線段。根據(jù)實際施工情況，本文選取5#管與17#管的頂進數(shù)據(jù)進行分析。5#管與17#管分別位于管幕的上部與下部，在管幕中的具體分布如圖1所示，各管幕軌跡曲線參數(shù)見表3。

管幕工程使用Q235鋼管，外徑1 620 mm，管長4 m，壁厚20 mm，密度7 850 kg/m3，彈性模量210 GPa。

潤滑泥漿在粗砂、礫砂層中，泥漿的馬氏漏斗黏度應(yīng)不低于60 s，配方為1 m3淡水+50 kg復(fù)合膨潤土+0.8～1 kg PAC-HV。該減阻泥漿配方對于致密黏土、淤泥質(zhì)土均可適用，若地層滲透性較砂層更強，則考慮添加堵漏劑等材料。

表3　管幕軌跡參數(shù)

3.3頂進力計算分析

將上述2種公式應(yīng)用于拱北隧道管幕工程5#管、17#管頂進力計算。5#管、17#管分別位于管幕的上部和下部，工程地質(zhì)條件差異較大。5#管在③-1淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土層中頂進；17#管先后穿越黏性土層和砂層(前200 m主要在⑤-3淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土中掘進，后57 m主要穿越⑥-2中砂—粗砂地層)，頂進力的變化具有代表性。為簡化計算，作如下假設(shè)：

1)管節(jié)偏角與設(shè)計相符；

2)統(tǒng)計并加權(quán)平均各地層勘察結(jié)果后，地下水位以下土體平均重度取19.3 kN/m3，地下水位以上土體平均重度取18 kN/m3；

3)孔壁在頂進過程中保持穩(wěn)定，泥漿潤滑效果良好，單位面積摩阻力和摩擦因數(shù)可取最小值。

各管幕計算參數(shù)按表4(《規(guī)范》公式)和表5(JMTA公式)選取。2種計算公式中，在統(tǒng)一地層條件下頂進力都隨著頂進距離的增加呈現(xiàn)近似線性的增長(如圖2和圖3所示)，但均遠(yuǎn)大于實際頂進力；兩管幕在不同的條件下，JMTA公式頂進力增長速度均大于《規(guī)范》公式，但在迎面阻力的計算上，JMTA公式似乎更符合實際情況，在地層發(fā)生變化時頂進力曲線也更平緩(見圖3)。

表4　《規(guī)范》公式計算參數(shù)

注：砂土采用水土分算，黏性土采用水土合算。

表5　JMTA公式計算參數(shù)

圖2　5#管幕實際頂進力與不同公式頂進力計算值對比

Fig. 2Comparison among actual jacking force of Pipe No. 5 and calculated results by different formulas

頂進力計算主要與切削刀盤的迎面阻力和管壁與土體之間的摩阻力2部分有關(guān)，所以，本節(jié)的分析也由這2部分入手，評價各個經(jīng)驗公式中這2部分的計算值，分析產(chǎn)生偏差的原因。

圖3　17#管幕實際頂進力與不同公式頂進力計算值對比

Fig. 3Comparison among actual jacking force of Pipe No. 17 and calculated results by different formulas

3.3.1切削刀盤迎面阻力

刀盤的迎面阻力反映了刀盤切入土體時的難易程度，影響了初始頂進力的大小與沿途摩阻力的計算。在討論時，選取實測值的初始頂進力作為迎面阻力的標(biāo)準(zhǔn)，實測的開挖艙壓力因受諸多因素的影響，并不能準(zhǔn)確地反映刀盤的受力。根據(jù)施工現(xiàn)場的經(jīng)驗，迎面阻力在整個頂進過程中變化不大。各公式切削刀盤迎面阻力計算值與實際值對比見表6。

表6　各公式切削刀盤迎面阻力計算值與實際值對比

在2種計算公式中，JMTA公式計算迎面阻力與實際值最為接近，《規(guī)范》公式使用了被動土壓力計算迎面阻力而較實測值偏大很多，尤其是在砂層中受內(nèi)摩擦角的影響，被動土壓力系數(shù)是黏土層的約4倍。由此分析實際的切削面受泥漿壓力支撐，在合適的切削速度和排漿泵量的配合下，切削面處于動態(tài)穩(wěn)定狀態(tài)，直接取被動土壓計算是過于保守的。

3.3.2摩阻力

在頂進阻力的組成部分中，管壁與土體之間的摩阻力占最為主要的部分，因此，如何正確地計算摩阻力就顯得尤為重要。根據(jù)圖2和圖3，實際頂進力在前50 m的增長幅度明顯大于后50 m，在推進前50 m左右都出現(xiàn)了拐點。因此，采用各公式黏土層摩阻力對實測值50 m前后的摩阻力值分別取平均值進行比較，見表7。

表7管土摩阻力計算值與實際值對比

Table 7Comparison among actual soil-pipe friction and calculated results by different formulaskN/m2

根據(jù)表7的計算結(jié)果，《規(guī)范》公式摩阻力取值以經(jīng)驗判斷為標(biāo)準(zhǔn)，比較符合實際情況，在淺部土體稍大于實測值，而在埋管較深、頂進距離大于50 m后與實際吻合較好。推測由于埋深較淺時管周土壓力較小，開挖后土體在泥漿作用下可以自立，管道僅與土體局部接觸，摩擦面積很小，這種情況十分理想，但還缺乏普遍性。另外，這一情況也在一定程度上指出該公式在淺層施工中更偏于保守。

JMTA公式在2種埋深與土體條件下計算摩阻力都大于《規(guī)范》公式。由于考慮了土拱效應(yīng)，埋管較深的17#管計算得出的管頂土壓力反而會小于5#管。在砂層中的計算值較黏土層偏差更大。以17#管為例，黏土層中摩阻力計算值約為實際值的2倍，而砂層中約為實際值的2.4倍。JMTA公式認(rèn)為除了曲線段在推進時會增加摩阻力外，過了曲線段之后的管節(jié)對曲線段管節(jié)的反力也會大大增加摩阻力，這一計算方式在考慮整段管線的受力時更為合理，但實際操作時會產(chǎn)生摩阻力反復(fù)疊加，從而使總頂進力過大的現(xiàn)象。

2種公式的計算結(jié)果都出現(xiàn)了例外，17#管50 m前的計算值均小于摩阻力平均值。推測在埋管較深時頂進前50 m泥漿套未充分發(fā)揮作用，管頂土壓力較大，摩阻力值較高(9.242 kN/m2)，待泥漿套完整后土壓力受泥漿壓力平衡，摩阻力隨即降低(2.072 kN/m2)。

2種公式都將管壁與土體單位面積摩阻力值以一個常量計算，沒有考慮到觸變泥漿的減阻作用，而實際施工過程中摩阻力是隨著頂進距離的增加而不斷變化的，隨著向頂管機頭后方環(huán)空內(nèi)注漿的持續(xù)進行，泥漿套會逐漸趨于完整，管壁的平均摩阻力會繼續(xù)下降。根據(jù)現(xiàn)場情況，在泥漿性能可靠的情況下，單位面積摩阻力可降至1 kN/m2，在淺埋深的頂管施工中甚至更低。

4　結(jié)論與討論

本文依托港珠澳大橋工程珠海連接線拱北隧道頂管管幕工程，以國內(nèi)外的2種計算公式——《給水排水管道工程施工及驗收規(guī)范》(簡稱《規(guī)范》)公式與日本下水道管渠推進技術(shù)協(xié)會(JMTA)公式為例，探討了曲線頂管頂進力的計算結(jié)果與實際頂進力規(guī)律的差異，得出以下結(jié)論。

1)在淺部、均一的地層條件下頂進力的變化平穩(wěn)，而在深部、復(fù)雜的地層條件下頂進力處于動態(tài)變化之中，發(fā)生地層變換時管土摩阻力會發(fā)生明顯變化。

2)《規(guī)范》經(jīng)驗公式中的摩阻力計算比較貼近實際情況，在黏土層和砂層中都基本適用。JMTA公式均偏大，其主要原因是JMTA公式采用的管土摩擦因數(shù)接近無潤滑的狀態(tài)，且在淺層的頂管案例中偏差更為嚴(yán)重，可能是由于淺部淤泥質(zhì)土層中土拱理論不適用導(dǎo)致的。此外，JMTA公式的曲線段附加摩阻力計算方法與前部管道的頂進力有關(guān)，在長曲線段計算時會出現(xiàn)反復(fù)疊加的異常增大現(xiàn)象。JMTA公式的迎面阻力計算值較實際值偏大1/3～2/3，而《規(guī)范》公式的迎面阻力計算值較實際值偏大2～4倍，直接采用開挖面的被動土壓力計算迎面阻力是偏保守的，實際使用時應(yīng)進行折減。

3)頂進力與泥漿潤滑有密切的關(guān)系，這是由于泥漿潤滑、穩(wěn)定土體和浮托管道引起的。在形成穩(wěn)定的泥漿套過程中，管壁單位面積摩阻力會逐漸下降，出現(xiàn)小于1 kN/m2的情況。泥漿的存在不僅減小了管道外壁與土體間的摩擦因數(shù)，而且通過滲入周圍土體形成混合的泥漿套包裹管道，減小了作用在管道上的土壓力。然而，在頂進距離不足50 m時，觀察到泥漿套未完全形成狀態(tài)下的管土摩阻力可達到泥漿套穩(wěn)定狀態(tài)下摩阻力值的2～4倍。

伴隨著泥水平衡頂管機與泥漿減阻技術(shù)的發(fā)展，實際頂管工程中需要的頂進力會不斷減小，頂進力估算中各參數(shù)也愈發(fā)依賴地區(qū)經(jīng)驗結(jié)合現(xiàn)場試驗確定。在泥漿套的作用下，曲線段管節(jié)受力與理論存在較大差異，曲線段頂進力的合理推導(dǎo)與修正仍需要進一步研究。

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Analysis of Jacking Force of Curved Pipe Jacking in Gongbei Tunnel

TAN Lixin, ZHANG Peng, XIE Hongming, MA Baosong

(Faculty of Engineering, China University of Geosciences, Wuhan 430074, Hubei, China)

The pipe curtain retaining method of curved pipe jacking is applied to the construction of mined section of Gongbei Tunnel, which is a significant part of Hong Kong-Zhuhai-Macao Bridge Connecting Project. The estimation of total jacking force in curved alignment still remains its necessity and difficulty especially when driving in complex ground. A total of 37 steel pipelines with diameter of 1 620 mm and average length of 255 m are installed around the tunnel section as an advance support. Two different calculation methods, including an empirical formula and a theoretical formula are used to estimate the jacking force and compare with the in-site driving force. The results indicate that: 1) The friction force calculated by empirical formula coincides with actual friction force in deep buried condition; however, it is larger than actual friction force in shallow silty ground. 2) Compared with the measured penetration load, the calculated passive earth pressure is more conservative. 3) The slurry shows a significant influence on the jacking force, but not so obvious in the initial stage of jacking; however, when a continuous and complete slurry jacket is formed, the friction force reduces (lower than 1 kN/m2).

Hong Kong-Zhuhai-Macao Bridge; Gongbei Tunnel; curved pipe jacking; jacking force; penetration load; frictional resistance

2016-01-04;

2016-03-17

談力昕(1992—)，男，江蘇常州人，中國地質(zhì)大學(xué)(武漢)地質(zhì)工程專業(yè)在讀碩士，主要研究方向為頂管與非開挖工程的設(shè)計。E-mail：1245210321@qq.com。

10.3973/j.issn.1672-741X.2016.08.009

U 455

A

1672-741X(2016)08-0947-06