宣鋒 許大鵬 鐘俊彬

（上海市政工程設(shè)計(jì)研究總院（集團(tuán)）有限公司 上海200092）

引言

鋼頂管技術(shù)作為一種綠色非開挖技術(shù)，在我國供水領(lǐng)域應(yīng)用廣泛并得到快速發(fā)展。目前，在供水領(lǐng)域已經(jīng)完成施工并投入運(yùn)營的鋼頂管單次最長頂進(jìn)距離超過2000m，上海青草沙嚴(yán)橋輸水總管達(dá)到了 DN3600［1］。通過大量的工程實(shí)踐，我國的鋼頂管技術(shù)已處于世界先進(jìn)水平，也積累了很多技術(shù)經(jīng)驗(yàn)［2－5］，編制了相應(yīng)的技術(shù)規(guī)范［6］。但是鋼頂管現(xiàn)場應(yīng)力應(yīng)變的實(shí)測不多，這也客觀上制約了計(jì)算理論的進(jìn)一步發(fā)展。因此，現(xiàn)階段的鋼頂管技術(shù)仍需要更多的實(shí)測數(shù)據(jù)來支持科學(xué)研究。

長距離、大口徑鋼頂管需要較高的施工技術(shù)水平，現(xiàn)階段除了依靠施工單位自身進(jìn)行軸線測量和控制外，并無其他輔助手段進(jìn)行校核。對(duì)于地下潮濕環(huán)境下的軸線測量，由于空氣中的水氣、廢氣引起的光線折射、距離增加引起誤差累積、地下光線暗等因素［7］，很容易造成軸線測量的不準(zhǔn)確并在施工過程中給出錯(cuò)誤指導(dǎo)，實(shí)際工程中也發(fā)生了軸線偏離、管壁屈服、鋼管失穩(wěn)等事故。因此，為進(jìn)一步提高鋼頂管施工的安全性，實(shí)際工程中也需要校核軸線測量數(shù)據(jù)，而管壁應(yīng)力數(shù)據(jù)能實(shí)時(shí)反映管道的內(nèi)在變化。

基于以上兩個(gè)目的，本文依托實(shí)際工程對(duì)鋼管管壁應(yīng)力進(jìn)行現(xiàn)場實(shí)測和分析，將給出一些有益的結(jié)論和建議，為后續(xù)工程應(yīng)用積累經(jīng)驗(yàn)。

1 工程概況及實(shí)測內(nèi)容

黃浦江上游水源地工程為保障上海市西南五區(qū)供水安全、提升供水水質(zhì)的重大工程，其規(guī)模為351萬m3／d。該工程大部分管道為鋼頂管施工，口徑為DN3000～DN4000。本次研究將依托其中的閔奉原水支線工程，對(duì)穿越黃浦江段鋼頂管進(jìn)行實(shí)測。該段管線管徑DN3000，壁厚30mm，頂進(jìn)距離為436m，頂管井處的地面標(biāo)高為吳淞高程3.3m，管中心標(biāo)高為－24.5m，管頂最大埋深約為26.3m，河床最深處底標(biāo)高為－15.05m。頂管所在土層剖面簡圖如圖1所示。

圖1 頂管所在土層剖面Fig.1 Cross-section of soil layers for pipe jacking

頂管所穿越的主要土層為⑤2層灰色粉砂和⑤3－1層灰色粉質(zhì)粘土，頂管下部為⑦2層灰色粉質(zhì)粘土，各土層參數(shù)見表1。頂管在⑤2層中頂進(jìn)困難，該層靜力觸探值ps平均值5.15MPa，阻力較大，而⑤3－1層則容易頂進(jìn)。

表1 主要土層參數(shù)Tab.1 Parameters ofmain soil layers

本次測試主要包括了鋼頂管的軸線偏差、頂力變化等施工數(shù)據(jù)以及管壁軸向和環(huán)向應(yīng)變。應(yīng)變測試設(shè)備均采用振弦式傳感器。為了較為詳盡地對(duì)頂管進(jìn)行監(jiān)測，本次測試共布設(shè)9個(gè)監(jiān)測斷面，各個(gè)斷面與機(jī)頭的距離見表2。

表2 各斷面位置Tab.2 The location of sections

每個(gè)測試橫斷面分別在 0°、45°、90°、135°、180°、225°、270°和 315°位置布置縱向應(yīng)變監(jiān)測點(diǎn)，分別在同一斷面的0°、90°、180°和270°位置布置環(huán)向應(yīng)變監(jiān)測點(diǎn)。應(yīng)變現(xiàn)場布置如圖2所示。

圖2 應(yīng)變計(jì)安裝現(xiàn)場Fig.2 Strain gauge installation

2 數(shù)據(jù)實(shí)測及分析

2.1 軸線偏差及頂力實(shí)測分析

現(xiàn)場鋼頂管施工開始時(shí)間為2016年6月22日，結(jié)束時(shí)間為2016年8月17日。圖3和圖4分別記錄的是頂管機(jī)頭在向前頂進(jìn)過程中，在每個(gè)軌跡點(diǎn)與軸線的偏差。圖3是高程偏差，正值表示向上偏移，負(fù)值表示向下偏移。圖4是平面偏差，正值表示向左偏移，負(fù)值表示向右偏移。圖中可知，在整個(gè)頂進(jìn)過程中，頂管高程偏差絕對(duì)值控制在5cm之內(nèi)，機(jī)頭在出洞時(shí)向上偏移4cm，在出了洞口加固區(qū)后存在2cm的磕頭，在頂進(jìn)距離210m處由于靠近江中心覆土減少導(dǎo)致機(jī)頭由向下變成向上偏移。在整個(gè)頂進(jìn)過程中，頂管平面偏差絕對(duì)值控制在6cm之內(nèi)，也同樣在頂進(jìn)距離約220m處機(jī)頭由向右偏移變成向左偏移。軸線偏差數(shù)據(jù)均滿足規(guī)范［6］要求。

圖5和圖6分別記錄的是頂進(jìn)過程中各軌跡點(diǎn)的頂力值和管周平均摩阻力。圖5反映了整個(gè)頂進(jìn)過程中頂力值大部分分布在600t～800t，最大頂力為920t。圖6表示的是扣除機(jī)頭迎面阻力后的管道平均摩阻系數(shù)，圖中可看出，在頂進(jìn)100m范圍內(nèi)摩阻系數(shù)較大，結(jié)合現(xiàn)場工況分析，這是由于頂進(jìn)初期洞口滲水導(dǎo)致管周觸變泥漿不飽滿所致，也使得頂進(jìn)過程中管道帶土產(chǎn)生了一些地表沉降。采取了一系列措施之后，管壁與土之間形成了穩(wěn)定連續(xù)泥漿套，摩阻力逐漸下降至正常水平，平均摩阻力約為2kPa～6kPa，與規(guī)范值［6］接近。

圖3 頂管軸線高程偏差Fig.3 Elevation deviation of jacking axis

圖4 頂管軸線平面偏差Fig.4 Deviation of jacking axis

圖5 頂管各軌跡點(diǎn)的頂力分布Fig.5 The distribution of jacking force

圖6 頂管頂至各點(diǎn)的平均摩阻系數(shù)Fig.6 The average coefficient of friction resistance

2.2 應(yīng)變數(shù)據(jù)實(shí)測分析

頂管在頂進(jìn)過程中是一個(gè)實(shí)時(shí)變化極其復(fù)雜的過程，其中縱向應(yīng)變與頂力、軸線變化等因素相關(guān)，環(huán)向應(yīng)變與覆土厚度、環(huán)向變形、扭轉(zhuǎn)等因素相關(guān)。本節(jié)將實(shí)測數(shù)據(jù)與理論計(jì)算值進(jìn)行比較分析，由于整個(gè)監(jiān)測過程中數(shù)據(jù)量非常大，本文分析只選取一部分有代表性的數(shù)據(jù)。以下應(yīng)變數(shù)據(jù)的符號(hào)按如下規(guī)則，例如T7000X，其中首位7表示截面7的編號(hào)，000表示角度，以管頂為0°，按順時(shí)針方向遞增，末位的X表示縱向，Y表示環(huán)向。應(yīng)變正值表示受拉，負(fù)值表示受壓。

1.縱向應(yīng)變實(shí)測分析

圖7和圖8分別表示的是截面7在整個(gè)頂進(jìn)過程中管頂0°和90°位置的縱向應(yīng)變變化，圖中可看出管頂縱向應(yīng)變基本處于受壓狀態(tài)，兩幅圖中的局部突變表示的是頂進(jìn)階段產(chǎn)生的壓應(yīng)變，此時(shí)的應(yīng)變變化量約為100με～150με，表明管道在頂力作用下，壓應(yīng)變變化較為均勻，軸線控制也較好。圖中最大壓應(yīng)變約為300με（包含頂進(jìn)和彎曲），約合60MPa，遠(yuǎn)小于屈服強(qiáng)度。其他截面8、截面9的測試結(jié)果與截面7變化基本一致。

圖8 截面7在整個(gè)頂進(jìn)過程中的90°方向縱向應(yīng)變Fig.8 Longitudinal strain of section 7 at90°during jacking

圖9表示的是截面7在卸去頂力后的應(yīng)力釋放過程，根據(jù)施工記錄，8月17日23點(diǎn)機(jī)頭順利進(jìn)洞，圖中可以看出，至8月19日10點(diǎn)，管壁縱向應(yīng)力基本回歸至0。截面7、截面8、截面9處于頂管的中間位置，可以大致認(rèn)為200m的應(yīng)力釋放時(shí)間不到2d。因此可以大致推斷，對(duì)于常規(guī)的頂管工程，一般情況下頂管施工完成直至井內(nèi)完全合攏大約需要1周時(shí)間，此時(shí)管壁由于頂力引起的殘余應(yīng)變已經(jīng)基本消除。

圖9 截面7在卸去頂力后的0°方向縱向應(yīng)變Fig.9 Longitudinal strain of section 7 at 0°after removing jacking force

2.縱向應(yīng)變與軸線偏差相互關(guān)系分析

本次研究對(duì)鋼管的軸線偏差和縱向應(yīng)變均作了實(shí)測，圖3、圖4為軸線偏差數(shù)據(jù)，圖7～9為代表截面的縱向應(yīng)變，以下就施工過程和施工結(jié)束兩個(gè)階段作初步分析。

由圖3、圖4的測試數(shù)據(jù)可以近似認(rèn)為，在頂進(jìn)距離75m～250m范圍內(nèi)的高程向下偏差4cm，平面向右偏差6cm，總偏移7.2cm，相應(yīng)偏差范圍內(nèi)的軸線長度L＝250－75＝175m。截面7～截面9正處于該頂進(jìn)距離范圍內(nèi)。

此時(shí)的曲率半徑：

按規(guī)范計(jì)算，此時(shí)的彎曲應(yīng)力：

式中：Ep為鋼材彈性模量；D0為管徑。

在施工階段，圖7及圖8表示了管道在頂進(jìn)過程中的縱向應(yīng)變，應(yīng)變范圍為 100με～－250με，合計(jì)應(yīng)力為20MPa～50MPa，遠(yuǎn)大于計(jì)算得到的彎曲應(yīng)力。這表明由于頂力的施加且不均勻，局部段實(shí)際產(chǎn)生的軸線長度L小于圖3、圖4中的L＝175m。

在施工結(jié)束階段，截面7～截面9的實(shí)測殘余應(yīng)變?yōu)?0με～80με，合計(jì)2MPa～16MPa，考慮到測試誤差等因素，實(shí)測值與理論計(jì)算的彎曲應(yīng)力基本接近。

上述分析表明，施工過程中管線軸線偏差產(chǎn)生的彎曲應(yīng)力往往由頂力施加引起的，在頂力卸去后，該部分彎曲應(yīng)力會(huì)隨著管子的縱向變形而逐漸減小。最后管子產(chǎn)生的彎曲應(yīng)力與管線整體軸線偏差的計(jì)算值基本接近。

3.環(huán)向應(yīng)變數(shù)據(jù)實(shí)測分析

圖10表示的是截面7、截面9在整個(gè)頂進(jìn)過程中管頂0°位置的環(huán)向應(yīng)變變化，圖中可看出管頂環(huán)向基本處于受壓狀態(tài)，其中最大壓應(yīng)變約為750με，合計(jì) 150MPa，頂管結(jié)束后為 200με～250με，合計(jì)40MPa～50MPa。圖11和圖12分別表示管腰90°、270°的環(huán)向應(yīng)變，圖中可看出管腰環(huán)向基本處于受拉狀態(tài)，其中大部分壓應(yīng)變小于500με，合計(jì)100MPa，局部突變的應(yīng)變約為850με，合計(jì)170MPa，頂管結(jié)束后為100με～500με，合計(jì)20MPa～100MPa。從圖10～12中可以看出，管頂、管腰最大應(yīng)變發(fā)生在8月3日～8月5日，此時(shí)截面7～截面9正處于最大覆土深度約為26m，且該處管周土體由于注漿不飽滿產(chǎn)生了一定擾動(dòng)。

圖10 截面7、截面9在整個(gè)頂進(jìn)過程中的0°方向環(huán)向應(yīng)變Fig.10 Annular strain of section 7，9 at0°during jacking

圖13表示的是截面9在頂管結(jié)束后的管壁應(yīng)力分布狀態(tài)，從中可以看出管道由于在頂進(jìn)過程中的變形和軸線變化，與理想狀態(tài)下的應(yīng)力分布是不一致的，其他大部分截面也呈現(xiàn)出這樣的特性。

根據(jù)地形資料及管道軸線標(biāo)高，截面9處的管道覆土約為11m，根據(jù)地勘報(bào)告，此處⑤3－1層粉質(zhì)粘土的壓縮模量為3.7MPa，美國水工業(yè)協(xié)會(huì)（AWWA）M11［8］認(rèn)為管側(cè)綜合彈性模量 Ed與土體割線模量Esec近似相等，而在應(yīng)力范圍內(nèi)的割線模量即為壓縮模量，將彈性模量取為3.7MPa，按規(guī)范［6］編制的標(biāo)準(zhǔn)計(jì)算書計(jì)算得到的空管期間應(yīng)力為89MPa，介于管腰實(shí)測應(yīng)力之間。

圖11 截面8、截面9在整個(gè)頂進(jìn)過程中的90°方向環(huán)向應(yīng)變Fig.11 Annular strain of section 8，9 at90°during jacking

圖12 截面7、截面9在整個(gè)頂進(jìn)過程中的270°方向環(huán)向應(yīng)變Fig.12 Annular strain of section 7，9 at270°during jacking

圖13 截面9在頂管結(jié)束后的環(huán)向應(yīng)力分布Fig.13 Annular strain distribution of section 9

另外，還采用巖土工程有限元軟件PLAXIS按實(shí)際條件進(jìn)行了模擬，其中管道最大變形14mm，最大彎矩為9.1kN·m／m。圖14為管道應(yīng)力分布，圖中可以看出，除了270°位置模擬值48MPa和實(shí)測值100MPa相差較大，其余位置均較為吻合。由此可知，有限元軟件能模擬管道理想受力狀態(tài)，但不能考慮施工中由局部變形引起的應(yīng)力增大。

圖14 截面9按有限元計(jì)算得到的應(yīng)力值Fig.14 The calculated annular strain distribution of section 9 by FEM

3 結(jié)論

1.實(shí)測數(shù)據(jù)表明，鋼管在頂力作用下，由于軸線高程和平面的偏差，截面上的縱向應(yīng)力分布不是理想狀態(tài)下的均勻分布。由于頂力作用，管壁縱向會(huì)產(chǎn)生較大的彎曲應(yīng)力，在頂力卸去后，該部分彎曲應(yīng)力逐漸減小，最后產(chǎn)生的彎曲應(yīng)力與管線整體軸線偏差得到的計(jì)算值基本接近。

2.通過本次鋼頂管實(shí)測數(shù)據(jù)可以推斷，對(duì)于常規(guī)的頂管工程，為了消除頂力引起的殘余縱向應(yīng)變，一般情況下可在頂管施工完成1周后進(jìn)行井內(nèi)合攏。

3.鋼頂管的管周注漿的飽滿充分對(duì)減小頂管頂力和管周土擾動(dòng)至關(guān)重要，也是影響管道結(jié)構(gòu)安全的重要因素。

4.本工程實(shí)測數(shù)據(jù)顯示管道結(jié)構(gòu)在頂進(jìn)過程和施工完成后均處于安全范圍內(nèi)。通過現(xiàn)行規(guī)范計(jì)算得到的應(yīng)力值與實(shí)測值有所出入，但仍可用于工程設(shè)計(jì)。本文也通過本次研究的應(yīng)變值反推算管側(cè)綜合彈性模量Ed可近似取為實(shí)際應(yīng)力范圍內(nèi)的壓縮模量。

5.通過與實(shí)測結(jié)果對(duì)比，有限元模擬的大部分點(diǎn)位計(jì)算值能與實(shí)測結(jié)果相吻合，是一種預(yù)先分析的較好手段，但其不能考慮施工中局部變形引起的應(yīng)力增大，在深覆土頂管設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)考慮一定安全余量。

致謝

在研究和監(jiān)測過程中，上海城投水務(wù)工程項(xiàng)目管理有限公司、上?；A(chǔ)集團(tuán)、同濟(jì)大學(xué)給予了大力支持和幫助，在此一并致謝。

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