辛征剛

(上海城建市政工程(集團(tuán))有限公司, 上海 200065)

0 引言

隨著我國城市化的突飛猛進(jìn)，人們對城區(qū)交通出行的要求日益提高。一般，在密集區(qū)域修建立體交通，可分為天橋及地道2種類型。地道因?qū)χ苓吋扔薪ㄖ坝^影響小、交通受天氣因素影響程度低而備受人們青睞。

采用管幕法進(jìn)行地道施工，具有高靈活性、低擾動性的特點，相比其他工法從保護(hù)周邊環(huán)境方面具有顯著的優(yōu)勢。管幕法地道施工時，首先施作一系列通過鎖口相互連接的微型管幕隧道群，隨后在管幕群的保護(hù)下進(jìn)行內(nèi)部結(jié)構(gòu)施工。

根據(jù)形式的不同，管幕鎖口可分為內(nèi)鎖口和外鎖口2大類。管幕鋼管采用外鎖口時，無需對鋼管進(jìn)行開槽，鋼管具備良好的剛度和整體性，但鎖口導(dǎo)向作用不明顯；管幕鋼管采用內(nèi)鎖口時，需對鋼管進(jìn)行開槽處理，鋼管剛度和整體性相對較差，但將發(fā)揮良好的鎖口導(dǎo)向作用，利于管幕鋼管頂進(jìn)姿態(tài)的控制。

管幕法20世紀(jì)70年代在日本出現(xiàn)后，在新加坡、馬來西亞、美國等國家均有所發(fā)展[1-5]。近些年，國內(nèi)管幕法理論研究比較有代表性的有： 2004年，姚大鈞等[6]從設(shè)計角度對軟弱黏土中的管幕法進(jìn)行了分析；2006年，孫旻等[7]進(jìn)行了軟土地層管幕法施工三維數(shù)值模擬。

隨著我國城市建設(shè)進(jìn)程的不斷推進(jìn)，針對管幕鎖口形式的研究逐漸被提上議程[8]。自從2005年上海市北虹路地道建設(shè)以來，國內(nèi)學(xué)界及工程界對于管幕鎖口形式及性能進(jìn)行了一些研究，具有代表性的有： 2005年，沈桂平等[9]介紹了管幕法的發(fā)展歷史、應(yīng)用情況及管幕的設(shè)計理論與施工方法，并提出了幾種常用鋼管鎖口接頭樣式； 2007年，楊光輝等[10]對北虹路地道管幕采用的鎖口進(jìn)行了足尺力學(xué)試驗，研究了鎖口抗拉強度、抗彎能力與填充物之間的關(guān)系；2014年，李興高等[11]根據(jù)首都機場捷運聯(lián)絡(luò)線及汽車通道工程下穿運營中的機場跑道工程，提出了管幕鎖口的構(gòu)成形式、技術(shù)要求及處理措施；2017年，鞏森[12]結(jié)合北京新建地鐵19號線管幕法施工經(jīng)驗，提出了近期幾種新型的管幕鎖口形式，并從頂進(jìn)工藝、精度控制、地表沉降控制等方面進(jìn)行了探討。截至目前，人們對于管幕鎖口力學(xué)性能的研究也集中在外插型鎖口，而對于需要更高施工技術(shù)的內(nèi)插型鎖口的力學(xué)性能卻鮮有研究。

上海市田林路下穿中環(huán)線地道新建工程斷面19.8 m×6.4 m，采用管幕-箱涵工法施工，鋼管之間通過內(nèi)插型鎖口相互連接。應(yīng)用這種內(nèi)插型鎖口的管幕，在我國同等級管幕-箱涵下穿工程中尚數(shù)首次。內(nèi)插型鎖口因其獨有的鎖口具有自由空間小、鋼管及鎖口板件柔度大等特點，但頂進(jìn)施工時對偏差控制難度高。中環(huán)線是上海市區(qū)的干線，管幕施工所造成的擾動不得對中環(huán)線的正常交通造成影響。

本文借助現(xiàn)場足尺原位試驗、ANSYS數(shù)值模擬及理論分析，擬對內(nèi)插型管幕及其鎖口的受力性能、管幕群姿態(tài)偏差規(guī)律進(jìn)行分析，驗證內(nèi)插型鎖口管幕群姿態(tài)控制的可靠度，以確保田林路地道工程的萬無一失。

1 試驗概況

本次試驗位于上海市田林路下穿中環(huán)線地道新建工程施工場地內(nèi)，按實際施工尺寸進(jìn)行原比例鎖口試驗。

試驗采用內(nèi)插型雌雄鎖口形式連接各根管幕，雌雄口橫截面如圖1所示。為發(fā)揮高效的鎖口導(dǎo)向作用，鋼管之間的鎖口連接需要具備一定剛度；同時，鎖口導(dǎo)向仍應(yīng)配合鋼管自身的糾偏，因此鎖口連接還需具備一定柔度。雄鎖口腹板是內(nèi)插型鎖口剛度的決定性參數(shù)，權(quán)衡鎖口剛度和柔度后，最終確定雄鎖口腹板厚度為14 mm，長度為109 mm。

圖1 內(nèi)插型雌雄鎖口橫斷面(單位： mm)

管幕鋼管根據(jù)鎖口形式配置的不同，可分為基準(zhǔn)管、承插管和閉合管3大類。其中，基準(zhǔn)管配置1處或多處雌鎖口；承插管配置1處雌鎖口和1處雄鎖口；閉合管配置至少2處雄鎖口。本次試驗中，上述3類管幕鋼管斷面形式如圖2所示。

(a) 基準(zhǔn)管 (b) 承插管 (c) 閉合管

試驗中，試驗場地由始發(fā)井、接收井及管幕段3部分組成，頂進(jìn)區(qū)間為直線。其中，始發(fā)井長12 m，寬5 m；接收井長、寬均為5 m；管幕段長度為33 m，鋼管外徑0.824 m，如圖3所示。管幕管節(jié)由1根5 m長、4根7 m長的鋼管組成，并通過焊接連接，各根鋼管管節(jié)之間的接縫相互錯開。頂進(jìn)時，頂1節(jié)、焊1節(jié)，直至鋼管頂通。

本次試驗共進(jìn)行了5根管幕鋼管的頂進(jìn)，其編號依次為S1、S2、S3、S4和S5。其中，S1、S3為基準(zhǔn)管，S2、S4為承插管，S5為閉合管。

圖3 內(nèi)插型鎖口管幕群頂進(jìn)試驗總平面圖(單位： m)

根據(jù)現(xiàn)場地質(zhì)勘查，本次試驗所有管幕鋼管全部位于第③層淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土中，上覆土為①層填土及②層粉質(zhì)黏土，如圖4所示。各土層物理力學(xué)性質(zhì)如表1所示。

圖4 試驗現(xiàn)場土層分布情況(單位: m)

管幕法隧道群施工時，頂進(jìn)順序按以下2大原則進(jìn)行： 1)始于基準(zhǔn)管，終于閉合管； 2)先布置雌口，后插入雄口。

管幕的整體止水作用主要得益于鎖口處的抗?jié)B性能。若鎖口位置不采取任何輔助措施，內(nèi)插型鎖口雖然增加了地下水的滲徑，但雌雄鎖口連接處仍存在滲透系數(shù)大于原狀土的問題。因此本次試驗中，每根管幕鋼管始發(fā)之前，在雌鎖口內(nèi)塞填特制膨潤土，以有效控制連接處的滲透系數(shù)。

本次試驗中，管幕群頂進(jìn)順序依次為： S1—S2—S3—S4—S5。

2 管幕群頂進(jìn)姿態(tài)控制技術(shù)與研究

根據(jù)北虹路地道的工程實踐及前人研究分析，影響管幕群頂進(jìn)姿態(tài)的因素主要有4大部分： 1)管幕鋼管自身剛度； 2)內(nèi)插型鎖口剛度與管幕頂進(jìn)順序； 3)管幕掘進(jìn)設(shè)備及糾偏控制技術(shù)； 4)管幕掘進(jìn)后配套系統(tǒng)。

表1 各土層物理力學(xué)性質(zhì)

2.1 內(nèi)插型鎖口鋼管自身剛度分析

內(nèi)插型鎖口沿鋼管縱向?qū)A鋼管進(jìn)行了割除，存在削弱鋼管自身截面的可能。管幕鋼管自身剛度直接關(guān)系到管幕群在原位水土壓力下的橫向變形，從而對管幕群縱向頂進(jìn)精度起到重要的制約作用。以下通過ANSYS軟件對管幕鋼管自身剛度進(jìn)行數(shù)值模擬研究。

本次數(shù)值模擬按最不利工況考慮，忽略始發(fā)井及接收井端頭加固區(qū)對管幕姿態(tài)的限制作用，沿橫向進(jìn)行平面應(yīng)變分析?？紤]到管幕法施工具有微擾動的特點，將周邊地層按照彈性變形考慮建立模型。

本次模擬的建模范圍綜合考慮了計算精度與計算成本[13]，水平方向上取10倍鋼管外徑、豎直方向上取11倍鋼管外徑進(jìn)行計算。相應(yīng)地，選取邊界條件為：限制左右邊界的水平位移，限制底部邊界的豎向位移。采用四邊形與三角形混合網(wǎng)格，既能夠保證運算的準(zhǔn)確性，也能夠?qū)崿F(xiàn)數(shù)值計算的有效收斂[13]。

本次模擬根據(jù)地層-結(jié)構(gòu)法計算，共建立2個模型，對雌鎖口開槽的作用進(jìn)行對比分析。首先，針對真實S1鋼管截面進(jìn)行模擬： 鋼管兩側(cè)均為雌鎖口，為試驗段中埋深最深、截面開槽數(shù)量最多的鋼管；其次，針對同條件下的閉合圓鋼管截面進(jìn)行模擬，分析鎖口開槽對鋼管自身剛度的影響。真實S1鋼管截面及閉合圓鋼管截面的變形結(jié)果及應(yīng)力分布如圖5—8所示。

圖5 真實S1鋼管截面變形結(jié)果(放大100倍)

圖6 真實S1鋼管截面應(yīng)力分布(單位： Pa)

圖7 同條件閉合圓鋼管截面變形結(jié)果(放大100倍)

圖8 同條件閉合圓鋼管截面應(yīng)力分布(單位: Pa)

由圖5和圖6可知，S1鋼管在地層荷載作用下呈“扁鴨蛋”形，整體略微上浮，其底部位移最大，為0.6 mm，遠(yuǎn)小于試驗允許值5 mm；在地層荷載作用下，S1鋼管的最大應(yīng)力位于截面底部，為9.82 MPa，遠(yuǎn)小于該管使用的鋼材屈服強度345 MPa。

由圖7和圖8可知，閉合圓鋼管在地層荷載作用下同樣呈“扁鴨蛋”形，整體略微上浮，其底部位移最大，為0.8 mm，較同工況下的S1鋼管更大，但遠(yuǎn)小于試驗允許值5 mm；最大應(yīng)力位于截面底部，為10.1 MPa，較同工況下的S1鋼管更大，但同樣較遠(yuǎn)小于鋼材屈服強度345 MPa。

從以上結(jié)果可看出，S1鋼管截面雖在兩側(cè)開槽，但雌口的腹板實質(zhì)上在抵消開槽部分X軸方向慣性矩?fù)p失的同時，增大了截面X軸方向上的慣性矩。因此，S1鋼管雌鎖口的布置不僅沒有削弱截面的剛度，其總體剛度反而較圓截面鋼管有所提高。管幕鋼管剛度的提高不僅利于鋼管頂進(jìn)姿態(tài)的控制，也改善提高鎖口的止水效果。

2.2 鎖口剛度與管幕頂進(jìn)順序研究

管幕群頂進(jìn)過程中，鎖口導(dǎo)向作用的效果主要取決于鎖口剛度，而內(nèi)插型鎖口的剛度主要由雄鎖口決定。雄鎖口剛度可以從沿頂進(jìn)軸向的抗轉(zhuǎn)動剛度以及腹板抗拉剛度2個方面來考察。

管幕頂進(jìn)施工時，雄鎖口沿頂進(jìn)軸向的抗轉(zhuǎn)動剛度主要起到限制2根相鄰鋼管軸連曲面不平整度的作用；雄鎖口腹板抗拉剛度主要起到限制2根相鄰鋼管軸距變化的作用。實際頂進(jìn)時，這2項剛度的限制作用相互聯(lián)系和耦合，具有高度復(fù)雜性。

本節(jié)以1延米雄鎖口為研究對象，分別對上述2項剛度進(jìn)行單獨討論，不涉及剛度的耦合分析。

首先，考察雄鎖口沿頂進(jìn)軸向的抗轉(zhuǎn)動剛度。該方向上的抗轉(zhuǎn)動剛度主要由雄鎖口腹板厚度決定： 腹板截面為長1 000 mm，寬109 mm，厚14 mm的矩形。雄鎖口沿頂進(jìn)軸向的抗轉(zhuǎn)動剛度計算簡圖如圖9所示，其中，l為腹板寬度109 mm。F與ΔP的關(guān)系為

(1)

得F/ΔP=109 kN/mm。即若腹板端部發(fā)生1 mm的垂直變形，腹板將提供每延米109 kN的鎖口導(dǎo)向糾偏力。

EI為一延米的雄鎖口腹板對應(yīng)的剛度； ΔP為圖上所標(biāo)注的鎖口端部位移； F為施加在鎖口端部的垂直力； l為雄鎖口腹板長度。

其次，雄鎖口腹板抗拉由腹板極限抗拉強度確定。雄鎖口腹板采用Q235b鋼材，其屈服強度取235 MPa。計算每延米腹板的正截面極限抗力

F=σsA。

(2)

式中，σs為屈服極限。由式(2)得F=3 290 kN，即腹板能提供每延米3 290 kN的鎖口導(dǎo)向糾偏力。

根據(jù)頂進(jìn)記錄，全長33 m的試驗段管幕群中，最大頂力為1 600 kN(S5閉合管)。根據(jù)以上計算結(jié)果可知： 鎖口能夠發(fā)揮有效的導(dǎo)向作用；管幕群鋼管軸線偏差、鎖口止水的效果能得到有效的控制和保證。

試驗段的總體頂進(jìn)順序與工程實際相同，即先底排后頂排，最后在角點處閉合，如圖10所示。一般情況下，管幕群的頂進(jìn)施工將不可避免地對上覆土體造成一定程度的擾動。管幕距離沉降控制點越遠(yuǎn)，則沉降點受到的擾動影響越小。

若采用先下后上的總體施工順序，底排管幕施工時對地表及上覆管線的擾動較小，頂進(jìn)過程中可根據(jù)周邊地質(zhì)情況及時調(diào)整施工參數(shù)，積累原位施工經(jīng)驗。上排管幕施工時，可通過下排管幕積累的經(jīng)驗進(jìn)行頂進(jìn)，有利于施工管理及沉降控制。

圖10 管幕群頂進(jìn)順序

相對地，若采用先上排后下排的施工順序，上排管幕的頂進(jìn)將在作業(yè)人員無原位施工經(jīng)驗的情況下，直接對地表及上覆管線造成較大程度的影響，且下排管幕的頂進(jìn)施工還會對上排既有管幕造成二次擾動。

在角點處進(jìn)行管幕群閉合管施工，不僅與田林路地道實際工況相同，且閉合管需同時滿足水平方向及豎直方向的閉合要求，施工難度最大。試驗段在角點管閉合，利于管幕施工經(jīng)驗的積累，能為地道管幕建設(shè)提供技術(shù)支持和經(jīng)驗保障。

2.3 管幕掘進(jìn)與姿態(tài)控制技術(shù)

本次試驗采用了具備清障功能的特種管幕掘進(jìn)設(shè)備，以泥水平衡的原理進(jìn)行管幕群掘進(jìn)施工。設(shè)備前端為泥土艙，以更精準(zhǔn)地維持掘進(jìn)面穩(wěn)定；設(shè)備后端為泥水艙，以更高效地出土。試驗所采用的特種管幕掘進(jìn)機如圖11所示。

圖11 試驗采用的特種管幕掘進(jìn)機

管幕鋼管井內(nèi)姿態(tài)控制主要通過后配套系統(tǒng)實現(xiàn)。在始發(fā)工作井內(nèi)，沿頂進(jìn)方向依次布置主頂油缸、頂進(jìn)導(dǎo)軌、限扭裝置、龍門抱箍限位裝置、洞門止水裝置等構(gòu)造，以控制工作井內(nèi)頂管管節(jié)自由度，確保鋼管始發(fā)姿態(tài)準(zhǔn)確、可控，如圖12所示。其中，龍門抱箍限位可在工作井內(nèi)有效限制并微調(diào)管幕鋼管的軸線偏移，限扭頂鐵可以雙向鎖定管幕鋼管端部的扭轉(zhuǎn)。

為保證管幕頂進(jìn)精度，確保鎖口承插完好，本次試驗采用的特種管幕掘進(jìn)機配備2級鉸接，輔以軸線激光導(dǎo)向系統(tǒng)及糾偏激光導(dǎo)向系統(tǒng)，如圖13所示。

圖12 管幕施工后配套裝置

圖13 軸線激光導(dǎo)向系統(tǒng)及糾偏激光導(dǎo)向系統(tǒng)

姿態(tài)軸線激光從管幕鋼管后座向掘進(jìn)方向出射，放樣出鋼管設(shè)計軸線；糾偏軸線激光從掘進(jìn)機刀盤中心逆掘進(jìn)方向出射，可實時、定量地反應(yīng)掘進(jìn)機刀盤及后續(xù)管節(jié)的姿態(tài)關(guān)系。

特種管幕掘進(jìn)機、后配套系統(tǒng)和糾偏導(dǎo)向系統(tǒng)，是管幕軸線偏差精準(zhǔn)控制的3大法寶。

2.4 管幕鋼管頂進(jìn)減摩與頂力控制

管幕鋼管頂進(jìn)過程中，管壁外周泥漿套的建立直接關(guān)系到管幕頂進(jìn)所需推力的大小，從而直接影響整個管幕施工的成敗。

本次試驗中，泥漿套的建立主要通過同步注漿和沿線補漿來實現(xiàn)： 同步注漿作為管外泥漿套的始端，不僅起到了潤滑減阻的作用，而且支承了周邊的土體，控制了地表的施工沉降；沿線補漿可針對管外泥漿套沿縱向的壓力損失進(jìn)行壓力增補，確保泥漿套的完整性。

根據(jù)埋深計算，本次試驗中各管幕鋼管的平均迎面掘進(jìn)阻力約為19 kN，而試驗記錄的各非閉合管管幕鋼管的平均最大推進(jìn)阻力約為1 000 kN，平均側(cè)壁摩阻力約為11.8 kN/m2，泥漿減阻效果高于同直徑、同地層條件圓頂管的平均水平。因此，本次試驗建立了良好的泥漿套，起到了有效的減阻減摩作用。

3 閉合管頂進(jìn)與管幕群姿態(tài)偏差規(guī)律研究

3.1 閉合管頂進(jìn)控制及所需頂力

本次試驗中，S5鋼管為閉合管，需要同時閉合水平方向的S2側(cè)鎖口及豎直方向的S4側(cè)鎖口。

S5鋼管頂進(jìn)前，需根據(jù)以下原則確認(rèn)S5鋼管鎖口形式： S5鋼管的閉合雄鎖口需根據(jù)承插口的設(shè)計自由度及S2、S4鋼管的貫通軸線偏差確定。若已貫通的S2、S4鋼管與S5鋼管設(shè)計位置的相對偏差大于承插自由度，則需重新設(shè)計S5鋼管雄鎖口，滿足鎖口承插的自由度要求后方可頂進(jìn)，否則直接按原計劃頂進(jìn)。

試驗段中，S2、S4鋼管的貫通偏差不超過1 cm，鎖口承插自由度能夠滿足S5鋼管原始鎖口的承插要求。因此，本次試驗并未對S5的閉合雄鎖口進(jìn)行任何修改，順利完成了承插閉合。

相比承插管與基準(zhǔn)管，閉合管所需的頂進(jìn)推力更大。本次試驗中，非閉合管的平均推進(jìn)阻力約為1 000 kN，而S5閉合管的所需頂進(jìn)推力約1 600 kN，頂進(jìn)阻力有了較大的增加。

3.2 管幕群姿態(tài)偏差規(guī)律研究

管幕群頂進(jìn)結(jié)束后，對每根管幕鋼管的姿態(tài)進(jìn)行貫通測量，其水平軸線偏差、高程軸線偏差如圖14和圖15所示。

圖14 管幕群軸線水平偏差

圖15 管幕群軸線高程偏差

由圖14和圖15可知，所有管幕鋼管的水平軸線偏差及高程軸線偏差均控制在±1 cm。管幕姿態(tài)控制嚴(yán)格遵照勤糾微糾的原則。試驗過程中，曾因糾偏原因出現(xiàn)過機頭光靶偏位超過1 cm的情況，但偏差趨勢能夠被較好地控制。貫通檢測表明，本次試驗中所有鎖口承插情況均完好。

S1、S2，S3、S4鋼管由水平鎖口相互連接。由貫通測量數(shù)據(jù)可知，有水平鎖口相互連接的管幕鋼管，其水平、高程軸線偏差具有相似的趨勢特征，且鋼管高程偏差的耦合性較水平偏差的耦合性偏弱。

S5鋼管為閉合管，水平方向、豎直方向均有鎖口連接。由圖14和圖15可知，通過水平方向鎖口連接的S2—S5鋼管具有一定水平偏差的耦合性，而通過豎直方向鎖口連接的S4—S5鋼管具有一定豎直偏差的耦合性。相對地，垂直鎖口連接方向的偏差耦合性均不及平行鎖口連接方向的偏差耦合性。

綜上所述，管幕群頂進(jìn)時，后一根頂進(jìn)的管幕鋼管將在自身雄鎖口的牽引作用下，順著前一根已貫通鋼管的雌鎖口前進(jìn)，從而形成與前一根鋼管軸線偏差趨勢耦合的貫通姿態(tài)。2根相鄰的管幕鋼管，沿平行鎖口連接方向的姿態(tài)耦合度好于垂直鎖口連接方向的姿態(tài)耦合度。

4 結(jié)論與討論

通過等比例試驗對內(nèi)插型鎖口管幕群頂進(jìn)姿態(tài)規(guī)律及控制技術(shù)進(jìn)行研究。通過研究內(nèi)插型鎖口鋼管自身剛度、鎖口剛度、管幕頂進(jìn)順序、管幕鋼管姿態(tài)控制技術(shù)、頂進(jìn)減摩技術(shù)、閉合管的頂進(jìn)控制措施及內(nèi)插型鎖口管幕群姿態(tài)規(guī)律，得到如下結(jié)論：

1)將管幕試驗中開槽數(shù)最多的S1鋼管與同工況下閉合圓鋼管進(jìn)行對比，通過分析兩者應(yīng)力分布和剛度的差異發(fā)現(xiàn)，內(nèi)插型鎖口的開槽不僅沒有削弱鋼管自身剛度，反而在一定程度上改善了鋼管的抗彎性能和應(yīng)力分布情況。

2)通過對內(nèi)插型鎖口進(jìn)行剛度與強度的計算，分析了每延米鎖口的抗變形能力，以及每延米鎖口能提供的抗拉壓能力。研究發(fā)現(xiàn)，每延米鎖口能提供的導(dǎo)向力遠(yuǎn)大于試驗過程中的平均最大頂推力，內(nèi)插型鎖口能夠起到良好的鎖口導(dǎo)向效果。

3)試驗段管幕群采用先下后上的總體頂進(jìn)順序。通過分析管幕群施工對周邊土體的擾動效應(yīng)，從施工技術(shù)及施工管理層面進(jìn)行討論，并揭示了合理的管幕群頂進(jìn)順序。

4)提出特種管幕掘進(jìn)機、后配套系統(tǒng)和糾偏導(dǎo)向系統(tǒng)，是管幕軸線偏差精準(zhǔn)控制的3大法寶，分析了各自的特點及作用，并指出了本次試驗中管幕鋼管頂進(jìn)減摩原理及減摩效果。

5)提出“測量反饋施工”的閉合管頂進(jìn)原則，閉合管的鎖口必須滿足兩側(cè)相鄰鋼管雌鎖口的承插要求。閉合管頂進(jìn)前，酌情對閉合管雄鎖口重新進(jìn)行設(shè)計，方可頂進(jìn)。

6)研究分析了管幕群姿態(tài)偏差的規(guī)律，指出在鎖口導(dǎo)向作用下相鄰承插鋼管、閉合鋼管的姿態(tài)耦合規(guī)律；指出沿平行鎖口連接方向的姿態(tài)耦合度比垂直鎖口連接方向的姿態(tài)耦合度好。

因條件所限，本次試驗仍有一些缺陷，例如： 本次試驗并未研究相鄰管幕鋼管頂進(jìn)對已完成管幕造成的影響以及內(nèi)鎖口承插下各相鄰管幕鋼管高程偏差、水平偏差、扭轉(zhuǎn)偏差的相互關(guān)聯(lián)程度等。此外，管幕內(nèi)插型鎖口的力學(xué)分析尚處于起步階段，建議后續(xù)研究可從以上方面著手，深度剖析內(nèi)插型鎖口的受力性能。