趙笑鵬 畢湘利 潘偉強 于 寧 王秀志 王茂東

(1.上海隧道工程有限公司， 200232， 上海； 2.上海申通地鐵集團有限公司， 201102， 上海∥第一作者， 工程師)

隨著技術(shù)的進步和施工設(shè)備的更新，管幕法發(fā)展迅速，分化出許多新的施工方法，包括管幕暗挖法、管幕-箱涵頂進法、NTR(新管幕)法、STS(鋼管板)管幕法等[1-2]。在飽和軟土地區(qū)，出于止水需要，管幕頂管通常會設(shè)鎖扣，同時鎖扣又起到導向作用。根據(jù)鎖扣形狀不同，主要分為內(nèi)鎖扣和外鎖扣2種形式。

國內(nèi)外的學者對頂管頂力做了許多研究，基于理論和經(jīng)驗提出了一些頂力計算公式。文獻[3]搜集了現(xiàn)有的頂力計算公式，根據(jù)計算原理，將其分為經(jīng)驗和理論2類，并統(tǒng)一了公式中參數(shù)的符號。文獻[4]依托珠港澳大橋拱北隧道管幕工程，分析影響曲線頂管頂力的因素，并提出了計算方法。雖然許多現(xiàn)行的規(guī)范明確了各種類型頂管的頂力計算公式，國內(nèi)的專家學者也做了很多研究，但是目前尚無關(guān)于帶鎖扣頂管頂力的計算公式及其相關(guān)研究。因此，本文依托上海軌道交通14號線桂橋路站實例工程，分析帶鎖扣頂管頂力的形成機理和影響因素，對實際施工中頂管頂力進行分析，提出帶鎖扣頂管頂力計算公式，以期為類似工程提供參考。

1 工程背景

1.1 工程概述

上海軌道交通14號線桂橋路站附屬管幕結(jié)構(gòu)段位于上海市浦東新區(qū)王家橋路與曹家溝交界處，管幕段長度為100 m，下穿曹家溝，埋深約為5.4 m。管幕段的內(nèi)部結(jié)構(gòu)斷面為21.99 m(寬)×7.20 m(高)，主要穿越第③層淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土和第④層淤泥質(zhì)黏土。如圖1所示,管幕段由52根頂管組成圍護結(jié)構(gòu)，這些頂管有2種直徑尺寸，其中：頂排管幕采用22根直徑為1.0 m的帶鎖扣頂管；外側(cè)及底部采用22根直徑為1.6 m的帶鎖扣頂管；中間分倉管幕采用直徑為1.0 m的不帶鎖扣頂管。根據(jù)頂進順序和鎖扣形式，將四周的管幕分為分倉管、基準管、承插管和閉合管，均設(shè)鎖扣；中間分倉的管幕不設(shè)鎖扣。

注：分倉管(G1-G8)；基準管(S2，S19，D6，D17)；閉合管(Y3，Z21,D12,S8)；其余為承插管。

1.2 鎖扣設(shè)計

管幕鎖扣的主要作用是頂進導向和封閉止水[5]。其中：頂進導向是指后續(xù)頂管沿著先行頂管的路線頂進，通過鎖扣限制承插管的軸線偏差，因此要求鎖扣具有較強的剛度和較小的自由度；封閉止水是指通過鎖扣的油脂填充隔斷管幕內(nèi)外水系，確保開挖期間管幕止水。

本工程管幕鎖扣設(shè)計采用外鎖扣形式，分為雄口和雌口2種。如圖2所示，承插管的一側(cè)為雌口,另一側(cè)為雄口；基準管兩側(cè)均采用雌口；閉合管兩側(cè)均采用雌口。

a) 承插管

頂管采用Q235b鋼管，厚度為20 mm；為提高鎖扣的剛度并加強其導向作用，鎖扣采用Q345b鋼材加工，雌口厚度為16 mm，雄口厚度為20 mm。鎖扣的水平自由度為23 mm，豎向自由度為28 mm。在頂管頂進前，預先在鋼管雌口內(nèi)部充填特制的密封油脂，其抗?jié)B壓力可達0.2 MPa[6]。具體的鎖扣尺寸如圖3所示。

尺寸單位：mm

2 帶鎖扣頂管的頂力機理

管幕頂管一般采用小型泥水平衡式頂管機或土壓平衡式頂管機頂進，頂管管材一般為鋼材。對于帶鎖扣的頂管，鋼管頂進的總阻力由機頭迎面阻力、管壁摩阻力、鎖扣摩阻力和鎖扣穿越加固區(qū)阻力等4部分組成。其中，對機頭迎面阻力和管壁摩阻力相關(guān)的研究已經(jīng)較為詳盡，許多學者提出了適用于不同情況下的理論公式和經(jīng)驗公式；鎖扣摩阻力和鎖扣穿越加固區(qū)阻力是帶鎖扣頂管頂力不同于普通頂管頂力的主要因素。

2.1 機頭迎面阻力和管壁摩阻力

目前頂管工程多采用泥水平衡式頂管機或土壓平衡式頂管機，機頭迎面阻力指刀盤與前方土體建立平衡時的土壓力，其值一般介于主動土壓力和被動土壓力之間。機頭迎面阻力的影響因素主要包括頂管機直徑、埋深和所處地層條件等。

在頂管的頂進過程中，管壁受四周土體摩擦會形成管壁摩阻力，通常會采取注漿措施，在管壁四周形成泥漿套，以減小管壁摩阻力。管壁摩阻力的主要影響因素包括土層特性、埋深和觸變泥漿特性等。

2.2 鎖扣摩阻力

在承插管(或閉合管)頂進時，管幕雄口會沿著基準管(或上一根頂管)的雄口內(nèi)部前進，而承插管另一側(cè)未承插的鎖扣突出于管壁，阻礙了觸變泥漿形成泥漿套，增大了頂進時的摩阻力，即鎖扣摩阻力。此外，由于鎖扣加工的尺寸偏差和頂管頂進的軸線偏差等原因，雄口和雌口的間距接近甚至達到設(shè)計自由度，此時雌口會給雄口的前進造成一定的機械摩阻力，雌口內(nèi)填滿的密封油脂對于雄口的前進又起到一定的減少摩擦力作用。因此，鎖扣摩阻力的主要影響因素包括鎖扣尺寸、鎖扣設(shè)計自由度、頂進軸線偏差、填充油脂的性質(zhì)等。

2.3 鎖扣穿越加固區(qū)阻力

常規(guī)圓形頂管頂進時，標準管節(jié)可隨頂管機擴挖通道穿越洞門加固區(qū)，管壁摩阻力較小。帶鎖扣頂管穿越加固區(qū)時，頂管機的刀盤無法切削頂管兩翼鎖扣前方的加固土體，這部分土體會對頂管頂進產(chǎn)生較大的擠壓反力，即鎖扣穿越加固區(qū)阻力。實際施工中，在頂管頂進前會在鎖扣前方設(shè)1塊斜鋼板，如圖4所示。鎖扣前方斜板通過加固區(qū)時，擠壓加固土體，使之產(chǎn)生塑性變形。由此可知，鎖扣穿越加固區(qū)阻力大小主要與加固土體的強度和鎖扣尺寸有關(guān)。

圖4 鎖扣與加固土體相互作用示意圖

3 實測頂力分析

3.1 分倉管頂力

分倉管將管幕斷面分為3個倉，便于分倉開挖。分倉管不需要具有止水功能，因此不設(shè)鎖扣。選取圖1中的頂管G1、G6作為典型進行分析，將頂管機的始發(fā)位置記為機頭里程0 m，其實測頂力如圖5所示。

圖5 分倉管頂力的實測曲線

由圖6可知：

1) 在機頭里程0～5 m時，G1和G6的實測頂力約為100～200 kN；在機頭里程5 m處頂力發(fā)生突變，增加至400 kN左右。這是由于頂管機頭剛開始在加固區(qū)中鉆進時，前方的加固土體強度較高，刀盤切削速度較慢，泥漿進排量較大，前艙尚未建立泥水平衡，此時的頂力主要由管節(jié)與導軌、止水箱的摩阻力構(gòu)成。待頂管機頭穿過加固區(qū)抵達機頭里程5 m處時，前艙壓力增加，開始正式建立泥水平衡，機頭迎面阻力增加。

2) G6在頂進至機頭里程59 m時，其頂力從550 kN突然增加至860 kN。這是由于此時G6的機頭發(fā)生故障，機殼與過渡環(huán)連接處螺栓損壞，需要停機維修2 d。停頓時間較長導致觸變泥漿失效，進而增加了管壁摩阻力。G6在隨后的頂進中補充注入了觸變泥漿，頂力增加較為緩慢并有減小趨勢，最終頂力達到950 kN，與G1的最終頂力1 030 kN較為接近。

將頂管機頭穿越加固區(qū)時(機頭里程為5 m處)的頂力設(shè)為初始頂力，頂管接收時(機頭里程為100 m處)的頂力設(shè)為最終頂力，對8根分倉管的頂力曲線進行擬合，結(jié)合頂力計算公式對管壁與土體摩阻力進行反算，計算結(jié)果如表1所示。其中，初始頂力較為離散，與埋深無明顯關(guān)系，這是由于本工程頂管埋深較淺，初始頂力受頂管與導軌、止水箱等機械摩阻力的影響比機頭迎面阻力大。經(jīng)計算，分倉管管壁摩阻力最大值為3.50 kPa，最小值為2.10 kPa，8根分倉管的管壁摩阻力的平均值為2.61 kPa，均在上海市地方規(guī)范[7]中建議的參考值2～7 kPa范圍內(nèi)，并接近參考值下限。

表1 分倉管的管壁摩阻力

3.2 基準管頂力

圖6為頂排直徑1.0 m的管幕基準管S2和S19的實測頂力曲線。由圖6可知：

1) S2和S19在機頭里程6 m處頂力分別從415 kN和405 kN突變至1 000 kN和840 kN，分別增加了585 kN和435 kN。隨后在首節(jié)頂管鎖扣穿過加固區(qū)后形成通道，頂力有不同程度的減小，這是由于帶鎖扣管節(jié)進入加固區(qū)后產(chǎn)生了穿越加固區(qū)阻力所致。在頂管接近接收時同樣也出現(xiàn)了類似的頂力突變，S2和S19的頂力突變增量分別為280 kN和450 kN。

圖6 基準管頂力的實測曲線

2) 對S2和S19的頂力曲線進行擬合，得到管壁摩阻力分別為4.40 kPa和4.10 kPa，約為分倉管管壁摩阻力平均值(2.61 kPa)的1.7和1.5倍。這是由于管節(jié)兩側(cè)鎖扣突出于管壁，不利泥漿套的形成，泥漿套難以完全包裹管壁，導致了管壁摩阻力有所增大。

3.3 承插管頂力

限于篇幅，承插管僅選S5和S16進行分析，其頂力實測曲線如圖7所示。由圖7可知，承插管頂力與基準管頂力的變化規(guī)律類似，頂力變化可大致分為3個階段：① 鎖扣進入加固區(qū)后頂力突變增大，穿過加固區(qū)形成通道后頂力逐漸減??；② 在原狀土中頂進時，頂力隨頂進距離的增加逐漸增大；③ 最終接收時鎖扣再次進入加固區(qū)，頂力突變增大。

圖7 承插管頂力的實測曲線

對承插管頂力曲線進行擬合，得到管壁摩阻力為3.37～6.10 kPa，管壁摩阻力的平均值為4.76 kPa，約為分倉管管壁摩阻力平均值的1.8倍，與基準管S2和S19的管壁摩阻力接近。圖8為承插管管壁摩阻力分布。由圖8可知，承插管管壁摩阻力分布較分散、無明顯規(guī)律，這與承插管一側(cè)雄口在雌口中承插所受阻力變化有關(guān)。

3.4 閉合管頂力

圖9為頂排直徑1.0 m管幕閉合管S8的頂力實測曲線。圖9表明,由于兩側(cè)“T”型雄口均在雌口承插，閉合管沒有鎖扣穿越加固區(qū)阻力，頂力不存在突變現(xiàn)象。對S8頂力曲線進行擬合得到管壁摩阻力為6.40 kPa，較基準管和承插管的管壁平均摩阻力大，約為分倉管管壁摩阻力平均值的2.5倍。這說明了閉合管受雄口承插和鎖扣自由度影響，管壁摩阻力在所有管幕中最大。

圖8 承插管管壁摩阻力分布

圖9 閉合管頂力的實測曲線

4 關(guān)于頂力計算的討論

4.1 DG/TJ 08-2049—2016《頂管工程施工規(guī)程》[7]對頂管總頂力的計算

現(xiàn)行許多規(guī)范明確了各種頂管頂力的計算方法，但尚無帶鎖扣頂管頂力的計算公式和相關(guān)研究。在DG/TJ 08-2049—2016《頂管工程施工規(guī)程》中提出了考慮機頭迎面阻力和管壁摩阻力的總頂力計算公式，但計算時未考慮鎖扣摩阻力和鎖扣穿越加固區(qū)阻力，因而計算得到的總頂力偏小。其計算式為：

F規(guī)=F1+F2

(1)

F1=πDLf

(2)

(3)

(4)

式中：

F1——管壁摩阻力，kN；

F2——機頭迎面阻力，kN；

D——管壁外徑，m；

L——管道頂進長度，m；

f——管壁與土體摩阻力，kPa，規(guī)范建議取2～7 kPa；

D1——頂管機外徑m；

①同等溫度和時間下，水分上升27.7%，糊化度提高60%；②同等水分和時間下，溫度上升44.4℃，糊化度提高4%；③同等溫度和水分下，時間增加44.4 min，糊化度提高2%。這表明在淀粉糊化的過程中，水分含量的升高對于提高其糊化度的作用最明顯。

R1——頂管機下部1/3處的被動土壓力，kN/m2；

γ——土的天然重度，kN/m3；

H——機頭上覆土層厚度，m；

φ——土體內(nèi)摩擦角，°；

c——土體粘聚力，kN/m2。

4.2 鎖扣對泥漿套影響的計算

鎖扣阻礙泥漿套形成的完整性，文獻[8]對不同形態(tài)泥漿套進行了分析，認為管周泥漿套的形成是減少管壁摩阻力的關(guān)鍵。結(jié)合其研究成果，得到帶鎖扣頂管泥漿套的形態(tài)如圖10所示。

圖10 帶鎖扣頂管泥漿套形態(tài)示意圖

由于泥漿套無法包裹鎖扣，鎖扣外側(cè)與原狀土體直接接觸后產(chǎn)生鎖扣摩阻力，鎖扣摩阻力F31可通過式(5)計算。為便于計算總頂力，本文減去了鎖扣寬度范圍內(nèi)的管壁摩阻力，提出了鎖扣附加摩阻力F3的計算式，如式(6)所示。

F31=hLf0

(5)

F3=hL(f0-f)

(6)

式中：

F31——鎖扣摩阻力，kN；

F3——鎖扣附加摩阻力，kN；

h——鎖扣高度，m；

f0——管壁與原狀土的摩阻力，kPa。

4.3 鎖扣穿越加固區(qū)阻力計算

鎖扣穿越洞門加固區(qū)時，前方斜板擠壓加固土體，使之達到塑性破壞，鎖扣穿越加固區(qū)阻力可通過加固土極限抗壓強度與塑性破壞區(qū)域面積相乘計算得到。而在實際操作中，由于加固土體的不均勻性，塑性破壞區(qū)域很難確定，加固土體壓縮形變形成通道，鎖扣所受的抗力遠大于截面范圍內(nèi)加固土體塑性應變時的應力。因此，根據(jù)本工程經(jīng)驗，引入經(jīng)驗系數(shù)K，得到鎖扣穿越加固區(qū)阻力F4的計算式為：

F4=Kfcuhb

(7)

式中：

K——加固土體塑性變形區(qū)域系數(shù);

F4——鎖扣穿越加固區(qū)阻力，kN；

b——鎖扣寬度，m；

fcu——加固土體極限抗壓強度，kPa。

根據(jù)本工程實測頂力反算，建議K的取值范圍為3～5。fcu與洞門加固方式有關(guān)，可通過取芯檢測獲取。

4.4 帶鎖扣頂管頂力計算

綜上,可以得到帶鎖扣頂管基準管頂力Fl,s的計算式為：

Fl,s=F1+F2+2F3+2F4

(8)

對于承插管另一側(cè)鎖扣雄口在上一根頂管雌口內(nèi)承插，其摩阻力主要與鎖扣設(shè)計自由度、頂進軸線偏差有關(guān)，根據(jù)本工程經(jīng)驗，引入鎖扣承插附加摩阻力經(jīng)驗系數(shù)k(取值范圍1.0～1.5)進行計算，得到帶鎖扣頂管承插管頂力Fl,c的計算式為：

Fl,c=F1+F2+(1+k)F3+2F4

(9)

閉合管兩側(cè)均為雄口，且不存在鎖扣穿越加固區(qū)阻力，由此可得到帶鎖扣頂管閉合管頂力Fl,b的計算式為：

Fl,b=F1+F2+2kF3

(10)

利用式(9)和式(1)～(5)，對底排直徑為1.6 m的管幕承插管頂力進行計算。其中：f取上述分倉管平均摩阻力2.61 kPa，f0按照經(jīng)驗取15.00 kPa，K取4.0，k取1.3。同時，選取D7、D10實測其頂力，與計算結(jié)果進行對比，其結(jié)果如圖11所示。

圖11 直徑為1.6 m的承插管實測頂力與計算頂力的對比圖

由圖11可知，本文帶鎖扣頂管頂力公式的計算結(jié)果和實測頂力曲線比較吻合。基于DG/TJ 08-2049—2016《頂管工程施工規(guī)程》的頂力計算公式未考慮鎖扣摩阻力和鎖扣穿越加固區(qū)阻力，計算得到的總頂力較實測頂力小。在始發(fā)加固區(qū)，實測頂力小于計算頂力，其原因是加固土體切削速度較慢、前艙尚未建立泥水平衡。此外，帶鎖扣頂管實際頂力還受注漿量、頂進軸線偏差、地層變化和頂進停頓等因素影響，在實際估算頂力時，若選擇后配套千斤頂，可考慮增加安全系數(shù)。

5 結(jié)語

1) 帶鎖扣頂管的鎖扣突出于頂管管壁，導致泥漿套無法完整包裹管道，鎖扣外側(cè)與原狀土體直接接觸，進而產(chǎn)生鎖扣摩阻力。本工程帶鎖扣頂管的實測頂力約為不帶鎖扣頂管頂力的1.5～1.8倍。影響鎖扣摩阻力的主要因素包括鎖扣尺寸和頂進軸線偏差等。

2) 頂管鎖扣穿越加固區(qū)時會擠壓周邊加固土體，使之達到塑性破壞，并產(chǎn)生鎖扣穿越加固區(qū)阻力，該阻力主要與鎖扣尺寸、加固土體強度有關(guān)。依據(jù)本工程經(jīng)驗，建議鎖扣穿越加固區(qū)阻力取鎖扣截面與加固土抗壓強度乘積的3.0～5.0倍。

3) 本文結(jié)合規(guī)范中的頂管頂力公式，提出了帶鎖扣頂管頂力的計算公式。經(jīng)檢驗，本文提出的計算公式所得到的計算結(jié)果與實測頂力較為吻合，可應用于類似工程的頂力計算。