牛國倫，馬保松，張 鵬，陳曉龍，王 靖

(1. 中國地質(zhì)大學(xué)(武漢)，湖北 武漢 430074； 2. 中山大學(xué)土木工程學(xué)院，廣東 珠海 519082)

0 引言

隨著城市化建設(shè)的飛速發(fā)展，對城市地下空間的開發(fā)利用提出了更高的要求。頂管施工具有不影響地面交通及建筑、開挖量小、污染小、工期短等優(yōu)勢，被廣泛應(yīng)用于電力、給水排水、油氣、熱力等管道施工[1]，頂管施工技術(shù)也由淺埋深、小斷面向著大埋深、大直徑方向發(fā)展。深埋大直徑頂管管節(jié)所受荷載是影響管節(jié)設(shè)計、注漿壓力、土體變形等的關(guān)鍵因素。目前對于頂管管節(jié)受力一般分為垂直土壓力、側(cè)向土壓力和地基反力3個部分進(jìn)行計算： 1)垂直土壓力主要基于太沙基理論馬斯頓理論、普氏壓力拱理論、比爾鮑曼理論計算； 2)側(cè)向土壓力一般采用頂部土壓力乘以側(cè)壓力系數(shù)，其中側(cè)壓力系數(shù)采用主動土壓力系數(shù)、靜止土壓力系數(shù)和經(jīng)驗(yàn)系數(shù)； 3)地基反力采用均布荷載模型和克萊因模型[2]。

目前，眾多學(xué)者圍繞管節(jié)土壓力計算與管土實(shí)測壓力變化展開了一系列研究。張鵬等[3]依托拱北隧道曲線頂管工程，總結(jié)分析了深埋條件下小直徑鋼頂管的土壓力分布和變化規(guī)律。白廷輝等[4]研究了地層損失率對于盾構(gòu)管節(jié)荷載的影響。楊仙等[5]結(jié)合普氏理論和太沙基理論，提出了改進(jìn)的垂直土壓力計算公式。黃偉[6]對淺覆土、大斷面的矩形管節(jié)土壓力進(jìn)行了監(jiān)測，對管道的結(jié)構(gòu)設(shè)計進(jìn)行了驗(yàn)證，但沒有分析管土壓力的變化規(guī)律。李方楠等[7]結(jié)合彈性半平面圓孔擴(kuò)張模型，探討了注漿壓力對于土體附加應(yīng)力的影響。魏綱等[8]和劉翔等[9]結(jié)合現(xiàn)場管節(jié)土壓力實(shí)測試驗(yàn)，分析了管節(jié)荷載的變化。叢茂強(qiáng)等[10]研究了注漿壓力對控制土體變形的作用，建議將注漿壓力控制在上覆土壓力的1.1倍。張治國等[11]研究了頂管頂進(jìn)對土體豎向荷載的影響。

以上學(xué)者對于管節(jié)荷載的實(shí)測分析僅僅是基于土壓力計所測得的數(shù)據(jù)，并未考慮管節(jié)所受水壓、注漿壓力的影響，且研究對象主要是針對于管徑較小的頂管。實(shí)際上，對于穿越河流的深埋頂管，管節(jié)除了承受上覆土壓力外，還要承受相當(dāng)大的水壓力和注漿壓力，且在高水壓地層中，管節(jié)荷載的理論計算公式是否適用也值得探究，故有必要對深埋高水壓大直徑頂管管土相互作用進(jìn)行深入研究。本文依托佛山電力頂管隧道工程，對大直徑、大埋深、高水壓、穿越河流工況下的管節(jié)荷載、孔隙水壓力進(jìn)行實(shí)測研究，總結(jié)分析管土壓力的變化規(guī)律，根據(jù)管節(jié)外土壓力與孔隙水壓力的差值分析管土接觸的狀態(tài)，推導(dǎo)注漿狀態(tài)下管節(jié)荷載的計算方法，與實(shí)測數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，并分析各規(guī)范在注漿作用下的適用性。

1 工程概況

佛山市110 kV線路出線工程因穿越河道，采用泥水平衡式頂管進(jìn)行施工，管節(jié)采用預(yù)制鋼筋混凝土管節(jié)，內(nèi)徑3.50 m，外徑4.14 m，單節(jié)管節(jié)長度為2.5 m。電力隧道全長599.43 m，其間需要穿越一條長約233.0 m的河道和2道堤壩公路。頂管施工平面如圖1所示。

圖1 頂管施工平面圖

頂管最小覆土約9.26 m，最大覆土約23.52 m，頂進(jìn)坡度為5°，主要穿越地層為粉砂層和淤泥質(zhì)土層。各地層物理力學(xué)參數(shù)見表1，地質(zhì)剖面見圖2。水位埋深較淺，平均埋深為3.2 m，地下水位線見圖2。

表1 各地層物理力學(xué)參數(shù)

本頂管施工采用膨潤土觸變泥漿，經(jīng)地面壓漿站配制后，壓注到設(shè)置在管節(jié)上的環(huán)形分管的各個注漿孔內(nèi)，在管節(jié)外圍形成完整泥漿套。觸變泥漿配方及性能指標(biāo)見表2。注漿壓力p=0.4～0.6 MPa，注漿量為環(huán)空間隙的6～8倍。在整個管道中每間隔2個管節(jié)設(shè)4個注漿孔，每12 h不少于2次循環(huán)，定量壓注。

2 監(jiān)測方案

本工程通過在管節(jié)外側(cè)預(yù)留孔洞埋設(shè)了4個土壓力計和孔隙水壓力計，監(jiān)測點(diǎn)布置如圖3所示。T1—T4為孔隙水壓力計，W1—W4為土壓力計，采用MCU32自動采集儀進(jìn)行數(shù)據(jù)采集，采集時間間隔為20 min，埋設(shè)壓力計的管節(jié)位于頂管后第50節(jié)位置，距離開挖面約136 m，頂進(jìn)結(jié)束后，監(jiān)測管節(jié)位于距離接收井122.5 m處，如圖2所示。

圖3 管節(jié)監(jiān)測點(diǎn)布置圖

3 監(jiān)測數(shù)據(jù)分析

3.1 管節(jié)荷載隨頂進(jìn)里程關(guān)系

管節(jié)荷載隨頂進(jìn)里程變化如圖4所示。50#管節(jié)從頂進(jìn)井始發(fā)，通過始發(fā)加固區(qū)、堤壩公路、河岸灘、潭州水道。右上監(jiān)測點(diǎn)W1由于安裝原因在頂進(jìn)期間荷載波動較大，在頂進(jìn)完成后恢復(fù)正常，其余傳感器皆工作正常。在整個頂進(jìn)過程中，管節(jié)荷載普遍在200～400 kPa波動。

始發(fā)階段管節(jié)荷載壓力較其他頂進(jìn)區(qū)間波動較大，上部W1、W4測點(diǎn)明顯小于底部W2、W3測點(diǎn)。這是由于始發(fā)加固區(qū)土體經(jīng)過旋噴樁加固后滲透性降低，當(dāng)注入減阻泥漿后，無法向周圍地層及時擴(kuò)散，管節(jié)荷載受注漿影響較大，且泥漿在重力作用下聚集在管節(jié)底部，造成管節(jié)底部荷載大于上部荷載。

頂管通過始發(fā)加固區(qū)后，底部測點(diǎn)W2、W3有明顯下降趨勢，是因?yàn)轫敼苓M(jìn)入滲透性較大的砂層，泥漿壓力得以釋放。在頂管穿越堤壩、河岸灘、潭州水道期間并未有明顯波動，受地層埋深變化影響較小。

管節(jié)荷載受注漿壓力影響較大，當(dāng)注漿管堵塞或停止注漿時管節(jié)荷載出現(xiàn)較大幅度下降。在頂進(jìn)結(jié)束后，管節(jié)荷載迅速下降并逐漸達(dá)到穩(wěn)態(tài)。

3.2 頂進(jìn)結(jié)束后荷載變化

頂進(jìn)結(jié)束后土壓力隨時間變化如圖5所示?？梢钥闯?，頂進(jìn)結(jié)束后1 d時間內(nèi)管節(jié)荷載迅速下降，第2天緩慢下降，隨后以緩慢的速率在7 d內(nèi)達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，頂部測點(diǎn)W1、W4壓力略大于底部W2、W3，穩(wěn)定在205.13～229.07 kPa。這是由于頂進(jìn)結(jié)束的初期，管節(jié)周圍的泥漿仍保持較大壓力，與周圍地層水土壓力有較大的壓力差，泥漿消散較快； 隨著泥漿壓力與周圍水土壓力差減小，泥漿的消散速率也隨之下降，最終與周圍水土壓力達(dá)到平衡。從圖5所示土壓力下降的趨勢可以看出，泥漿在淤泥質(zhì)土的地層中，快速消散的時間大致為24 h，泥漿消散至穩(wěn)定狀態(tài)的周期大致為48 h，與文獻(xiàn)[9]頂進(jìn)結(jié)束后管節(jié)荷載變化規(guī)律相符。

圖5 頂進(jìn)結(jié)束后土壓力變化

3.3 管土接觸狀態(tài)分析

根據(jù)研究，目前管土接觸狀態(tài)主要分為2種： 基于文獻(xiàn)[13]提出的隧洞穩(wěn)定假設(shè)和文獻(xiàn)[14]提出的管土全接觸假設(shè)。文獻(xiàn)[13]指出了在頂管施工過程中隧洞是穩(wěn)定的，管道與底部表面為彈性接觸，且只能在底部一定寬度范圍內(nèi)產(chǎn)生滑動，與其他部分不存在接觸關(guān)系。文獻(xiàn)[14]認(rèn)為在頂進(jìn)過程中管道和四周土體均相互接觸。

實(shí)際上，土壓力計所測得的數(shù)據(jù)為土體加載和地下水壓力及注漿壓力共同作用的結(jié)果。為了分析管土的實(shí)際接觸狀態(tài)，將同一時刻土壓力計所測數(shù)據(jù)減去孔隙水壓力計所測數(shù)據(jù)，所得結(jié)果可近似看作管道所受的實(shí)際土壓力，即p土=pW-pT。(由于施工原因，T1在頂進(jìn)過程中受損壞，pW1-pT1缺失)。

實(shí)際土壓力隨頂進(jìn)里程變化如圖6所示。管土實(shí)際接觸壓力在始發(fā)階段波動較大，通過河岸灘后大部分時間處于一個較穩(wěn)定狀態(tài)；當(dāng)接近頂進(jìn)結(jié)束時，由于加強(qiáng)注漿壓力，管土實(shí)際接觸壓力有一定的下降；在頂進(jìn)結(jié)束停止注漿后，管土接觸壓力迅速上升并達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。在頂進(jìn)期間，頂部實(shí)際土壓力pW4-pT4明顯小于底部實(shí)際土壓力pW2-pT2、pW3-pT3，且頂部管土實(shí)際接觸壓力并不連續(xù)，變化較大，大部分時間維持在0～25 kPa，說明管節(jié)頂部注漿效果良好，形成了完整的泥漿套，管體與土體大部分時間并未直接接觸，更符合隧洞穩(wěn)定假設(shè)。當(dāng)頂進(jìn)結(jié)束停止注漿后，管土實(shí)際接觸壓力均有較大幅度上升，且基本保持一致，說明停止注漿后，泥漿壓力消散，失去了泥漿套的支撐，周圍土體卸荷，管道與四周土體均勻接觸，此時更符合管土全接觸假設(shè)。根據(jù)以上分析，在本工程的頂進(jìn)過程中，管土接觸狀態(tài)更接近隧洞穩(wěn)定假設(shè)，頂進(jìn)結(jié)束后更符合管土全接觸模型。

圖6 實(shí)際土壓力隨頂進(jìn)里程變化

3.4 管節(jié)荷載與頂力關(guān)系

為準(zhǔn)確地分析管節(jié)荷載與頂力的關(guān)系，選取與記錄頂力時刻最接近的W1—W4土壓力值并求得其平均值，繪制的管節(jié)荷載隨頂力變化如圖7所示。

圖7 管節(jié)荷載隨頂力變化

頂力變化與管節(jié)荷載呈負(fù)相關(guān)，頂力的極低點(diǎn)一般和管節(jié)荷載的極高點(diǎn)相對應(yīng)，當(dāng)管土摩擦因數(shù)不變時，這與摩擦力隨正壓力增大而增大的關(guān)系是不相符的。這是由于在頂進(jìn)過程中管節(jié)荷載受注漿壓力的影響較大，即當(dāng)管節(jié)荷載較大時，說明注漿效果較好，管土之間泥漿套填充較好，管土摩擦轉(zhuǎn)為管漿摩擦，摩擦因數(shù)很?。划?dāng)管節(jié)荷載較小時，說明注漿效果較差，管土直接接觸，摩擦因數(shù)變大，頂力也隨之變大。

3.5 注漿壓力對于管節(jié)荷載的影響

由于注漿壓力沒有直接監(jiān)測數(shù)據(jù)，故選取管節(jié)孔隙水壓力的變化視為注漿壓力的變化，選取2019-10-21T03:21至2019-10-23T08:01期間各點(diǎn)位注漿壓力及管節(jié)荷載的變化作圖(由于T1點(diǎn)損壞，未做W1隨T1變化圖)。

頂部管節(jié)荷載隨注漿壓力變化如圖8所示。由圖可知，管節(jié)荷載的變化與注漿壓力的變化關(guān)系較小，當(dāng)注漿壓力上升較大時，管節(jié)荷載也會有一定的上升趨勢，但保持時間較短，且泥漿消散造成的壓力損失要大于注漿壓力的變化，這是由于注入泥漿在重力作用下積聚在泥漿底部，頂部管節(jié)荷載受注漿壓力影響較小。

圖8 W4-T4變化關(guān)系(2019年)

管節(jié)底部荷載隨注漿壓力的變化如圖9和圖10所示?？梢钥闯觯芄?jié)荷載隨注漿壓力的變化是一致的，注漿會導(dǎo)致管節(jié)荷載的壓力瞬間升高，然后緩慢下降。

為了分析注漿導(dǎo)致管節(jié)荷載上升的比例關(guān)系，將注漿后W極高點(diǎn)與注漿前W極低點(diǎn)的差值和注漿后T極高點(diǎn)與注漿前T極低點(diǎn)的差值作比較，即

(1)

注漿壓力和荷載壓力變化關(guān)系如圖11所示。管節(jié)荷載的增加會大于注漿壓力的增加，并不是固定值，在1.1～1.8，多數(shù)在1.5左右。

圖9 W3-T3變化關(guān)系(2019年)

圖10 W2-T2變化關(guān)系(2019年)

圖11 注漿壓力和荷載壓力變化關(guān)系

4 管節(jié)荷載計算

4.1 現(xiàn)有規(guī)范理論計算

在管節(jié)荷載設(shè)計中，一般將管節(jié)荷載分為垂直土壓力、側(cè)向土壓力和地基反力，其中側(cè)向土壓力和地基反力均由垂直土壓力計算而來，且由于目前大多數(shù)管節(jié)是因?yàn)轫敳块_裂而發(fā)生破壞，因此豎向荷載是管節(jié)荷載設(shè)計的重中之重。目前國內(nèi)外頂管設(shè)計規(guī)范主要有CECS[15]、DWA[16]、ASCE[17]、PC工法[18]，各規(guī)范豎向荷載計算均采用太沙基主動土拱模型，如圖12所示。

圖12 太沙基主動土拱模型示意圖

太沙基土壓力模型以松散體壓力理論為基礎(chǔ)，從應(yīng)力傳遞的角度出發(fā)，考慮土體極限平衡進(jìn)行推導(dǎo)，得到了豎向土壓力的計算公式：

(2)

式中：σv為垂直土壓力，kN/m2；γ為土體平均重度，kN/m3；c土體黏聚力，kN；K為土體側(cè)壓力系數(shù)；μ=tanφ，φ為土體內(nèi)摩擦角；H為管頂埋深，m；B為滑動土體的寬度，m。

雖然各國規(guī)范在豎向土壓力計算上均采用太沙基模型，但其對于B、K、φ取值的規(guī)定有所差別，見表3。

表3 各規(guī)范參數(shù)取值的區(qū)別

為了對比分析各規(guī)范計算的差別和適用性，選取頂管頂進(jìn)期間最不利工況進(jìn)行計算。根據(jù)3.1節(jié)分析，選取頂管始發(fā)階段，此階段埋深最大，且注漿壓力較大。頂管始發(fā)階段管節(jié)埋深21.45 m，管節(jié)上部土體主要為淤泥質(zhì)黏土，不考慮地下水影響，采用水土合算。土體平均重度為18 kN/m3，黏聚力為11.43 kPa，內(nèi)摩擦角為5°，側(cè)向土壓力系數(shù)為0.5，根據(jù)ASCE、CECS對于Kμ的規(guī)定，飽和黏性土取0.11，其他參數(shù)取巖土勘察實(shí)測值。

各規(guī)范計算的管節(jié)荷載如表4所示，除ASCE規(guī)范計算的管節(jié)荷載較小外，其他規(guī)范相差不大。這是各規(guī)范采取的滑移帶寬度不同導(dǎo)致的，ASCE規(guī)范未考慮滑移帶寬度，直接采用管道外徑。

表4 各規(guī)范計算的管節(jié)荷載

各規(guī)范計算值與實(shí)測值對比見圖13。由圖可知，雖然選取了施工最不利工況，但規(guī)范只能反映未注漿情況下的管節(jié)荷載，在注漿情況下，管節(jié)荷載的激增會遠(yuǎn)大于設(shè)計荷載值，達(dá)到100 kPa左右，此時規(guī)范將不再適用。因此，有必要根據(jù)注漿條件下的管土接觸狀態(tài)對管節(jié)荷載設(shè)計方法進(jìn)行推導(dǎo)。

圖13 各規(guī)范計算值與實(shí)測值對比

4.2 注漿狀態(tài)下豎向荷載計算推導(dǎo)

4.2.1 注漿荷載與豎向荷載的關(guān)系

頂管施工過程中注漿對垂直荷載的影響主要為其對于管節(jié)周圍土體的支撐作用。管節(jié)的直徑通常略小于頂管機(jī)頭直徑，頂管開挖后，管節(jié)與土體之間存在空隙，管節(jié)上部松動區(qū)域土體會向下坍落，從而受到周圍靜止區(qū)域土體向上的摩擦力，此時垂直荷載計算模型為“主動土拱”模型，如圖12所示。

當(dāng)管節(jié)開始注漿后，在注漿壓力的作用下，泥漿中的液體向周圍土體中擴(kuò)散，泥漿顆粒在土體顆粒間的空隙滲透。隨著滲透的進(jìn)行，最終在土體表面形成一層致密的泥餅，并阻止泥漿進(jìn)一步向土體滲透，這一層泥餅及包裹的泥漿稱為泥漿套。泥漿套能夠阻止泥漿繼續(xù)向土層中滲透，同時能夠把注漿壓力傳遞到土體中，起到支撐土體的作用。當(dāng)注漿壓力較大時，會進(jìn)一步向上頂托“土層”，此時，管節(jié)上部的土體相對于兩側(cè)土體發(fā)生向上的滑動，從而受到周圍靜止區(qū)域土體向下的摩擦力，此時豎向荷載模型為“被動土拱”模型，如圖14所示。

p0為地表荷載，σh為側(cè)向土壓力。

當(dāng)停止注漿后，隨著泥漿在土體中的消散，泥漿套逐漸被破壞，從而失去對土體的支撐作用，管節(jié)荷載模型又轉(zhuǎn)變?yōu)椤爸鲃油凉啊蹦Ｐ汀?/p>

根據(jù)以上分析，管節(jié)的豎向荷載在土體開挖后、注漿過程中、停止注漿后分別屬于“主動土拱”、“被動土拱”、“主動土拱”，但目前各規(guī)范的豎向荷載計算方法均是基于太沙基“主動土拱”模型，使得在注漿過程中的豎向荷載計算值偏小，故有必要推導(dǎo)基于太沙基“被動土拱”模型的豎向荷載計算方法。

4.2.2 基于被動土拱模型的豎向荷載計算推導(dǎo)

假設(shè)硐室開挖后滑裂面沿豎直方向延伸到地面，切取厚度為dz的薄層單元為分析對象，如圖14所示，該單元體共受到力的作用如下：

單元體自重

(3)

作用于單元體上表面的豎直向下的上覆土體壓力

p=Bσv。

(4)

作用于單元體下表面的豎直向上的下伏土體托力

(5)

作用于單元體側(cè)表面的橫向土體壓力

(6)

作用于單元體側(cè)表面的豎向土體摩擦力

(7)

根據(jù)庫侖準(zhǔn)則:

τf=σhtanφ+c=Kσvtanφ+c。

(8)

薄層單元體在豎向的平衡條件為

G+p+2F-T=0。

(9)

將式(3)—(7)代入式(9)，得

(10)

整理得

(11)

由式(11)解得

(12)

根據(jù)邊界條件，當(dāng)z=0時，σv=p0，將該邊界條件代入式(12)，得

(13)

將式(13)代入式(12)，得

(14)

將z=H代入式(14)，可得到管節(jié)頂部的豎向荷載

(15)

式(3)—(15)中:B為滑動土體寬度，m，B=D[1+2tan(π/4-φ/2)]；τf為單元體側(cè)向剪切面上的切應(yīng)力。

根據(jù)4.1節(jié)所給出的計算參數(shù)，計算得到被動土拱模型下本工程管節(jié)設(shè)計荷載為435.54 kPa，相對于不考慮注漿情況的各規(guī)范計算結(jié)果，是PC工法的1.45倍、DWA規(guī)范的1.49倍、ASCE規(guī)范的2.18倍、CECS規(guī)范的1.61倍，與實(shí)測值的對比如圖15所示。除W1測點(diǎn)個別時刻超出了本文推導(dǎo)公式計算值范圍外，其余時刻管節(jié)荷載均在此結(jié)果范圍內(nèi)，荷載極限值也與計算值相近。

圖15 太沙基被動土拱模型與實(shí)測值對比

5 結(jié)論與討論

本文選取50#監(jiān)測管節(jié)，對頂管施工過程中管節(jié)荷載、孔隙水壓力進(jìn)行實(shí)測分析，并比較了實(shí)測管節(jié)荷載和現(xiàn)行各規(guī)范理論計算的區(qū)別，推導(dǎo)了在注漿狀態(tài)下管節(jié)荷載的計算方法。監(jiān)測數(shù)據(jù)及計算結(jié)果表明：

1)大直徑深埋頂管管節(jié)荷載在管壁四周分布較均勻，管節(jié)頂部荷載的變化受注漿壓力影響較小，管節(jié)底部荷載與注漿壓力變化基本一致，管節(jié)底部荷載變化大于注漿壓力變化。

2)頂管的管土接觸狀態(tài)在頂進(jìn)注漿過程中符合隧洞穩(wěn)定假設(shè)，頂進(jìn)結(jié)束停止注漿后更符合管土全接觸假設(shè)。

3)砂土層滲透性較強(qiáng)、摩擦角較大，泥漿在砂土層的消散較快，當(dāng)頂管頂進(jìn)到砂土層容易出現(xiàn)頂力上升、卡管等事故，建議頂管穿越砂土層時增加注漿頻率。

4)各國規(guī)范在管節(jié)荷載設(shè)計時并未考慮注漿壓力引起的附加荷載作用，在注漿狀態(tài)下各規(guī)范計算的管節(jié)荷載相比實(shí)測值較小，采用太沙基被動土拱模型計算的管節(jié)荷載更加合理。

本工程只對一節(jié)管節(jié)的水土壓力進(jìn)行了監(jiān)測，是否能代表所有管節(jié)頂進(jìn)過程中的水土壓力變化還需要進(jìn)一步研究。同時，頂管機(jī)頭超挖引起的土體損失對管節(jié)荷載的影響也很大，如果能夠?qū)敼軝C(jī)切削土體的速度與超挖量進(jìn)行監(jiān)測分析，建立土體損失與管節(jié)荷載的關(guān)系，會對頂管施工有很大的指導(dǎo)意義。