潘偉強(qiáng)， 焦伯昌， 柳 獻(xiàn)， *

(1. 上海隧道工程有限公司， 上海 200032； 2. 同濟(jì)大學(xué)地下建筑與工程系， 上海 200092)

0 引言

隨著城市化的不斷發(fā)展，人口集中、城市用地資源不斷減少、交通擁擠等問題不斷涌現(xiàn)，需要建設(shè)越來越多的地下隧道，來解決或緩解城市居民過街難、道路交叉口車輛交通擁擠、城市市政管線施工時(shí)對(duì)道路的反復(fù)開挖等問題。探索環(huán)境污染小、空間利用率高、機(jī)械化程度高的地下空間開發(fā)手段是實(shí)現(xiàn)城市可持續(xù)發(fā)展的必然途徑。為減少管線搬遷次數(shù)，減小車站施工對(duì)地面交通的影響，同時(shí)縮減施工工期，上海軌道交通14號(hào)線靜安寺站采用頂管結(jié)構(gòu)暗挖穿越延安路的方式進(jìn)行施工[1]。

與傳統(tǒng)的鋼筋混凝土頂管結(jié)構(gòu)相比，鋼結(jié)構(gòu)頂管強(qiáng)度高、密封性好、抗壓能力強(qiáng)，并且重量較輕，可先分塊制作，然后現(xiàn)場(chǎng)拼接成環(huán)，大大降低運(yùn)輸難度[2-3]；同時(shí)，由于鋼管節(jié)穩(wěn)定性差，對(duì)軸線偏差要求高，其薄壁結(jié)構(gòu)在頂力和環(huán)向荷載等不利因素共同作用下，鋼頂管局部及整體的失穩(wěn)風(fēng)險(xiǎn)較大[4]。

在頂管工程的理論計(jì)算及試驗(yàn)研究方面，魏綱等[5]對(duì)頂進(jìn)過程中管土接觸壓力進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試，得到了管土接觸壓力的變化規(guī)律及注漿荷載的影響；Shen等[6]、Cui等[7]結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)及監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)，對(duì)頂管施工過程中頂管附加應(yīng)力等數(shù)據(jù)進(jìn)行了歸納總結(jié)；陳楠[8]采用平面應(yīng)變有限元方法模擬鋼頂管施工過程中的管土相互作用，研究了鋼頂管土壓力分布的變化規(guī)律；張鵬等[9-10]通過現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，研究了不同埋深對(duì)鋼頂管接觸壓力分布和變化規(guī)律的影響，以及深埋鋼頂管施工過程中的力學(xué)特性；張耀等[11]通過對(duì)新型預(yù)應(yīng)力鋼筒混凝土頂管開展現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，得到了三維荷載作用下頂管各部位的接觸應(yīng)力及結(jié)構(gòu)應(yīng)變時(shí)程響應(yīng)；樊振宇等[12]對(duì)小間距平行頂管施工的影響機(jī)制進(jìn)行了研究，通過解析方法簡化計(jì)算頂管施工過程對(duì)已有平行管道內(nèi)力分布的影響；劉映晶[13-14]以鄭州某平行頂管工程為背景，通過實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)及數(shù)值模擬研究了頂管間距、高跨比及埋深等對(duì)隧道結(jié)構(gòu)的附加內(nèi)力影響；齊培林[15]通過相似模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬，研究了管間距為1倍管徑時(shí)，并行頂管施工時(shí)頂管周圍土壓力、頂管應(yīng)力-應(yīng)變的變化規(guī)律及管間相互影響。

綜上，目前針對(duì)頂管工程已有諸多理論、試驗(yàn)研究和分析，但在以往工程中，深埋鋼頂管施工的案例較少，隧道斷面往往為圓形，管節(jié)多為規(guī)則的圓環(huán)，且直徑較小。對(duì)于深埋大斷面類矩形鋼頂管，無論是在荷載的分布形式還是結(jié)構(gòu)的受力性能方面均缺乏研究，對(duì)其管節(jié)結(jié)構(gòu)在施工頂進(jìn)階段及運(yùn)營階段力學(xué)行為的掌握程度尚淺。

因此，本文依托上海軌道交通14號(hào)線靜安寺站頂管工程進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究，通過現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)測(cè)試施工及使用階段的外荷載及結(jié)構(gòu)內(nèi)力，探索大斷面鋼頂管結(jié)構(gòu)在施工及使用階段的荷載分布形式、變化規(guī)律以及結(jié)構(gòu)的受力性能，以期為設(shè)計(jì)提供有力支撐，也為同類型頂管工程施工提供建議。

1 工程概況

上海軌道交通14號(hào)線靜安寺站位于華山路與延安中路交叉路口的華山路下方，沿華山路南北向布置，為地下3層島式站臺(tái)車站，與已建成通車的2號(hào)線、7號(hào)線靜安寺站形成三線換乘樞紐。車站主體沿線路方向分 A、B、C 3區(qū)；其中， A區(qū)、C區(qū)均采用明挖順作法施工，B區(qū)采用頂管法施工，如圖1所示。圖2為靜安寺站B區(qū)站臺(tái)層頂管隧道地質(zhì)剖面圖，2條頂管長度均為82 m，斷面尺寸為9.9 m× 8.7 m，埋深約15.2 m。根據(jù)地質(zhì)資料，站臺(tái)層穿越土層主要為④灰色淤泥質(zhì)黏土、⑤1-1灰色黏土及⑤1-2灰色粉質(zhì)黏土。

圖1 靜安寺車站頂管工程示意圖

圖2 頂管隧道地質(zhì)剖面圖(單位： m)

2 試驗(yàn)方案

2.1 斷面選取及測(cè)點(diǎn)布置

2.1.1 測(cè)試管節(jié)

頂管隧道平面圖見圖3。2條頂管隧道各41環(huán)管節(jié)，測(cè)試環(huán)選擇下行線第8、21環(huán)及上行線第6環(huán)，共3環(huán)測(cè)試管節(jié)，下行線先于上行線施工。

圖3 頂管隧道平面圖(單位： mm)

2.1.2 外荷載測(cè)點(diǎn)布置

鋼結(jié)構(gòu)頂管外荷載主要通過在管節(jié)外表面布置常規(guī)土壓力計(jì)及孔隙水壓力計(jì)進(jìn)行測(cè)試，其中，常規(guī)土壓力計(jì)測(cè)得的壓力為垂直于測(cè)試截面的總壓力。

下行線第8、21環(huán)外荷載測(cè)試位置選取如圖4所示。1—8截面每個(gè)截面布置1個(gè)常規(guī)土壓力計(jì)(編號(hào)TN-n，靠近管節(jié)公端)和1個(gè)孔隙水壓力計(jì)(編號(hào)WN-n，靠近管節(jié)母端)，其中，N為管節(jié)環(huán)號(hào)，n為斷面編號(hào)。上行線第6環(huán)增加N-9、N-10 2個(gè)測(cè)試斷面測(cè)點(diǎn)，用以分析相鄰隧道附加荷載的影響。

2.1.3 結(jié)構(gòu)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置

頂管鋼結(jié)構(gòu)應(yīng)力主要通過在格構(gòu)內(nèi)鋼板、環(huán)縱向鋼肋的內(nèi)弧面上布置鋼板應(yīng)變計(jì)進(jìn)行測(cè)試。

鋼板應(yīng)變監(jiān)測(cè)位置選取如圖5所示，1—8截面每個(gè)截面布置6組鋼板應(yīng)變計(jì)，分別位于格構(gòu)內(nèi)鋼板內(nèi)弧面及環(huán)、縱向鋼肋的內(nèi)弧面。每組應(yīng)變計(jì)包括1個(gè)環(huán)向應(yīng)變計(jì)和1個(gè)縱向應(yīng)變計(jì)(編號(hào)GN-n-m)，其中，N為管節(jié)環(huán)號(hào)，n為斷面編號(hào)，m為測(cè)點(diǎn)編號(hào)。下行線第8環(huán)2、6斷面無測(cè)點(diǎn)，第21環(huán)4、8斷面無測(cè)點(diǎn)。

(a) 斷面測(cè)點(diǎn)布置

(b) 縱向測(cè)點(diǎn)布置

(a) 斷面測(cè)點(diǎn)布置

(b) 縱向測(cè)點(diǎn)布置

本次試驗(yàn)采用的壓力計(jì)、鋼板應(yīng)變計(jì)是具有高可靠性、高靈敏度、溫度影響小等特點(diǎn)的振弦式傳感器?，F(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)傳感器參數(shù)見圖1。

表1 傳感器參數(shù)

2.2 傳感器布置方法

2.2.1 壓力計(jì)

常規(guī)土壓力計(jì)及孔隙水壓力計(jì)的安裝步驟為： 1)鋼管節(jié)動(dòng)火開孔，或者預(yù)留孔位； 2)將傳感器保護(hù)鋼套盒焊接于管節(jié)孔洞，內(nèi)外側(cè)圍焊，保證強(qiáng)度和防水； 3)將壓力計(jì)放入保護(hù)鋼套盒中，對(duì)應(yīng)數(shù)據(jù)線從底部出線孔引出，并利用壓緊螺栓及橡膠墊進(jìn)行防水，與土體接觸的表面利用帶螺紋的壓板進(jìn)行覆蓋及固定。壓力計(jì)安裝如圖6所示。

(a) 常規(guī)土壓力計(jì)

(b) 孔隙水壓力計(jì)

2.2.2 鋼板應(yīng)變計(jì)

鋼板應(yīng)變計(jì)的安裝步驟為： 1)清理測(cè)點(diǎn)表面油漆； 2)利用調(diào)試芯棒固定兩支座，并將其焊接于測(cè)試點(diǎn)位上； 3)取出調(diào)試芯棒并安裝上鋼板應(yīng)變計(jì)； 4)擰緊螺絲并微調(diào)，使應(yīng)變計(jì)初始頻率處于合適區(qū)間內(nèi)； 5)噴涂防腐涂料。鋼板應(yīng)變計(jì)安裝如圖7所示。

(a) 應(yīng)變計(jì)安裝

(b) 噴涂防腐涂料

2.3 現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)采集

本次試驗(yàn)數(shù)據(jù)為全自動(dòng)采集，采集機(jī)箱固定于測(cè)試管節(jié)上，全部測(cè)點(diǎn)引線經(jīng)收束綁扎整理后接入機(jī)箱，數(shù)據(jù)采集后傳送至通訊機(jī)箱，再由通訊機(jī)箱無線發(fā)送至云平臺(tái)并長期存儲(chǔ)。在管節(jié)進(jìn)入工作井之前開始采集數(shù)據(jù)，記錄各測(cè)點(diǎn)初始頻率，施工時(shí)采集頻率為每5 min采集1次。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 管節(jié)外荷載測(cè)試結(jié)果與分析

3.1.1 外荷載隨時(shí)間變化規(guī)律

以試驗(yàn)環(huán)下行線第8環(huán)始發(fā)當(dāng)天零點(diǎn)為采集零點(diǎn)，此后的施工過程以d為單位進(jìn)行記錄。施工過程中重要的施工工序節(jié)點(diǎn)如下： 1)6 d管節(jié)出洞，進(jìn)入加固區(qū)； 2)16 d管節(jié)出加固區(qū)進(jìn)入土層，自此至隧道貫通進(jìn)行同步注漿； 3)27 d進(jìn)行二次注漿； 4)68 d隧道貫通。

如圖8所示，選取下行線第8環(huán)試驗(yàn)管節(jié)頂部1號(hào)截面、腰部7號(hào)截面和底部5號(hào)截面的土壓力計(jì)測(cè)試數(shù)據(jù)，對(duì)試驗(yàn)環(huán)所受壓力隨時(shí)間的變化規(guī)律進(jìn)行分析?？倝毫﹄S時(shí)間的變化規(guī)律如下： 1)6 d管節(jié)進(jìn)入加固區(qū)后，開始承受水壓力作用，頂部壓力較小，腰部及底部壓力較大； 2)16 d進(jìn)入土層后，開始承受水土壓力，頂部總壓力大幅增加，并開始承受脈沖式同步注漿荷載作用； 3)27 d二次注漿時(shí)，總壓力大幅增長并保持較長時(shí)間，40 d時(shí)開始緩慢消散； 4)68 d隧道貫通，隨后總壓力緩慢下降，大約經(jīng)過30 d左右達(dá)到較穩(wěn)定狀態(tài)，此時(shí)的水土壓力可認(rèn)為是隧道運(yùn)營期間的水土壓力。

圖8 下行線第8環(huán)外荷載隨時(shí)間變化曲線

綜合其他測(cè)試管節(jié)及測(cè)試截面的荷載變化規(guī)律可以發(fā)現(xiàn)： 在試驗(yàn)管節(jié)進(jìn)入土層之前及隧道貫通之后，總壓力均較小。施工過程中對(duì)試驗(yàn)環(huán)所受荷載的主要影響工況為進(jìn)入土層后的同步注漿工況及二次注漿工況。其中，同步注漿在每一環(huán)頂推前進(jìn)行，注漿結(jié)束后立即頂推，因此同步注漿荷載是脈沖荷載，其明顯增大后快速回落，且僅在頂部注漿孔注漿，故頂部受此影響最大；二次注漿為多環(huán)全斷面同時(shí)大量注漿，因此全環(huán)荷載增量較大，且消散較慢。

根據(jù)以上荷載變化規(guī)律，頂管管節(jié)結(jié)構(gòu)在施工過程中的3個(gè)主要受力工況為同步注漿工況、二次注漿工況和運(yùn)營工況。

3.1.2 外荷載空間分布規(guī)律

根據(jù)3.1.1節(jié)工況劃分，選取同步注漿工況、二次注漿工況、運(yùn)營工況下各環(huán)代表性時(shí)刻的總壓力值進(jìn)行匯總及對(duì)比，如表2所示。因上行線第6環(huán)沒有進(jìn)行二次注漿，且荷載未穩(wěn)定時(shí)便開始了后續(xù)施工，因此僅記錄其同步注漿工況下的總壓力值。

表2 工況總壓力值匯總

根據(jù)各個(gè)工況的總壓力測(cè)試值繪制荷載空間分布圖(見圖9)，結(jié)合表2數(shù)據(jù)進(jìn)行分析可知：

1)運(yùn)營工況下，總壓力值分布均勻、左右對(duì)稱，但頂部總壓力值略大于底部，文獻(xiàn)[9]對(duì)鋼頂管的測(cè)試結(jié)果同樣如此。分析原因認(rèn)為，隧道埋深較大而鋼管節(jié)自重較小，承受較大浮力而上浮，其底部出現(xiàn)空隙，基本只承受水浮力。而底部總壓力要與頂部壓力及管節(jié)自重平衡，則很可能底部兩側(cè)受到水浮力和土壓力，即底部呈現(xiàn)出馬鞍形的受荷形式。與下行線第8環(huán)相比，第21環(huán)左上方壓力偏小，而左下方壓力偏大，其余截面壓力較為接近。

2)同步注漿工況下，下行線頂部注漿壓力約為320 kPa，相較運(yùn)營工況，第8、21環(huán)頂部總壓力平均增量為58 kPa，整環(huán)總壓力平均增量為57 kPa，提高了1.28倍。同步注漿時(shí)僅在頂部注漿，但整環(huán)各截面總壓力同步增大，這是由于施工期間管節(jié)周圍存在較為完整的泥漿套，且因其觸變性難以凝固，所以局部注漿的影響范圍較大，可影響整環(huán)及前后數(shù)環(huán)的壓力值。與下行線第21環(huán)相比，上行線第6環(huán)左側(cè)壓力明顯增大約65 kPa，這是因?yàn)樯闲芯€頂推時(shí)受到下行線隧道附加荷載的影響。

3)二次注漿工況下，整環(huán)注漿壓力約為330 kPa，下行線第8、21環(huán)整環(huán)總壓力增量較大，且空間分布基本一致，相較運(yùn)營工況平均增量為117 kPa，提高了1.56倍。第8環(huán)截面4增量最大，為165 kPa，相較運(yùn)營工況提高了1.88倍。

由此可見，相較于運(yùn)營工況，同步注漿工況及二次注漿工況均會(huì)受到較大荷載作用；而同步注漿工況下，并未出現(xiàn)頂?shù)讐毫h(yuǎn)大于側(cè)壓力的分布形式，且整環(huán)壓力值被二次注漿工況下的整環(huán)壓力值包絡(luò)。因此，二次注漿工況下的壓力分布形式為施工階段最不利受力形式。

(a) 運(yùn)營工況

(b) 同步注漿工況

(c) 二次注漿工況

3.2 管節(jié)環(huán)向內(nèi)力測(cè)試結(jié)果與分析

3.2.1 管節(jié)應(yīng)變隨時(shí)間變化規(guī)律

如圖10所示，選取下行線第8環(huán)試驗(yàn)管節(jié)頂部1號(hào)截面、角部8號(hào)截面、腰部7號(hào)截面和底部5號(hào)截面的鋼結(jié)構(gòu)應(yīng)變測(cè)試數(shù)據(jù)，對(duì)試驗(yàn)環(huán)結(jié)構(gòu)應(yīng)變隨時(shí)間的變化規(guī)律進(jìn)行分析。

實(shí)線為鋼板內(nèi)弧面應(yīng)變，虛線為鋼肋內(nèi)弧面應(yīng)變。

鋼結(jié)構(gòu)應(yīng)變隨時(shí)間的變化規(guī)律如下： 1)始發(fā)時(shí)因環(huán)間約束出現(xiàn)較小的環(huán)向應(yīng)變； 2)6 d進(jìn)入加固區(qū)后應(yīng)變持續(xù)增長； 3)16 d進(jìn)入土層后應(yīng)變繼續(xù)增長，部分測(cè)點(diǎn)應(yīng)變達(dá)到峰值； 4)27 d二次注漿時(shí)多數(shù)測(cè)點(diǎn)應(yīng)變達(dá)到峰值，隨后略有下降； 5)68 d隧道貫通后，應(yīng)變較快達(dá)到穩(wěn)定； 6)頂部和底部鋼板應(yīng)變?yōu)閴簯?yīng)變、鋼肋應(yīng)變?yōu)檩^大的拉應(yīng)變，角部鋼板應(yīng)變?yōu)槔瓚?yīng)變、鋼肋應(yīng)變?yōu)閴簯?yīng)變，腰部鋼板、鋼肋應(yīng)變均為較小的壓應(yīng)變。

綜合其他測(cè)試管節(jié)及測(cè)試截面的應(yīng)變變化規(guī)律可以發(fā)現(xiàn)： 管節(jié)應(yīng)變的變化規(guī)律基本與外荷載變化規(guī)律相匹配，在同步注漿工況及二次注漿工況下，結(jié)構(gòu)的內(nèi)力及應(yīng)變較大。

3.2.2 管節(jié)內(nèi)力空間分布規(guī)律

3.2.2.1 管節(jié)內(nèi)力計(jì)算分析

管節(jié)內(nèi)力計(jì)算簡圖見圖11。根據(jù)鋼管節(jié)肋內(nèi)弧面應(yīng)變?chǔ)?及板內(nèi)弧面應(yīng)變?chǔ)?的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，可推導(dǎo)結(jié)構(gòu)的彎矩及軸力。

ε1為鋼管節(jié)肋內(nèi)弧面應(yīng)變； ε2為板內(nèi)弧面應(yīng)變；為截面平均應(yīng)變。

(1)

σi=Eεi。

(2)

式中：σi為各位置應(yīng)力；E為鋼彈性模量；εi為各位置應(yīng)變。

管節(jié)每延米軸力

(3)

管節(jié)每延米彎矩

(4)

式中：Ix為管節(jié)截面抗彎剛度；σ1為肋內(nèi)弧面應(yīng)力。

3.2.2.2 管節(jié)內(nèi)力計(jì)算結(jié)果

經(jīng)過計(jì)算，得到各環(huán)管節(jié)在各工況下的彎矩值，如表3所示。據(jù)此繪制各工況彎矩空間分布圖，見圖12。由此可知，管節(jié)環(huán)向受力機(jī)制接近整環(huán)矩形框架結(jié)構(gòu)，頂、底部彎矩為較大的正彎矩，角部彎矩為較大的負(fù)彎矩，腰部彎矩為較小的負(fù)彎矩。各工況下彎矩圖基本呈現(xiàn)左右對(duì)稱的空間分布，且各環(huán)計(jì)算彎矩值較為接近。

表3 各工況彎矩值

(a) 運(yùn)營工況

(b) 同步注漿工況

(c) 二次注漿工況

1)運(yùn)營工況下，頂部最大正彎矩為625 kN·m，肩部最大負(fù)彎矩為-436 kN·m。

2)同步注漿工況下，頂部最大正彎矩為853 kN·m，趾部最大負(fù)彎矩為-507 kN·m，負(fù)彎矩最值出現(xiàn)位置與運(yùn)營工況不同。上行線第6環(huán)彎矩圖與下行線第8、21環(huán)不同，這是因?yàn)槠渥髠?cè)壓力相比下行線較大，使得其彎矩圖表現(xiàn)為左側(cè)更加“內(nèi)凹”，并使頂、底彎矩減小，壓力與結(jié)構(gòu)內(nèi)力分布左右不對(duì)稱。

3)二次注漿工況下，彎矩最大值出現(xiàn)位置與運(yùn)營工況相同，頂部最大正彎矩為995 kN·m，肩部最大負(fù)彎矩為-546 kN·m，二次注漿工況的彎矩圖完全包絡(luò)住其他工況的彎矩圖。

由此可見，二次注漿工況的彎矩圖完全包絡(luò)住其他工況的彎矩圖，與各工況的壓力分布情況相對(duì)應(yīng)。

各環(huán)管節(jié)在各工況下的軸力值如表4所示。據(jù)此繪制各工況軸力空間分布圖，見圖13。

表4 各工況軸力值

(a) 運(yùn)營工況

(b) 同步注漿工況

(c) 二次注漿工況

由圖13可知，各工況管節(jié)軸力圖基本呈現(xiàn)左右對(duì)稱的空間分布，各工況下往往頂部軸力最小，底部或者趾部的軸力最大。運(yùn)營工況下,軸力大小范圍為[1 006 kN，1 562 kN]；同步注漿工況下,軸力大小范圍為[1 106 kN，1 925 kN]，相比運(yùn)營工況最大軸力提升1.23倍；二次注漿工況下,軸力大小范圍為[1 450 kN，2 016 kN]，相比運(yùn)營工況最大軸力提升1.29倍。

各工況軸力計(jì)算結(jié)果整體上與壓力分布相對(duì)應(yīng)，但相比于彎矩值的計(jì)算結(jié)果，同一工況下各環(huán)的軸力值偏差較大。分析原因認(rèn)為，結(jié)構(gòu)應(yīng)變由彎矩主導(dǎo)，在由應(yīng)變進(jìn)行反計(jì)算時(shí)，軸力對(duì)應(yīng)變的敏感度更高，計(jì)算誤差相對(duì)彎矩較大。

結(jié)合壓力、彎矩、軸力分布可知，二次注漿工況為最不利受力工況，頂、底部為其最不利受力截面，因此在設(shè)計(jì)中需重點(diǎn)關(guān)注。

3.3 管節(jié)縱向內(nèi)力測(cè)試結(jié)果與分析

下行線第8環(huán)管節(jié)斷面縱向應(yīng)力均值時(shí)程曲線如圖14所示，隨頂進(jìn)—止退的施工循環(huán)，表現(xiàn)出極強(qiáng)的波動(dòng)。1)始發(fā)時(shí)斷面縱向應(yīng)力最大，約-30.1 MPa； 2)進(jìn)入加固區(qū)后波動(dòng)幅度減小，最小應(yīng)力約-5.5 MPa； 3)進(jìn)入土層后在[-20.6 MPa，-9.8 MPa]穩(wěn)定波動(dòng)； 4)隧道貫通后，縱向應(yīng)力均值下降至-3.0 MPa。

圖14 下行線第8環(huán)管節(jié)斷面縱向應(yīng)力均值時(shí)程曲線

由此可知，管節(jié)斷面縱向應(yīng)力較小，遠(yuǎn)未達(dá)到屈服強(qiáng)度，結(jié)構(gòu)受力安全，同時(shí)說明減摩效果良好；但止退時(shí)斷面縱向應(yīng)力迅速下降，易導(dǎo)致頂管機(jī)回退、地面塌陷等危害發(fā)生，同時(shí)環(huán)縫壓力不足，尤其在隧道貫通后易出現(xiàn)滲漏水的情況。因此，施工中應(yīng)格外關(guān)注頂管隧道縱向受力及回退變形，必要時(shí)增大止退反力，并在隧道貫通后及時(shí)焊接環(huán)縫，做好防水措施。

4 結(jié)論與討論

基于類矩形鋼頂管結(jié)構(gòu)在施工階段及使用階段的荷載、內(nèi)力測(cè)試結(jié)果，得到以下結(jié)論：

1)運(yùn)營工況下，總壓力值分布均勻、左右對(duì)稱，頂部總壓力略大于底部總壓力，下半環(huán)壓力大致呈馬鞍形分布，因此，設(shè)計(jì)時(shí)結(jié)構(gòu)下半環(huán)設(shè)置地基彈簧能夠更真實(shí)地模擬結(jié)構(gòu)的荷載分布。

2)同步注漿工況下，僅在頂部注漿時(shí)，整環(huán)總壓力同步增大，平均增量為59 kPa，相較運(yùn)營工況提高了1.28倍。漿液能快速傳遞注漿壓力，表明其泥漿套效果良好。

3)二次注漿工況下，整環(huán)注漿壓力約為330 kPa，相較運(yùn)營工況提高了1.56倍，為最不利受力工況。

4)管節(jié)環(huán)向受力機(jī)制接近整環(huán)矩形框架結(jié)構(gòu)，結(jié)構(gòu)頂、底部為最不利受力截面，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注。

5)管節(jié)縱向應(yīng)力較小，結(jié)構(gòu)受力安全，減摩效果良好，但需關(guān)注頂管隧道回退量，必要時(shí)增大止退反力，做好環(huán)縫防水措施。

本文針對(duì)類矩形鋼頂管結(jié)構(gòu)在施工階段及使用階段的荷載、內(nèi)力進(jìn)行了測(cè)試，探索了頂管結(jié)構(gòu)在各個(gè)施工工況下的荷載分布形式、變化規(guī)律以及結(jié)構(gòu)的受力性能，為大斷面鋼結(jié)構(gòu)頂管選擇設(shè)計(jì)模型及結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供了依據(jù)。但研究中尚存在一些不足，例如：忽略了泊松效應(yīng)對(duì)結(jié)構(gòu)內(nèi)力計(jì)算的影響，未結(jié)合管節(jié)變形進(jìn)行系統(tǒng)分析等。因此，后續(xù)將對(duì)此進(jìn)行完善，并擬將施工全過程荷載、內(nèi)力及變形的監(jiān)測(cè)結(jié)果同各工況設(shè)計(jì)計(jì)算理論值進(jìn)行對(duì)比分析，對(duì)計(jì)算模型進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，為豐富大斷面鋼頂管結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)理論提供一定支撐。