拱北隧道工程中曲線頂管頂進(jìn)力實(shí)測(cè)分析

談力昕， 張　鵬， 謝紅明， 馬保松

(中國(guó)地質(zhì)大學(xué)(武漢)工程學(xué)院, 湖北 武漢　430074)

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拱北隧道工程中曲線頂管頂進(jìn)力實(shí)測(cè)分析

談力昕， 張鵬， 謝紅明， 馬保松

(中國(guó)地質(zhì)大學(xué)(武漢)工程學(xué)院, 湖北 武漢430074)

港珠澳大橋珠海連接線拱北隧道工程口岸暗挖段采用曲線頂管管幕支護(hù)的施工方法，在復(fù)雜地層條件下計(jì)算曲線頂管頂進(jìn)力是頂管施工的重點(diǎn)與難點(diǎn)。工程共計(jì)使用了37根外徑為1 620 mm、平均長(zhǎng)度約為255 m的鋼頂管。結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)施工記錄，采用2種不同的計(jì)算方式對(duì)頂進(jìn)力進(jìn)行了估算并與實(shí)際頂進(jìn)力進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。結(jié)果表明：經(jīng)驗(yàn)公式中的摩阻力計(jì)算在埋深較大時(shí)比較符合實(shí)際情況，在淺層的淤泥質(zhì)地層中則偏大；直接采用被動(dòng)土壓力計(jì)算迎面阻力是偏保守的；頂進(jìn)力的大小與泥漿潤(rùn)滑關(guān)系密切，初始階段泥漿的潤(rùn)滑作用并不顯著，在形成穩(wěn)定的泥漿套過(guò)程當(dāng)中摩阻力會(huì)逐漸下降，甚至小于1 kN/m2。

港珠澳大橋； 拱北隧道； 曲線頂管； 頂進(jìn)力； 迎面阻力； 摩阻力

0　引言

為達(dá)到繞避不良地質(zhì)體或已存在的管道、保護(hù)沿途的地下建筑基礎(chǔ)和環(huán)境、減少工作井?dāng)?shù)量、降低施工成本等目的，利用頂管機(jī)械使管節(jié)中心線沿設(shè)計(jì)的曲線軌跡前進(jìn)的施工技術(shù)稱為曲線頂管技術(shù)[1]。

頂管工程頂進(jìn)力主要由機(jī)頭的迎面阻力和管段的摩阻力組成，影響因素眾多，與管節(jié)強(qiáng)度、設(shè)備選取、后背墻設(shè)計(jì)以及最大頂進(jìn)長(zhǎng)度等有著直接的關(guān)系，決定了整個(gè)頂管工程的規(guī)模，而盡可能精確地計(jì)算頂進(jìn)力，將有利于設(shè)計(jì)和選擇安全經(jīng)濟(jì)的管節(jié)與頂管系統(tǒng)。由于頂進(jìn)力主要需克服作用于刀盤上的迎面阻力和作用于管線上的摩阻力，所以影響頂進(jìn)力的主要因素包括地層類型、覆土厚度、頂進(jìn)長(zhǎng)度、管道外表面的結(jié)構(gòu)和材料、潤(rùn)滑泥漿性能等[2]，此外，頂進(jìn)速度、超挖量、施工中的停頓等對(duì)頂進(jìn)力也有很大影響[3]。

現(xiàn)有的頂進(jìn)力計(jì)算公式種類繁多，各國(guó)規(guī)范采用的計(jì)算方法也不盡相同，要建立起一個(gè)具有普遍性的公式十分困難，而針對(duì)曲線頂管的頂進(jìn)力計(jì)算公式則更是少見(jiàn)。國(guó)內(nèi)外學(xué)者大多采用對(duì)曲線段管道受力情況進(jìn)行假設(shè)并求解的方式[4-5]。丁傳松[6]研究了直線、曲線及超長(zhǎng)距離頂管施工中頂推力的變化規(guī)律，考慮了施工中土拱效應(yīng)的影響，提出了合理的頂推力計(jì)算方法，總結(jié)出計(jì)算公式在頂管后半段偏大的原因是沒(méi)有考慮觸變泥漿減摩、地下水和土層變化的影響。工程中也存在通過(guò)統(tǒng)計(jì)得出曲線頂管頂進(jìn)力附加系數(shù)[7]，從而估計(jì)曲線段頂進(jìn)力的做法。D. N. Chapman等[8]通過(guò)在3種不同地質(zhì)條件下的試驗(yàn)，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果提出頂進(jìn)力與切削面阻力和沿管徑周圍的摩擦力有直接的關(guān)系，從試驗(yàn)中所得到的結(jié)果概估了切削面阻力和摩阻力的經(jīng)驗(yàn)公式，最后推導(dǎo)出了跟地質(zhì)條件有關(guān)的頂進(jìn)力經(jīng)驗(yàn)公式。

本文結(jié)合港珠澳大橋珠海連接線拱北口岸隧道管幕工程實(shí)際工程數(shù)據(jù)，選取2種不同類型的公式進(jìn)行比較和分析，并對(duì)公式中參數(shù)的選取進(jìn)行了分析和討論。

1　工程概況

目前正在施工的拱北隧道屬于港珠澳大橋工程珠海連接線部分。隧道暗挖段為整個(gè)連接線的控制性工程，首次采用大直徑曲線頂管管幕支護(hù)與凍結(jié)止水相結(jié)合的技術(shù)下穿我國(guó)陸路第一大口岸——拱北口岸[9]。管幕隧道斷面如圖1所示。暗挖段長(zhǎng)度為255 m，平面軌跡線形為88 m緩和曲線+167 m圓曲線，平均曲率半徑約為890 m；管幕上部平均埋深為4～5 m，總體高度約為23.8 m，寬度約為22.2 m，開(kāi)挖面積達(dá)344.8 m2[10-11]。

圖1　管幕隧道斷面(單位：m)

整個(gè)管幕由37根外徑為1 620 mm的鋼管組成(包括0#試驗(yàn)頂管)，全部采用曲線頂管技術(shù)施工。其中，上層18根鋼管壁厚20 mm，下層19根鋼管壁厚24 mm，管間距355～358 mm，所有鋼管通過(guò)東、西2個(gè)工作井實(shí)現(xiàn)雙向頂進(jìn)[12]。

2　現(xiàn)有曲線頂管頂進(jìn)力計(jì)算公式

2.1給排水管道施工規(guī)范

GB 50268—2008《給水排水管道工程施工及驗(yàn)收規(guī)范》[13](以下簡(jiǎn)稱《規(guī)范》)采用了先以直線計(jì)算曲線段頂進(jìn)力再乘以頂進(jìn)力附加系數(shù)的方法，具體計(jì)算過(guò)程與上海市工程建設(shè)規(guī)程DG/TJ08-2049—2008《頂管工程施工規(guī)程》[14]類似。

管道總頂進(jìn)力估算公式為

F=F1+F2。

(1)

式中：F為總頂進(jìn)力，kN； F1為管道與土層的摩阻力，kN， F1=πDl’f(D為管道外徑，m； l’為管道頂進(jìn)長(zhǎng)度，m； f為管道外壁與土的平均摩阻力，kN/m2，宜取2～7)； F2為頂管機(jī)的迎面阻力。

泥水平衡式頂管機(jī)的迎面阻力

(2)

對(duì)于本工程中的泥水平衡式頂管控制土壓力R1近似計(jì)算公式為

(3)

式中：γ為頂管上覆土層的容重，kN/m2； D’為頂管機(jī)外徑，m； H為上覆土層的厚度，m； c為土的黏聚力，kN/m2； φ為土的內(nèi)摩擦角，(°)。

曲線頂管增加頂進(jìn)力附加系數(shù)K’值，K’值宜按表1選取。

表1　曲線頂管頂進(jìn)力附加系數(shù)K’

需要指出的是，《頂管工程施工規(guī)程》中的方法主要針對(duì)鋼筋混凝土頂管，鋼頂管的主要差別在于管土摩擦因數(shù)略小些。

2.2JMTA法

日本下水道管渠推進(jìn)技術(shù)協(xié)會(huì)(JMTA)《推進(jìn)工法應(yīng)用篇》(2000年)所建議的總頂進(jìn)力經(jīng)驗(yàn)公式為

F=(F0+f·l1)Kn+f·lc·η+f·l2。

(4)

式中：F為總頂進(jìn)力，kN； F0為面盤抵抗力，kN； f為直線段單位長(zhǎng)度推進(jìn)抵抗力，kN/m； l1為曲線推進(jìn)終點(diǎn)至到達(dá)井之間的距離，m； l2為推進(jìn)井至第1個(gè)曲線推進(jìn)起點(diǎn)之間的距離，m； lc為曲線長(zhǎng)，m； n為曲線推進(jìn)段的管節(jié)數(shù)； K為各段推進(jìn)管節(jié)間的折角系數(shù)； η為曲線推進(jìn)與直線推進(jìn)之推進(jìn)阻力比率。

面盤抵抗力

F0=(pN+pe)·π·(Bs/2)2。

(5)

式中：pN為內(nèi)壓力，泥水平衡式pN=地下水壓+20kN/m2； pe為切削抵抗力，切削抵抗力=N值×10.0kN/m2，N值<15時(shí)取pe=150kN/m2，N值>50時(shí)取pe=500kN/m2； N為標(biāo)準(zhǔn)貫入度值； Bs為頂管機(jī)外徑，m。

曲線段頂進(jìn)力修正系數(shù)

(6)

(7)

直線段單位長(zhǎng)度推進(jìn)抵抗力

f=β2[(π·Bc·q+W)·μ’+π·Bc·c’]。

(8)

式中：μ’為管材與土體間的摩擦因數(shù)； β2為頂進(jìn)力折減系數(shù)(黏性土=0.35，砂質(zhì)土=0.45，砂礫土=0.60，固結(jié)土=0.35)； Bc為管材外徑，m； q為作用在管節(jié)上的分布荷重，kN/m2； W為單位長(zhǎng)度管節(jié)自重，kN/m； c’為管材與土體的黏聚力，N<10時(shí)c’=8kN/m2，N≥10時(shí)c’=5kN/m2。

管節(jié)上的分布荷重

(9)

式中：B1為1/2的土體松弛范圍，m； H為管頂土層高度，m； φ為土體內(nèi)摩擦角，(°)； K0=Terzaghi側(cè)向土壓力系數(shù)，K0=1-sinφ； c為土體黏聚力，kN/m2。

1/2的土體松弛范圍

(10)

式中：R0為擴(kuò)挖半徑，R0=(Bc+0.1)/2，m。

2.3頂進(jìn)力計(jì)算公式特點(diǎn)分析

上述2種計(jì)算公式中，《規(guī)范》的公式簡(jiǎn)單直觀，在成熟的直線頂進(jìn)力計(jì)算方法基礎(chǔ)上，通過(guò)改變曲線段頂進(jìn)力擴(kuò)大參數(shù)的取值來(lái)符合不同曲率半徑，適用于大多數(shù)工程，但是其摩阻力取值標(biāo)準(zhǔn)比較含糊，不同曲率的頂進(jìn)力附加系數(shù)取值標(biāo)準(zhǔn)有待進(jìn)一步討論確定。

JMTA推薦公式比較全面地考慮了管道在孔內(nèi)的受力情況，采用了廣泛認(rèn)同的馬斯頓土拱理論計(jì)算管節(jié)荷載，而不是管頂上方全部土柱的質(zhì)量，使得計(jì)算的頂進(jìn)力不致過(guò)高；各項(xiàng)參數(shù)意義明確，且對(duì)不同條件下的取值有清晰的建議。

這2種曲線頂管頂進(jìn)力算法各有優(yōu)點(diǎn)，但是都忽略了環(huán)空內(nèi)泥漿對(duì)管道的浮托作用。大量的工程實(shí)踐表明，在注漿充足的情況下，管道在開(kāi)挖空間內(nèi)呈漂浮狀態(tài)，與管壁的主要接觸面位于管節(jié)頂部，大大減小了摩擦面積[15]，這是頂管施工過(guò)程中頂進(jìn)力小于保守估算值的原因之一。

3　工程實(shí)例

3.1工程地質(zhì)條件

工程場(chǎng)地地層由上至下依次為填筑土、淤泥及淤泥質(zhì)土、黏性土、砂礫、淤泥質(zhì)土、粗(礫)砂，砂(礫)質(zhì)黏性土、殘積土、全風(fēng)化黑云母斑狀花崗巖和強(qiáng)風(fēng)化黑云母斑狀花崗巖。將地層勘察數(shù)據(jù)進(jìn)行整理，得到管段穿越的地層參數(shù)見(jiàn)表2。

表2　5#管與17#管管幕穿越的地層參數(shù)

3.2管幕計(jì)算參數(shù)

該工程管幕共有37根鋼管(0#管為試驗(yàn)管)，分別由兩端工作井始發(fā)，設(shè)計(jì)軌跡為曲線。曲線分為2段，從東向西依次是長(zhǎng)約88 m的緩和曲線段和長(zhǎng)約167 m的圓曲線段。根據(jù)實(shí)際施工情況，本文選取5#管與17#管的頂進(jìn)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析。5#管與17#管分別位于管幕的上部與下部，在管幕中的具體分布如圖1所示，各管幕軌跡曲線參數(shù)見(jiàn)表3。

管幕工程使用Q235鋼管，外徑1 620 mm，管長(zhǎng)4 m，壁厚20 mm，密度7 850 kg/m3，彈性模量210 GPa。

潤(rùn)滑泥漿在粗砂、礫砂層中，泥漿的馬氏漏斗黏度應(yīng)不低于60 s，配方為1 m3淡水+50 kg復(fù)合膨潤(rùn)土+0.8～1 kg PAC-HV。該減阻泥漿配方對(duì)于致密黏土、淤泥質(zhì)土均可適用，若地層滲透性較砂層更強(qiáng)，則考慮添加堵漏劑等材料。

表3　管幕軌跡參數(shù)

3.3頂進(jìn)力計(jì)算分析

將上述2種公式應(yīng)用于拱北隧道管幕工程5#管、17#管頂進(jìn)力計(jì)算。5#管、17#管分別位于管幕的上部和下部，工程地質(zhì)條件差異較大。5#管在③-1淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土層中頂進(jìn)；17#管先后穿越黏性土層和砂層(前200 m主要在⑤-3淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土中掘進(jìn)，后57 m主要穿越⑥-2中砂—粗砂地層)，頂進(jìn)力的變化具有代表性。為簡(jiǎn)化計(jì)算，作如下假設(shè)：

1)管節(jié)偏角與設(shè)計(jì)相符；

2)統(tǒng)計(jì)并加權(quán)平均各地層勘察結(jié)果后，地下水位以下土體平均重度取19.3 kN/m3，地下水位以上土體平均重度取18 kN/m3；

3)孔壁在頂進(jìn)過(guò)程中保持穩(wěn)定，泥漿潤(rùn)滑效果良好，單位面積摩阻力和摩擦因數(shù)可取最小值。

各管幕計(jì)算參數(shù)按表4(《規(guī)范》公式)和表5(JMTA公式)選取。2種計(jì)算公式中，在統(tǒng)一地層條件下頂進(jìn)力都隨著頂進(jìn)距離的增加呈現(xiàn)近似線性的增長(zhǎng)(如圖2和圖3所示)，但均遠(yuǎn)大于實(shí)際頂進(jìn)力；兩管幕在不同的條件下，JMTA公式頂進(jìn)力增長(zhǎng)速度均大于《規(guī)范》公式，但在迎面阻力的計(jì)算上，JMTA公式似乎更符合實(shí)際情況，在地層發(fā)生變化時(shí)頂進(jìn)力曲線也更平緩(見(jiàn)圖3)。

表4　《規(guī)范》公式計(jì)算參數(shù)

注：砂土采用水土分算，黏性土采用水土合算。

表5　JMTA公式計(jì)算參數(shù)

圖2　5#管幕實(shí)際頂進(jìn)力與不同公式頂進(jìn)力計(jì)算值對(duì)比

Fig. 2Comparison among actual jacking force of Pipe No. 5 and calculated results by different formulas

頂進(jìn)力計(jì)算主要與切削刀盤的迎面阻力和管壁與土體之間的摩阻力2部分有關(guān)，所以，本節(jié)的分析也由這2部分入手，評(píng)價(jià)各個(gè)經(jīng)驗(yàn)公式中這2部分的計(jì)算值，分析產(chǎn)生偏差的原因。

圖3　17#管幕實(shí)際頂進(jìn)力與不同公式頂進(jìn)力計(jì)算值對(duì)比

Fig. 3Comparison among actual jacking force of Pipe No. 17 and calculated results by different formulas

3.3.1切削刀盤迎面阻力

刀盤的迎面阻力反映了刀盤切入土體時(shí)的難易程度，影響了初始頂進(jìn)力的大小與沿途摩阻力的計(jì)算。在討論時(shí)，選取實(shí)測(cè)值的初始頂進(jìn)力作為迎面阻力的標(biāo)準(zhǔn)，實(shí)測(cè)的開(kāi)挖艙壓力因受諸多因素的影響，并不能準(zhǔn)確地反映刀盤的受力。根據(jù)施工現(xiàn)場(chǎng)的經(jīng)驗(yàn)，迎面阻力在整個(gè)頂進(jìn)過(guò)程中變化不大。各公式切削刀盤迎面阻力計(jì)算值與實(shí)際值對(duì)比見(jiàn)表6。

表6　各公式切削刀盤迎面阻力計(jì)算值與實(shí)際值對(duì)比

在2種計(jì)算公式中，JMTA公式計(jì)算迎面阻力與實(shí)際值最為接近，《規(guī)范》公式使用了被動(dòng)土壓力計(jì)算迎面阻力而較實(shí)測(cè)值偏大很多，尤其是在砂層中受內(nèi)摩擦角的影響，被動(dòng)土壓力系數(shù)是黏土層的約4倍。由此分析實(shí)際的切削面受泥漿壓力支撐，在合適的切削速度和排漿泵量的配合下，切削面處于動(dòng)態(tài)穩(wěn)定狀態(tài)，直接取被動(dòng)土壓計(jì)算是過(guò)于保守的。

3.3.2摩阻力

在頂進(jìn)阻力的組成部分中，管壁與土體之間的摩阻力占最為主要的部分，因此，如何正確地計(jì)算摩阻力就顯得尤為重要。根據(jù)圖2和圖3，實(shí)際頂進(jìn)力在前50 m的增長(zhǎng)幅度明顯大于后50 m，在推進(jìn)前50 m左右都出現(xiàn)了拐點(diǎn)。因此，采用各公式黏土層摩阻力對(duì)實(shí)測(cè)值50 m前后的摩阻力值分別取平均值進(jìn)行比較，見(jiàn)表7。

表7管土摩阻力計(jì)算值與實(shí)際值對(duì)比

Table 7Comparison among actual soil-pipe friction and calculated results by different formulaskN/m2

根據(jù)表7的計(jì)算結(jié)果，《規(guī)范》公式摩阻力取值以經(jīng)驗(yàn)判斷為標(biāo)準(zhǔn)，比較符合實(shí)際情況，在淺部土體稍大于實(shí)測(cè)值，而在埋管較深、頂進(jìn)距離大于50 m后與實(shí)際吻合較好。推測(cè)由于埋深較淺時(shí)管周土壓力較小，開(kāi)挖后土體在泥漿作用下可以自立，管道僅與土體局部接觸，摩擦面積很小，這種情況十分理想，但還缺乏普遍性。另外，這一情況也在一定程度上指出該公式在淺層施工中更偏于保守。

JMTA公式在2種埋深與土體條件下計(jì)算摩阻力都大于《規(guī)范》公式。由于考慮了土拱效應(yīng)，埋管較深的17#管計(jì)算得出的管頂土壓力反而會(huì)小于5#管。在砂層中的計(jì)算值較黏土層偏差更大。以17#管為例，黏土層中摩阻力計(jì)算值約為實(shí)際值的2倍，而砂層中約為實(shí)際值的2.4倍。JMTA公式認(rèn)為除了曲線段在推進(jìn)時(shí)會(huì)增加摩阻力外，過(guò)了曲線段之后的管節(jié)對(duì)曲線段管節(jié)的反力也會(huì)大大增加摩阻力，這一計(jì)算方式在考慮整段管線的受力時(shí)更為合理，但實(shí)際操作時(shí)會(huì)產(chǎn)生摩阻力反復(fù)疊加，從而使總頂進(jìn)力過(guò)大的現(xiàn)象。

2種公式的計(jì)算結(jié)果都出現(xiàn)了例外，17#管50 m前的計(jì)算值均小于摩阻力平均值。推測(cè)在埋管較深時(shí)頂進(jìn)前50 m泥漿套未充分發(fā)揮作用，管頂土壓力較大，摩阻力值較高(9.242 kN/m2)，待泥漿套完整后土壓力受泥漿壓力平衡，摩阻力隨即降低(2.072 kN/m2)。

2種公式都將管壁與土體單位面積摩阻力值以一個(gè)常量計(jì)算，沒(méi)有考慮到觸變泥漿的減阻作用，而實(shí)際施工過(guò)程中摩阻力是隨著頂進(jìn)距離的增加而不斷變化的，隨著向頂管機(jī)頭后方環(huán)空內(nèi)注漿的持續(xù)進(jìn)行，泥漿套會(huì)逐漸趨于完整，管壁的平均摩阻力會(huì)繼續(xù)下降。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)情況，在泥漿性能可靠的情況下，單位面積摩阻力可降至1 kN/m2，在淺埋深的頂管施工中甚至更低。

4　結(jié)論與討論

本文依托港珠澳大橋工程珠海連接線拱北隧道頂管管幕工程，以國(guó)內(nèi)外的2種計(jì)算公式——《給水排水管道工程施工及驗(yàn)收規(guī)范》(簡(jiǎn)稱《規(guī)范》)公式與日本下水道管渠推進(jìn)技術(shù)協(xié)會(huì)(JMTA)公式為例，探討了曲線頂管頂進(jìn)力的計(jì)算結(jié)果與實(shí)際頂進(jìn)力規(guī)律的差異，得出以下結(jié)論。

1)在淺部、均一的地層條件下頂進(jìn)力的變化平穩(wěn)，而在深部、復(fù)雜的地層條件下頂進(jìn)力處于動(dòng)態(tài)變化之中，發(fā)生地層變換時(shí)管土摩阻力會(huì)發(fā)生明顯變化。

2)《規(guī)范》經(jīng)驗(yàn)公式中的摩阻力計(jì)算比較貼近實(shí)際情況，在黏土層和砂層中都基本適用。JMTA公式均偏大，其主要原因是JMTA公式采用的管土摩擦因數(shù)接近無(wú)潤(rùn)滑的狀態(tài)，且在淺層的頂管案例中偏差更為嚴(yán)重，可能是由于淺部淤泥質(zhì)土層中土拱理論不適用導(dǎo)致的。此外，JMTA公式的曲線段附加摩阻力計(jì)算方法與前部管道的頂進(jìn)力有關(guān)，在長(zhǎng)曲線段計(jì)算時(shí)會(huì)出現(xiàn)反復(fù)疊加的異常增大現(xiàn)象。JMTA公式的迎面阻力計(jì)算值較實(shí)際值偏大1/3～2/3，而《規(guī)范》公式的迎面阻力計(jì)算值較實(shí)際值偏大2～4倍，直接采用開(kāi)挖面的被動(dòng)土壓力計(jì)算迎面阻力是偏保守的，實(shí)際使用時(shí)應(yīng)進(jìn)行折減。

3)頂進(jìn)力與泥漿潤(rùn)滑有密切的關(guān)系，這是由于泥漿潤(rùn)滑、穩(wěn)定土體和浮托管道引起的。在形成穩(wěn)定的泥漿套過(guò)程中，管壁單位面積摩阻力會(huì)逐漸下降，出現(xiàn)小于1 kN/m2的情況。泥漿的存在不僅減小了管道外壁與土體間的摩擦因數(shù)，而且通過(guò)滲入周圍土體形成混合的泥漿套包裹管道，減小了作用在管道上的土壓力。然而，在頂進(jìn)距離不足50 m時(shí)，觀察到泥漿套未完全形成狀態(tài)下的管土摩阻力可達(dá)到泥漿套穩(wěn)定狀態(tài)下摩阻力值的2～4倍。

伴隨著泥水平衡頂管機(jī)與泥漿減阻技術(shù)的發(fā)展，實(shí)際頂管工程中需要的頂進(jìn)力會(huì)不斷減小，頂進(jìn)力估算中各參數(shù)也愈發(fā)依賴地區(qū)經(jīng)驗(yàn)結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)確定。在泥漿套的作用下，曲線段管節(jié)受力與理論存在較大差異，曲線段頂進(jìn)力的合理推導(dǎo)與修正仍需要進(jìn)一步研究。

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Analysis of Jacking Force of Curved Pipe Jacking in Gongbei Tunnel

TAN Lixin, ZHANG Peng, XIE Hongming, MA Baosong

(Faculty of Engineering, China University of Geosciences, Wuhan 430074, Hubei, China)

The pipe curtain retaining method of curved pipe jacking is applied to the construction of mined section of Gongbei Tunnel, which is a significant part of Hong Kong-Zhuhai-Macao Bridge Connecting Project. The estimation of total jacking force in curved alignment still remains its necessity and difficulty especially when driving in complex ground. A total of 37 steel pipelines with diameter of 1 620 mm and average length of 255 m are installed around the tunnel section as an advance support. Two different calculation methods, including an empirical formula and a theoretical formula are used to estimate the jacking force and compare with the in-site driving force. The results indicate that: 1) The friction force calculated by empirical formula coincides with actual friction force in deep buried condition; however, it is larger than actual friction force in shallow silty ground. 2) Compared with the measured penetration load, the calculated passive earth pressure is more conservative. 3) The slurry shows a significant influence on the jacking force, but not so obvious in the initial stage of jacking; however, when a continuous and complete slurry jacket is formed, the friction force reduces (lower than 1 kN/m2).

Hong Kong-Zhuhai-Macao Bridge; Gongbei Tunnel; curved pipe jacking; jacking force; penetration load; frictional resistance

2016-01-04;

2016-03-17

談力昕(1992—)，男，江蘇常州人，中國(guó)地質(zhì)大學(xué)(武漢)地質(zhì)工程專業(yè)在讀碩士，主要研究方向?yàn)轫敼芘c非開(kāi)挖工程的設(shè)計(jì)。E-mail：1245210321@qq.com。

10.3973/j.issn.1672-741X.2016.08.009

U 455

A

1672-741X(2016)08-0947-06