淺埋矩形頂管群密貼施工的頂推力分析研究

賀善寧, 豆小天, 趙李勇, 崔現(xiàn)慧, 王晉波, 寶青峰

(1. 中鐵隧道局集團(tuán)有限公司， 廣東 廣州 511458； 2. 中鐵隧道集團(tuán)二處有限公司， 河北 三河 065201)

0 引言

近年來，我國的頂管工程越來越多，矩形、類矩形頂管的應(yīng)用越來越廣泛。國內(nèi)外學(xué)者對此也進(jìn)行了大量研究，其中，關(guān)于頂管頂推力、摩阻力、土倉壓力和減摩泥漿等的研究取得了大量成果。彭立敏等[1]通過討論現(xiàn)代矩形頂管工藝技術(shù)與環(huán)境適應(yīng)性，從理論、設(shè)計、施工3個角度對頂推力進(jìn)行了研究與展望。文獻(xiàn)[2-4]主要對頂管減摩泥漿展開研究，分別從泥漿觸變性、泥漿套形態(tài)和物理性質(zhì)等多個角度對其進(jìn)行研究，得出減摩泥漿對頂管頂推力的影響程度；同時，李方楠等[5]從注漿壓力的角度出發(fā)，研究了頂推力引起的周圍土體豎向位移的計算方法。文獻(xiàn)[6-7]依托實際工程，分別從開挖面主動土壓力、頂程、頂進(jìn)曲率及管土摩阻力系數(shù)等多個方面對頂管頂推力進(jìn)行估算及驗證。張治國等[8]基于層狀體系解析剛度矩陣?yán)碚摻?，提出頂管施工正面附加推力、管土摩擦力以及共同作用力引起的附加荷載計算方法。文獻(xiàn)[9-11]主要對受施工擾動的土體變形進(jìn)行研究，分別得出頂進(jìn)過程中的地層損失、土體變形計算公式及土體擾動理論。在矩形、類矩形頂管方面，文獻(xiàn)[12-13]從土體變形規(guī)律角度出發(fā)，分析矩形頂管的工程環(huán)境影響。文獻(xiàn)[14-15]分別研究了類矩形頂管的摩阻力計算方法及基于普氏理論的頂推力估算方法。

綜上，國內(nèi)學(xué)者在頂管領(lǐng)域進(jìn)行了大量理論研究與工程實踐工作，取得了大量的研究成果，但上述研究中，針對淺埋矩形頂管密貼隧道群頂推力發(fā)展規(guī)律的研究并不多。因此，本文在現(xiàn)有頂管頂推力理論基礎(chǔ)上，依托試驗工程的7個施工工況，從多個角度對頂管頂推力及其影響進(jìn)行分析，以期為給類似工程的研究、設(shè)計和施工提供參考。

1 頂管頂推力計算理論

矩形頂管的頂推力通常由刀盤迎面阻力和管土摩阻力2部分組成，其中，管土摩阻力對頂推力的大小起控制作用。頂推力通常按式(1)計算。

Fp=πD0lfk+NF[16]。

(1)

式中：Fp為頂推力，kN；D0為管節(jié)直徑，m；l為管節(jié)設(shè)計頂程，m；fk為管節(jié)外壁與土體的單位面積摩阻力，kN/m2，通過試驗確定，對于采用減摩泥漿的摩阻力宜按表1選用；NF為頂管機的迎面阻力,kN(不同類型頂管機的迎面阻力按表2選用)。

表1采用減摩泥漿的管土單位面積平均摩阻力[16]

Table 1 Average frictional resistance of pipe and soil per unit area by using lubricating mud[16]kN/m2

注： 當(dāng)減摩泥漿技術(shù)成熟可靠、管節(jié)外壁能形成和保持穩(wěn)定、連續(xù)的泥漿套時，可直接取3.0～5.0 kN/m2。

表2頂管迎面阻力的計算公式

Table 2 Formulas for calculating heading resistance of pipe jacking

頂進(jìn)方式 迎面阻力/kN式中符號敞開式NF=π(Dg-t)tRt為工具管刃腳厚度,m擠壓式NF=π4D2g(1-e)Re為開口率網(wǎng)格擠壓NF=π4D2gαRα為網(wǎng)格截面參數(shù),取0.6～1.0氣壓平衡NF=π4D2g(αR+pn)pn為氣壓強度,kN/m2 土壓平衡、泥水平衡NF=π4D2gpp為控制土壓力

注：Dg為頂管機外徑，mm；R為擠壓阻力，取R=300～500 kN/m2。

2 試驗工程概況

2.1 試驗工程背景

本文依托的試驗工程為我國首個頂管法地下停車場項目，地下停車場規(guī)模為34.2 m×85.8 m(寬×長)，屬地下1層結(jié)構(gòu)，總占地建筑面積約3 288 m2，停車約93輛，每個車位建筑面積約占35.35 m2，如圖1所示。

圖1 試驗工程平面示意圖Fig. 1 Plan of case project

工程位于中鐵工程裝備集團(tuán)綜合辦公大樓前的停車場內(nèi)，場地開闊，北側(cè)為綜合辦公樓，南側(cè)為技術(shù)中心，西側(cè)為聯(lián)合廠房，東側(cè)為經(jīng)濟(jì)開發(fā)區(qū)第6大街。場區(qū)管線埋置較少，調(diào)查期間未發(fā)現(xiàn)燃?xì)?、熱力管線及軍用光纜敷設(shè)，僅埋設(shè)少量給、排水管，消防管道及電力線路等，且埋深較淺，對頂管施工段無影響。

本次施工擬采用頂管法施工，東端為頂管始發(fā)井，寬12.0 m，西端為頂管接收井，寬11.15 m，工作井深為9.5 m，頂進(jìn)長度為62.7 m，采用1臺5.00 m×5.70 m頂管機頂推中間5跨，其余2個邊跨待頂管機改裝斷面為5.00 m×2.85 m后再分別從東往西頂進(jìn)，如圖2所示。

(a) 試驗工程斷面示意圖

(b) 組合式矩形頂管機

(c) 隧道施工工序

相鄰頂管之間通過特制的導(dǎo)向槽連接，導(dǎo)向槽具有一定的約束限位功能； 同時，為了保證相鄰頂管不因姿態(tài)調(diào)整相互影響，相鄰頂管之間預(yù)留10 cm左右的間隙，保證減摩泥漿的注入及均衡頂推力。

2.2 工程地質(zhì)條件

工程場地地層主要由人工填土、粉砂、粉土和粉質(zhì)黏土組成，主要巖土參數(shù)見表3。

表3 主要巖土參數(shù)

3 頂推力分析

3.1 頂進(jìn)工況

該試驗工程共含有7條頂管隧道，采用統(tǒng)一組合式頂管機進(jìn)行施工，但分別加以不同的施工條件，具體工況如表4所示。

表4 各工況施工條件Table 4 Various working conditions

實際施工過程中，工況②和工況⑤出現(xiàn)頂管背土現(xiàn)象，工況⑦出現(xiàn)頂管姿態(tài)異常，其余工況均正常掘進(jìn)，如圖3所示。

工況②和工況⑤發(fā)生背土的主要原因是管節(jié)正上方的土體受施工擾動影響，自身結(jié)構(gòu)破壞，抗剪強度明顯降低。同時,淺埋矩形頂管與傳統(tǒng)埋深較大的矩形頂管工程不同，淺埋矩形頂管正上方土體更易被擾動和破壞[17]。

(a) 頂管背土

(b) 姿態(tài)異常引發(fā)的錯臺

工況⑦出現(xiàn)姿態(tài)異常的主要原因是,頂管機“一分為二”后的斷面尺寸變?yōu)?.00 m×2.85 m(高×寬)，其埋深僅3.00 m，對姿態(tài)控制的要求較高，且該類工程一旦姿態(tài)異常，糾偏難度較大。

3.2 頂推力理論計算

3.2.1 單洞刀盤迎面阻力

在頂管頂進(jìn)過程中，保持土倉壓力與前端土壓力平衡是防止地表隆沉的重要控制措施。參考本工程的地勘資料可知，取靜止土壓力系數(shù)K0=0.40，土的容重γ=16.8 kN/m3，覆土深度3.0 m，頂管機尺寸5.70×5.00 m(寬×高)。土倉壓力為

p′=K0×γ×H0=0.40×16.8 kN/m3×5.5 m=36.96 kPa[16]。

(2)

式中：p′為土倉壓力;H0為地面距掘進(jìn)機土倉壓力合理作用點的深度，m。

由于現(xiàn)有的頂管推力理論公式均按照圓形頂管計算，本文在現(xiàn)有計算理論基礎(chǔ)上進(jìn)行推廣。工況①—⑤的刀盤迎阻力可表示為

NF1=A·p′=5.0 m×5.7 m×36.96 kPa=1 053.36 kN。

(3)

式中A為頂管機迎土面積，m2。

工況⑥—⑦的刀盤迎面阻力可表示為

NF2=A·p′=5.0 m×2.85 m×36.96 kPa=526.68 kN。

(4)

3.2.2 單個管節(jié)的管土摩阻力

管土摩阻力是頂管頂推力最重要的組成部分。沿用圓形頂管摩阻力計算公式，將圓形管節(jié)周長用矩形頂管周長替代進(jìn)行估算[16]。理論上，后頂進(jìn)管節(jié)一側(cè)的摩阻力應(yīng)小于另一側(cè)，但在實際施工中，相鄰頂管的特殊導(dǎo)向槽、預(yù)留間隙與減摩泥漿等在接觸側(cè)有著很好的側(cè)土壓力傳遞，后續(xù)管節(jié)所承受的側(cè)向壓力仍為理論上的側(cè)土壓力，摩擦介質(zhì)仍為減摩泥漿。因此，本文進(jìn)行了適當(dāng)?shù)哪Ｐ秃喕?，假設(shè)相鄰頂管接觸側(cè)的摩阻力與另一側(cè)一致。

單個管節(jié)長為1.5 m，根據(jù)現(xiàn)場試驗結(jié)果，管節(jié)外壁與土體單位面積平均摩阻力分別取6.4 kN/m2(工況①，無減摩泥漿)、4.3 kN/m2(工況②—⑦，有減摩泥漿)。則工況①單個管節(jié)摩阻力為

Ff1=L0lfk=21.4 m×1.5 m×6.4 kN/m2=205.44 kN。

(5)

工況②—⑤為

Ff2=L0lfk=21.4 m×1.5 m×4.3 kN/m2=138.03 kN。

(6)

工況⑥—⑦為

Ff3=L0lfk=15.7 m×1.5 m×4.3 kN/m2=101.65 kN。

(7)

式(5)—(7)中：L0為設(shè)備周長,m。工況①—⑤中，L0=(5 m+5.7 m)×2,工況⑥—⑦中，L0=(5 m+2.85 m)×2。

3.2.3 各工況的頂推力

當(dāng)各工況頂進(jìn)節(jié)數(shù)為X時，由式(2)—(7)可推得各工況的頂推力Fp為

(8)

3.3 頂推力實測統(tǒng)計

按照既定工況逐個施工隧道1#—7#，以單個管節(jié)剛好頂入地層為數(shù)據(jù)采集節(jié)點，并記錄此時的頂管實時推進(jìn)力，統(tǒng)計結(jié)果如圖4所示。

圖4 各工況頂推力實測統(tǒng)計圖(單位： kN)

Fig. 4 Curves of actual thrust force of each working condition (unit: kN)

3.4 對比分析

3.4.1 理論與實測對比

1)分別提取1#隧道工況①的實測值與理論值對比，如圖5所示。

圖5 工況①的理論、實測數(shù)據(jù)對比圖

Fig. 5 Comparison between theoretical and measured data in working condition 1

由圖5可知： ①實測值與理論值發(fā)展規(guī)律基本一致；但受實際工程中姿態(tài)控制、掘進(jìn)參數(shù)和土倉壓力等因素綜合影響，實測值具有一定波動； ②實測最大頂推力為8 023.5 kN，理論最大推力為9 476.4 kN，實測值較理論值小約15.0%； ③實測每節(jié)頂推力平均值為160.7 kN，理論值為每節(jié)205.44 kN，實測值較理論值小約21.8%。

2)分別提取2#—5#隧道工況②—⑤的實測值與理論值，如圖6及表5所示。

圖6 工況②—⑤理論、實測數(shù)據(jù)對比圖

Fig. 6 Comparison between theoretical and measured data in working conditions 2 to 5

表5工況②—⑤實測、理論值對比

Table 5 Comparison between measured and theoretical value in Working conditions 2 to 5

工況實測最大值/kN理論最大值/kN對比/%實測每節(jié)推力/kN理論每節(jié)推力/kN對比/%②7 866.6③7 160.7④7 272.0⑤8 057.76 712.66 712.66 712.66 712.617.2156.26.7144.88.3148.520.0167.3138.0138.0138.0138.013.24.97.621.2

由圖6和表5可知： 工況②—⑤的實測值與理論值的發(fā)展規(guī)律基本一致； 工況②—⑤實測的最大頂推力和每節(jié)頂推力均比理論值大，其中最大頂推力平均大約13.1%，每節(jié)頂推力平均大約11.7%。

3)分別提取6#—7#隧道工況⑥—⑦的實測值與理論值對比，如圖7所示。

圖7 工況⑥—⑦理論、實測數(shù)據(jù)對比圖

Fig. 7 Comparison between theoretical and measured data in working conditions 6 and 7

由圖7可知： 工況⑥的實測值與理論值的發(fā)展規(guī)律基本一致，工況⑦的實測值波動較大，且存在頂推力急速下降的情況； 工況⑥的實測最大頂推力為5 775.0 kN，理論最大推力為4 694.3 kN，實測值比理論值大約23.0%；工況⑦的實測最大頂推力為4 680.0 kN，實測值與理論值基本一致； 工況⑥—⑦的實測每節(jié)頂推力平均增加量為126.3 kN，實測值較理論值小約20.5%。

3.4.2 不同工況對比

分別提取1#隧道實測值、2#—5#隧道實測值及6#、7#隧道實測值進(jìn)行對比，如圖8所示。

圖8不同工況的實測數(shù)據(jù)對比圖

Fig. 8 Comparison between measured data in different working conditions

由圖8可知： 1#隧道實測值(工況①)、6#和7#隧道實測平均值(工況⑥、⑦)包含的工況較少，因此，頂推力受施工因素影響較大，表現(xiàn)出較大的波動； 工況②—⑤對應(yīng)4條隧道的頂推力平均值，削弱了施工因素影響，頂推力規(guī)律性較好，與理論值吻合度較高。

4 頂推力影響分析

4.1 注漿減摩對推力的影響

注漿減摩在頂管中是一個非常重要的環(huán)節(jié)，尤其是在長距離、曲線頂管中，它是頂管成功與否的關(guān)鍵。

摩擦可以分滑動摩擦和滾動摩擦2類，而頂管中管節(jié)與土體表面的摩擦屬于滑動摩擦?；瑒幽Σ劣懈赡Σ梁蜐駶櫮Σ?種，頂管中的摩擦應(yīng)屬于后一種。濕潤摩擦的前提是滑動面必須是非滲透性材料，即該材料有不吸水性。如果在使用過程中，該材料得不到及時的水分補充，那么濕潤摩擦就向干摩擦轉(zhuǎn)化。濕潤摩擦的摩擦因數(shù)通常比干摩擦小得多。

頂管施工過程中，如果注入的潤滑漿能在管節(jié)的外圍形成一個比較完整的漿套，則其減摩效果將是十分令人滿意的。但隨著距離的增長，這一段管節(jié)在經(jīng)過不同的土質(zhì)時，推力上升得很快，中繼間的推力也不得不提高。一旦推力超過混凝土管所能承受的極限時，混凝土管節(jié)就有可能被破壞。如果是這樣，工程就有報廢的可能。當(dāng)然，出現(xiàn)這種情況的原因可能是多種多樣的，但是起到潤滑減摩作用的漿套無法形成或無法完全形成則可能是主要的原因之一。因此，長距離頂管施工過程中，必須要十分謹(jǐn)慎地選擇注漿材料，完善注漿工藝。

目前，常用的頂管注漿潤滑材料有2類： 一類是以膨潤土為主； 另一類則是人工合成的高分子材料。本項目使用的是第1類，由表4可以看到，1#頂管隧道在掘進(jìn)過程中未使用注漿減摩，而2#—5#隧道使用了注漿減摩。對比圖4和圖8中幾條隧道的頂進(jìn)推力可知： 1)頂管機始發(fā)后，隨著隧道頂進(jìn)的深入，工況②—⑤的平均頂推力明顯小于工況①； 2)從原始數(shù)據(jù)上看，工況①未使用注漿減摩，每向前頂進(jìn)一節(jié)，推力增加205.16 kN(前20節(jié)平均值)，而工況②—⑤推力增加126.84 kN(前20節(jié)平均值)，減摩泥漿減小頂推力比例約38.2%。由此可知，注漿減摩在降低掘進(jìn)頂推力方面有著顯著的作用。

4.2 背土對推力的影響

實際工況中，2#、5#隧道在頂進(jìn)過程中出現(xiàn)了背土現(xiàn)象，2#、5#隧道平均頂推力與3#、4#隧道平均推力情況對比如圖9所示[18]。

圖9 受背土影響的頂推力對比圖

Fig. 9 Comparison of thrust force affected by carrying-soil among different tunnels

由圖9可知： 1)就前20環(huán)而言，工況②、工況⑤未出現(xiàn)頂管背土，因此，工況②、工況⑤頂推力實測平均值僅略高于工況③、工況④實測平均值； 2)頂進(jìn)20環(huán)以后，出現(xiàn)頂管背土現(xiàn)象，工況②、工況⑤實測平均值開始明顯大于工況③、工況④實測平均值； 3)出現(xiàn)頂管背土現(xiàn)象后，工況②、工況⑤實測每節(jié)頂推力平均值為200.54 kN，工況③、工況④實測每節(jié)頂推力平均值為171.89 kN；因此，由背土引起每節(jié)頂推力增加約16.7%。

4.3 頂管機姿態(tài)對推力的影響

6#、7#隧道斷面為5.00 m×2.85 m(高×寬)，由于頂管高度是其寬的1.75倍，重心偏高。在頂進(jìn)過程中，姿態(tài)(水平偏差、垂直偏差和滾動角)很容易發(fā)生異常。受頂管姿態(tài)影響的頂推力對比如圖10所示。

圖10受姿態(tài)影響的頂推力對比圖

Fig. 10 Comparison of thrust force affected by altitude deviation between two tunnels

由圖10可知： 1)相比工況⑥順利推進(jìn)，工況⑦的姿態(tài)在15環(huán)出現(xiàn)異常后，頂推力出現(xiàn)急劇波動； 2)當(dāng)掘進(jìn)至第28環(huán)位置時，實測值較理論值差值為1 805.1 kN，該差值相當(dāng)于17.8節(jié)頂管(單節(jié)理論推力為101.65 kN)的理論推力增量(扣除刀盤迎面阻力)； 3)當(dāng)掘進(jìn)至第28環(huán)位置時，通過釋放一側(cè)土體約束的方式調(diào)整姿態(tài)，至32環(huán)位置，頂推力開始逐漸趨于穩(wěn)定。

5 結(jié)論與討論

本文以頂管頂推力理論為基礎(chǔ)，依托我國首個頂管法施工的地下停車場試驗工程，設(shè)置7個施工工況，進(jìn)行頂推力理論、實測的對比分析。同時，分別從減摩泥漿、頂管背土效應(yīng)、頂管姿態(tài)等3個角度分析其對頂管頂推力的影響。

1)頂管頂推力的實測值與理論值在規(guī)律上基本一致，正常掘進(jìn)條件下，前20環(huán)的實測頂推力平均值均較理論值偏大。

2)本試驗工程，工況①的實測頂推力平均值為160.7 kN/節(jié)，實測值較理論值小約21.8%；工況②—⑤的實測最大頂推力、實測每節(jié)頂推力均比理論值大，其中，最大頂推力平均大約13.1%，每節(jié)頂推力平均大11.7%。工況⑥—⑦的實測頂推力平均增加量126.3 kN/節(jié)，實測值較理論值小約20.5%。

3)工況①(未使用減摩泥漿)，頂推力增加量205.16 kN/節(jié)(前20節(jié)平均值)，而工況②—⑤推力增加126.84 kN/節(jié)(前20節(jié)平均值)，減摩泥漿減小頂推力比例約38.2%，減摩效果顯著。

4)頂管背土與頂管姿態(tài)對頂推力的影響作用明顯。其中，本試驗工程工況②、工況⑤由背土引起每節(jié)頂推力增加約16.7%；工況⑥、工況⑦由于頂管姿態(tài)影響，引起實測值較理論值偏大1 805.1 kN，相當(dāng)于17.8節(jié)理論推力增量(扣除刀盤迎面阻力)。

國內(nèi)外對淺埋矩形頂管頂推力的認(rèn)識與研究較多，但目前仍主要依靠經(jīng)驗估算，本文依托實際工程針對頂推力的發(fā)展規(guī)律進(jìn)行了分析研究，但文中提出的規(guī)律也存在一些缺陷： 1)規(guī)律分析的深度不夠，針對“減摩泥漿”“背土”“姿態(tài)異常”等負(fù)面因素的影響規(guī)律研究不足； 2)規(guī)律的適應(yīng)性尚需進(jìn)一步驗證。頂推力的發(fā)展規(guī)律與各因素的影響分析是下一步的研究內(nèi)容。文中得出的各項頂推力數(shù)值規(guī)律為基于依托工程施工實踐總結(jié)得出，僅為類似頂管工程的研究提供參考。