蘇州城北路大斷面矩形頂管頂力計(jì)算與實(shí)測(cè)分析

薛青松

(中鐵二十局集團(tuán)第一工程有限公司， 江蘇 蘇州 215151)

0 引言

近十年來(lái)，矩形頂管技術(shù)的進(jìn)步十分顯著[1]，大斷面矩形頂管在工程中的應(yīng)用越來(lái)越多，但關(guān)于大斷面矩形頂管的設(shè)計(jì)理念尚不成熟。當(dāng)前矩形頂管建設(shè)施工主要依據(jù)《頂管施工技術(shù)及驗(yàn)收規(guī)范(試行)》[2]和《給水排水工程頂管技術(shù)規(guī)程》[3]，針對(duì)矩形頂管施工方法及設(shè)計(jì)的規(guī)范，如《矩形頂管工程技術(shù)規(guī)程》、《綜合管廊矩形頂管工程技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》，正處于征求意見(jiàn)階段。頂管頂力作為頂進(jìn)設(shè)計(jì)的重要參數(shù)，也沒(méi)有統(tǒng)一的國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)計(jì)算公式。

當(dāng)前，國(guó)內(nèi)外的學(xué)者對(duì)于矩形頂管頂力的研究還不夠完善，矩形頂管頂力的計(jì)算思路主要基于圓形頂管。頂管頂力計(jì)算中的摩阻力計(jì)算公式主要是基于Haslem提出的挖掘面穩(wěn)定假設(shè)[4]和O'Reilly等提出的管土全接觸假設(shè)[5]?；谝陨侠碚撏茖?dǎo)出的公式形式上基本可以分為3類(lèi)： 理論公式、半經(jīng)驗(yàn)公式和經(jīng)驗(yàn)公式[6]。其中，林越翔等[7]通過(guò)分析已有矩形頂管管壁摩阻力計(jì)算公式，運(yùn)用普氏壓力拱理論和土柱理論，通過(guò)對(duì)圓角部分進(jìn)行積分，推導(dǎo)了深埋和淺埋仿矩形頂管管壁摩阻力的計(jì)算公式； 熊翦[8]基于卸荷拱理論探討了在埋深較大條件下矩形頂管的頂力計(jì)算方法； 馮超[9]運(yùn)用修正的太沙基理論，推導(dǎo)了矩形頂管理論頂力計(jì)算公式。

本文在研究現(xiàn)有計(jì)算模型及存在問(wèn)題的基礎(chǔ)上，結(jié)合矩形頂管的特殊性探究大斷面矩形頂管頂力計(jì)算模型。在比爾鮑曼理論、管土與管漿部分接觸理論基礎(chǔ)上修正改進(jìn)，充分考慮泥漿對(duì)管節(jié)浮力的影響，推導(dǎo)出大斷面矩形頂管的頂力計(jì)算方法，并依托蘇州城北路大斷面矩形頂管工程案例，對(duì)比分析計(jì)算值與實(shí)測(cè)值，驗(yàn)證計(jì)算模型的科學(xué)性與合理性。

1 現(xiàn)有計(jì)算模型研究及存在問(wèn)題

1.1 垂直土壓力模型

垂直土壓力模型是頂管頂進(jìn)計(jì)算中的關(guān)鍵因素。矩形頂管相較于圓形頂管更易產(chǎn)生滑裂面，不易形成壓力拱，因此，目前采用的太沙基、馬斯頓等垂直土壓力計(jì)算模型不適用于大斷面矩形頂管垂直土壓力計(jì)算。

1.2 未考慮管節(jié)在泥漿中的狀態(tài)

膨潤(rùn)土泥漿在管土之間形成的泥漿套對(duì)管道有一定的托浮力，管道在泥漿中有3種存在狀態(tài)，即下沉、懸浮和上浮。假設(shè)注入的泥漿均勻且沒(méi)有壓縮性，取蘇州3個(gè)頂管施工案例進(jìn)行計(jì)算，各案例管節(jié)所受泥漿浮力如表1所示。由此可以確定，大斷面矩形頂管在頂進(jìn)過(guò)程中, 泥漿浮力大于管節(jié)的重力，且隨著管節(jié)斷面面積的增大，泥漿浮力與管節(jié)的重力差距增大。

表1 部分頂管案例管節(jié)所受泥漿浮力

1.3 未考慮頂管機(jī)機(jī)頭摩阻力

目前在一些規(guī)范和頂力計(jì)算公式中，通常忽略了頂管機(jī)機(jī)殼的摩阻力，或?qū)㈨敼軝C(jī)機(jī)殼等同于管節(jié)進(jìn)行計(jì)算。實(shí)際上，頂管機(jī)機(jī)殼為鋼材料，頂管機(jī)機(jī)殼的自重分布與管節(jié)有較大差別； 頂管機(jī)機(jī)殼尺寸略大于管節(jié)尺寸，與土體接觸更加緊密，摩擦因數(shù)的選擇并不一樣； 斷面面積越大，誤差會(huì)越大。因此應(yīng)將頂管機(jī)機(jī)殼單獨(dú)進(jìn)行受力分析。

2 大斷面矩形頂管頂力計(jì)算模型

2.1 頂力的構(gòu)成和受力分析

結(jié)合各種規(guī)范公式及矩形頂管的特殊性，大斷面矩形頂管的頂力

F=Fp+F1+F2。

(1)

式中：F為總頂力，kN；Fp為迎面阻力，kN；F1為頂管機(jī)機(jī)殼的摩阻力，kN；F2為管節(jié)的摩阻力，kN。

基于O'Reilly等的管土全接觸假設(shè)，頂管在豎直方向上受到垂直地層壓力、管體自重、地基支反力； 在水平側(cè)方向上受到水平地層壓力，如圖1所示；在軸向上受到頂管機(jī)機(jī)頭部分的迎面阻力Fp、分布在管節(jié)周?chē)哪ψ枇2以及頂管機(jī)機(jī)殼周?chē)哪ψ枇1，如圖2所示。

圖1 矩形頂管橫截面受力示意圖

圖2 矩形頂管頂力構(gòu)成

2.2 垂直土壓力計(jì)算

垂直土壓力計(jì)算方法主要采用土柱理論、普氏卸荷拱理論、太沙基理論、比爾鮑曼理論。

土柱理論，如圖3所示，認(rèn)為隧道頂部垂直土壓力大小等于上覆土體的自重。該方法適合于埋深較淺、土體變形較小的軟土地層。

圖3 土柱理論示意圖

普氏卸荷拱理論認(rèn)為在松散介質(zhì)中開(kāi)挖隧道后，在隧道上方會(huì)形成拋物線形的平衡拱，而作用在隧道頂部的豎向土壓力僅取決于拱以下土體的重力，與埋深無(wú)關(guān)。該理論適用于埋深足夠大且土體具備一定抗剪強(qiáng)度的工況。普氏壓力拱如圖4所示。

圖4 普氏壓力拱示意圖

太沙基理論[10]，如圖5所示，以松散介質(zhì)極限平衡理論為基礎(chǔ)，認(rèn)為在開(kāi)挖隧道后，隧洞頂部覆土的變形大于兩側(cè)土體的變形，管頂土體自重將通過(guò)剪力傳遞擴(kuò)散給兩側(cè)土體。該理論適用于埋深較大的隧道。

圖5 太沙基理論示意圖

大斷面矩形頂管工程一般屬于淺埋隧道，結(jié)合豎向土壓力理論適用條件，普氏卸荷拱理論和太沙基理論適用于埋深較大、土質(zhì)較好的工況，并不適用埋深較淺的工況。比爾鮑曼理論，如圖6所示，也稱(chēng)修正的土柱理論，認(rèn)為地下洞室上覆土層向下滑動(dòng)時(shí)土柱兩側(cè)產(chǎn)生2個(gè)滑動(dòng)面，其起點(diǎn)在墻基，與垂線的夾角為45°-φ/2，則作用在地下洞室上方的土層壓力為土柱的自重減去兩側(cè)面的夾制力，其計(jì)算公式為：

pU=2aσv。

(2)

σv=kγH。

(3)

(4)

k1=tan2(45°-φ/2)tanφ。

(5)

k2=tan(45°-φ/2)tanφ。

(6)

a1=a+htan(45°-φ/2) 。

(7)

式(2)-(7)中：pU為單位長(zhǎng)管道上部壓力； 2a為管道寬度，m；σv為頂部豎向土壓力，kPa；γ為土體容重，kN/m3；H為上覆土高度，m；k、k1、k2為計(jì)算系數(shù)； 2a1為作用在管道上的土柱寬度，m；c為土的黏聚力，kN/m2；φ為土的內(nèi)摩擦角，(°)；h為管道高度，m。

圖6 比爾鮑曼理論示意圖

2.3 側(cè)向土壓力計(jì)算

在頂進(jìn)過(guò)程中，大斷面矩形頂管的斷面開(kāi)挖尺寸比管節(jié)尺寸要大20～30 mm。斷面開(kāi)挖后，土體會(huì)逐漸向管節(jié)方向變形至貼合，并產(chǎn)生主動(dòng)土壓力。各規(guī)范中側(cè)壓力計(jì)算均采用的是主動(dòng)土壓力系數(shù)，故側(cè)壓力

pR=Ka(σv+h/2)H。

(8)

式中：pR為單位長(zhǎng)度管道側(cè)壓力，kN/m；Ka為主動(dòng)土壓力系數(shù)，Ka=tan2(45°-φ/2) 。

2.4 地基反力計(jì)算

地基反力屬于被動(dòng)抗力，其分布形式與上部荷載和下部土層條件相關(guān)。矩形頂管施工荷載較為復(fù)雜特殊，因此，地基反力不能簡(jiǎn)單認(rèn)作與作用荷載相平衡的反作用力。施工過(guò)程中的正面附加應(yīng)力、側(cè)面摩阻力、地層損失、注漿填充等因素對(duì)土體變形都很關(guān)鍵[11]，所以不能簡(jiǎn)單將地基反力表示為頂部土壓力與其自重之和。目前對(duì)管底支反力的處理方法有試驗(yàn)分析法、Winkler地基解析法、經(jīng)驗(yàn)假定法以及彈性理論分析法等[12]。對(duì)于圓形頂管，中國(guó)和德國(guó)的頂管規(guī)程均采用克萊茵分布模式； 就矩形頂管應(yīng)用而言，Winkler地基解析法較為適宜。Winkler地基解析法假定地基由一系列獨(dú)立的彈簧組成，地基反力和變形成線性比例增加。利用基于該模型的地基反力曲線，在矩形頂管開(kāi)挖變形小的前提下，對(duì)管土地基反力進(jìn)行推導(dǎo)分析[13]。圖7示出地基反力曲線，反應(yīng)了土壓力系數(shù)隨土體位移的變化趨勢(shì)。

圖7 地基反力曲線圖

矩形頂管地基反力計(jì)算公式為：

(9)

pD=KwUw(pU+G-F浮) 。

(10)

式(9)-(10)中：Kw為土壓力系數(shù)；K0為靜止土壓力系數(shù)，K0=1-sinφ；Kp為被動(dòng)土壓力系數(shù)；n為地基反力系數(shù)，n=Kw/pU；pD為單位長(zhǎng)度地基反力,kN/m；Uw為土體豎向變形，m；G為單位長(zhǎng)度頂管重力或單位長(zhǎng)度頂管機(jī)重力，kN/m；F浮為單位長(zhǎng)度泥漿浮力，kN/m。

2.5 迎面阻力計(jì)算

何蓮等[14]通過(guò)對(duì)土壓平衡和泥水平衡頂管的分析，認(rèn)為在正常施工中，迎面土壓力控制在主動(dòng)和被動(dòng)土壓力之間，為靜止土壓力的1.0～1.1倍。因?yàn)橛骓斄σ话阈枰c迎面土體壓力保持平衡，若迎面頂力大于被動(dòng)土壓力，則會(huì)擠壓土體，使地表產(chǎn)生隆起； 若迎面頂力小于主動(dòng)土壓力，則開(kāi)挖面不能保持穩(wěn)定，容易坍塌，使上部地表產(chǎn)生沉降。結(jié)合目前頂管施工對(duì)周?chē)貙拥挠绊懸?guī)律，當(dāng)頂管頂?shù)侥骋坏囟螘r(shí)，一般地表會(huì)產(chǎn)生隆起[15]，說(shuō)明頂力是大于靜止土壓力的。結(jié)合文獻(xiàn)[14]的理論，本文更傾向于迎面阻力取1.1倍靜止土壓力。

掌子面上土壓力呈梯形分布，土壓力作用點(diǎn)位于重心上,則迎面阻力計(jì)算公式為：

(11)

式中s為管節(jié)斷面面積，m2。

2.6 摩阻力計(jì)算

目前，國(guó)內(nèi)頂管摩阻力計(jì)算主要是管周土壓力乘以摩擦因數(shù)。由于摩擦因數(shù)取值依靠經(jīng)驗(yàn)，計(jì)算結(jié)果忽高忽低，且沒(méi)有考慮泥漿套對(duì)于管道的影響。在注入減阻泥漿情況下，摩阻力由管土摩阻力和管漿摩阻力共同構(gòu)成，即同時(shí)存在固-固和固-液接觸狀態(tài)[16]。

根據(jù)1.2節(jié)對(duì)大斷面矩形頂管在泥漿套中的狀態(tài)分析，其處于上浮的狀態(tài)，即管頂與土體接觸，管壁兩側(cè)與底部充滿(mǎn)泥漿。由于頂管頂進(jìn)速度較慢，可將頂進(jìn)過(guò)程視為勻速狀態(tài)。頂進(jìn)過(guò)程中，土體不發(fā)生位移，可將土體-泥漿-管壁相互作用模式簡(jiǎn)化為平板流行模型。

泥漿流變性能一般用流變性能曲線描述。頂管工程用泥漿通常為膨潤(rùn)土體系泥漿，可將其流型視為賓漢塑性模型，如圖8所示，其表達(dá)式為：

(12)

式中：τf為剪切應(yīng)力，kPa；ηp為塑性黏度，Pa·s；v為頂管平均頂進(jìn)速度，m/s；i為泥漿套厚度，m；τ0為動(dòng)切應(yīng)力，Pa。

圖8 賓漢塑性模型

ηp可采用六速旋轉(zhuǎn)黏度計(jì)測(cè)出，也可根據(jù)泥漿配方取經(jīng)驗(yàn)值；i取施工空隙大小，即泥漿套厚度。

泥漿兩側(cè)及下部摩阻力為：

Fw=τf(m-2a)l。

(13)

式中：Fw為管漿摩阻力，kN；m為頂管機(jī)周長(zhǎng)，m；l為頂進(jìn)距離，m。

矩形頂管頂部與土體接觸，摩擦力

Fg=pUf1l。

(14)

式中：Fg為管土摩擦力，kN;f1為管節(jié)與土體摩擦因數(shù)。

管節(jié)摩阻力

F2=Fw+Fg=τf(m-2a)l+pUf1l。

(15)

由于頂管機(jī)機(jī)殼與周?chē)馏w緊密接觸，施工空隙較小，所以頂管機(jī)機(jī)殼四周均應(yīng)該按照摩擦力計(jì)算公式計(jì)算，其摩阻力為：

F1=(pU+pD+2pR)f2l殼。

(16)

式中：f2為頂管機(jī)機(jī)殼與土體的摩擦因數(shù)；l殼為頂管機(jī)機(jī)殼長(zhǎng)度，m。

2.7 大斷面矩形頂管頂力計(jì)算公式

根據(jù)以上推導(dǎo)，大斷面矩形頂管頂推力為：

(17)

式(17)的適用條件為： 1)頂管屬于淺埋，即上覆土厚度小于頂管的1.5倍跨度； 2)矩形頂管斷面在5 m×5 m及以上； 3)不考慮頂管糾偏引起的摩阻力上升； 4)注漿效果良好，采用觸變泥漿減阻，注漿量要足夠； 5)鉆進(jìn)地層無(wú)特殊地層，如漏失、強(qiáng)研磨性巖層等。

3 工程實(shí)例

3.1 工程概況

蘇州市城北路綜合管廊某標(biāo)段頂管工程位于蘇州市城北東路與齊門(mén)北大街相交處附近，頂進(jìn)長(zhǎng)度為233.6 m，頂管施工段平均覆土厚度為9 m。綜合管廊斷面尺寸為5.5 m×9.1 m，壁厚為650 mm，管節(jié)斷面結(jié)構(gòu)如圖9所示。管節(jié)長(zhǎng)度為1.5 m/節(jié)，單節(jié)質(zhì)量約66.8 t。采用土壓平衡方式進(jìn)行施工，在泥土艙布置有土壓力計(jì)，在頂進(jìn)施工期間對(duì)頂進(jìn)油缸和土壓力計(jì)的數(shù)據(jù)及頂進(jìn)距離進(jìn)行記錄。

圖9 管節(jié)斷面結(jié)構(gòu) (單位： mm)

該工程頂管施工穿越地層主要為粉砂夾粉土、粉砂層，潛水最高水位為2.63 m，最低水位為-0.21 m，地下水年變幅為1～2 m。頂管地層參數(shù)如表2所示。

表2 頂管地層參數(shù)

蘇州城北路矩形頂管工程主要計(jì)算參數(shù)如表3所示。

表3 城北路頂管工程主要計(jì)算參數(shù)

Table 3 Main calculation parameters of Chengbei Road pipe jacking project

計(jì)算參數(shù)取值頂進(jìn)距離/m233.60機(jī)殼尺寸/(m×m)9.12×5.52管節(jié)尺寸/(m×m)9.10×5.50管節(jié)圓角/m0.65管節(jié)自重/(kN/m)432.00機(jī)殼自重/kN2 000.00機(jī)殼長(zhǎng)度/m5.00摩阻系數(shù)下限0.07計(jì)算參數(shù)取值上覆土高度/m9土體平均重度/(kN/m3)20土體內(nèi)摩擦角/(°)28平均土體黏聚力32泥漿黏度/s48塑性黏度/(mPa·s)25泥漿動(dòng)切應(yīng)力/Pa15摩阻系數(shù)上限0.1

3.2 總頂力計(jì)算分析

將本文推導(dǎo)的頂推力計(jì)算公式及《給水排水管道施工及驗(yàn)收規(guī)范》(規(guī)范1)、《頂管施工技術(shù)及驗(yàn)收規(guī)范(試行)》(規(guī)范2)、《日本下水道協(xié)會(huì)計(jì)算公式》(規(guī)范3)公式應(yīng)用于蘇州城北路矩形頂管的頂力計(jì)算中，計(jì)算結(jié)果和實(shí)測(cè)值如表4所示。

表4 頂力計(jì)算結(jié)果和實(shí)測(cè)值

由表4可知，實(shí)測(cè)頂力值明顯小于總頂力上限值，因此取各計(jì)算公式的總頂力下限值做柱狀圖進(jìn)行分析，如圖10所示。

資管新規(guī)對(duì)理財(cái)產(chǎn)品的沖擊主要來(lái)源于取消剛性?xún)陡兜囊?guī)定。一方面,“金融機(jī)構(gòu)開(kāi)展資產(chǎn)管理業(yè)務(wù)時(shí)不得承諾保本保收益”這一新規(guī)定，說(shuō)明保本理財(cái)將徹底退出市場(chǎng)，目前這一塊的規(guī)模在7.37萬(wàn)億元。另一方面，通過(guò) “金融機(jī)構(gòu)對(duì)資產(chǎn)管理產(chǎn)品應(yīng)當(dāng)實(shí)行凈值化管理”這一新規(guī)定，能夠采取攤余成本的封閉式產(chǎn)品僅有一小部分，這樣一來(lái)，非保本理財(cái)?shù)姆€(wěn)定高收益光環(huán)就會(huì)消失，投資吸引力也逐漸降低，最終產(chǎn)生非保本理財(cái)規(guī)模萎縮的情況。另外，作為銀行理財(cái)重要投資途徑的通道業(yè)務(wù)也在資管新規(guī)中被重新定義，也對(duì)銀行發(fā)行理財(cái)產(chǎn)品的積極性起到了一定的阻礙作用。

由圖10可知，各公式頂力計(jì)算均大于實(shí)測(cè)頂力，說(shuō)明頂管工程注漿減阻效果良好。

規(guī)范2基于管土全接觸假設(shè)的理論公式，采用周?chē)翂毫Τ艘怨芡聊ψ柘禂?shù)，并未考慮泥漿套的形成及頂管在泥漿套中的狀態(tài)。規(guī)范1、規(guī)范3均是經(jīng)驗(yàn)公式，相較之下均能較好地貼合實(shí)際工程的頂力計(jì)算，其經(jīng)驗(yàn)系數(shù)的選取考慮了各種因素的影響，參考了大量工程實(shí)例，具有較高的實(shí)用價(jià)值，但對(duì)于不同地區(qū)的適用性較窄，不同地區(qū)不同工程經(jīng)驗(yàn)系數(shù)的差別較大。

本文推導(dǎo)的理論計(jì)算公式計(jì)算值與實(shí)測(cè)值的相對(duì)誤差較小，主要特點(diǎn)如下：

圖10 總頂力對(duì)比分析

1)采用比爾鮑曼理論計(jì)算頂部壓力，考慮了兩側(cè)土體對(duì)于土柱的鉗制作用，將土體的摩擦角及黏聚力納入計(jì)算范圍，相較于傳統(tǒng)的土柱理論，更加全面。經(jīng)計(jì)算，采用比爾鮑曼理論計(jì)算的土壓力為土柱理論的81.6%。

2)對(duì)頂管機(jī)機(jī)殼的摩阻力進(jìn)行單獨(dú)計(jì)算，由于頂管機(jī)機(jī)殼與周?chē)馏w的施工間隙很小，無(wú)法形成穩(wěn)定的泥漿套，其摩擦因數(shù)與管節(jié)摩擦因數(shù)差別較大。經(jīng)計(jì)算，頂管機(jī)機(jī)殼摩阻力達(dá)3 154.55 kN,是迎面阻力的30%左右。

3)充分考慮了泥漿套的形成及頂管在泥漿套中的狀態(tài)，同時(shí)考慮了管土摩阻力和管漿摩阻力。對(duì)于管漿接觸部分，采用流體力學(xué)的平板理論進(jìn)行分析。經(jīng)計(jì)算，單位長(zhǎng)度摩阻力為101.86 kN/m，是《頂管施工技術(shù)及驗(yàn)收規(guī)范(試行)》的30%左右。

3.3 實(shí)測(cè)頂力曲線

頂力對(duì)比分析如圖11所示。由圖可知： 初始頂力大，頂力上升趨勢(shì)較緩，頂力曲線呈臺(tái)階式波動(dòng)上升，這主要是由頂管正常頂進(jìn)或施工停頓后重新頂進(jìn)時(shí)泥漿的觸變性導(dǎo)致的。頂進(jìn)前10 m，頂力較計(jì)算值大很多，主要是因?yàn)樵撾A段未注入減阻泥漿。

規(guī)范2計(jì)算公式較為保守，在60 m左右就已超過(guò)實(shí)測(cè)頂力，頂進(jìn)結(jié)束時(shí)已經(jīng)達(dá)到實(shí)測(cè)頂力的2倍左右。規(guī)范1、規(guī)范3在頂進(jìn)距離超過(guò)70 m后與實(shí)測(cè)頂力有較好的契合，其中本文公式與實(shí)測(cè)曲線的擬合程度最好，初始頂力最接近實(shí)測(cè)頂力，說(shuō)明單獨(dú)計(jì)算頂管機(jī)機(jī)殼摩阻力較為合理。

圖11 頂力對(duì)比分析

3.4 單位長(zhǎng)度摩阻力分析

通過(guò)將總頂進(jìn)力減去泥土艙壓力并除以頂進(jìn)距離得到實(shí)測(cè)的單位長(zhǎng)度摩阻力。

單位長(zhǎng)度摩阻力對(duì)比分析如圖12所示。由圖可知，在頂進(jìn)前10 m時(shí)，實(shí)測(cè)頂力單位長(zhǎng)度的摩阻力很大且急劇下降。這是因?yàn)樵撾A段沒(méi)有使用潤(rùn)滑泥漿導(dǎo)致摩阻系數(shù)較大，隨著減阻泥漿的注入，單位長(zhǎng)度頂力開(kāi)始逐漸減小并穩(wěn)定下來(lái)。

規(guī)范2計(jì)算公式單位長(zhǎng)度摩阻力在50 m以前與實(shí)測(cè)單位長(zhǎng)度頂力有一定的吻合性，但超過(guò)50 m后，單位長(zhǎng)度頂力穩(wěn)定后，計(jì)算值與實(shí)測(cè)值差別較大，幾乎達(dá)到實(shí)測(cè)值的3倍。本文計(jì)算公式及規(guī)范1計(jì)算公式的單位長(zhǎng)度摩阻力與實(shí)測(cè)值的吻合性最好，當(dāng)泥漿套穩(wěn)定后，實(shí)測(cè)單位長(zhǎng)度頂力在該計(jì)算值上下波動(dòng)。

圖12 單位長(zhǎng)度摩阻力對(duì)比分析

4 結(jié)論與建議

本文基于比爾鮑曼理論和管漿部分接觸泥漿套理論，推導(dǎo)了大斷面矩形頂管頂力的計(jì)算公式。同時(shí)，結(jié)合工程案例進(jìn)行頂力計(jì)算的對(duì)比，對(duì)推導(dǎo)公式進(jìn)行驗(yàn)證并分析其他計(jì)算公式的適用條件，主要得出以下結(jié)論：

1)通過(guò)對(duì)大斷面矩形頂管截面積與埋深進(jìn)行分析，采用比爾鮑曼理論計(jì)算上部土壓力更為合理。

2)通過(guò)分析大斷面矩形頂管在泥漿套中的狀態(tài)，提出摩阻力由管土摩阻力與管漿摩阻力共同構(gòu)成。

3)本文推導(dǎo)的矩形頂管頂力計(jì)算公式考慮了機(jī)殼摩阻力，迎面阻力取1.1倍靜止土壓力，同實(shí)際情況吻合度高。

4)根據(jù)《給水排水管道工程施工及驗(yàn)收規(guī)程》得出的矩形頂管頂力表達(dá)式清晰簡(jiǎn)潔，計(jì)算結(jié)果同工程實(shí)測(cè)值較為接近，工程適用性較好。

5)頂管施工中，實(shí)際頂力是動(dòng)態(tài)波動(dòng)變化的，受很多因素影響。在總頂力計(jì)算及配置中，應(yīng)該考慮一些現(xiàn)場(chǎng)不利因素，考慮一定的安全儲(chǔ)備。