泥漿含砂量及靜置時間的頂管摩阻力模型試驗

羅如平，胡茗鷺秋，朱碧堂，王安輝，閆文鎧

（1.華東交通大學(xué)土木建筑學(xué)院，江西 南昌330013； 2.華東交通大學(xué)江西省地下空間技術(shù)開發(fā)工程研究中心，江西 南昌330013； 3.中建安裝集團(tuán)有限公司，江蘇 南京210023）

頂推力大小是頂管工程中最為關(guān)鍵的參數(shù)之一，頂推力主要用來克服作用在管周的土壓力引起的摩擦阻力[1]，管片推進(jìn)過程中阻力較大，存在管節(jié)難以頂進(jìn)、頂管機(jī)趴窩的風(fēng)險，可能引起許多施工安全問題[2]。 減少管道與土體之間的摩擦是提高工程經(jīng)濟(jì)性和施工速度的重要手段。 在實際工程中，頂力與管周減阻措施密切相關(guān)，通常采用管壁注漿孔注入觸變泥漿進(jìn)行減阻，它可以起到潤滑、填補(bǔ)和支撐的作用[3]。

為研究頂管頂進(jìn)過程中頂管與減阻泥漿之間的相互影響，諸多學(xué)者通過理論法、實驗法等對其進(jìn)行了研究。 葉藝超[4]等認(rèn)為頂管在理想懸浮狀態(tài)時， 可采用流體力學(xué)平行平板模型計算頂推力；張鵬等[5]認(rèn)為頂管靜置重啟時側(cè)摩阻力應(yīng)采用泥漿靜切力計算， 當(dāng)管道和泥漿發(fā)生較大的相對滑動后，可采用流體力學(xué)模型計算管漿滑動摩阻力； 王雙[6]等提出了判斷3 種常見泥漿套形態(tài)的方法，并針對這三種形態(tài)提出了摩阻力計算公式；林越翔[7]等采用不同土壓力計算模型推導(dǎo)了仿矩形頂管管壁摩擦阻力的理論公式。

在試驗研究方面，李天降等[8]采用直剪試驗對混凝土管片與砂土接觸面剪切摩擦特性進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)觸變泥漿可降低70%～80%的剪切力， 并隨著法向應(yīng)力的增加減阻效果隨之降低；Zhou 等[9]采用模型試驗研究了淤泥地層頂管隧道在注漿條件下頂推力的變化規(guī)律；Namli 等[10]通過模型試驗發(fā)現(xiàn)在非常低的壓力下注入泥漿也能形成泥漿界面，并且界面摩擦系數(shù)約為管土界面摩擦系數(shù)的10%；喻軍等[11]通過室內(nèi)模型試驗對漿土混合體與管節(jié)之間的摩擦系數(shù)開展了相關(guān)研究，試驗結(jié)果表明頂推過程中停置時間過長摩阻力則會增長一半；黃建華等[12]通過管片摩擦試驗，發(fā)現(xiàn)泥漿可將飽和砂土摩阻力降至63.1%；鄭守銘[13]通過現(xiàn)場實測得出在泥漿條件下平均摩擦力實測值在5～6 kPa；Feng等[14]通過室內(nèi)直剪試驗，得出泥漿減阻下混凝土-砂界面的剪切應(yīng)力可降低60%～80%， 隨著砂粒粒徑的增加， 混凝土-砂粒界面殘余剪應(yīng)力先增大后減??；Li 等[15]考慮了靜置時間對管土界面的力學(xué)特性和剪切機(jī)理變化， 發(fā)現(xiàn)管道-土界面摩擦系數(shù)隨停滯時間的增加而增大，且與觸變泥漿狀態(tài)和參與剪切的砂礫質(zhì)含量有關(guān)。

值得注意的是，在頂管施工過程中由于開挖卸荷影響，管壁外圍土體難免會掉落、塌落進(jìn)預(yù)留縫隙中。 特別是在某些土體自穩(wěn)能力差的情況下，如富水砂層，土體掉落量將會更多，從而不可避免地改變泥漿與管體的摩擦特性[16]。此外，在頂管施工過程中會發(fā)生施工停頓， 施工停頓間歇也將引起泥漿-管片摩擦力學(xué)性質(zhì)的變化。

總體而言，既有理論法研究針對復(fù)雜工況難以適用，試驗研究還主要是通過不同試驗方法對不同地層條件中觸變泥漿的減阻效果進(jìn)行對比分析，均未充分考慮土層塌落及施工停滯對觸變泥漿減阻效果的影響特性，也鮮有考慮二者交叉影響下頂管管壁側(cè)摩阻力的發(fā)展規(guī)律研究。

本文以長江引水工程及句容第一水廠頂管工程為依托， 通過開展一系列室內(nèi)頂管模型試驗，對不同含砂量觸變泥漿及施工停置影響下的管土摩擦界面進(jìn)行系統(tǒng)研究，得到了在不同含砂量及不同靜置時間條件下頂管側(cè)壁摩阻力值及其發(fā)展規(guī)律。

1 工程概況

長江引水工程及句容第一水廠頂管工程，是目前國內(nèi)較有特色的頂管工程，其主要特點(diǎn)在于：①頂管頂進(jìn)距離長1.6 km， 其中水下管線長度部分為1.3 km，管道自長江大堤邊工作井向長江取水頭部頂進(jìn)；②頂管埋深大，管道中心標(biāo)高為-36 m，直徑Φ1 800 mm，管材為鋼管；③水文地質(zhì)條件復(fù)雜，主要地層為富水砂層，頂進(jìn)范圍內(nèi)長江平均水深22.2 m，平均覆土深度約為13.8 m，頂管處水頭壓力大。 地層自上而下分別為: 雜填土、素填土、拋石、浜底淤泥、粉質(zhì)黏土、淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土、粉砂、粉細(xì)砂、中細(xì)砂。 頂管施工主要在粉細(xì)砂中頂進(jìn)，局部在中細(xì)砂與粉質(zhì)黏土中頂進(jìn)，長江引水頂管工程地質(zhì)剖面示意圖如圖1 所示（圖中：①為填土；②為淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土；③為粉質(zhì)黏土夾粉性土；④為粉細(xì)砂；⑤為中細(xì)砂；⑥為礫砂；⑦為粉質(zhì)黏土）。

圖1 長江引水頂管工程地質(zhì)剖面圖Fig.1 Geological profile of Yangtze River diversion pipe jacking project

基于上述工程特點(diǎn)，在高水壓、粉細(xì)砂地層中頂管頂進(jìn)易引起管壁外圍砂土坍塌、 掉落至管壁外側(cè)的泥漿中，從而導(dǎo)致觸變泥漿性質(zhì)發(fā)生改變。此外，由于頂進(jìn)距離長，難免遇到某些因素導(dǎo)致施工停頓，靜置過程中泥漿包裹砂土并逐漸形成一定的空間結(jié)構(gòu)，導(dǎo)致頂管重啟時需要克服相應(yīng)的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，頂推力顯著增加。 為了探究觸變泥漿含砂量及靜置時間對頂管頂推力的影響特性，本文開展了200 多組室內(nèi)頂管模型試驗，得到了上述影響因素作用下管壁峰值摩擦力及殘余摩擦力值及其發(fā)展規(guī)律。

2 室內(nèi)模型試驗

2.1 試驗裝置及試驗方法

如圖2 所示，試驗?zāi)Ｐ脱b置由模型主體裝置、定位裝置和數(shù)據(jù)采集裝置三部分組成。 模型主體裝置主要分為模型箱、鋼管、頂推桿組成。其中，模型箱用來裝泥漿-砂土混合物，模型箱凈尺寸為長500 mm，寬300 mm，高400 mm。

圖2 頂管模型試驗裝置Fig.2 Pipe jacking model testing device

為防止模型箱中泥漿在試驗過程中從兩側(cè)流出，模型箱兩側(cè)都裝有橡膠墊片。 鋼管節(jié)穿過模型箱，進(jìn)行不同含砂量、不同靜置時間條件下泥漿接觸面的頂推力測試；頂推桿通過定位導(dǎo)軌裝置以及激光水平儀確保軸向頂推力不產(chǎn)生偏心、 偏壓作用。 數(shù)據(jù)采集裝置采用手持式移動測力數(shù)顯儀和高精度壓力傳感器，用來測量并記錄頂推桿頂推過程中鋼管節(jié)與試樣產(chǎn)生的實時摩阻力。

試驗主要過程如下：

1） 試驗開始前，將所有裝置安裝完成，打開激光水平儀，調(diào)整設(shè)備使其保持在同一水平位置。 管節(jié)置于模型箱中，從箱體一側(cè)開口處將管節(jié)頂推至另一側(cè)開口處，測試箱體兩側(cè)洞口橡膠墊片對管節(jié)的摩擦力。

2） 將模型箱填滿泥漿-砂土混合樣，使用頂推桿將鋼管節(jié)勻速向模型箱內(nèi)頂進(jìn)， 并通過壓力傳感器測量管節(jié)與泥漿-砂土混合樣、橡膠墊片相互接觸的總頂推力，將總頂推力減去1）中測得的墊片摩擦力即可得到管節(jié)與泥漿-砂土混合樣的摩擦力值。

3） 做完一組泥漿含砂量的摩擦試驗后，將其按不同靜置時間進(jìn)行靜置，當(dāng)靜置完成后，在未擾動的情況下進(jìn)行不同靜置時間的摩擦試驗。

4） 根據(jù)體積比制備不同含砂量的泥漿-砂土混合樣，在不同含砂量、不同靜置時間條件下多次重復(fù)上述步驟并記錄數(shù)據(jù)， 試驗工況見表1，#A 按含砂量進(jìn)行編號，（按靜置時間共試驗26 種工況。按#A-B 進(jìn)行編號，其代表含砂量為10×A%靜置B h下進(jìn)行的頂管試驗）。

表1 試驗工況Tab.1 Test conditions

2.2 試驗材料

如圖3 所示，本次室內(nèi)模型試驗所用試驗材料為砂土、膨潤土觸變泥漿。 其中觸變潤滑泥漿由質(zhì)量比為膨潤土∶純堿∶CMC （羧甲基纖維素鈉）∶水=9∶0.5∶0.2∶100 制備而成。 采用馬氏漏斗黏度計對泥漿的黏度進(jìn)行了測量，泥漿黏度為212 s。

圖3 模型試驗材料Fig.3 Model test materials

值得說明的是，為了防止試驗過程中因為泥漿黏度過低、對砂土顆粒的包裹性不夠，導(dǎo)致砂土沉積至底部，從而改變管壁摩擦界面工況，將泥漿制備為較稠狀態(tài)，既能達(dá)到良好的減阻效果，同時也能有效支撐砂土顆粒，防止砂土隨著靜置時間而沉積至底部。試驗用砂具體參數(shù)見表2。其中：d10為有效粒徑；d50為平均粒徑；d60為限制粒徑；Cc為曲率系數(shù)；Cu為不均勻系數(shù)；ρdmax，ρdmin為最大， 最小干密度；w 為含水率。 砂土顆粒級配曲線見圖4，膨潤土泥漿性能參數(shù)見表3。

表2 試驗用砂基本物理指標(biāo)Tab.2 Basic physical indexes of sand in the tests

表3 膨潤土泥漿基本性能指標(biāo)Tab.3 Basic performance index of bentonite slurry

圖4 砂土顆粒級配曲線Fig.4 Particle gradation curve of sandy soil

為使試驗數(shù)據(jù)更為準(zhǔn)確、可靠，每種工況均做了6 次及以上重復(fù)性試驗。 下文所有試驗數(shù)據(jù)均已減去兩側(cè)洞口橡膠墊片對管節(jié)的摩擦力， 僅分析管-土界面的摩擦力值。

3 模型試驗結(jié)果分析

3.1 泥漿含砂量影響

圖5 為6 種不同含砂量下管道-土界面頂推力-頂進(jìn)位移變化曲線，按#A-B 進(jìn)行編號，其代表含砂量為10×A%， 靜置B h 下的頂管試驗。 其中#0-0 h試樣為純泥漿，#10-0 h 試樣為飽和砂。No.1～No.6 為該工況條件下重復(fù)性試驗實測數(shù)據(jù)，平均則表明該工況條件下6 組試驗數(shù)據(jù)平均值。 從圖5 可以看出：不同含砂量條件下， 頂管摩阻力均在啟動階段增長顯著，在快速達(dá)到峰值后基本保持穩(wěn)定狀態(tài)；隨著含砂量的增大，頂管摩阻力增長明顯，純泥漿狀態(tài)下頂推力約為32 N， 而在飽和砂土中頂推力接近400 N。此外，從圖中還可以看出，不同工況條件下各重復(fù)性試驗數(shù)據(jù)總體較為穩(wěn)定，波動范圍較小，可滿足試驗結(jié)果分析需要。

圖5 不同含砂量下頂推力-頂進(jìn)位移曲線Fig.5 Jacking force-jacking displacement curve under different sand content

為了便于分析不同含砂量對泥漿減阻效果的影響， 將所有工況的頂推力平均曲線進(jìn)行對比分析，如圖6 所示。 從圖中可以看出：在含砂量在0～20%時，試樣主體仍然為觸變泥漿，包裹在泥漿內(nèi)部的砂土顆粒并不會顯著改變管片-泥漿的摩擦特性，頂管頂推力變化較小；當(dāng)含砂量超過40%后，試樣已成為泥-砂混合物，隨著含砂量的增大，頂推力增長較為明顯，此時膨潤土泥漿主要起到顆粒間的潤滑作用， 管片與試樣間的摩擦力逐漸有管片-泥漿摩擦轉(zhuǎn)為管片-砂土間的摩擦。 在實際工程中，為了使膨潤土泥漿充分發(fā)揮減阻作用，應(yīng)該在保證泥漿流動性的前提下盡可能提高其黏度值，使得泥漿含砂量不超過20%。

圖6 不同含砂量下平均頂推力-頂進(jìn)位移曲線Fig.6 Average jacking force-jacking displacement curve under different sand content

將圖6 中不同含砂量穩(wěn)定狀態(tài)下頂推力除以管土界面的表面積，得到管片與試樣間的界面摩擦強(qiáng)度值，如圖7 所示。 從圖中可直觀地看出，隨著含砂量的不斷增大，管土界面間摩擦強(qiáng)度呈現(xiàn)類似指數(shù)型增長，當(dāng)泥漿含砂量為0%時，界面摩擦強(qiáng)度約為0.2 kPa，頂推力可降低至純砂土狀態(tài)摩擦力值的90%，泥漿減阻效果良好。 當(dāng)泥漿含砂量少于20%時，減阻效果僅下降5%；而當(dāng)含砂量在20%～60%之間時，界面摩擦強(qiáng)度約在0.3～0.8 kPa 之間，且隨著含砂量增大，摩擦強(qiáng)度顯著增長。 值得注意的是，當(dāng)泥漿含砂量超過60%后，砂土顆粒將成為骨架材料， 膨潤土主要對顆粒間起到一定的潤滑作用，使得膨潤土泥漿減阻效果快速下降。

圖7 不同含砂量的摩擦強(qiáng)度及減阻效果圖Fig.7 Friction strength and drag reduction effect of different sand content

3.2 泥漿靜置時間影響

由于篇幅限制，以純泥漿靜置時間為例，圖8 為5 種不同靜置時間下管片-土界面頂推力-頂進(jìn)位移影響變化曲線。與不同含砂量試驗相同，No.1～No.6 為該工況條件下重復(fù)性試驗實測數(shù)據(jù)，平均曲線為該工況條件下6 組試驗數(shù)據(jù)的平均值。

圖8 純泥漿不同靜置時間下頂推力-頂進(jìn)位移曲線Fig.8 Jacking force-jacking displacement curve under different resting time of pure slurry

從圖中可以直觀看出：與不考慮靜置時間的試驗結(jié)果相比，不同靜置時間下管片頂推力發(fā)展曲線有著明顯的峰值頂推力和殘余頂推力，且靜置時間越長，二者差別越為顯著。 頂推力在啟動階段增長顯著，在快速達(dá)到峰值頂推力后，隨著頂管的進(jìn)一步推進(jìn)，減阻泥漿發(fā)揮其觸變特性，靜置形成的內(nèi)部結(jié)構(gòu)被重新破壞，頂管頂推力逐漸下降，并最終保持穩(wěn)定狀態(tài)（此階段本文稱之為殘余頂推力）。

如圖9 為不同含砂量、不同靜置時間下的平均頂推力曲線圖，從圖中可以看出，所有曲線均呈現(xiàn)先增大后減小再平穩(wěn)的變化趨勢。 經(jīng)過一段時間靜置后，膨潤土泥漿與砂土顆粒形成了一種較為穩(wěn)定的凝膠狀土體，在頂管啟動初始階段，頂管需要克服這種凝膠狀土體所帶來的頂推力；隨著頂管的持續(xù)頂進(jìn)，管片與凝膠狀土體之間的不斷摩擦、擾動，頂推力逐漸降低， 直至凝膠狀結(jié)構(gòu)被完全破壞，頂推力保持在穩(wěn)定狀態(tài)。

圖9 不同靜置時間下平均頂推力-頂進(jìn)位移曲線Fig.9 Average jacking force-jacking displacement curve under different resting time

頂推力達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)所需要的頂進(jìn)距離與含砂量和靜置時間相關(guān)。 靜置0～4 h 時，不同含砂量下頂推力-頂進(jìn)位移曲線總體變化幅度較小， 頂推力很快達(dá)到殘余頂推力；與靜置0～4 h 相比，靜置8～12 h 需要大約6 cm 的頂進(jìn)位移才能達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，而靜置24 h 時，達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)需要大約9 cm 左右的頂進(jìn)位移。

圖10 為不同含砂量及靜置時間下頂管峰值頂推力分布曲線，從圖中可以看出：當(dāng)泥漿含砂量較少（0～20%），試樣靜置時間在12 h 時，峰值摩擦強(qiáng)度隨著靜置時間增長而不斷提高，提升幅度在10%～45%；靜置時間超過12 h 后，峰值頂推力隨靜置時間變化并不明顯。 當(dāng)泥漿與砂土含量相當(dāng)時（40%～60%），隨著靜置時間的增長（0～12 h），峰值頂推力增長幅度在20%～50%。 但與含砂量較少的情況不同，隨著靜置時間的進(jìn)一步增長，峰值頂推力依舊持續(xù)增大， 最大可提高至未靜置時峰值頂推力的80%，減阻效果大幅度下降。 當(dāng)含砂量到達(dá)80%時，隨著靜置時間的增加 （0～12 h）， 摩擦強(qiáng)度快速增大，靜置24 h 已經(jīng)接近純砂土狀態(tài)摩擦力，減阻效果接近于0。 從上述試驗結(jié)果可以看出， 含砂量越高，靜置時間對管-土界面摩擦強(qiáng)度的影響越大。

圖10 峰值摩擦隨靜置時間變化曲線Fig.10 Peak friction variation curve with resting time

峰值頂推力為頂管停置并重新啟動所需要克服的最大摩擦力值，殘余頂推力則為啟動后正常頂進(jìn)所需要克服的管壁摩阻力值。 圖11 為不同含砂量及靜置時間下頂管殘余頂推力分布曲線。 從圖中可以看出：當(dāng)泥漿含砂量小于60%時，殘余摩擦強(qiáng)度在不同靜置時間條件下近似相等，說明隨著頂管頂進(jìn)時對界面的不斷擾動、摩擦使得試樣靜置形成的凝膠狀結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)變回初始狀態(tài)。 但當(dāng)含砂量達(dá)到80%時，靜置24 h 后的殘余頂推力仍會增大6% ～ 8%。

圖11 殘余摩擦隨靜置時間變化曲線Fig.11 Residual friction variation curve with resting time

4 結(jié)論

1） 純泥漿狀態(tài)下， 管-土界面摩擦強(qiáng)度約為0.2 kPa， 頂推力可降低至純砂土狀態(tài)摩擦力值的90%，減阻效果顯著。

2） 頂推力隨著泥漿含砂量的增加呈指數(shù)型增長，當(dāng)泥漿含砂量在20%以內(nèi)時，含砂量對泥漿減阻效果影響較小，減阻效果僅下降5%左右；而當(dāng)含砂量超過60%后，砂土顆粒成為骨架材料，膨潤土泥漿減阻效果快速下降。

3） 不同靜置時間下頂管頂推力-頂進(jìn)距離曲線呈現(xiàn)先增大后減小再平穩(wěn)的變化趨勢， 含砂量越高，靜置時間對管-土界面摩擦強(qiáng)度的影響越大。

4） 當(dāng)泥漿含砂量小于20%， 靜置12 h 后峰值摩擦強(qiáng)度提升幅度在10% ～ 45%； 當(dāng)含砂量到達(dá)80%時，靜置24 h 后已經(jīng)接近純砂土摩擦力，減阻效果接近0。

5） 泥漿含砂量小于60%時，管-土界面的殘余摩擦強(qiáng)度基本不受靜置時間影響， 當(dāng)含砂量達(dá)到80%后，靜置24 h 的殘余摩擦強(qiáng)度仍有6%～8%的提高。

6） 在實際頂管施工過程中，當(dāng)遇到施工停頓需盡早解決并及時恢復(fù)施工；若施工停頓時間大于1 d，為保證施工安全，重啟時極限頂推力應(yīng)至少大于停工前頂推力的80%。