大直徑“F”型頂管接口變形安全限值研究

葉冠林， 卞 榮， 張 琪， 潘 上， 林天翔

(1. 上海交通大學船舶海洋與建筑工程學院， 上海 200240； 2. 國網浙江省電力有限公司經濟技術研究院， 浙江 杭州 310012)

0 引言

現代化城市用電需求巨大，充足穩定的電力供應是保證生產生活順利進行的必要條件。地下電力隧道作為電力傳輸的重要通道，其能否正常工作關系到城市用電安全。近年來隨著城市的擴張和改建，已建電力隧道周邊不斷涌現新工程[1-3]。因此，電力隧道亟需建立相應的保護標準。

與地鐵隧道相比，電力隧道具有以下獨特性： 1)多采用頂管法施工，最大直徑為4～5 m，小于地鐵隧道。國內新建的電力隧道多為采用“F”型接口的承插式頂管隧道，其轉向能力強，但整體剛度小，抗擾動能力較差[4]。2)內部照明條件差加上高壓電纜發熱引起的高溫(常年30 ℃以上)，使得安全隱患難以發現。這些獨特性使得電力隧道不宜照搬地鐵隧道的保護標準。

頂管隧道管節接口變形安全限值用相鄰管節之間的最大允許張角和相對位移(管節兩端相對豎向位移)來表征，最大允許張角的值在頂管隧道的施工階段和使用階段并不相同。國家規范(或規程)[5-6]要求施工階段張角一般不超過0.3°，若采取額外加固措施也不應超過0.5°； 對頂管在使用階段的最大允許張角的規定較少，僅在《給水排水工程頂管技術規程》[7]中規定其不小于0.5°。衛珍[8]介紹了玻璃鋼夾砂管雙“F”型接口的結構特點，用有限元進行接口強度分析，并進行了室內試驗； 結果表明，內徑為2.3 m的玻璃鋼夾砂管接口處能承受約1.3°張角而不引起結構破壞，但該研究僅限于特殊的雙“F” 型接口玻璃鋼夾砂管。毛南平[9]從頂管的構造出發，提出了使用階段的相鄰管節位移模式，以及管節位移引起的接口止水失效類型，并計算了頂管隧道的允許位移。朱合華等[10]對上海某內徑為2.4 m的鋼筋混凝土頂管施工過程進行了幾何分析和有限元數值分析，結果表明采用梁-接口不連續模型的數值分析結果與工程監測值接近。總體而言，既有研究大多依托某一工程實例，缺乏普遍性； 而且針對使用階段頂管變形的研究很少。本文研究大直徑(外徑超過2.0 m)“F”型承插式頂管隧道在正常使用階段不發生止水失效的變形安全限值，這是因為發生止水失效破壞要先于結構破壞，是頂管3種破壞(防水、變形、承載力)的第1道防線，有利于保證隧道安全[11-12]。

本文在分析多個實際頂管工程案例的基礎上，參考國家和行業標準，建立相鄰管節位移幾何關系，分析管節允許最大張角及位移，以期為電力頂管隧道保護標準的制定提供參考。

1 典型電力頂管隧道設計參數統計

通過對福建、江西、浙江3個電力勘察設計院頂管工程設計實例細部尺寸進行調研發現： 外徑超過2.4 m的大直徑頂管隧道管節間均采用“F”型承插口，管節外徑為2.4～4.14 m，徑厚比為11～12； 頂管前節管節尾端(承口)設鋼套筒，后節管節前端(插口)根據工程需要設置1～2道楔形橡膠圈。代表性工程及相關參數見表1—3。

表1 福建省電力勘測設計研究院工程實例

表2 江西省電力勘測設計研究院工程實例

表3 浙江省電力勘測設計研究院工程實例

2 承插式頂管接口構造與破壞模式

頂管隧道通常由相同長度的預制管節承接而成。預制管節本身剛度較大，但相鄰兩管節接口處剛度較小，接口止水失效會先于結構性破壞發生，并且由于在隧道中鋪設有電纜管線，對接口處抗滲漏性要求較高。采用單圈與雙圈橡膠止水的頂管接口處構造有所不同，接口構造詳圖分別如圖1和圖2所示。

圖1 單圈橡膠止水頂管隧道接口處構造詳圖

1—5為止水失效關鍵點。

近年來有多處頂管隧道受鄰近施工影響導致破壞的案例。例如： 福建某電力頂管隧道受鄰近堆載擾動影響，導致隧道局部隆起，引發該段隧道不同程度的漏水和結構性破壞； 武漢某電力隧道受鄰近高架橋樁基施工影響，導致隧道發生滲漏，內部嚴重積水； 重慶某電力隧道受地表堆載和降雨影響，發生局部沉降，導致結構性破壞。調研發現，隨著頂管隧道發生不同程度變形，漏水最先發生在管節接口處，且漏水處的楔形橡膠圈均有不同程度的損壞或松弛情況。位于重慶的受損電力隧道有一部分裸露在地表，還能觀察到鋼套環與鋼筋混凝土管壁擠壓碰撞導致密封性喪失，進而發生漏水。

結合以上調研情況和以往工程經驗，將頂管管節接口處止水失效的關鍵點歸納為如圖2所示的5處(點1—5)，并總結接口止水失效原因，主要有以下4種：

1)接口處承管鋼套環與接管鋼筋混凝土管壁擠壓破壞，接觸點為圖2中點5。本研究不考慮鋼套環與鋼筋混凝土管壁的彈塑性，認為二者一接觸即破壞，這樣的結果是偏于安全的。

2)2道止水橡膠帶均失效引起滲漏。包括2種失效類型，第1種是橡膠被擠壓過度導致失效，接觸點可以認為是圖2中點1、點3； 第2種是鋼套環與橡膠止水帶脫離或松弛，導致對橡膠的壓力低于頂管周圍靜水壓力而發生滲漏，失效點為圖2中點2、點4。

3)接口的承管與接管脫開，導致止水環脫出鋼套環保護范圍引起大量滲漏。

4)前后管節間壓力過大將襯墊過度壓縮破壞。這種失效類型發生的可能性較低并且是可控的，因為襯墊被2道橡膠止水保護在內部，很難先于橡膠、鋼套環破壞，且襯墊的材料與厚度均有較大自主調節性。因此，本文主要考慮前3點破壞原因。

頂管隧道的變形分為管節之間相對位移和管節自身變形。如前文所述，頂管通常都是預制的，管節的剛度遠大于連接處剛度，可視為剛體，管身結構性開裂導致的漏水不會先于接口處止水失效導致的漏水發生。對于頂管管節之間的相對位移，考慮到接口不是對稱的，因此按照剛性管進行分析，可能的位移模式共有6種，如圖3所示。

(a) 模式1 (b) 模式2 (c) 模式3

(d) 模式4 (e) 模式5 (f) 模式6

工程經驗表明，前4種相對位移模式多出現在頂管施工階段機頭段，使用階段可能發生的位移模式為后2種，即模式5和模式6。考慮到頂管管節接口在不采取焊接等加固措施時，接口處不能承受拉力，而鋼筋混凝土管壁具有一定的承壓能力，可以認為模式5引起漏水的概率相較于模式6要高。因此，本文選取位移模式5進行分析，建立張角與結構細部尺寸之間的幾何關系式。

3 “F”型接口變形安全限值研究

3.1 相鄰管節允許張角

以“F”型雙圈止水為例，分析頂管隧道管節間張角的允許值。在位移模式5中，顯然內圈橡膠失效發生在外圈之后，單、雙圈止水的計算本質相同，只是尺寸有區別。雙圈止水構造的頂管工程以杭州半山頂管工程為例，頂管管節接口處尺寸如圖4所示(單圈止水構造類似)，頂管壁厚320 mm，單節標準管節長度l=2.5 m，內徑d=3.5 m，外徑D=4.14 m，鋼套環外伸有效長度a1=240 mm，2道橡膠止水環厚度均為16 mm，與接口距離分別為a3=100 mm、a2=165 mm，鋼套環與鋼筋混凝土管壁空隙h1=5 mm。可以假設2道止水都失效為接口破壞標準，因此外圈止水位置a2不影響破壞模式，詳見下面計算。

圖4 “F”型接口關鍵尺寸詳圖

3.1.1 位移控制指標

1)承管鋼套環最外緣與接管管身豎向位移值h1=5 mm。從安全角度考慮，認為鋼套環與混凝土管壁接觸為破壞值。對于采用其他管徑的隧道，為了便于承接和保證密封性，預留的空間基本相同，都為5～6 mm，與文獻[13]一樣，取5 mm作為控制指標。

2)橡膠止水帶材料多采用三元乙丙橡膠(EPDM)、丁腈橡膠(NBR)或氯丁橡膠(CR)進行制作，根據國際標準[14]，橡膠止水帶可壓縮量不宜大于50%厚度。管節承接前橡膠止水帶厚度為26 mm，承接后被壓縮至16 mm，因此：

①使用階段的剩余允許壓縮量為26 mm×50%-(26 mm-16 mm)=3 mm，以此作為橡膠止水帶被壓壞而失去耐久性的位移控制指標。

②使用階段允許松弛量為3 mm，以此作為橡膠止水帶壓力不足導致地下水滲入的位移控制指標。毛南平[9]以工程經驗取該值為4 mm； 本文研究人員對浙江、湖南、福建、湖北等地工程實例進行了調研，認為地下水位對會對該值產生影響，與高海東等[15]通過數值模擬計算得到的結論一致。對江浙滬等地下水位較高的區域，建議取3 mm為松弛限值，使結果安全可靠。

3)鋼套環水平位移量達到a1-a3=145 mm，以此作為橡膠止水帶脫離鋼套環的位移控制指標。

3.1.2 雙圈止水頂管止水失效算例

管節繞承管與襯墊最外邊緣交點旋轉，旋轉引起的張角逐漸增大，兩端接口發生分化，一端(接口1)最松弛，另一端(接口2)則壓至最緊密，中部的變形介于兩者之間。本文以接口1和接口2為代表的極端變形進行分析，如圖5所示。

圖5 位移模式5計算示意圖

1)接口1處橡膠止水帶“脫離”失效。“脫離”指相鄰管節轉動過程中，鋼套環末端與內圈(靠近接口)橡膠的水平位移達到a1-a3，此時2道止水橡膠均脫離了鋼套環的保護范圍，導致止水失效。算式為

(1)

即

(2)

將a1=245 mm、a3=100 mm、D=4 140 mm代入式(2)，得到張角θ≥2.007°。

2)橡膠止水帶“松弛”失效計算。“松弛”是指鋼套環與內圈橡膠接觸點豎向位移達到3 mm控制指標，此時2道止水橡膠密封性低于抗滲要求，認為發生止水失效破壞，如圖6所示。算式如下：

(a3+Dθ)sinθ≥3 mm 。

(3)

由于θ很小，可近似為θ=sinθ，式(3)變為：

(a3+Dθ)θ≥3 mm 。

(4)

將a3=100 mm、D=4 140 mm代入式(4)并解該一元二次方程，得θ≥0.017 4 rad=0.998°或θ≤-0.041 5 rad=-2.38°，將負值舍棄便得到張角θ≥0.998°。

圖6 接口1止水松弛計算示意圖

3)鋼套環與混凝土接觸失效計算見圖5(c)，可得到算式

a1·sinθ≥5 mm 。

(5)

即

(6)

將a1=245 mm代入式(6)，得到張角θ≥1.169°。

4)橡膠止水帶擠壓失效計算見圖5(c)，此時a3起控制作用，算式為

a3·sinθ≥3 mm 。

(7)

即

(8)

將a3=100 mm代入式(8)，得到張角θ≥1.719°。

由式(1)和式(2)可知，橡膠止水松弛發生在鋼套環脫離失效之前； 由式(3)和式(4)可知，鋼套環與鋼筋混凝土管壁接觸失效要先于止水橡膠擠壓破壞發生。下節的計算表明，松弛端必先于壓密端失效，與管徑無關，但具體是“松弛”還是“脫離”失效與管徑有關。

采用單圈止水構造的頂管工程實例細部尺寸略有不同，統計如表4所示； 采用雙圈止水構造的頂管在位移模式5下的內圈止水橡膠要后于外圈止水橡膠失效，起控制作用的是a3的值。因此，雙圈和單圈止水構造頂管的計算本質上是相同的，都只用了1圈的參數，均可用式(1)—(8)進行計算。

表4 采用單圈橡膠止水的實際工程關鍵參數統計

將表4中工程實例對應張角全部計算出來并取最大值，結果如表5所示。由表可知，以上頂管工程實例的止水失效類型均發生在脫離側(接口1)，具體表現為鋼套環脫離或止水橡膠松弛； 并且隨著管徑增大，失效張角整體呈現減小趨勢，但均滿足規程[7]中第4.3.9條第4點關于鋼筋混凝土管“接口的允許偏轉角應大于0.5°”的規定。為便于建立統一的控制標準，建議將失效張角中的最小值0.844°進一步取0.8°作為管節不發生滲漏時的允許張角，這樣的結果是足夠安全的。

表5 各院頂管工程失效張角計算

3.2 單節管允許相對位移

目前工程上大口徑鋼筋混凝土頂管的單節管長最常采用2.0 m和2.5 m[16]，在轉角或頂進的首尾段有時也會使用少量其他長度(1.0、1.5、3.0 m)的管節配合施工。表5中除10號采用的是2.0 m管長以外，其余工程均采用2.5 m管長。以2.5 m單節管長為例，1對承接管長度為2×2.5 m=5 m，這個尺度遠小于受到鄰近堆載、樁基施工和基坑開挖等工況對土體的影響范圍(以土體變形達到5 mm為界)。因此，可以近似地認為土體位移最大處2個相接管節的變形是對稱的，其中單節管兩端相對位移與節間張角關系為ΔL=la=l·θ/2，水平張開量計算公式為ΔH=Dθ，如圖7所示。

圖7 頂管管節張角與相對位移的定義

工程實際應用中，頂管隧道的沉降相較于水平張開量更易于測量，故以單節管旋轉對應的遠端最大相對位移作為允許相對位移，和允許張角一起用于表征頂管的變形安全限值。

表6示出不同管長頂管隧道變形安全限值匯總。對于后續新建工程，若采用不同管徑、管長參數，仍可通過式(1)—(8)計算。但還應考慮到將此研究結果應用到工程實際中時，若對每種管徑都要進行1次計算，既不利于統一標準的建立，又會增加現場施工、監測人員的工作強度，因此，建議將表6中相對位移的最小值(15.7 mm)進一步取15 mm，作為大直徑電力頂管隧道在2.0 m和2.5 m單節管長條件下統一的位移允許限值，這樣的結果也是偏于安全的。頂管外徑與允許相對位移關系見圖8，由圖可知，相同管長條件下，頂管外徑與允許相對位移呈一定的負相關性； 而根據ΔL=la可知，管長與相對位移呈正比關系。

應注意的是，上述計算分析結果實際針對的是在施工階段采用直線頂進的頂管部分，這種條件下頂管投入使用后，在不考慮施工偏差的情況下，管節之間沒有初始張角； 但實際頂管工程在推進時，經常存在需要通過曲線頂進來繞過某些障礙物的情況。施工階段采用曲線頂進的頂管在投入使用后，管節之間存在初始張角，初始張角的存在實際擠占了允許張角的空間，也直接影響允許相對位移余量。

表6 不同管長頂管隧道變形安全限值匯總

頂管工程施工頂進階段的允許張角要小于正常使用階段管節的允許張角，文獻[5]和文獻[6]均規定曲線頂進施工時，相鄰兩管節之間的張角宜小于0.3°； 而文獻[7]中規定使用階段的管節允許張角應不小于0.5°，考慮到電力管廊防水要求較給排水管廊更高，電力頂管管節在使用階段的允許張角還應在0.5°的基礎上提高。圖9示出典型頂管工程外徑與允許張角的關系，結果表明二者同樣呈現一定的負相關性，并且各典型工程的管節允許張角均大于0.5°，符合文獻[7]的要求，這也從側面驗證了本文研究成果的可靠性。

4 工程案例分析

成都市某電力頂管隧道于2012年投入使用，該段頂管外徑為2.4 m，管節長度為2.0 m。2013年成都地鐵某線二期施工后，由于受地鐵施工擾動，該段頂管隧道部分頂管管節接口處受損，發生隧道開裂滲漏事故。

黑色填充為典型工程的采用值。

在事故發生之后，維運人員對該段隧道管節滲漏、變形情況進行檢測，發現頂管隧道接縫處出現了大量滲水點，這些滲水點是管節接口產生張角引起的。根據檢測結果，將發生滲水頂管管節接口張角值匯總見表7。由第3節得到的結論可知，對于該幾何尺寸的頂管隧道，頂管發生滲水情況時允許張角為0.8°； 由表7可知，該工程案例中頂管隧道發生點滲時管節接口最小張角為1.5°，超過允許張角值。因此，可以表明本文得出的研究結論是可靠且偏于安全的。

圖9 典型頂管工程外徑與允許張角關系

表7 成都市某電力頂管隧道受鄰近施工擾動變形情況

5 結論與討論

針對大直徑“F”型承插式頂管在使用階段的變形安全限值問題，本文開展了工程案例統計分析和理論計算，所得成果在具體工程事故中得到驗證，以期為制定頂管隧道保護標準提供參考。主要結論如下：

1)管節接口止水失效主要有2種： ①橡膠止水帶與鋼套環脫離失效； ②橡膠止水帶與鋼套環和鋼筋混凝土管壁接觸壓力低于防滲要求。二者的發生順序受頂管管徑影響。

2)管節允許張角和允許相對位移均與管徑呈一定的負相關性，同時，管節允許相對位移還受管長影響(二者呈正比關系)。

3)接口變形安全限值包括最大張角和相對位移，建議統一以0.8°作為允許張角，以15 mm為2.0、2.5 m管長的允許相對位移。上述取值安全合理，且便于在電力頂管隧道的保護工程中執行。

4)若頂管隧道存在因曲線頂進的初始彎曲變形，還應從總允許變形中減去初始變形，得到該頂管隧道實際允許變形量。

本文的研究對象主要是“F”型承插接口的混凝土頂管隧道，以管節之間的幾何關系在最不利情況下提出了相應的變形安全限值。后續可針對其他接口形式、材料的頂管隧道變形安全限值和結構受力變形特性進行進一步探討與研究。

參考文獻(References)：

[1] 汪從敏, 程國開, 王志勇, 等. 新建隧道對既有電纜隧道的影響規律及保護區范圍分析[J]. 地下工程與隧道, 2016(3): 15.

WANG Congmin, CHENG Guokai, WANG Zhiyong, et al. Influence rule of new tunnel on existing cable tunnel and protection scope[J]. Underground Engineering and Tunnels, 2016(3): 15.

[2] PELLET B A L, KASTNER R. Experimental and analytical study of friction forces during microtunneling operations[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2002, 17 (1): 83.

[3] 況龍川, 李智敏, 殷宗澤. 地下工程施工影響地鐵隧道的實測分析[J]. 清華大學學報(自然科學版), 2000, 40(增刊1): 79.

KUANG Longchuan, LI Zhimin, YIN Zongze. Analysis of field measurement data on responses of metro tunnel due to substructure construction[J]. Journal of Tsinghua University (Science and Technology), 2000, 40(S1): 79.

[4] 丁文其, 袁森林, 高小慶, 等. 電力隧道超大直徑頂管施工擾動特性研究[J]. 巖土力學, 2010, 31(9): 2901.

DING Wenqi, YUAN Senlin, GAO Xiaoqing, et al. Research on construction disturbance characteristics caused by super large diameter pipe jacking in electric power tunnel[J]. Rock and Soil Mechanics, 2010, 31(9): 2901.

[5] 給水排水管道工程施工及驗收規范: GB 50268—2008[S]. 北京： 中國建筑工業出版社, 2008.

Code for construction and acceptance of water and sewerage pipeline works: GB 50268-2008[S]. Beijing: China Architecture and Building Press, 2008.

[6] 中國非開挖技術協會. 頂管施工技術及驗收規范(試行)[S]. 武漢： 中國地質大學出版社, 2006.

CSTT. Specifications for construction and acceptance of pipe jacking[S]. Wuhan: China University of Geosciences Press, 2006.

[7] 給水排水工程頂管技術規程: CECS 246: 2008[S]. 北京： 中國建筑工業出版社, 2008.

Technical specification for pipe jacking of water supply and sewerage engineering: CECS 246: 2008[S]. Beijing: China Architecture and Building Press, 2008.

[8] 衛珍. 新型接口在玻璃鋼夾砂管頂管工程中的運用[J]. 中國市政工程, 2008(6): 45.

WE Zhen. Application of new joints to pipejacking of sand-sandwiched GRP pipes[J]. China Municipal Engineering, 2008 (6): 45.

[9] 毛南平. 頂管電力隧道保護值的分析研究[J]. 地下工程與隧道, 2015(4): 29.

MAO Nanping. Study on protection value of power tunnel with pipe jacking[J]. Underground Engineering and Tunnels, 2015(4): 29.

[10] 朱合華, 葉冠林, 潘同燕. 大口徑急曲線鋼筋混凝土頂管管節接縫張開量分析[J]. 施工技術, 2001, 30(1): 36.

ZHU Hehua, YE Guanlin, PAN Tongyan. Analysis of splaying amount of joints of segments of large-diameter large-curvature reinforcement concrete pushing-pipe [J]. Construction Technology, 2001, 30(1): 36.

[11] 劉浩, 肖武權, 冷伍明. 既有隧道上方新建高層建筑對其影響的監測分析[J]. 隧道建設, 2008, 28(4): 434.

LIU Hao, XIAO Wuquan, LENG Wuming. Monitoring and analysis on influence of high-rise building construction on existing underneath tunnel[J]. Tunnel Construction, 2008, 28(4): 434.

[12] 何川, 劉川昆, 王士民, 等. 裂縫數量對盾構隧道管片結構力學性能的影響[J]. 中國公路學報, 2018, 31(10): 210.

HE Chuan, LIU Chuankun, WANG Shimin, et al. Influence of crack number on mechanical properties of shield tunnel segment structure[J]. China Journal of Highway and Transport, 2018, 31(10): 210.

[13] 張鵬, 曾聰, 王道偉, 等. 拱北隧道曲線鋼頂管接頭橡膠圈結構數值模擬研究[J]. 隧道建設, 2016, 36(10): 1226.

ZHANG Peng, ZENG Cong, WANG Daowei, et al. Study of numerical simulation of rubber ring of curved steel pipe jacking joints of Gongbei tunnel [J]. Tunnel Construction, 2016, 36(10): 1226.

[14] Elastomeric seals-material requirements for pipe joint seals used in water and drainage applications (Part 1: Vulcanized rubber): AS 681.1-2008[S]. Australia: Committee WS-010, 2008.

[15] 高海東, 趙濤, 馬勝利, 等. 高水壓條件下鋼頂管管節密封性試驗及數值模擬研究[J]. 現代隧道技術, 2015, 52(2): 148.

GAO Haidong, ZHAO Tao, MA Shengli, et al. Sealing test and numerical simulation for steel jacking pipe joint under high water pressure [J]. Modern Tunnelling Technology, 2015, 52(2): 148.

[16] SOFIANOS A L, LOUKAS P, CHANTZAKOS C. Pipe jacking a sewer under Athens[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2004, 19(2): 193.