泥水平衡式頂管穿越粉土粉砂地層豎向土壓力計算方法

趙國良

中交一公局第七工程有限公司（451452）

泥水平衡式頂管施工法的適用地質范圍比較廣。泥水頂管的切削力矩小，適宜于長直線頂管，且可以在各種環境下作業，近年來得到廣泛應用，但是也存在一些問題。在頂管作業中，如果頂進力計算不準確，會造成頂進速度和長度預計不準確，進而導致路面沉降、頂進方向出現偏差。如果這些問題出現在特殊地層或特殊地質條件下而又得不到及時的處理，則可能危及其他工程的安全，甚至有可能導致整個頂管作業失敗。因此對頂管技術的研究不應局限于提高頂進速度方面，還要研究先進的計算理論和施工工藝，盡可能消除或控制頂管作業中的不利因素，保障頂管作業順利進行，從而發揮出頂管施工省時、高效、安全、綜合造價低等一系列優勢，減少環境污染和交通堵塞問題，使工程項目產生顯著的經濟效益和社會效益。

在頂管施工中，頂力一般由兩部分組成：頂進前端的正面阻力和管壁周圍的摩擦阻力，以管周摩擦阻力為主。在計算頂力時，一般都假定摩阻力是由管周土壓力引起，因此，豎向土壓力的計算是非常重要的內容。目前，常用的豎向土壓力計算理論包括土柱理論、普式卸荷拱理論、太沙基理論和馬斯頓理論等[1]。

文章依據工程實例，采用以上理論對粉砂地層中豎向土壓力進行了計算研究，并根據研究結果，推薦了粉砂地層條件下用于頂管摩擦力計算的豎向土壓力計算方法。

1 工程概況

鄭州市四環線及大河路快速化工程排水管道頂管施工項目。本標段為K26+300～K32+880.604施工段，從金城大道到平安大道，扣除840 m 北三環東延道路的施工范圍，路線總長為5860 m。布置情況： 東四環紅線寬度為80 m，兩側各有50 m寬的綠化帶，總寬度為180 m；污水管線主要布置在主道和鋪道下。K26+740～K31+180 段總長度為5093 m，采用頂管施工，管道埋深為6.2～10.3 m；對管道埋深小于5 m 的K26+300～K29+400 段采用開挖方式施工。

污水管采用Ⅲ級“F”型鋼筋混凝土承口管，沉井內污水管采用Ⅲ級承插口鋼筋混凝土管； 混凝士的強度為C50、抗滲等級為P8。“F”型鋼承口接口以及頂管段污水管內縫處理采用SGJL—851 雙組份聚硫密封膠嵌縫，嵌縫深度不能小于3 cm。接口橡膠圈應采用滑動橡膠圈，接口處襯墊材料可以選用五合木襯板；橡膠圈采用三元乙兩橡膠，并與管材配套供應。

2 豎向土壓力計算理論

剛性管道土壓力模型不考慮管道變形，管周土壓力的分布與豎向土壓力計算理論有關，而豎向土壓力計算理論主要有土柱法、普式卸荷拱法、太沙基法及馬斯頓法。

2.1 土柱法

土柱法不考慮頂管法開挖在上方土體引起的卸荷效應，假設在頂管以上的土體全部作用在頂管上，則垂直土壓力可用下列公式表述：

式中，γ為覆土重度，kN/m3；h為頂管上覆土深度，m。

2.2 普式卸荷拱法

普式卸荷拱法、太沙基法及馬斯頓法考慮頂管施工過程中，在上覆土深度滿足一定條件時，頂管施工僅影響開挖孔洞局部范圍的土體應力，管周土體將形成一個拋物線形的卸荷拱；上覆土下沉時，土體抗剪作用發生，作用于頂管上的土體重量限定在一定卸荷拱高度范圍內，超出卸荷拱范圍的土體呈自平衡應力狀態[2]。

如圖1 所示，卸荷拱土壓力計算需滿足一定條件。首先，頂管附近土體需要有一定的抗剪強度，可為可塑至堅硬狀態的黏性土、不飽和砂土、粉土、粉砂等土層；其次，管頂的覆土深度必須滿足形成卸荷拱的條件，要求為管頂處拱高。

圖1 卸荷拱效應

基于以上理論，普式卸荷拱法的豎向土壓力計算公式為：

式中，γ為覆土重度，kN/m3；φ為土體內摩 擦角；D為頂管外徑，m。

2.3 太沙基法

太沙基法的豎向土壓力計算公式為：

式中，K 為土體側壓力系數，一般取K=1.0；μ為管土摩擦系數；Be為擾動土寬度，其計算公式為：

2.4 馬斯頓法

與太沙基法相比，馬斯頓法考慮了土體黏聚力的影響，其豎向土壓力計算公式為：

式中，c為土體黏聚力，kPa。

3 計算結果及分析

對各豎向土壓力計算方法進行比較，確定合理的豎向土壓力計算方法。在本工程中，頂管內徑為1.2 m，粉土重度為18 kN/m3，覆土深度為8 m，內摩擦角為20°，黏聚力為10 kPa，管土摩擦系數為0.3。按照式（1）～（4）進行計算。

3.1 豎向土壓力與埋深的關系

圖2 豎向土壓力與埋深的關系

由圖2 可知，隨著覆土深度的增加，土柱法的豎向土壓力計算值呈線性增大趨勢；普式卸荷拱法的計算值保持不變，與覆土深度無關；太沙基法和馬斯頓法的計算值也隨覆土深度增加而增大，但增大幅度降低。馬斯頓法的計算值最小，太沙基法次之，這是由于馬斯頓法考慮了土體黏聚力的影響；土柱法的計算值最大，這是因為土柱法沒有考慮卸荷拱效應；普式卸荷拱法的計算值不受覆土深度變化的影響，這是由于普式卸荷拱法的卸荷拱高度只與擾動土寬度和土體內摩擦角有關、與覆土深度無關，這體現了普式卸荷拱法應用的局限性[3]。

3.2 豎向土壓力與黏聚力的關系

圖3 豎向土壓力與黏聚力的關系

如圖3 所示，隨著黏聚力的增加，土柱法、普式卸荷拱法與太沙基法的豎向土壓力計算值保持不變，而馬斯頓法的計算值呈減小趨勢。這是因為土柱法、普式卸荷拱法與太沙基法沒有考慮土體黏聚力對抗剪強度的影響，對于粉土、粉砂這種有黏聚力的土，不考慮黏聚力的影響，顯然低估了黏聚力對抗剪強度的影響；而馬斯頓法考慮了黏聚力的影響。由粉土、粉砂構成的土體，土體的黏聚力越大，其抗剪強度越高、卸荷效應越強，從而管頂處豎向土壓力越小。

3.3 豎向土壓力與內摩擦角的關系

圖4 豎向土壓力與內摩擦角的關系

如圖4 所示，隨著內摩擦角的增加，土柱法的豎向土壓力計算值保持不變，普式卸荷拱法、太沙基法與馬斯頓法的計算值呈降低趨勢。這是因為在這四種方法中，只有土柱法沒有考慮土體內摩擦角對土體抗剪強度的影響； 土體的內摩擦角越大，其抗剪強度越大，頂管引起的擾動土寬度越小。普式卸荷拱法還與土層系數呈反比關系，所以其計算值大于太沙基法和馬斯頓法的計算值。

4 結論

馬斯頓法不僅考慮了土體內摩擦角對豎向土壓力的影響，還考慮了黏聚力對土體抗剪強度的影響，因而更加全面、合理，對粉土、粉砂地層的適用性更強。因此，在粉土、粉砂地層中進行頂管施工時，采用馬斯頓法計算豎向土壓力更加合理。