大直徑鋼筋混凝土頂管穿越河道頂進力研究

陳智涵,陳曉龍，劉鍇鑫，馬保松，張 鵬*

(1.中國地質大學(武漢)工程學院，湖北 武漢 430074；2.中山大學土木工程學院，廣東 珠海 519082)

管材受力特性是頂管工程設計和施工中需要考慮的重要因素。頂管施工過程中，頂管管節受到頂進力、迎面阻力、管壁摩阻力、管周水土壓力和注漿壓力、自身重力以及地表附加荷載等的作用，受力狀態十分復雜。其中軸向頂進力是管道結構設計、頂管機選型和工作井結構設計的決定性參數之一。當頂管頂進力較小時，會導致頂管頂速過慢甚至無法頂進；當頂管頂進力過大時，頂管管節受壓增大，超過其極限時會發生局部破壞，同時會大大增加管道結構失穩的風險，因此頂進力的有效預測對保障頂管施工安全起著不可忽視的作用。

在頂管頂進力研究方面，王雙等[1]運用柱形圓孔拓展理論對3種不同泥漿套形態假設提出了相應的頂管管壁摩阻力計算公式，并在對比分析實測頂進力的基礎上，得出現有頂管管壁摩阻力計算公式的計算結果偏于保守的結論；張鵬等[2]基于Persson接觸模型分析了管土接觸寬度和接觸壓力的分布規律，并考慮管漿摩阻力推導出直線頂管摩阻力計算公式；魏綱等[3]和馮海寧等[4]對鋼筋混凝土頂管頂進過程中管道縱向與環向鋼筋應力及管土接觸壓力進行了現場測試；Shou等[5]通過室內試驗和有限元模擬研究了泥漿、超挖等因素對頂管頂進力的影響；薛振興[6]利用ANSYS軟件分析了頂進距離、埋深、管徑、管材以及糾偏角度對混凝土頂管管節應力的影響規律；Yen等[7]利用ABAQUS軟件對比分析了采用不同管土接觸面積、不同泥漿添加劑下頂管中所需的頂進力，得到了管土接觸面積和泥漿添加劑對頂管頂進力的影響規律。

綜上，目前對于頂管頂進力的研究方法主要有室內試驗、現場監測、理論計算和數值模擬等，由于數值模擬手段可以快速確定土-管相互作用的工程行為[8-10]，已受到了許多學者的青睞。但是，現有的頂管頂進力數值模擬大多集中于管土接觸面積、管土摩擦系數大小以及頂進控制方法的研究，而忽略了在實際工程中注漿作用的時間效應以及地層性質、地形對模擬參數的影響研究，并且對模擬過程中管土摩擦系數的選取也大多采用假定的方法，沒有實際依據。同時，一般穿河頂管的埋深變化較大，管周壓力也可能會波動較大，在頂管頂進力預測時更應將地形變化考慮在內。因此，本文依托佛山市某電力隧道鋼筋混凝土穿河頂管工程，根據實測的頂管管節軸向應變數據，計算頂管不同頂進階段的管土摩擦系數，分析管土摩擦系數在頂管頂進過程中的時空變化規律，并利用ABAQUS有限元軟件建立頂管頂進三維數值模型，模擬分析頂管頂進過程中地形、地層性質變化以及注漿作用的時間效應對頂進力的影響，通過將模擬結果與實際監測數據進行驗證對比，以探究更為準確的頂管頂進力預測方法，進一步保障頂管頂進施工過程中管節結構的安全。

1 工程概況

本研究依托的佛山市某電力隧道鋼筋混凝土穿河頂管工程，隧道全長約為588 m，中途穿越河道，河道平均水深約4.5 m，采用泥水平衡式頂管機進行施工。頂管管節采用預制鋼筋混凝土管，外徑為4.14 m，內徑為3.50 m，壁厚為320 mm，管節之間的縱向連接采用承插式“F”型接頭。管道平均覆土深度為11 m，屬于大直徑深埋頂管。該電力隧道鋼筋混凝土穿河頂管工程平面示意圖見圖 1。

圖1 佛山市某電力隧道鋼筋混凝土穿河頂管工程 平面示意圖Fig.1 Schematic plan of steel concrete pipe jacking project of a power tunnel crossing the river in Foshan

頂管穿越段地形地質條件復雜，地層類型由上至下依次為：①素填土；②淤泥質黏土；③-1粉質黏土；③-2粉質黏土；④-1粉砂；④-2粉砂；⑤中砂；⑥圓礫；⑦-1泥質粉砂巖；⑦-2泥質粉砂巖；⑧-1鈣質粉砂巖；⑧-2鈣質粉砂巖。頂管頂進途中主要穿越淤泥質黏土及粉砂層，泥水艙實測平均壓力為0.16 MPa。根據鉆孔揭露，穿越地層的物理力學性質參數見表 1。

表1 穿越地層的物理力學性質參數

2 頂管頂進力實測分析

2. 1 現場監測

現場頂管頂進力依據主頂液壓油缸表盤顯示的壓力值進行采集，頂管每根管節(2.5 m)記錄一次頂進力數值。頂管管節軸向應變測量采用埋入式智能弦式應變計，布設在5#、23#、26#、39#、107#、159#、202#頂管，每個監測斷面內應變計安裝在外層鋼筋籠的上下左右4個位置(ZX1、ZX2、ZX3、ZX4分別指代監測斷面左、下、右和上側軸向應變計)，如圖 2所示。

圖2 頂管管節軸向應變計布置圖Fig.2 Layout of pipe joint axial strain gauges

管周水土壓力計埋設于50#頂管管節，在50#頂管管節共布置4個監測點，每個監測點布置一個土壓力傳感器(編號為W1～W4)和一個孔隙水傳感器(編號為T1～T4)，如圖3所示。

圖3 管周水土壓力計布置圖Fig.3 Layout of water and soil pressure gauge

2. 2 頂管頂進力實測分析

現場實測得到的頂管頂進力隨頂進距離的變化曲線，見圖4。

圖4 現場實測頂管頂進力隨頂進距離的變化曲線Fig.4 Variation curve of measured jacking force with jacking distance

由圖4可知：在頂程30 m內，實測的頂管頂進力增長較快，此時泥漿剛注入，尚未發揮效果；在頂程為30～150 m范圍內，實測的頂管頂進力增長趨勢漸緩，局部有輕微減小趨勢，此時也應是泥漿潤滑效果逐漸發揮的過程；從頂程150 m開始，頂管由粉砂層進入淤泥質黏土層，頂管頂進力在10 000 kN左右波動；頂管頂至450～510 m，管道埋深增大，頂管頂進力隨之略微升高；頂管頂至510 m后，頂管穿越至粉質黏土層，中間夾有的強風化巖塊導致頂管頂進力陡增。這是由于膨潤土泥漿具有觸變性，而吊裝、連接管節造成的施工中斷使頂管管節軸線方向存在反復加載、卸載過程，導致施工停頓重啟后的靜摩擦力大于頂管正常頂進時的滑動摩擦力[11]，故整個頂進過程中實測的頂管頂進力呈波動式上升。

2. 3 頂管管節軸向應變實測分析

因測試頂管管節軸向應變的變化趨勢大致相同，故選取23#頂管管節的軸向應變數據進行分析，見圖5。

圖5 23#頂管管節不同頂進距離的軸向應變實測值Fig.5 Measured axial strain of 23# pipe joint at different distances

由圖5可知：整個頂進過程中，管道基本處于受壓狀態，頂管管節軸向應變值為負，部分拉應變值可能是由于軸線偏差造成的偏心軸壓所致。總體上，頂管管節軸向應變表現為底部>兩側>頂部，且頂管管節兩側的軸向應變值近乎相等。根據文獻[3]，注漿情況下混凝土頂管管節兩側的接觸壓力大于頂部，這一差值產生的摩阻力削減了頂管管節兩側軸向合力的大小，從而使其軸向應變小于頂部；頂管管節管底軸向應變在第一、二、四頂進階段內的平均數值分別穩定在-20με、-30με、-15με，但在第三階段頂管穿過河道后，土層含水率降低，機頭有向下的趨勢，出現軸線偏差，其軸向應變波動較大。

2. 4 管土摩擦系數實測反算

對于鋼筋混凝土頂管，其管節軸向應變主要受頂進力的控制[12]，如圖6所示為頂管管節截面受力示意圖，選取任意兩管節，管節間軸向內力差應等于其軸向合力差，因此在第i+n根和第i根管節內，管節外壁與周圍土體間的摩擦系數與管節軸向內力應有如下關系：

(1)

圖6 頂管管節截面受力示意圖Fig.6 Schematic diagram of the force of the pipe joint

根據公式(1)反算管土摩擦系數，其中Fc根據管周土壓力監測數據(前30 m無監測數據，在30～150 m、150～450 m、450～600 m分別取平均值為378 kPa、257 kPa、284 kPa)，并選取頂管頂至150 m、510 m以及600 m時8#、23#頂管管節實測的平均軸向應變，以此反算30 m后的管土摩擦系數，依據文獻[13]，前30 m管土摩擦系數采用f=tan(φ/2)(φ為土體內摩擦角)計算，其計算結果見表 2。

通過對比不同頂進階段的管土摩擦系數(見表2)，結果表明：管土摩擦系數的變化主要分為是否注漿以及穿越地層性質的變化。時間上，泥漿套未形成期間的管土摩擦系數較大，比注漿作用穩定后大1倍左右；空間上，管土摩擦系數在淤泥質黏土與含強風化巖塊的粉質黏土間的變化最為明顯，前者僅為后者的55.65%。

表2 不同頂進階段管土摩擦系數

3 頂管頂進過程的數值模擬

3. 1 數值模型建立及模擬過程

根據上述管土摩擦系數反算的結果，利用ABAQUS有限元軟件建立頂管頂進三維數值模型，并采用如下假定條件對頂管頂進過程進行了簡化：

(1) 假定土體為均質、連續、各向同性的彈塑性體，采用Mohr-Coulomb本構模型。

(2) 管節和頂管機采用實體單元進行模擬，忽略管節接頭的作用，將整個管節看作一個整體結構，采用彈性本構模型。

(3) 頂管頂進過程中，不考慮地下水滲流對土體擾動的影響。

(4) 作用于開挖面土體的支護壓力為圓形均布荷載，取值為實測的頂管機泥水艙壓力，考慮施工過程中注漿對土體的注漿壓力時，將注漿壓力以力的形式施加于土體上。

為了更好地模擬頂管頂進過程，將模型參數設置如下：

圖7 部分模型地層設置Fig.7 Settings of layers of partial model

(1) 幾何模型及參數：建立幾何模型時，按照實際地層變化設置埋深和地層性質(見圖7)，同時為了消除邊界效應，整個模型設置長、寬、高為650 m×30 m×36 m；頂管機長度為5 m，頂管機及管節共建長度為600 m；土體、頂管機及管節均按C3D8R實體單元劃分，計算模型及網格劃分見圖 8，各材料的力學參數見表3。

圖8 計算模型及網格劃分 Fig.8 Computing model and mesh generation

表3 各材料力學參數

(2) 管土接觸：將土體與對應管節外表面設置接觸對，切向行為通過“罰函數”定義管土摩擦系數來表示兩者之間的摩擦作用，管土摩擦系數按照表2設置。為了模擬潤滑泥漿對管土接觸的影響，同時考慮周圍土體的地層損失，在開挖形成的隧洞與管道之間設置有等代層單元以模擬泥漿套，等代層與隧洞接觸界面采用共節點約束方式，厚度采用實際超切量30 mm。

(3) 邊界條件及荷載施加：模型下表面限制3個方向的位移，側面限制住其各自法向位移。頂管頂進采用位移控制法[14-16]——在頂推面施加位移荷載，土體開挖后在開挖面施加支護壓力，其大小為泥水倉實測平均壓力0.16 MPa。在河道段上表面施加面荷載，其大小為44.1 kPa。

(4) 分析步驟：先對土體進行地應力平衡，然后將頂管頂進至預設管洞內作為初始頂進狀態，采用生死單元法和位移控制法模擬開挖頂進過程。

為了比較地層性質、地形以及注漿作用的時間效應對頂管頂進力的影響，共設置了4種工況即4組數值模型，見表4。

表4 數值模型分組設置

3. 2 數值模擬結果及分析

提取頂推面z軸方向的應力，取其平均值與管節截面積相乘得到頂管頂進力。不同工況下頂管頂進力模擬結果與實測值的對比見圖9。由于頂管頂進力曲線與豎坐標的交點可看作初始迎面阻力，因此本文將其作為考慮地形變化工況下頂管頂進力模擬結果的初始值，其大小采用泥水倉壓力乘以頂管機刀盤面積計算。

圖9 不同工況下頂管頂進力模擬結果與實測值的對比Fig.9 Comparison between simulated and measured pipe jacking force under different working conditions

由圖9可知:與實測頂管頂進力相比，考慮注漿作用的時間效應時，模型D的頂管頂進力模擬曲線近似為一條直線，遠小于實測頂管頂進力；在僅考慮地形變化而采用單一管土摩擦系數時，模型B的頂管頂進力模擬結果前期與實測頂管結果還較為吻合，但隨著頂進距離的增加，模擬結果與實測值的差距不斷增大；在僅考慮管土摩擦系數變化取平均埋深時，因為埋深會直接影響管周摩阻力，所以模型C的頂管頂進力模擬曲線在前期與實測曲線吻合，但在穿越河道時頂進力模擬結果增長更快，以致在穿過河道進入粉質黏土夾強風化巖塊地層后，模擬頂進力已遠超過實測頂進力；在綜合考慮地形變化和管土摩擦系數變化時，模型A的頂管頂進力模擬曲線與實測曲線趨勢相近、大小相仿。

對比4個數值模型的模擬結果可知，頂管頂進力大小受多種因素的共同影響，且注漿對頂管頂進力的降低作用明顯，是前期頂管頂進力先增后減的主因，而綜合考慮各因素的頂管頂進力預測模型與僅考慮單一因素的頂管頂進力預測模型的模擬結果相比,其與實測值更為吻合。

4 結 論

通過對佛山某大直徑鋼筋混凝土穿河頂管的頂進力及管節軸向應變進行實測和數值分析，得到結論如下：

(1)混凝土頂管管節的軸向應變受到頂進力、注漿作用、地層性質和地形變化的共同影響，其中頂進力起到控制性作用。因此，注漿條件下單根管節軸向應變實測值在穿越地層性質和埋深不變的情況下表現出整體大小基本不變的特征。

(2)根據頂管頂進力和管節軸向應變反算出的管土摩擦系數表現出時空上的規律性。時間上，由于注漿作用的時間效應，注漿初期的管土摩擦系數較大，當管周形成完整泥漿套后，管土摩擦系數保持在較小狀態；空間上，管土摩擦系數主要受地層性質的影響，管土摩擦系數在頂管由淤泥質黏土層進入夾強風化巖塊的粉質黏土層時變化最為明顯，前者僅為后者的55.65%。

(3)注漿作用的時間效應以及地層性質會影響管土摩擦系數的大小，而地形的變化將直接影響管周摩阻力，基于上述因素建立的4個數值模型反映出頂管頂進力演化受多種因素的共同影響，隨著各因素的變化會表現出一定的階段性，但除了注漿作用的時間效應外，其他因素導致的頂管頂進力變化會隨著頂進過程累加，因此僅考慮單一因素的頂管頂進力預測模型的模擬結果與實測值有較大差距，而綜合考慮地層性質、地形以及注漿作用時間效應等因素的頂管頂進力預測模型的模擬結果與實測結果更為吻合，從而驗證了本文提出方法的正確性。