軟土地層大直徑曲線頂管隧道受力特性

馮金勇, 蔣 凱, 潘 伍, 梁 禹*

(1.中鐵隧道局集團(tuán)建設(shè)有限公司, 南寧 530007; 2.中山大學(xué)航空航天學(xué)院, 廣州 510006)

隨著中國(guó)頂管施工技術(shù)的不斷完善,頂管技術(shù)正逐漸由小孔徑淺埋隧道向大直徑深埋隧道發(fā)展[1-2]。從20世紀(jì)90年代后期起,曲線頂管開始得到運(yùn)用。日本頂管一般為1.5 m以下小管徑隧道，2 m以上的大管徑隧道施工則采用盾構(gòu)法施工。頂管隧道主要應(yīng)用于軟土地質(zhì)條件下施工,尤其在沿海城市中應(yīng)用廣泛。近20年來(lái),頂管法已發(fā)展到在建筑密集市區(qū)或在穿越江河及江堤地段,進(jìn)行較長(zhǎng)距離的頂管施工,如電力管廊建設(shè)、修建市區(qū)下水管道以及越江煤氣管道等。

中外學(xué)者就頂管隧道施工力學(xué)特性做了相關(guān)研究。Milligan等[3-4]對(duì)管道所受頂力、頂進(jìn)軌跡、管壁與土體間接觸應(yīng)力等進(jìn)行了測(cè)試,并分析了軸向偏移與時(shí)間對(duì)頂管施工過程的影響；曾勤[5]通過數(shù)值模擬手段建立三維模型,研究了類矩形頂管在施工過程中不同頂進(jìn)距離下的頂管內(nèi)力、地層變形、管土接觸壓力、管節(jié)間接觸壓力和管土摩擦阻力的變化情況,揭示了類矩形頂管的力學(xué)變化特性；雷晗等[6]采用數(shù)值模擬方法,研究了大直徑頂管隧道施工過程中管土接觸壓力的變化及頂管覆土厚度對(duì)管道外土壓力的影響；劉翔等[7]采用現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)方法,對(duì)深覆軟土、長(zhǎng)距離頂進(jìn)混凝土頂管的管壁接觸壓力和環(huán)向鋼筋受力進(jìn)行了測(cè)試。分析了頂管隧道頂進(jìn)過程中管壁接觸壓力及環(huán)向鋼筋受力變化情況；張鵬等[8]依托拱北隧道曲線頂管管幕工程,對(duì)曲線頂管管節(jié)縱向與環(huán)向應(yīng)變進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)分析,得出頂進(jìn)過程中管道縱向、環(huán)向內(nèi)力變化影響因素。

張鵬等[9]采用室內(nèi)頂管試驗(yàn)系統(tǒng)對(duì)鋼管節(jié)曲線頂管同向彎曲管節(jié)在不同偏角和軸向頂力作用下進(jìn)行受力模擬試驗(yàn),研究了曲線鋼頂管在曲線頂進(jìn)過程中應(yīng)力分布和變化規(guī)律；魏綱等[10]對(duì)頂進(jìn)過程中管道縱向與環(huán)向鋼筋應(yīng)力及管土接觸壓力進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試并進(jìn)行了頂管管節(jié)受力特性研究。

隨著中國(guó)城市化進(jìn)程加快,曲線頂管隧道施工得到了越來(lái)越廣泛的應(yīng)用。通過總結(jié)中外隧道土壓力理論發(fā)現(xiàn),中國(guó)大多分析建立在以往盾構(gòu)隧道的研究基礎(chǔ)上,目前針對(duì)隧道土壓力計(jì)算方法眾多,但具體采取何種方式,與隧道結(jié)構(gòu)、土層分布特征等密切相關(guān)。為保障經(jīng)濟(jì)效益,優(yōu)化工程設(shè)計(jì),減少不必要的工程造價(jià),研究曲線頂管受力特性及頂推力分析具有重要現(xiàn)實(shí)意義和工程應(yīng)用價(jià)值。

綜上所述,目前中國(guó)針對(duì)直線頂管隧道相關(guān)研究較為常見,介于曲線頂管的特殊性和施工設(shè)計(jì)的復(fù)雜性,針對(duì)曲線頂管受力分析及理論模型甚少。因此，依托大曲率曲線頂管隧道,結(jié)合廣州市南沙區(qū)口岸站-鳧洲站電力管廊工程,參考頂管應(yīng)力監(jiān)測(cè)相關(guān)手段[11],對(duì)管壁接觸壓力與頂管環(huán)、縱向應(yīng)力分布進(jìn)行實(shí)測(cè),分析受力特性及應(yīng)力變化規(guī)律,并結(jié)合頂管技術(shù)規(guī)范[12]及淺埋隧道土壓力理論進(jìn)行對(duì)比分析,進(jìn)一步揭示頂管施工過程中力學(xué)行為特征及變化規(guī)律。

1 工程實(shí)測(cè)

1.1 基本工程實(shí)測(cè)

口岸站-鳧洲站110/220 kV 電力管廊口岸段2#-3#管段位于廣州市南沙區(qū)南沙街南部及龍穴島西,采用鋼筋混凝土預(yù)制管,全長(zhǎng)195.2 m,其中曲線段131.425 m，頂管內(nèi)徑3 m,外徑3.6 m,管節(jié)長(zhǎng)2.5 m,覆土深度范圍位于6～8 m,平面曲率半徑600 m,縱坡0.564%,采用泥水平衡式掘進(jìn)曲線頂進(jìn)。

該管道隧道采用泥水平衡式頂管施工,隧道穿越淤泥質(zhì)土,上覆素填土,施工斷面圖如圖1所示。由詳勘數(shù)據(jù)可知,頂管機(jī)穿越淤泥質(zhì)土,其主要特征為天然含水量高、空隙比大、壓縮性高、強(qiáng)度低、滲透系數(shù)小等。其頂進(jìn)阻力較小,但強(qiáng)度低、觸變和流變靈敏度高,管道施工中易受擾動(dòng)。其主要土體參數(shù)如下:含水量w=53.2%,重度γ=16.5 kN/m3,壓縮模量Es=2.0 MPa,承載力fak=65 kPa,平均覆土深度為7.57 m。固結(jié)快剪指標(biāo):黏聚力c=9.0 kPa,內(nèi)摩擦角φ=7.0°。

圖1 頂管施工斷面圖Fig.1 Section of pipe jacking construction

1.2 測(cè)試方案

為了研究管節(jié)外荷載分布情況,應(yīng)合理地沿管節(jié)外側(cè)布置傳感器。一般地,傳感器應(yīng)考慮盡可能沿圓周均勻布置,測(cè)試將在頂進(jìn)區(qū)間內(nèi)沿第4、5兩段試驗(yàn)管節(jié)布置傳感器,第4管節(jié)于隧道截面軸線呈45°方向均勻布置4個(gè)土壓力盒及8個(gè)鋼筋應(yīng)力計(jì),測(cè)試儀器位置示意圖如圖2所示。

第5管節(jié)于隧道截面軸線呈45°方向沿縱向均勻布置4個(gè)鋼筋應(yīng)力計(jì),各測(cè)點(diǎn)位置與圖2相同,測(cè)試儀器位置示意圖如圖3所示。

圖2 第4管節(jié)測(cè)點(diǎn)埋設(shè)位置示意圖Fig.2 Schematic diagram of burying position of measuring points of No.4 pipe joint

圖3 第5管節(jié)測(cè)點(diǎn)埋設(shè)位置示意圖Fig.3 Schematic diagram of burying position of measuring points of No.5 pipe joint

1.3 施工狀況

頂進(jìn)始發(fā)時(shí)間為2019年10月28日,頂進(jìn)結(jié)束于2019年11月20日,累計(jì)頂進(jìn)195.2 m。為記錄管節(jié)初始數(shù)據(jù),于2019年10月23日頂進(jìn)開始前于管節(jié)內(nèi)安裝土壓力計(jì)、鋼筋應(yīng)變計(jì)等傳感器。圖4所示為頂推力隨頂進(jìn)距離的變化關(guān)系圖。由實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)可知,初始頂進(jìn)時(shí)管節(jié)所受頂力值較大,管壁注漿后減阻效果明顯,頂力降低。隨頂進(jìn)里程增加,頂推力穩(wěn)步增長(zhǎng),泥漿套形成良好,頂力最終穩(wěn)定在600 t左右。

圖4 頂推力隨頂進(jìn)距離變化曲線Fig.4 The change curve of jacking force change with jacking distance

圖5所示為機(jī)頭刀盤高程、頂管姿態(tài)水平偏移隨頂進(jìn)距離變化曲線。該曲線反映了隧道頂進(jìn)過程中機(jī)頭糾偏情況,該值對(duì)頂進(jìn)方向控制及施工安全具有重要意義。

根據(jù)施工設(shè)計(jì),為了與隧道設(shè)計(jì)線路更好擬合,實(shí)現(xiàn)更好的糾偏靈敏度,施工過程中需小幅度連續(xù)糾偏。由圖5可看出,刀盤高程逐次變化。可分為4階段分析,0～17.5 m段刀盤高程持續(xù)增加,之后達(dá)到極大值240 mm；17.5～55 m段,刀盤高程穩(wěn)定降低,最小值為-26 mm；55～90 m段,刀盤高程持續(xù)增加,最終達(dá)到高程最大值276 mm；90～195.2 m段總體持續(xù)降低,施工結(jié)束時(shí)刀盤高程定值為-5 mm,糾偏控制良好。

圖5 機(jī)頭刀盤高程、管道姿態(tài)水平偏移隨頂進(jìn)距離變化曲線Fig.5 The change curve of head cutterhead elevation and horizontal deviation of pipe attitude with jacking distance

由于該頂管區(qū)間曲率半徑為600 m,為小曲率曲線隧道,故施工過程中需進(jìn)行較大幅度水平方向調(diào)整。由圖5可知,頂管頂進(jìn)初期,管道姿態(tài)水平控制值由正轉(zhuǎn)負(fù),之后持續(xù)向右發(fā)展,頂進(jìn)45 m時(shí)達(dá)到最大值436 mm。由于工程設(shè)計(jì)需要,隧道軌跡從頂進(jìn)45 m開始減小水平姿態(tài)偏移值并于行程90 m處達(dá)到最小值-238 mm,隨后逐漸恢復(fù)為0并進(jìn)行小范圍調(diào)整。

2 頂進(jìn)數(shù)據(jù)實(shí)測(cè)分析

基于施工組織設(shè)計(jì)中相關(guān)數(shù)據(jù),隧道的管片截面設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。管段第4、5節(jié)為試驗(yàn)管節(jié),其中第4管節(jié)傳感器布置最為全面,因此將此管節(jié)數(shù)據(jù)作為分析主體,以管節(jié)5數(shù)據(jù)作為輔助驗(yàn)證。

表1 管片截面設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Design parameters of material and segment section

2.1 頂管管壁接觸壓力數(shù)據(jù)分析

管節(jié)4頂進(jìn)過程中各測(cè)點(diǎn)接觸壓力隨時(shí)間變化曲線如圖6所示,接觸壓力為正值時(shí)即代表管節(jié)外截面受壓。

圖6 各測(cè)點(diǎn)接觸壓力隨時(shí)間變化曲線Fig.6 Contact pressure curve of each measuring point with time

測(cè)點(diǎn)1管壁接觸壓力值一開始緩慢增加,隨后開始波動(dòng),分析數(shù)據(jù)后發(fā)現(xiàn)停機(jī)后接觸壓力略有降低,且注漿會(huì)造成接觸壓力值顯著降低。頂進(jìn)一段時(shí)間后管壁接觸壓力略微回落,并逐漸穩(wěn)定且保持在一定范圍內(nèi),最大值為272 kPa,平均壓力為142 kPa。

由圖6可知,各測(cè)點(diǎn)接觸壓力變化趨勢(shì)一致,隨著隧道頂進(jìn)各測(cè)點(diǎn)壓力值一開始緩慢增加,隨后開始波動(dòng),注漿后管土接觸壓力顯著降低,說(shuō)明泥漿套形成良好。

2.2 頂管隧道環(huán)向鋼筋應(yīng)力測(cè)試分析

頂管隧道頂進(jìn)過程中承擔(dān)覆土壓力、注漿壓力、地下水壓力、隧道自身重力等影響。因多重因素影響,理論上研究隧道截面橫向應(yīng)力較為復(fù)雜,因此通過環(huán)向鋼筋應(yīng)力測(cè)試,通過環(huán)向鋼筋的受力狀態(tài)在一定程度上分析管道橫向受力情況。環(huán)向鋼筋應(yīng)變計(jì)測(cè)試時(shí)間與土壓力計(jì)同步進(jìn)行。管節(jié)4各測(cè)點(diǎn)環(huán)向應(yīng)力隨時(shí)間變化曲線如圖7所示,正值代表管節(jié)環(huán)向受到拉應(yīng)力作用,負(fù)值代表其受壓應(yīng)力。

圖7 各測(cè)點(diǎn)環(huán)向應(yīng)力隨時(shí)間變化曲線Fig.7 Change curves of circumferential stress at each measuring point with time

由圖7可知,環(huán)向應(yīng)力變化范圍在-1.82～0.85 MPa內(nèi),測(cè)點(diǎn)1、測(cè)點(diǎn)3變化趨勢(shì)相同,測(cè)點(diǎn)2、測(cè)點(diǎn)4變化趨勢(shì)高度相同。分析其原因,變化趨勢(shì)相同測(cè)點(diǎn)均分布在隧道截面同側(cè),因此管道姿態(tài)水平調(diào)整時(shí),同側(cè)測(cè)點(diǎn)受力變化相似。圖7中，環(huán)向鋼筋受力測(cè)試結(jié)果表明:從施工開始至結(jié)束鋼筋計(jì)應(yīng)力范圍位于-2～+1 MPa,符合安全控制要求。隧道截面環(huán)向應(yīng)力初期整體上以受壓為主,頂進(jìn)后期逐漸轉(zhuǎn)為受拉,但整體分布特征不明顯,說(shuō)明隧道受力均勻,變形較小。由于管道姿態(tài)偏移、注漿壓力等影響,管道所受圍壓改變,鋼筋應(yīng)力不斷變化,數(shù)據(jù)波動(dòng)較大,這與文獻(xiàn)[10]的測(cè)試結(jié)果相符。

2.3 頂管隧道縱向鋼筋應(yīng)力測(cè)試分析

隧道縱向應(yīng)力數(shù)據(jù)實(shí)時(shí)反映了頂進(jìn)過程中隧道縱向受力變化,對(duì)頂管工程姿態(tài)控制、安全性評(píng)估、工程設(shè)計(jì)等具有重要現(xiàn)實(shí)意義。受施工影響,測(cè)試過程中管節(jié)4縱向應(yīng)變計(jì)測(cè)試數(shù)據(jù)缺失嚴(yán)重,管節(jié)5也有個(gè)別傳感器無(wú)法測(cè)讀,這里取管節(jié)5縱向應(yīng)力數(shù)據(jù)進(jìn)行分析。

由圖8可以看出,隧道截面大部分以拉應(yīng)力為主,除測(cè)點(diǎn)2在10月30日—10月31日出現(xiàn)明顯波動(dòng)外,各測(cè)點(diǎn)縱向應(yīng)力整體上平穩(wěn)增加,頂進(jìn)一定距離后穩(wěn)定在一定范圍內(nèi)。分析應(yīng)力變化原因后發(fā)現(xiàn),此時(shí)隧道頂進(jìn)45～50 m,此時(shí)刀盤高程穩(wěn)定降低,逐漸恢復(fù)至水平位置。頂進(jìn)45 m時(shí)管道姿態(tài)水平控制值達(dá)到最大值436 mm。即此時(shí)測(cè)點(diǎn)2位于縱向彎曲受壓側(cè),并于頂進(jìn)50 m處達(dá)到最大值-7.4 MPa。隨著管道水平姿態(tài)偏移恢復(fù)正常,縱向應(yīng)力逐漸降低至正常范圍。

圖8 各測(cè)點(diǎn)縱向應(yīng)力隨時(shí)間變化曲線Fig.8 Longitudinal stress curve of each measuring point with time

3 管道受力特征分析

3.1 土壓力計(jì)算理論的選擇

測(cè)試所用的大直徑頂管隧道外徑D=3.6 m,覆土層平均厚度H=7.57 m,H/D大于2,符合普氏壓力拱成拱條件。分別考慮太沙基理論、馬斯頓理論、土柱理論、普氏壓力拱理論,并結(jié)合《給水排水工程頂管技術(shù)規(guī)程》[12]經(jīng)驗(yàn)公式與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析,土壓力計(jì)算理論選取流程如圖9所示。

圖9 土壓力計(jì)算理論選取流程Fig.9 Theoretical selection process of earth pressure calculation

3.2 土壓力分布模式分析

由于按普氏壓力拱理論計(jì)算所得卸荷拱高度大于實(shí)際覆土厚度,因此普氏壓力拱理論并不適用于本文頂管隧道。實(shí)際考慮太沙基理論、馬斯頓理論、土柱理論進(jìn)行理論計(jì)算。

參考文獻(xiàn)[13-14]后可知,圖3所示各測(cè)點(diǎn)管土接觸壓力相同。這里取測(cè)點(diǎn)1、測(cè)點(diǎn)2進(jìn)行理論分析并驗(yàn)證,表2和圖10為不同土壓力理論下所得接觸壓力與頂管實(shí)測(cè)接觸壓力對(duì)比。由表2中實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)得,測(cè)點(diǎn)1實(shí)測(cè)接觸壓力平均值略大于測(cè)點(diǎn)2。經(jīng)分析,由于管道向右偏轉(zhuǎn),管壁左側(cè)與土體間空隙較右側(cè)大,注漿形成漿套過程中,左側(cè)管壁注漿量大于右側(cè),因而左側(cè)注漿壓力比右側(cè)大很多。這與文獻(xiàn)[10]中的結(jié)果一致,實(shí)測(cè)得到的接觸壓力也驗(yàn)證了這一點(diǎn)。

由表2可知,由太沙基理論所得管土接觸壓力值與測(cè)點(diǎn)1實(shí)測(cè)平均接觸壓力數(shù)據(jù)最為吻合,誤差為1.9%；馬斯頓理論所得計(jì)算值與測(cè)點(diǎn)2實(shí)測(cè)平均接觸壓力誤差為1.5%。由此說(shuō)明由散粒土出發(fā)的極限平衡方法適用于軟土地基曲線頂管隧道管土接觸壓力計(jì)算,且考慮土體內(nèi)聚力影響時(shí)更適用于曲線頂管隧道彎曲內(nèi)側(cè)接觸壓力計(jì)算。

表2 不同土壓力理論下接觸壓力與頂管實(shí)測(cè)接觸壓力對(duì)比Table 2 The comparison between the contact pressure and the measured contact pressure under different earth pressure theories

為更好展開對(duì)比分析,就口岸段2#～3#曲線頂管隧道,分別考慮太沙基理論、馬斯頓理論、土柱理論、給水排水工程頂管技術(shù)規(guī)程經(jīng)驗(yàn)公式,繪制管土接觸壓力隨頂進(jìn)距離變化曲線，如圖10所示。土壓力參數(shù)采用固結(jié)快剪指標(biāo),其中c=9.0 kPa,φ=7.0°。主動(dòng)土壓力系數(shù)Ka=tan2(45°-φ/2)=0.78。結(jié)果表明:采用的土壓力理論公式受隧道覆土深度影響較大,這與文獻(xiàn)[15]中結(jié)論一致；因此管土接觸壓力變化曲線具有相似性。受覆土深度影響的各土壓力理論計(jì)算結(jié)果的大小結(jié)果排序?yàn)?馬斯頓理論<太沙基理論<土柱理論<頂管規(guī)范公式。

圖10 各土壓力理論下接觸壓力隨頂進(jìn)距離變化曲線Fig.10 Variation curve of contact pressure with jacking distance under various earth pressure theories

由圖10可知,計(jì)算管土接觸壓力時(shí)頂管規(guī)范公式偏于保守,與實(shí)際情況出入較大。土柱理論由于未考慮卸荷拱效應(yīng),所得理論值較實(shí)測(cè)值偏大。太沙基理論與馬斯頓理論與實(shí)際情況均吻合較好。其中太沙基理論與測(cè)點(diǎn)1平均接觸壓力擬合較好,進(jìn)一步驗(yàn)證了太沙基理論的合理性。與太沙基理論相比,馬斯頓理論考慮了土體內(nèi)聚力影響,所得擾動(dòng)土寬度不同,實(shí)際證明其更適應(yīng)于曲線頂管隧道彎曲內(nèi)側(cè)管壁接觸壓力計(jì)算,該發(fā)現(xiàn)可為工程設(shè)計(jì)及施工安全驗(yàn)算等提供參考。

3.3 頂管平均摩阻力與頂程關(guān)系

考慮土體黏聚力時(shí),頂管所受端面阻力為

(1)

頂管平均摩阻力計(jì)算公式為

f=(P-PA)/πDL

(2)

式中:PA為端面阻力，kN；P為頂推力，kN；H為管節(jié)中心處覆土深度,m；γ為頂管機(jī)周圍土體平均重度,kN/m3；Ka為主動(dòng)土壓力系數(shù)；D為管節(jié)直徑,m；L為頂進(jìn)土體中管節(jié)長(zhǎng)度,m。

由式(2)可知,頂管平均摩阻力受頂推力和端面阻力控制。由于頂進(jìn)過程端面阻力影響逐漸減弱,故平均摩阻力影響因素應(yīng)與頂力影響因素相同。結(jié)合圖4所示實(shí)測(cè)頂推力數(shù)據(jù),由式(1)、式(2)可得出頂管平均摩阻力與頂程關(guān)系曲線，如圖11所示。

圖11 頂管平均摩阻力隨頂進(jìn)距離變化曲線Fig.11 Change curve of average friction resistance of pipe jacking with jacking distance

頂管開始頂進(jìn)時(shí),由于泥漿套還未成型,軸線控制不穩(wěn)等狀況,平均摩阻力達(dá)到最大值26.1 kPa。初始段管節(jié)頂進(jìn)后,隨著施工過程持續(xù)進(jìn)行,軸線控制相對(duì)穩(wěn)定,管壁注漿形成泥漿套,頂管摩阻力總體變化平穩(wěn)并緩慢降低。頂進(jìn)103 m處平均摩阻力出現(xiàn)波動(dòng),結(jié)合圖5發(fā)現(xiàn),此時(shí)刀盤高程與管道姿態(tài)水平偏移均達(dá)到最大值,說(shuō)明管道姿態(tài)偏移對(duì)頂管平均摩阻力產(chǎn)生重要影響。上述分析表明頂管平均摩阻力同時(shí)受注漿因素、管道軸線控制影響,實(shí)際工程中可通過加強(qiáng)注漿減阻性能、合理控制刀盤高程及水平姿態(tài)調(diào)整等來(lái)減小頂管側(cè)摩阻力。

4 結(jié)論

采用現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)方法,對(duì)淺埋軟土、長(zhǎng)距離頂進(jìn)、曲線鋼筋混凝土頂管的管壁接觸壓力和縱向、環(huán)向鋼筋受力進(jìn)行了測(cè)試,并與已有文獻(xiàn)研究進(jìn)行對(duì)比分析，得到以下結(jié)論。

(1)隧道各測(cè)點(diǎn)接觸壓力變化趨勢(shì)一致,隨著隧道頂進(jìn)各測(cè)點(diǎn)壓力值一開始緩慢增加,隨后開始波動(dòng),最后穩(wěn)定在一定范圍內(nèi),注漿后管土接觸壓力顯著降低。泥漿套形成后,管土接觸壓力分布均勻。

(2)頂管施工初期,隨頂進(jìn)里程增加,頂推力穩(wěn)步增長(zhǎng),管壁注漿后減阻效果明顯,頂力降低。管道在良好泥漿套頂進(jìn)時(shí),頂力最終穩(wěn)定在一定范圍內(nèi)。

(3)曲線頂管施工過程中,受刀盤高程及水平姿態(tài)調(diào)整,管節(jié)頂進(jìn)過程中受彎。隧道截面以拉應(yīng)力為主,截面最大壓應(yīng)力主要受機(jī)頭水平姿態(tài)調(diào)整幅度影響,實(shí)際施工中應(yīng)加強(qiáng)危險(xiǎn)截面應(yīng)力監(jiān)測(cè)。

(4)計(jì)算管土接觸壓力時(shí)頂管規(guī)范公式偏于保守,與實(shí)際情況出入較大。土柱理論由于未考慮卸荷拱效應(yīng),所得理論值較實(shí)測(cè)值偏大。太沙基理論與馬斯頓理論與實(shí)際情況吻合較好,其中馬斯頓理論更適應(yīng)于曲線頂管隧道內(nèi)側(cè)管壁接觸壓力計(jì)算。

(5)頂管側(cè)摩阻力與頂推力影響因素相同。頂管平均摩阻力受注漿因素、管道軸線控制影響,實(shí)際工程中可通過加強(qiáng)注漿減阻性能,合理控制刀盤高程及水平姿態(tài)調(diào)整等減小頂管側(cè)摩阻力。