頂管施工模型試驗系統研發與應用

鄧文杰， 曹廣勇*， 程 樺， 陳 平， 林 鍵， 安剛建， 劉吉敏

(1.安徽建筑大學建筑結構與地下工程安徽省重點實驗室， 合肥 230601; 2.安徽建筑大學土木工程學院， 合肥 230601; 3.中鐵四局集團有限公司， 合肥 230022; 4.中鐵四局集團第四工程有限公司， 合肥 230000; 5.安徽理工大學土木建筑學院， 淮南 232001)

頂管法作為機械化程度高的非開挖隧道建設技術已在地下管線建設中廣泛應用。隨著城市市政工程規模的不斷擴大，多頂管并行施工應運而生，同時日趨復雜的環境和緊迫的給排水需求對城市地下隧道建設提出了更高的要求。頂管施工對周圍環境的影響逐漸受到廣泛的關注。

諸多學者采用數值模擬、現場監測和室內試驗對單頂管展開了深入研究[1-3]，揭示了單頂管施工擾動機理，為解決復雜環境下單頂管施工提供了重要理論支撐。在單頂管隧道的研究基礎上，魏新江等[4]提出了一種新的后施工頂管地面沉降計算方法；胡昕等[5]基于彈性力學討論了頂管正面推進引起的附加荷載對相鄰管道的影響；尹榮申等[6]以隨機介質理論為基礎，分析對比單個及多孔矩形頂管施工引起的地層變形特征；Jia等[7]基于隨機介質和彈性力學理論，提出了單頂管的卸載擾動半徑計算公式，并分析了多頂管引起的地面沉降；楊金虎等[8]研究了雙層頂管施工過程中土體豎向變形規律；黎永索等[9]對弧形密排大直徑管群施工引起的地層沉降進行研究；李學峰等[10]、王道偉等[11]通過模型試驗研究了平行雙頂管先后施工對圍巖的疊加擾動，得到了地表沉降的累計規律和附加應力變化規律，但其試驗中并未考慮管壁泥漿套的影響。Ji等[12]在考慮注漿潤滑的條件下，建立數值模型分析頂管頂進力與摩擦阻力的關系；李博等[13]、Zhou等[14]采用可注漿減阻的頂管試驗系統，通過預埋管道的方式研究了圓形平行雙頂管近間距施工的相互影響規律，但其試驗裝置是通過步進式千斤頂直接頂進且注漿系統缺少壓力實時控制器件。由此可見，現有的模型試驗裝置不能對管壁注漿壓力、土倉壓力和土體損失率進行精確控制，而這些參數是減小施工擾動的重要手段[15-17]。

現通過研發一套可對管壁注漿壓力、土倉壓力和土體損失率進行精確控制的室內頂管模型試驗系統，依托海口給排水管網改擴建工程進行試驗設計與系統制造，開展富水砂層水平三排頂管施工模型試驗研究，通過試驗結果與現場前期施工數據的比較，檢驗模型試驗系統的可靠性，并分析可控注漿條件下研究頂管頂力與土倉壓力的變化規律，從上覆土體豎向位移與隧道附加應力的角度分析頂管頂進對既有管道的擾動規律，以檢驗現場頂進參數。

1 工程概況

海口市美蘭機場二期擴建場外排水工程中主線里程4+776.3～5+435.9段為三孔水平直徑3.5 m頂管，頂管段總長為3 390 m，頂管橫向間距3.18 m，管節采用專用鋼筋混凝土管，每節長度2.5 m(1 356節)，混凝土強度等級C50，抗滲等級P8。項目所處地段為火山臺地地貌單元，巖性以粉質黏土，強、中風化玄武巖，粗砂，生物碎屑砂為主。線路里程4+776.3～5+435.9段為水平三排頂管段，具有代表性的斷面如圖1所示，該段以⑦層粉質黏土(6.3～16.2 m)及⑧層粗砂(4～6.3 m)作為基礎持力層，平行頂管埋深為4.71～8.21 m。

圖1 三排平行頂管地質剖面Fig.1 Geological profile of three parallel pipe jacking rows

2 設備研發

為解決現有的模型試驗系統不能對管壁注漿壓力、掌子面壓力和土體損失率進行精確控制的問題，研究頂管施工過程中頂力、土倉壓力、頂進速度及注漿壓力等因素對施工效果的影響[18]，在現有系統基礎上對切土系統、頂管機系統、可控注漿系統、監測系統[19]和試驗箱體進行研發(圖2)。

圖2 模型試驗系統示意圖Fig.2 Schematic diagram of model test system

2.1 切土系統

該系統由刀盤、傳動軸和驅動機構組成。刀盤由4片呈十字分布的刀片組成，如圖3所示，位于機頭的前端，與管節內傳動軸的前端連接，驅動機構與傳動軸的末端連接。為實現土倉壓力的監測，刀盤后部鑲嵌有第一壓力傳感器，通過數據采集系統實時記錄土倉壓力。該系統可通過調整刀盤和螺旋式出土機構的轉速實現土倉壓力控制，并通過出土量和推進距離計算出土層損失率。

圖3 刀盤結構圖Fig.3 Structure diagram of cutterhead

2.2 頂管機系統

頂管機系統由機頭、管節、頂進機構和導軌限位機構組成，如圖4所示。機頭與管節前端同軸剛性連接，管節末端與導軌滑塊連接，靠近機頭一端的管節外壁均布有兩個的注漿口，并與注漿系統中的注漿管路相連接，頂進機構帶動導軌滑塊沿直線導軌運動，兩者連接處設置有第二壓力傳感器，通過數據采集系統實時記錄頂力。該系統通過操作頂進機構移動速度實現了控制頂進速度，通過導軌限位機構對頂管軸線偏差的限制解決了由刀盤扭矩作用導致軸線偏差不可控的問題，并通過頂進機構與導軌滑塊間的壓力傳感器實現了頂力的監測。

圖4 頂管機系統實物圖Fig.4 Pipe jacking system physical drawing

2.3 注漿系統

注漿系統由漿液罐、壓力表、電子天平、注漿管路和空氣壓力泵5個部分組成。漿液罐放置在連接數據采集系統的電子天平上，通過數據采集系統實時監測漿液罐內漿液的重量變化，以實現注漿量的動態記錄。在注漿時，通過空壓泵向密閉漿液罐內注入氣的方式，增大漿液罐內壓，將漿液罐內的漿料通過注漿管路由注漿口注入管節外壁與土體之間的間隙。在漿液罐的上方設置有壓力表，通過觀察壓力表的壓力變化，可以通過控制空壓泵的閥門達到及時調整進氣壓力的目的。

2.4 監測系統

監測系統包括地表變形監測系統和管壁應力監測系統。其中位移監測系統由光電式位移傳感器、傳感器支架和靜態數據采集儀組成，傳感器支架通過螺栓固定在模型箱上方的T形滑槽內，通過傳感器支架將13支光電式位移傳感器固定在地表上方，監測試驗過程中地表的豎向位移，通過靜態數據采集儀實時存儲傳感器上的數據。管壁應力監測系統為土壓力盒和數據采集儀組成，在預埋管靠近頂進管一側布設多個等間距分布的土壓力盒；監測試驗過程中預埋管道所受到的徑向附加應力，并實時儲存壓力盒上的數據到數據采集儀中。

2.5 模型試驗箱體

模型試驗箱體采用焊接鋼框架、鋼化玻璃側板和焊接鋼制底板制成，箱體頂部的邊框設置有T形滑槽，便于固定位移監測系統。箱體的鋼化玻璃側板可根據試驗需求預留一個或多個圓孔以滿足頂管破洞，并在預留圓孔處設置的密封圈和薄膜擋板。

所研發的模型試驗系統如圖5所示。由上述分系統構成的模型試驗系統通過設置電機帶動刀盤旋轉切土，切下的土料進入機頭內部經過螺旋式出土機構運至出料口，解決了實驗室條件下頂進時由于無法產生土體損失導致土倉壓力不可控的問題；在切土完成時，傳動軸收縮，使刀盤蓋設在機頭的開口處，避免了靜止狀態下土從機頭開口處進入，使土體發生位移從而造成測量不準確。在注漿時，通過向密閉的漿料罐通入高壓氣體，觀察壓力表的壓力變化，可以及時調整進氣壓力，從而實現恒壓注漿，達到注漿壓力可控的目的。同時在模型箱的頂管通過口處設置的密封圈，使管節和頂管通過口密閉連接，解決了因漿料滲漏導致的注漿壓力不可控的問題，實現了穩壓注漿減阻。整個試驗模擬系統工作形態接近實際場景，檢測工況比較全面。

3 模型試驗設計

3.1 相似比參數確定

試驗以海口市美蘭機場二期擴建場外排水工程中線路里程4+776.3～5+435.9段的典型斷面為原型，旨在模擬富水砂層水平三排頂管施工的現場工況。因此，設計試驗既要與現場施工工序相對應，又要滿足其參數的相似關系。根據相似理論[20]，在絕對系統下建立物理量綱矩陣，進行相似準則推導，得到模型設計應滿足的相似指數式

(1)

受實驗室空間條件限制，幾何相似比取1/35，忽略管節的相似，實際現場和模型試驗的相似參數比(C)如表1所示。

表1 三排平行頂管試驗中的主要參數Table 1 Main parameters in three parallel pipe jacking tests

試驗采用的同步減阻泥漿由膨潤土、羧甲基纖維素鈉(CMC)、純堿和水組成的一種均勻混合溶液[17]。在泥漿配比選擇時，忽略相似準則，采用的漿液配合比為膨潤土∶CMC∶純堿∶水是0.175∶0.000 25∶0.001 5∶1。根據相似比和實際土體參數，經過正交試驗得到該試驗土層相似材料的相關物理參數如表2所示，試驗布置實拍圖如圖5所示。

表2 模型試驗的主要參數Table 2 Main parameters of model tests

圖5 模型試驗布置實拍圖Fig.5 Real shooting diagram of model test arrangement

4.2 試驗方法與監測方案

為保證試驗結果的準確性，可通過分層填筑和人工夯實的制作方法保證試驗土體的均勻程度和密實度。試驗步驟分為模型填筑、傳感器安裝與調試、系統調試和數據實時采集。具體步驟如下：

步驟1在模型箱內分層填鋪土體，每層5 cm，并逐層夯實，并在每層土體夯實后按模型試驗相似比含水率要求添加水，填至預留孔下方高度(層高35 cm)。

步驟2在頂進頂管中間孔的兩側距離為 100 mm 處分別布設兩個既有頂管管道；在預埋管上安裝測試原件，監測位置要選擇具有代表性的位置，在預埋管靠近頂進管一側布置了5個壓力傳感器，如圖4所示。

步驟3按照步驟1持續填筑至設計高度，并在每層夯實后添加水，待土體填筑完畢后進行6 h不排水固結。

步驟4將光電式位移傳感器按照規定間距通過傳感器支架固定在箱體的上方(圖6)，在試驗開始之前對所有測試原件進行校準歸零，確保試驗過程中得到的數據精準可靠。

圖6 模型試驗箱測點及相對關系Fig.6 Measurement points and relative relations of model test box

步驟5待試驗裝置準備和測試原件調試完成后，通過工作臺上電腦控制面板操控電機為頂管機系統提供驅動力，確保頂管機系統可以勻速頂進。

步驟6將之前配制好的泥漿注入漿液罐內，記錄此時壓力表和電子天平上的數據，作為初始值；打開空壓泵向漿液罐內注入一定的空氣壓力，使漿液罐里的泥漿沿著注漿管路從頂管機頭處的注漿口流出，以防止泥漿在注漿管路中產生堵塞現象。

步驟7保持電機的驅動力不變，進行頂進管勻速頂進，直至試驗結束。

參照現場頂管平均頂進速度125 cm/h，由相似比得到模擬頂進平均速度應控制在3 mm/min，頂進總距離為550 mm，刀盤旋轉速度應控制在4 rad/min。在整個試驗過程中，對所有測試原件進行實時監控，并對數據進行記錄。同時根據試驗進行情況，來控制空壓泵的進氣壓力，達到注漿壓力可調控的效果。

5 試驗結果分析

5.1 現場監測

現場施工為單頂管頂進，且施工順序為中間頂管先頂進，前期施工對頂進時頂管所受到的頂力和土倉壓力進行了監測，其隨著頂距的變化曲線如圖7所示。由圖7可知：頂管在頂進時所受到的最大頂力為11 592 kN，最大土倉壓力為120 kPa；在頂進時頂管所受到的頂力先逐漸增大，然后緩慢減小直至趨于穩定；土倉壓力在頂進初期表現為增長趨勢，而后一直保持穩定直至頂進結束。

圖7 現場監測頂力、土倉壓力與頂進距離關系Fig.7 Field monitoring of the relationship between jacking force, soil bin pressure and jacking distance

室內模型試驗結果表明：在注漿條件下，頂管頂進時的頂進力隨著頂進距離的增大也表現為先增大后逐漸減小直至趨于穩定。產生該現象的原因是：由于頂管管壁減阻泥漿套的形成具有一定的滯后性，頂管在剛開始頂進土體時的管壁摩阻力系數較大，導致其所需要的頂力偏大；當頂管頂進土體270 mm處時(當頂管頂進了將近一半的行程時，注漿漿液逐漸發揮其減阻潤滑的作用)，頂力達到最大值0.34 kN，之后頂管的頂進阻力逐漸減小直至趨于穩定，此時的漿液潤滑減阻作用效果顯著。頂管頂進時的土倉壓力只有在剛開始時呈增長趨勢，隨后壓力值一直保持穩定直至頂進結束，土倉壓力最大值為5.05 kPa(圖8)。

圖8 模型試驗頂力、土倉壓力與頂進距離關系Fig.8 Relationship between jacking force,soil bin pressure and jacking distance

由此可見，模型試驗的頂力變化規律與現場一致，土倉壓力變化規律在前期與現場一致。根據模型試驗的結果按照相似比計算得到的最大頂力和土倉壓力分別為14 578、176.75 kPa，分別為實際監測結果的126%、147%。產生上述誤差的原因可能是試驗用砂土部分代替了現場頂管地層中的黏土，提高了其管壁摩阻力系數，同時為保持開挖面穩定，試驗的出土速率比現場慢。但現場監測結果與模型試驗結果的規律基本吻合，因此可以證明該研發的試驗系統得出的結果真實可靠。

5.2 地表豎向位移與頂進距離的關系

隨著開挖面不斷向前推進，頂進管逐漸通過掘進方向上的地表豎向位移監測點。在注漿條件下，頂管頂進不同距離，沿頂管掘進方向監測點的地表豎向位移變化情況如圖9所示。由圖9可知：地表豎向變形表現為隆起，且在頂管通過該監測點所在橫斷面時，地表豎向變形最大，隨著頂管的持續頂進，頂管已通過的上方地表豎向位移逐漸回落，而未通過的地表豎向位移逐漸增大；各監測點地表豎向位移最大值依次為1號監測點0.12 mm、2號監測點0.20 mm、3號監測點0.22 mm、9號監測點0.20 mm、4號監測點0.32 mm，基本呈現出沿掘進方向增大的狀態。

圖9 掘進方向土體的豎向位移Fig.9 Vertical displacement of soil in heading direction

產生該現象的原因是：機頭切削速率不夠，導致頂進時機頭一直對開挖面形成擠壓，進而導致地表一直隆起；由于出土速率慢，隨著頂管持續頂進，土倉壓力逐步增大導致后通過的測點位移逐漸增大。由此可見，實際現場機頭的切削速率需要和頂進速率相配合，且要嚴格控制出土速率以保證土倉壓力與地層壓力平衡，從而實現地表豎向變形控制。

當開挖面推進至250 mm處時，頂進管機頭位于橫向監測端面的正下方。在注漿條件下，頂管頂進不同距離，橫向監測點處地表豎向位移變化情況如圖10所示。

由圖10可知：隨著頂進管的推進，橫向監測斷面的地表豎向位移呈現出先增后減的趨勢，且每個斷面上的地表豎向位移以頂進管為對稱軸呈現類似正態分布狀，頂進管上方地表豎向位移最大值發生在頂管通過橫向監測斷面約50 mm時，最大值為0.21 mm，于此同時既有頂管管道上方地表豎向位移達到最大0.07 mm。

圖10 橫向監測斷面地表豎向位移Fig.10 Vertical surface displacement of transverse monitoring section

上述試驗結果中地表豎向位移呈現出先增后減的原因是：機頭通過監測斷面前，掌子面前方圍巖一直承受頂管機通過掌子面持續施加的荷載，但由于荷載過大導致其發生持續增加的隆起；機頭通過監測斷面后，由于管片斷面較開挖斷面小，釋放一定的位移，并且該斷面圍巖的支撐荷載轉化為較掌子面壓力小的注漿壓力，從而導致地表豎向位移的降低，但最終依然表現為隆起。由此可見，實際現場頂進的注漿壓力選取合理，可抑制地表沉降。

5.3 既有管道徑向附加應力與頂進距離的關系

在注漿條件下頂管的頂進勢必會對周圍的土體產生一定的擠壓，進而被擠壓的土體會對既有的管道產生影響。試驗獲得的不同頂距下頂管頂進對既有頂管管道表面產生的應力變化如圖11所示。由圖11知：既有管道表面上的各應力監測點的最大值發生在頂管通過監測斷面時；隨著頂管的持續頂進，其值小幅回落后趨于穩定；在頂進時，位于管道外壁中間的監測點c所受到的應力最大，最大值為0.42 kPa，位于正上方的監測點a和正下方的監測點e所受到的應力最小，最大值不超過0.04 kPa，監測點b和監測點d所受到的應力最終維持在 0.08 kPa 左右。

圖11 既有管道上監測點處的附加應力Fig.11 Additional stresses at monitoring points on both pipelines

由此發現：頂管頂進時會對既有管道產生附加應力，但附加應力遠小于圍巖應力，因此實際現場中無需考慮附加應力對管片受力的影響。

5.4 注漿壓力的控制與頂進距離的關系

根據現場注漿壓力的設計值為200 kPa，經相似比換算后得出本試驗剛開始的注漿壓力為6.8 kPa。隨著頂管持續頂進，實時觀察漿液罐上方壓力表數據的變化，并及時調整注漿壓力的大小，獲得的注漿壓力實測結果如圖12所示。

圖12 注漿壓力與頂進距離的關系Fig.12 Relationship between grouting pressure and jacking distance

試驗過程中注漿壓力在控制值范圍內波動，其均值為6.815 7 kPa。待試驗完成之后，將土體靜置2 h，再將頂管緩慢退出，獲得注漿效果如圖13所示。由圖13可以清晰觀察到沿著掘進方向被開挖的隧道四周已經形成一層較為均勻的泥漿皮，厚度約為4.43 mm。由此可見，試驗實現了注漿壓力的準確控制，并獲得了較好的注漿效果。

圖13 泥漿皮實物圖Fig.13 Mud skin physical drawing

6 結論與建議

針對現有頂管模型試驗設備的不足，研發了一套適用于富水砂層下頂管模型試驗設備，依托工程實例進行了室內頂管模型試驗，通過對現場監測數據和試驗結果的對比分析，得出以下主要結論。

(1)該研發的室內模型試驗系統可以精確控制管壁注漿壓力、土倉壓力和土體損失率，工作形態接近實際場景，檢測工況比較全面。

(2)通過對比現場監測與模型試驗，發現兩者在注漿條件下頂力與土倉壓力隨著頂進距離變化規律基本吻合，驗證了該試驗系統得到的數據正確可靠。

(3)實際現場的注漿壓力選取合理，但在頂進過程中，需要與機頭的切削速率和頂進速率彼此耦合，且要嚴格控制出土速率和土倉壓力，從而實現地表豎向變形控制。

(4)頂管頂進時會對既有管道產生附加應力，但附加應力遠小于圍巖應力，實際現場中無需考慮附加應力對管片承載的影響。