帶鎖扣管幕頂管頂力研究*

趙笑鵬 畢湘利 潘偉強 于 寧 王秀志 王茂東

(1.上海隧道工程有限公司， 200232， 上海； 2.上海申通地鐵集團有限公司， 201102， 上?！蔚谝蛔髡?， 工程師)

隨著技術的進步和施工設備的更新，管幕法發展迅速，分化出許多新的施工方法，包括管幕暗挖法、管幕-箱涵頂進法、NTR(新管幕)法、STS(鋼管板)管幕法等[1-2]。在飽和軟土地區，出于止水需要，管幕頂管通常會設鎖扣，同時鎖扣又起到導向作用。根據鎖扣形狀不同，主要分為內鎖扣和外鎖扣2種形式。

國內外的學者對頂管頂力做了許多研究，基于理論和經驗提出了一些頂力計算公式。文獻[3]搜集了現有的頂力計算公式，根據計算原理，將其分為經驗和理論2類，并統一了公式中參數的符號。文獻[4]依托珠港澳大橋拱北隧道管幕工程，分析影響曲線頂管頂力的因素，并提出了計算方法。雖然許多現行的規范明確了各種類型頂管的頂力計算公式，國內的專家學者也做了很多研究，但是目前尚無關于帶鎖扣頂管頂力的計算公式及其相關研究。因此，本文依托上海軌道交通14號線桂橋路站實例工程，分析帶鎖扣頂管頂力的形成機理和影響因素，對實際施工中頂管頂力進行分析，提出帶鎖扣頂管頂力計算公式，以期為類似工程提供參考。

1 工程背景

1.1 工程概述

上海軌道交通14號線桂橋路站附屬管幕結構段位于上海市浦東新區王家橋路與曹家溝交界處，管幕段長度為100 m，下穿曹家溝，埋深約為5.4 m。管幕段的內部結構斷面為21.99 m(寬)×7.20 m(高)，主要穿越第③層淤泥質粉質黏土和第④層淤泥質黏土。如圖1所示,管幕段由52根頂管組成圍護結構，這些頂管有2種直徑尺寸，其中：頂排管幕采用22根直徑為1.0 m的帶鎖扣頂管；外側及底部采用22根直徑為1.6 m的帶鎖扣頂管；中間分倉管幕采用直徑為1.0 m的不帶鎖扣頂管。根據頂進順序和鎖扣形式，將四周的管幕分為分倉管、基準管、承插管和閉合管，均設鎖扣；中間分倉的管幕不設鎖扣。

注：分倉管(G1-G8)；基準管(S2，S19，D6，D17)；閉合管(Y3，Z21,D12,S8)；其余為承插管。

1.2 鎖扣設計

管幕鎖扣的主要作用是頂進導向和封閉止水[5]。其中：頂進導向是指后續頂管沿著先行頂管的路線頂進，通過鎖扣限制承插管的軸線偏差，因此要求鎖扣具有較強的剛度和較小的自由度；封閉止水是指通過鎖扣的油脂填充隔斷管幕內外水系，確保開挖期間管幕止水。

本工程管幕鎖扣設計采用外鎖扣形式，分為雄口和雌口2種。如圖2所示，承插管的一側為雌口,另一側為雄口；基準管兩側均采用雌口；閉合管兩側均采用雌口。

a) 承插管

頂管采用Q235b鋼管，厚度為20 mm；為提高鎖扣的剛度并加強其導向作用，鎖扣采用Q345b鋼材加工，雌口厚度為16 mm，雄口厚度為20 mm。鎖扣的水平自由度為23 mm，豎向自由度為28 mm。在頂管頂進前，預先在鋼管雌口內部充填特制的密封油脂，其抗滲壓力可達0.2 MPa[6]。具體的鎖扣尺寸如圖3所示。

尺寸單位：mm

2 帶鎖扣頂管的頂力機理

管幕頂管一般采用小型泥水平衡式頂管機或土壓平衡式頂管機頂進，頂管管材一般為鋼材。對于帶鎖扣的頂管，鋼管頂進的總阻力由機頭迎面阻力、管壁摩阻力、鎖扣摩阻力和鎖扣穿越加固區阻力等4部分組成。其中，對機頭迎面阻力和管壁摩阻力相關的研究已經較為詳盡，許多學者提出了適用于不同情況下的理論公式和經驗公式；鎖扣摩阻力和鎖扣穿越加固區阻力是帶鎖扣頂管頂力不同于普通頂管頂力的主要因素。

2.1 機頭迎面阻力和管壁摩阻力

目前頂管工程多采用泥水平衡式頂管機或土壓平衡式頂管機，機頭迎面阻力指刀盤與前方土體建立平衡時的土壓力，其值一般介于主動土壓力和被動土壓力之間。機頭迎面阻力的影響因素主要包括頂管機直徑、埋深和所處地層條件等。

在頂管的頂進過程中，管壁受四周土體摩擦會形成管壁摩阻力，通常會采取注漿措施，在管壁四周形成泥漿套，以減小管壁摩阻力。管壁摩阻力的主要影響因素包括土層特性、埋深和觸變泥漿特性等。

2.2 鎖扣摩阻力

在承插管(或閉合管)頂進時，管幕雄口會沿著基準管(或上一根頂管)的雄口內部前進，而承插管另一側未承插的鎖扣突出于管壁，阻礙了觸變泥漿形成泥漿套，增大了頂進時的摩阻力，即鎖扣摩阻力。此外，由于鎖扣加工的尺寸偏差和頂管頂進的軸線偏差等原因，雄口和雌口的間距接近甚至達到設計自由度，此時雌口會給雄口的前進造成一定的機械摩阻力，雌口內填滿的密封油脂對于雄口的前進又起到一定的減少摩擦力作用。因此，鎖扣摩阻力的主要影響因素包括鎖扣尺寸、鎖扣設計自由度、頂進軸線偏差、填充油脂的性質等。

2.3 鎖扣穿越加固區阻力

常規圓形頂管頂進時，標準管節可隨頂管機擴挖通道穿越洞門加固區，管壁摩阻力較小。帶鎖扣頂管穿越加固區時，頂管機的刀盤無法切削頂管兩翼鎖扣前方的加固土體，這部分土體會對頂管頂進產生較大的擠壓反力，即鎖扣穿越加固區阻力。實際施工中，在頂管頂進前會在鎖扣前方設1塊斜鋼板，如圖4所示。鎖扣前方斜板通過加固區時，擠壓加固土體，使之產生塑性變形。由此可知，鎖扣穿越加固區阻力大小主要與加固土體的強度和鎖扣尺寸有關。

圖4 鎖扣與加固土體相互作用示意圖

3 實測頂力分析

3.1 分倉管頂力

分倉管將管幕斷面分為3個倉，便于分倉開挖。分倉管不需要具有止水功能，因此不設鎖扣。選取圖1中的頂管G1、G6作為典型進行分析，將頂管機的始發位置記為機頭里程0 m，其實測頂力如圖5所示。

圖5 分倉管頂力的實測曲線

由圖6可知：

1) 在機頭里程0～5 m時，G1和G6的實測頂力約為100～200 kN；在機頭里程5 m處頂力發生突變，增加至400 kN左右。這是由于頂管機頭剛開始在加固區中鉆進時，前方的加固土體強度較高，刀盤切削速度較慢，泥漿進排量較大，前艙尚未建立泥水平衡，此時的頂力主要由管節與導軌、止水箱的摩阻力構成。待頂管機頭穿過加固區抵達機頭里程5 m處時，前艙壓力增加，開始正式建立泥水平衡，機頭迎面阻力增加。

2) G6在頂進至機頭里程59 m時，其頂力從550 kN突然增加至860 kN。這是由于此時G6的機頭發生故障，機殼與過渡環連接處螺栓損壞，需要停機維修2 d。停頓時間較長導致觸變泥漿失效，進而增加了管壁摩阻力。G6在隨后的頂進中補充注入了觸變泥漿，頂力增加較為緩慢并有減小趨勢，最終頂力達到950 kN，與G1的最終頂力1 030 kN較為接近。

將頂管機頭穿越加固區時(機頭里程為5 m處)的頂力設為初始頂力，頂管接收時(機頭里程為100 m處)的頂力設為最終頂力，對8根分倉管的頂力曲線進行擬合，結合頂力計算公式對管壁與土體摩阻力進行反算，計算結果如表1所示。其中，初始頂力較為離散，與埋深無明顯關系，這是由于本工程頂管埋深較淺，初始頂力受頂管與導軌、止水箱等機械摩阻力的影響比機頭迎面阻力大。經計算，分倉管管壁摩阻力最大值為3.50 kPa，最小值為2.10 kPa，8根分倉管的管壁摩阻力的平均值為2.61 kPa，均在上海市地方規范[7]中建議的參考值2～7 kPa范圍內，并接近參考值下限。

表1 分倉管的管壁摩阻力

3.2 基準管頂力

圖6為頂排直徑1.0 m的管幕基準管S2和S19的實測頂力曲線。由圖6可知：

1) S2和S19在機頭里程6 m處頂力分別從415 kN和405 kN突變至1 000 kN和840 kN，分別增加了585 kN和435 kN。隨后在首節頂管鎖扣穿過加固區后形成通道，頂力有不同程度的減小，這是由于帶鎖扣管節進入加固區后產生了穿越加固區阻力所致。在頂管接近接收時同樣也出現了類似的頂力突變，S2和S19的頂力突變增量分別為280 kN和450 kN。

圖6 基準管頂力的實測曲線

2) 對S2和S19的頂力曲線進行擬合，得到管壁摩阻力分別為4.40 kPa和4.10 kPa，約為分倉管管壁摩阻力平均值(2.61 kPa)的1.7和1.5倍。這是由于管節兩側鎖扣突出于管壁，不利泥漿套的形成，泥漿套難以完全包裹管壁，導致了管壁摩阻力有所增大。

3.3 承插管頂力

限于篇幅，承插管僅選S5和S16進行分析，其頂力實測曲線如圖7所示。由圖7可知，承插管頂力與基準管頂力的變化規律類似，頂力變化可大致分為3個階段：① 鎖扣進入加固區后頂力突變增大，穿過加固區形成通道后頂力逐漸減?。虎?在原狀土中頂進時，頂力隨頂進距離的增加逐漸增大；③ 最終接收時鎖扣再次進入加固區，頂力突變增大。

圖7 承插管頂力的實測曲線

對承插管頂力曲線進行擬合，得到管壁摩阻力為3.37～6.10 kPa，管壁摩阻力的平均值為4.76 kPa，約為分倉管管壁摩阻力平均值的1.8倍，與基準管S2和S19的管壁摩阻力接近。圖8為承插管管壁摩阻力分布。由圖8可知，承插管管壁摩阻力分布較分散、無明顯規律，這與承插管一側雄口在雌口中承插所受阻力變化有關。

3.4 閉合管頂力

圖9為頂排直徑1.0 m管幕閉合管S8的頂力實測曲線。圖9表明,由于兩側“T”型雄口均在雌口承插，閉合管沒有鎖扣穿越加固區阻力，頂力不存在突變現象。對S8頂力曲線進行擬合得到管壁摩阻力為6.40 kPa，較基準管和承插管的管壁平均摩阻力大，約為分倉管管壁摩阻力平均值的2.5倍。這說明了閉合管受雄口承插和鎖扣自由度影響，管壁摩阻力在所有管幕中最大。

圖8 承插管管壁摩阻力分布

圖9 閉合管頂力的實測曲線

4 關于頂力計算的討論

4.1 DG/TJ 08-2049—2016《頂管工程施工規程》[7]對頂管總頂力的計算

現行許多規范明確了各種頂管頂力的計算方法，但尚無帶鎖扣頂管頂力的計算公式和相關研究。在DG/TJ 08-2049—2016《頂管工程施工規程》中提出了考慮機頭迎面阻力和管壁摩阻力的總頂力計算公式，但計算時未考慮鎖扣摩阻力和鎖扣穿越加固區阻力，因而計算得到的總頂力偏小。其計算式為：

F規=F1+F2

(1)

F1=πDLf

(2)

(3)

(4)

式中：

F1——管壁摩阻力，kN；

F2——機頭迎面阻力，kN；

D——管壁外徑，m；

L——管道頂進長度，m；

f——管壁與土體摩阻力，kPa，規范建議取2～7 kPa；

D1——頂管機外徑m；

①同等溫度和時間下，水分上升27.7%，糊化度提高60%；②同等水分和時間下，溫度上升44.4℃，糊化度提高4%；③同等溫度和水分下，時間增加44.4 min，糊化度提高2%。這表明在淀粉糊化的過程中，水分含量的升高對于提高其糊化度的作用最明顯。

R1——頂管機下部1/3處的被動土壓力，kN/m2；

γ——土的天然重度，kN/m3；

H——機頭上覆土層厚度，m；

φ——土體內摩擦角，°；

c——土體粘聚力，kN/m2。

4.2 鎖扣對泥漿套影響的計算

鎖扣阻礙泥漿套形成的完整性，文獻[8]對不同形態泥漿套進行了分析，認為管周泥漿套的形成是減少管壁摩阻力的關鍵。結合其研究成果，得到帶鎖扣頂管泥漿套的形態如圖10所示。

圖10 帶鎖扣頂管泥漿套形態示意圖

由于泥漿套無法包裹鎖扣，鎖扣外側與原狀土體直接接觸后產生鎖扣摩阻力，鎖扣摩阻力F31可通過式(5)計算。為便于計算總頂力，本文減去了鎖扣寬度范圍內的管壁摩阻力，提出了鎖扣附加摩阻力F3的計算式，如式(6)所示。

F31=hLf0

(5)

F3=hL(f0-f)

(6)

式中：

F31——鎖扣摩阻力，kN；

F3——鎖扣附加摩阻力，kN；

h——鎖扣高度，m；

f0——管壁與原狀土的摩阻力，kPa。

4.3 鎖扣穿越加固區阻力計算

鎖扣穿越洞門加固區時，前方斜板擠壓加固土體，使之達到塑性破壞，鎖扣穿越加固區阻力可通過加固土極限抗壓強度與塑性破壞區域面積相乘計算得到。而在實際操作中，由于加固土體的不均勻性，塑性破壞區域很難確定，加固土體壓縮形變形成通道，鎖扣所受的抗力遠大于截面范圍內加固土體塑性應變時的應力。因此，根據本工程經驗，引入經驗系數K，得到鎖扣穿越加固區阻力F4的計算式為：

F4=Kfcuhb

(7)

式中：

K——加固土體塑性變形區域系數;

F4——鎖扣穿越加固區阻力，kN；

b——鎖扣寬度，m；

fcu——加固土體極限抗壓強度，kPa。

根據本工程實測頂力反算，建議K的取值范圍為3～5。fcu與洞門加固方式有關，可通過取芯檢測獲取。

4.4 帶鎖扣頂管頂力計算

綜上,可以得到帶鎖扣頂管基準管頂力Fl,s的計算式為：

Fl,s=F1+F2+2F3+2F4

(8)

對于承插管另一側鎖扣雄口在上一根頂管雌口內承插，其摩阻力主要與鎖扣設計自由度、頂進軸線偏差有關，根據本工程經驗，引入鎖扣承插附加摩阻力經驗系數k(取值范圍1.0～1.5)進行計算，得到帶鎖扣頂管承插管頂力Fl,c的計算式為：

Fl,c=F1+F2+(1+k)F3+2F4

(9)

閉合管兩側均為雄口，且不存在鎖扣穿越加固區阻力，由此可得到帶鎖扣頂管閉合管頂力Fl,b的計算式為：

Fl,b=F1+F2+2kF3

(10)

利用式(9)和式(1)～(5)，對底排直徑為1.6 m的管幕承插管頂力進行計算。其中：f取上述分倉管平均摩阻力2.61 kPa，f0按照經驗取15.00 kPa，K取4.0，k取1.3。同時，選取D7、D10實測其頂力，與計算結果進行對比，其結果如圖11所示。

圖11 直徑為1.6 m的承插管實測頂力與計算頂力的對比圖

由圖11可知，本文帶鎖扣頂管頂力公式的計算結果和實測頂力曲線比較吻合。基于DG/TJ 08-2049—2016《頂管工程施工規程》的頂力計算公式未考慮鎖扣摩阻力和鎖扣穿越加固區阻力，計算得到的總頂力較實測頂力小。在始發加固區，實測頂力小于計算頂力，其原因是加固土體切削速度較慢、前艙尚未建立泥水平衡。此外，帶鎖扣頂管實際頂力還受注漿量、頂進軸線偏差、地層變化和頂進停頓等因素影響，在實際估算頂力時，若選擇后配套千斤頂，可考慮增加安全系數。

5 結語

1) 帶鎖扣頂管的鎖扣突出于頂管管壁，導致泥漿套無法完整包裹管道，鎖扣外側與原狀土體直接接觸，進而產生鎖扣摩阻力。本工程帶鎖扣頂管的實測頂力約為不帶鎖扣頂管頂力的1.5～1.8倍。影響鎖扣摩阻力的主要因素包括鎖扣尺寸和頂進軸線偏差等。

2) 頂管鎖扣穿越加固區時會擠壓周邊加固土體，使之達到塑性破壞，并產生鎖扣穿越加固區阻力，該阻力主要與鎖扣尺寸、加固土體強度有關。依據本工程經驗，建議鎖扣穿越加固區阻力取鎖扣截面與加固土抗壓強度乘積的3.0～5.0倍。

3) 本文結合規范中的頂管頂力公式，提出了帶鎖扣頂管頂力的計算公式。經檢驗，本文提出的計算公式所得到的計算結果與實測頂力較為吻合，可應用于類似工程的頂力計算。