大斷面類矩形頂管殼體土壓及頂進阻力分析
——以上海淞滬路—三門路下立交工程為例

鄭 斌

(1. 上海城建國際工程有限公司， 上海 200032； 2. 上海城建印度基礎設施私人有限公司， 印度 德里 110070)

0 引言

城市地下空間開發每天都在各個城市中進行著，其中，地下隧道是城市地下空間開發的重要研究課題之一。因城市環境限制，常采用盾構法施工隧道，其具有施工快速、安全、對周邊環境影響小和勞動強度低等優點。根據工程需求，目前已出現了圓形[1]、雙圓形[2]、類矩形[3]等結構形式。但盾構由管片拼裝而成，接縫多，經常發生滲漏水，且價格昂貴，對于短距離隧道工程施工不經濟。頂管法采用管節整體預制，相較于盾構法，強度易保證，接縫少，水密性好，造價相對較低，對周邊環境影響小，施工安全。目前類矩形頂管逐漸在工程中得以應用，如人行地下通道[4-6]、下穿公路隧道[7]、地鐵車站[8]、地下空間互聯通道和綜合管廊等。

Zhang等[9]采用隨機介質理論和peck公式法分析了矩形頂管施工產生的地表沉降。許有俊等[6]對砂礫石地層條件下矩形頂管開挖面的主動破壞和被動破壞規律進行了研究，發現開挖面前方土體塑性區隨著支護應力比的增大自開挖面頂部向地表斜上方延伸，當支護應力比為3.0時，會發生塑性區發展至地面的被動破壞。可見，開挖面的支護壓力過大會使開挖面前方土體隆起。同時，針對國內首例采用結構分割轉換工法實施的矩形頂管工程，文獻[10]對頂管推進時鄰近隧道的影響變形進行了監測，監測結果顯示，隧道掘進會使相鄰隧道地表隆起。現有研究雖然已分析了矩形頂管施工對地表的影響規律，但均局限于其沉降的分布規律。地表沉降規律的本質是隧道掘進影響了下部土體的應力分布，地表下沉區域是土體主動破壞的作用，而地表隆起區域是土體被動破壞的作用。因此，研究開挖面及隧道外部的土壓力極為重要，其不僅能體現其對周圍土體的影響是擠壓還是卸荷，還能進一步精確分析其對地面沉降的影響。同時，眾多工程實踐表明，頂管機頭對周邊土體存在擠壓作用，進而表現為土體隆起，而機頭離開該區域后土體又會因卸荷作用表現為下沉。故研究頂管殼體的土壓力值可以用于研究推進時機頭對周邊土體或建筑物的擠壓作用，也可用于優化矩形頂管角部曲線和殼體結構設計。

頂管頂進推力計算一直是研究的熱點問題。楊紅軍等[7]在研究頂管減阻技術時發現，頂進推力隨著掘進距離的增大呈線性增加，并且由于端頭加固和泥漿泄露等原因造成始發段和接收段頂進推力發生突變。Wen等[11]提出了矩形頂管頂推力預測模型，得出了頂推力與頂推距離成正比的結論。由此可見，矩形頂管頂推力可以用線性公式來進行預測。陳孝湘等[12]分析了廈門翔安某海底綜合管廊工程先行線頂管穿越粉質黏土地層的頂力實測值，結果表明，當頂進長度l=0～20 m時，單位面積平均摩阻力fk絕對值大且波動頻繁；當l=20～380 m時，fk≈3.0 kPa；當l>380 m時，fk<2.0 kPa。對比T/CECS 716—2020 《矩形頂管工程技術規程》[13]中表5.6.3和GB 50268—2008《給水排水管道工程施工及驗收規范》[14]中表6.3.4-2給出的單位面積平均摩阻力fk建議值可知，混凝土與軟黏土的fk為3.0～5.0 kPa，鋼與軟黏土的fk為3.0～4.0 kPa，與文獻[12]中實測的2.0 kPa存在較大偏差。可見，頂推力與頂推距離成正比是眾多工程實踐得出的一般規律，但單位面積平均摩阻力fk的取值卻并不統一。

本文基于上海淞滬路—三門路下立交大斷面類矩形頂管機推進過程中殼體土壓力和頂進阻力的監測數據，結合現有規范和計算原理，提出了適用于類矩形頂管隧道的頂管殼體土壓力經驗系數和頂進阻力計算模型。殼體土壓力計算可用于因機頭擠壓周邊土體產生的鄰近建筑物偏移、地表隆起預測和盾殼角部曲線優化及結構設計；頂進阻力預測是千斤頂布置和中繼間設置的依據。

1 工程概況

1.1 工程簡介

淞滬路—三門路下立交類矩形頂管工程(簡稱“下立交類矩形頂管工程”)位于上海市楊浦區淞滬路與閘殷路交叉口，南起政學路，北至閘殷路與民府路，為Y形雙層結構，穿越三門路段的下層閘道采用超大斷面類矩形頂管法施工，現場隧道照片如圖1所示。

圖1 類矩形頂管隧道

管節尺寸為9.8 m×6.3 m(如圖2所示)，壁厚700 mm，單節寬1.5 m，面積為55.78 m2，周長為28.02 m，混凝土強度等級為C50，抗滲等級為P10，單節質量約為68 t，采用“F”型承插式管節接口，接縫防水裝置采用楔形橡膠圈和密封膏。

下立交類矩形頂管工程分東西線通道，長約163 m。頂管隧道下穿RB型倒虹合流污水箱涵及眾多市政管線，最小豎向凈距為4 m；側穿上海軌道交通10號線三門路站—江灣體育場站區間隧道，最小水平間距約為12.5 m(東線)。合流污水箱涵尺寸為9 800 mm×4 400 mm×450 mm，已竣工約26年，設計年限15年，水頭高度約為7 m。矩形頂管工程周邊環境如圖3所示。

圖2 管節尺寸(單位： mm)

圖3 矩形頂管工程周邊環境

1.2 頂管推進參數及始發井地基加固

頂管機為土壓平衡盾構頂管機，由1個大刀盤和4個小刀盤組成，全斷面切削，如圖4(a)所示。正常推進時，大刀盤轉速約為0.7 r/min，轉矩為1 100～1 700 kN·m；小刀盤轉速為2.3 r/min，轉矩為50～100 kN·m，頂進速度為10 mm/min。主頂系統配置20組400 t油缸，總推力78 400 kN，配置方式見圖4(b)。中繼間配置24組250 t油缸，總推力58 800 kN，沿四周均勻分布。頂進施工中，通過自動注漿系統壓注減摩泥漿，使管節四周形成1圈泥漿套以達到減摩效果。

(a) 刀盤

(b) 主頂系統油缸

始發井地基加固采用φ850 mm三軸攪拌樁，加固區范圍為洞圈左右各延伸3 m，深22.3 m，槽壁向外9 m。

1.3 地層情況

下立交類矩形頂管工程頂部埋深11.6～12.0 m，類矩形頂管通道主要穿越②3-1砂質粉土和④淤泥質黏土，地下水位距地面約-1.5 m，場地環境類別為三類。東線隧道縱斷面如圖5所示，具體的土層物理力學指標見表1。

圖5 東線隧道縱斷面圖(單位: m)

表1 土層物理力學指標

2 殼體土壓力

2.1 實測土壓力

頂管機頭外側殼體共布設有6個土壓力盒，分別量測左上、右上、左中、右中、左下和右下的土壓力，如圖2所示。其中，上部和下部測定的是豎向土壓力，中部測定的是側向土壓力。因右下土壓力盒在推進過程中發生損壞導致無法測量，故僅獲得其余5個位置的土壓力值。上部和中部取平均量測值，下部取左下土壓力盒量測值，殼體土壓力變化規律如圖6所示。

圖6 殼體土壓力變化規律

由圖6可知，頂管機出加固區進入上部砂質粉土和下部淤泥質黏土層后，土壓力先下降，在逐漸脫離下部淤泥質黏土時，土壓力又逐漸上升；在全斷面進入砂質粉土地層后，土壓力趨于平穩。以全斷面進入砂質粉土地層后的土壓力為研究對象，可見：

1)測得的上部土壓力均值et最小，為0.28 MPa；中部側壓力均值es次之，為0.307 MPa；下部土壓力eb最大，為0.349 MPa。

2)下部土壓力可取上部土壓力和因頂管機頭(或管節)質量產生的壓力之和[15]。頂管機頭總質量439 t，機頭總長6.582 m，則eb′=et+[4 390 kN/(9.8 m×6.582 m)]×10-3=et+0.068 MPa。下部土壓力實測值較上部土壓實測值大0.069 MPa，與理論計算一致，驗證了此計算方法和土壓力量測的準確性。

2.2 殼體土壓力計算經驗系數

頂管隧道位于松散稍密的飽和砂質粉土地層，對于淺埋洞室，上部豎向土壓力et′按土柱理論計算，見式(1)；側向土壓力es′按朗肯土壓力理論計算，見式(2)。

et′=γH。

(1)

es′=γ(H+h/2)tan2(45°-φ/2)。

(2)

式中：γ為土層重度，kN/m3；H為上部覆土厚度，m；h為隧洞高度，m；φ為內摩擦角，(°)。

理論土壓力與實測土壓力對比見表2。由表2可知，理論計算值明顯小于實測值。通過分析頂部土體沉降規律(見圖7)發現： 在頂管機推進至某一斷面一定距離至其尾部完全通過時，土體會產生隆起現象；待頂管機通過后，會產生快速沉降，該階段不僅沉降速率大，而且沉降量占總沉降的比例也大；最后進入平穩沉降階段。司金標等[16]通過對軟土層中類矩形盾構掘進施工引起的地層豎向變形進行實測與分析，將地表豎向位移隨時間的發展分為緩慢沉降/隆起、急劇隆起、快速沉降、平穩沉降4個階段，驗證了圖7中地面沉降變化曲線的可靠性。土壓力測試位置位于頂管機頭，即其測量值應是土體隆起階段的土壓力，可見此時頂管機頭與土體存在相互擠壓作用。故其頂部不僅有土柱重力，還有因克服土體剪切而產生隆起的力，側向對土體的擠壓使其不再是主動土壓力，而更接近被動土壓力。

表2 理論土壓力與實測土壓力對比

由表2可知，按土柱理論計算的上部豎向土壓力明顯小于實測土壓力，故土壓力增大系數K建議值為1.08～1.48，本工程中取均值，為1.25。

對于中部側向土壓力，按水土分算的朗肯主動土壓力(主動土壓力系數Ka=0.33)僅為實測土壓力的59%，偏差較大。水土分算時，靜水壓力為固定值，不予調整，僅對側向土壓力進行調整。以實測值為依據，反算得到中部土壓力側向系數K建議值為0.99～1.45，本工程中取均值，為1.17。

綜上所述，在分析矩形頂管機頭上部豎向土壓力和中部側向土壓力時，先按式(1)計算各自的豎向土壓力，再按表2推薦的土壓力增大系數結合式(2)最終確定上部豎向土壓力和中部側向土壓力。下部土壓力如2.1節所述，取上部土壓力與頂管機頭(或管節)質量產生的壓力之和。

(a) 地表沉降監測點布置

(b) 沉降變化曲線

3 頂進阻力

3.1 規范經驗公式

頂進阻力計算可參考《給水排水管道工程施工及驗收規范》[14-15]，在GB 50268—2008《給水排水管道工程施工及驗收規范》(簡稱“GB 50268—2008”)中推薦采用式(3)計算頂進阻力FP。

FP=πDolfk+NF。

(3)

式中：Do為管道外徑，m；l為管道計算頂進長度，m；fk為管道外壁與土體的單位面積平均摩阻力，kN/m2；NF為頂管機的迎面阻力，kN。

同時，T/CECS 716—2020《矩形頂管工程技術規程》[13]中也給出了頂進阻力F的計算公式，見式(4)。

F=py+Ff。

(4)

式中:py為迎面阻力，kN；Ff為矩形頂管總摩阻力，kN。

對比文獻[14]和文獻[13]發現： 頂管總摩阻力均是采用管道外壁總表面積乘以單位面積摩阻力計算確定的，且單位面積摩阻力推薦值相同；迎面阻力均通過管節總截面積乘以控制土壓力的方式計算。可見，文獻[14]和文獻[13]雖編寫單位不同，但對頂管機的頂進阻力計算思路是一樣的。故本文僅針對GB 50268—2008做詳細分析。

GB 50268—97《給水排水管道工程施工及驗收規范》(簡稱“GB 50268—97”)中推薦采用式(5)計算頂進阻力FP。

(5)

式中:f為頂進時管道表面與周圍土層之間的摩擦因數；w為管道單位長度自重，kN/m。

對比式(3)和式(5)可知，式(3)中頂進阻力FP分為管道外壁摩擦阻力(πDolfk)和迎面阻力(NF)2個部分；式(5)分為管道自重產生的摩擦阻力(wfl)、管道周圍土壓產生的外壁摩擦阻力(fγDo[2H+(2H+Do)tan2(45°-φ/2)]l)和迎面阻力(NF)3個部分。本質上均可以分為2個部分，即管道外壁摩擦阻力和迎面阻力。綜上所述，式(3)和式(5)均可以寫成FP=al+NF的形式，其中，a表示單位長度管道外壁摩擦阻力。

對下立交類矩形頂管工程的頂進阻力FP-里程l曲線進行擬合，結果見圖8，可得經驗公式(6)。另外，為驗證數據的可靠性，利用楊紅軍等[7]在鄭州市下穿中州大道隧道工程中的1#和2#矩形頂管隧道頂進數據，也擬合了相應的頂進阻力FP-里程l經驗公式，分別見式(7)和式(8)。

FP=267l+12 870,R2=0.95。

(6)

FP=267l+16 645,R2=0.92。

(7)

FP=270l+12 183,R2=0.89。

(8)

文獻[7]中1#和2#頂管隧道工況相同，均為10.12 m×7.27 m土壓矩形頂管隧道，隧道中心埋深為6.7～7.9 m，主要穿越粉砂層。本工程隧道斷面為9.6 m×6.8 m，埋深11.6～12.0 m，主要穿越地層為②3-1砂質粉土。可見，文獻[7]中1#、2#隧道與本工程工況相近，雖然1#、2#隧道斷面更大，但其埋深較本工程淺。對比1#和2#隧道擬合結果可知，3條隧道的斜率基本一致，但1#隧道擬合直線截距更大，主要是因為其正截面更大。說明了基于本工程推進數據擬合的經驗公式(6)是可靠的。

圖8 頂進阻力-里程曲線

因此，下立交類矩形頂管工程的實際單位長度管道外壁摩擦阻力a為267 kN/m，實際迎面阻力NF為12 870 kN。結合楊紅軍等[7]在1#、2#隧道中的實測頂進阻力-里程曲線可知，頂進阻力曲線可分為始發段和正常推進段2個部分，即： 1)始發段的頂進阻力較大，呈突增陡降的趨勢，其最大值Fmax約等于正常推進60～90 m時的頂進阻力FP,60～90，即Fmax≈FP,60～90。2)在頂進一段距離(15～20 m)后達到最低值Fmin，約等于最大值的1/2～2/3，即Fmin≈(1/2～2/3)Fmax。3)隨后，頂進阻力FP隨推進里程l呈線性增長，相關系數R2=0.95，相關性極強，驗證了公式FP=al+NF的有效性。

GB 50268—2008中規定： 一次頂進距離大于100 m時，應采用中繼間技術。由圖8可知，最終的總實際推力約為58 800 kN，而主頂系統油缸的總推力為78 400 kN，實際推力僅為總推力的75%，可見本工程是不需要使用中繼間技術的。同時，頂管推進距離為150 m，大于100 m，說明既有規范較保守，在中繼間設置上更應依據設計推力和實際情況，而不是盲目依據規范超過100 m就設置中繼間。

3.2 單位長度管道外壁摩擦阻力

根據GB 50268—97(簡稱“方法①”，見式(9))、GB 50268—2008(簡稱“方法②”，見式(10))和外壁實測土壓力(簡稱“方法③”，見式(11))3種方法分別計算單位長度管道外壁摩擦阻力，再與式(6)擬合得到的單位長度管道外壁摩擦阻力(簡稱“擬合值”)進行對比，結果如表3所示。

(9)

R=πDofk。

(10)

R=(Et+2Es+Eb)f。

(11)

式(9)—(11)中：Et、Es和Eb分別為按實測值et、es和eb計算的土壓力合力值；fk取5.0～8.0 kN/m2； πDo為類矩形盾構實際周長，取28.02 m；f取0.3～0.4。

表3 單位長度管道外壁摩擦阻力

如表3所示，方法③按頂管機頭實測土壓力估算的單位長度管道外壁摩擦阻力偏大，其原因為： 頂管機推至某一位置時對土體產生擠壓作用，表現為地表隆起；當機頭逐漸推離此位置后土體發生塌落，表現為地表下沉。因此，管節周圍土壓力明顯小于機頭位置所測土壓力，且管節摩擦阻力占比明顯高于機頭摩擦阻力，從而導致按方法③計算得到的單位長度管道外壁摩擦阻力明顯偏大。如表3中所示，按方法①，其計算結果與擬合值接近，說明實際平均管壁土壓力更接近于方法①的計算值。而方法②的計算值明顯小于擬合值，僅為實際值的52%～84%。

綜上討論，可見：

1)方法①計算結果相較于其他2種方法最為精確，推薦使用。同時，在砂質粉土地層中，建議f取0.36。

2)方法②為新版規范計算方法，計算結果偏小，且其主要針對圓形截面頂管，故對類矩形頂管隧道，建議引入增大系數ψ，ψ可取1.2～1.9。針對本工程，建議取1.5。

3)相較于規范法(方法①和方法②)，按方法③估算的單位長度管道外壁摩擦阻力明顯偏大。故采用此方法時，需進行折減，折減系數取0.67～0.90，按f取0.36，則折減系數建議取0.75。

3.3 迎面阻力

對于GB 50268—97，因制定時施工能力限制，迎面阻力計算僅分為了手工掘進、擠壓法和網格擠壓法3種情況，均不太適用于盾構式頂管機施工工況。GB 50268—2008中，分為了敞開式、擠壓式、網格擠壓、氣壓平衡式及土壓平衡和泥水平衡共5種情況，更好地適應了當前施工技術的發展，迎面阻力NF推薦公式為

(12)

式中：Dg為頂管機外徑，m；p為控制土壓力，kN/m2。

迎面阻力的計算難點是控制土壓力的計算，而控制土壓力的確定難點在于側壓力系數的確定。頂進過程中，迎面土體必然會受到一定擠壓，其土壓力必定是大于靜止土壓力的，但一般也達不到被動極限狀態，即土壓力值在靜止土壓力與被動土壓力之間。因此，側壓力系數需根據當地成熟的實踐經驗來確定。

根據相似工程的實踐經驗，對于上海地區砂質粉土，用于頂管機控制土壓力計算的側壓力系數建議取0.8，故控制土壓力P=240.6 kN/m2。因此，迎面阻力NF=13 420 kN。迎面阻力擬合值為12 870 kN，與計算值僅相差4.3%，符合工程誤差要求，且偏于安全，驗證了上海地區砂質粉土地層側壓力系數取0.8和按式(12)來計算頂管機控制土壓力的有效性。

4 結論與建議

1)按土柱理論和朗肯土壓力理論計算得到的頂管機頭周圍土壓力偏小，建議采用增大系數法，上部增大系數建議取1.25，側邊取1.17。

2)頂進阻力FP與推進里程l呈線性關系，斜率為單位長度管道外壁摩擦阻力，截距為頂管機迎面阻力。本工程中：FP=267l+12 870,R2=0.95。

3)按GB 50268—97計算類矩形頂管隧道單位長度管道外壁摩擦阻力準確性更高，在砂質粉土地層摩擦因數建議取0.36；按GB 50268—2008計算結果偏小，建議乘以1.5的增大系數。

4)按規范法計算類矩形頂管機迎面阻力是可行的，但控制土壓力計算需參考成熟的實踐經驗。對于上海砂質粉土地層，控制土壓力側向系數建議取0.8。

關于頂管機殼體土壓力的現有研究較少，目前需要更多的監測數據以建立因機頭擠壓產生的鄰近建筑物偏移量和地表隆起量的計算模型。頂推力線性計算模型是既有研究的一般規律和本工程監測數據的實踐總結，但矩形頂管不同于圓形頂管，其角部曲線處理存在較大差異，且管壁摩擦阻力受減摩泥漿影響較大，故頂推力模型需要進一步驗證，減摩泥漿配置和單位長度管道外壁摩阻力取值需要更多的現場數據，從而為千斤頂配置和中繼間設置提供更好的指導。