中風化砂礫巖地層泥水平衡長距離頂管總頂力的計算

蔣尊正，楊澤矗

（巢湖市重點工程建設管理中心，安徽 巢湖 238000）

頂管施工成敗的關鍵是正確選擇頂力計算，但其理論方面的研究相對滯后于施工工藝的進展，這在一定程度上限制了頂管技術的進一步發展。對頂管工藝中最基本、最重要的參數—頂力的計算,不同類型的公式的適應情況不同，各種頂力方法都有其局限性。在特定地質情況下，選用相適應的計算方法與參數，對頂力各主要影響因素進行細致的理論分析，結合實際施工條件建立合理的頂力計算模型，推導出計算結果可靠的理論頂力而進行研究，為實際工程應用提供參考，既可以為頂管工程的關鍵內容做出初步合理的設計，又對施工現場具有一定的指導作用。因此，對中風化砂礫巖地層泥水平衡長距離頂管總頂力進行細致的理論分析具有重要的意義。

1 影響頂力的主要因素

式中：τ1為泥漿與管節接觸部分的剪應力；τ2為土體與管節接觸部分的剪應力；S1為管節與泥漿的接觸面積；S2為管節與土體的接觸面積[2]。

2 土壓力計算理論的選擇

土壓力計算理論的選擇計算是頂力計算的重要內容,不同的土壓力計算理論的選擇對頂力計算會產生很大的影響。常見的土壓力計算理論包括土柱法、普氏卸荷拱法、太沙基法及馬斯頓法。不同的土壓力計算理論的選擇對頂力計算會產生很大的影響。因此有必要結合頂管施工特點引入合適的土壓力計算理論，對頂力計算理論進行分析。四種土壓力理論中，土柱理論未考慮土體存在卸荷壓力拱，僅考慮覆土厚度和土的重度，其計算值最大。普氏理論和太沙基理論計算值相近，但普氏理論未考慮淺埋深埋的區別，具有一定局限性。馬斯頓理論計算值最小，這是因為馬斯頓理論多考慮了土的粘聚力的影響。總結來說，太沙基理論和馬斯頓理論的適用性更強。馬斯頓理論考慮的更全面，計算較為合理，所以在覆土深度滿足情況下，優先選擇馬斯頓理論進行計算[3]。

3 頂力的組成

圖1 頂管頂力計算示意圖

式中：F—頂管總頂力（kN）；F1—迎面阻力（kN）；F2—刀盤阻力（kN）；F3—摩阻力（kN）；Kn為考慮瞬時性的安全系數，一般取值1.05～1.1。

3.1 機頭迎面壓力所需的推力F1

機頭迎面阻力F1與掌子面的水平土壓力PH、頂管外徑R和水壓力Pw有關，迎面阻力是由作用于正面的水±壓力而產生的阻力，以中心線處的阻力作為平均阻力計算頂進前端總的正面阻力且在計算過程中應考慮地下水的影響[4]，水平土壓力為作用在頂管管節兩側及頂管機前端，沿其橫斷面水平方向作用的分布荷載。其大小根據垂直土壓力與側向土壓力系數來計算的。泥水平衡頂管，為了在開挖面形成泥漿套，必須使泥水壓力高于地下水壓力，以便泥水向土體滲透，并填堵土體中的孔隙。因此。在決定泥水壓時，一般還需在水土壓力的基礎上再加一部分預留壓力。通常預留壓力▽P取值為10--30kPa[5]。

泥土(水)壓=水平土壓+地下水壓+預留壓力。

式中：Kh——側向土壓力系數，

式中：rw—水的容重；hw—地下水位距刀盤中心的高度(m)；Φ—土的內摩擦角；q根據土層滲透系數確定的經驗數值。

對于砂土q=0.5～1.0；粘性土q=0.1～0.5；風化巖層q=0～0.5。對粘土層而言，通常是把地下水壓力計在土壓力中。地下水壓力的大小與水力梯度、地層滲透系數、滲透時間有關。由于地下水流經土體時受到土體的阻力產生水頭損失，因此作用在刀盤上的水壓力一般小于該地層處的理論水頭壓力。

3.2 刀盤阻力F2

在砂礫石地層中，當刀盤上的刀具切削錐體時，頂管刀盤的滾刀必定會貫入地層必須要克服一定的地層阻力。對于克服刀盤承受的開挖面阻力所需的推力F2國內外學者已展開了大量的研究,美國科羅拉多大學礦業學院通過線性切割實驗研究所得出的滾刀受力公式，相對其他學者所得出的公式更符合實際情況，準確性更高，故選取CSM公式作為頂管頂進時的正面推進阻力刀盤阻力理論值計算公式[6]。

圖2 滾刀破巖示意圖

式中：N—滾刀數量，d—盤形滾刀直徑，h—盤形滾刀切入巖石深度，S—刀間距，θ—盤形滾刀刃角，σc—巖石單軸抗壓強度，τ—抗剪強度，MPa；

3.3 管道與周圍地層摩擦阻力F3

式中：τ1為泥漿的剪應力；S1為與泥漿的接觸面積；τ2為管土之間剪應力；S2為與周圍土體的接觸面積。

式中：K為流體稠度系數,n為流型參數。n與K均可采用范式六速旋轉黏度計測觸變泥漿得到。

式中：l1為管節與泥漿的寬度，l2為管節與土體接寬度，Pu為管段土體每延米相互作用力，E’為土體的彈性模量，基于統計損傷理論的方法進行分析，滾刀產生的裂隙將對巖石彈性模量產生影響，基于類似巖石的研究成果，當Pw=3MPa時，E’≈1/2.3E[9]E為巖石未產生裂隙前彈性模量，ν為土體的泊松比，E0為混凝土管的彈性模量，ν0為混凝土管段的泊松比。

可計算出土體與管段接觸寬度l2

法向應力：

φ為管土接觸位置與管節中心線的夾角。

圖3 管道在注漿條件下與土體接觸模型

由于頂進初期泥漿套成型效果不好，泥漿減阻未能充分發揮、軸線控制不太穩定等施工因素造成的。隨著頂進長度的增加，泥漿套及軸線控制慢慢呈現穩定狀態，單位長度摩阻力隨著頂程的增加而減少。在類似施工條件下：

穩定階段觸變泥漿性能隨著時間而變化；泥漿套形態也隨著觸變泥漿在土體中的滲透作用及水分從觸變泥漿中離析而產生形態變化；隨著頂進距離的延長，軸線偏差致使管道外側土壓力不對稱的疊加對軸向頂力多重分解作用，后續管節傳遞的頂進力側向分力增大，造成頂管側摩阻力也隨之增大。表現在穩定階段單位長度摩阻力隨著頂程的增加，呈線性增加。在類似施工條件下：

單位摩阻力理論上存在一個最小值，管節在空腔里頂進，受外力出現垂直管節前進方向位移，由均布荷載撓度計算公式，當位移量等于2倍管節間隙時，管節重新處于穩定狀態，此時管節形成穩定泥漿套，軸向偏差積累的次數較小，以此頂進長度作為劃分相應“初始階段-穩定階段”的分界點。則：

4 工程案例計算分析

以巢湖市巢湖大橋電力隧道工程為例，通過現場實測中風化砂礫巖地層條件下采用泥水平衡頂管頂進過程中頂進力的變化情況，系統研究影響頂進力的因素及其變化規律，并對頂進力的計算進行了理論分析，與實際頂進力進行了對比，得出在該地質條件下的泥水平衡頂管頂力計算公式。計算參數取值如表2所示。

表2 計算參數

4.1 土壓力計算

因為管節不可能收拉，故管節上方所受壓應力為零。則作用于單位長度管道上的管周總法向土壓力為零。

4.2 管周摩擦阻力的推導

將接觸角φ0代入法向接觸應力公式進行積分得：接觸合力P=1.06Pu。

4.3 頂力的組成計算

在現場數據收集的基礎上，把實測L=L0處及L=5L0處頂力數據代入公式：

將結合現場部分數據得出的k1、k2值代入F3，算出各段頂力隨頂距的變化關系，作出F與頂距L的關系曲線，

4.4 理論頂力與現場實測頂力及新公式計算結果的對比分析

以上計算過程中，由于計算參數的選取靈活性，計算結果可能略有出人。從公式中可以看出，頂管頂力與許多因素有關，各公式選取一部分因素納人計算。從上圖中可以看出，本公式的計算結果與現場實測頂力擬合性很好。現有公式在頂力計算中偏于保守；隨著頂進距離的增加現有計算公式頂力呈線性增加，而實測頂進力呈曲線上升趨勢，表明長距離頂管施工過程中摩阻力的變化規律有待分析考慮，以反映真實各影響因素。

表3 頂管頂力對比KN

圖4 管道頂進項力計算及實測頂力

5 結論

通過理論分析，結合現場實測數據，本文公式對頂力變化趨勢較好反應，在中風化砂礫巖地質條件下，對采用泥水平衡頂管掘進的頂力進行了理論分析計算，并通過分析實測頂力和單位摩阻力,綜合以上分析得出頂力的表達公式，可作為今后同類工程頂力計算的理論基礎。本文提出的頂力計算方法適用條件明確，計算結果可靠，與現有公式計算結果相比更接近實測值，尤其是在實際頂管過程中需要考慮卸荷拱效應的情況下。頂管頂進力與工程地質條件和施工狀態等因素有直接關系且影響較大，在設計和施工中應在合理預估總頂力的前提下保證工程的安全性和經濟性。