大斷面類矩形鋼頂管結構受力性能現場試驗研究
——以上海軌道交通14號線靜安寺站頂管車站工程為例

潘偉強， 焦伯昌， 柳 獻， *

(1. 上海隧道工程有限公司， 上海 200032； 2. 同濟大學地下建筑與工程系， 上海 200092)

0 引言

隨著城市化的不斷發展，人口集中、城市用地資源不斷減少、交通擁擠等問題不斷涌現，需要建設越來越多的地下隧道，來解決或緩解城市居民過街難、道路交叉口車輛交通擁擠、城市市政管線施工時對道路的反復開挖等問題。探索環境污染小、空間利用率高、機械化程度高的地下空間開發手段是實現城市可持續發展的必然途徑。為減少管線搬遷次數，減小車站施工對地面交通的影響，同時縮減施工工期，上海軌道交通14號線靜安寺站采用頂管結構暗挖穿越延安路的方式進行施工[1]。

與傳統的鋼筋混凝土頂管結構相比，鋼結構頂管強度高、密封性好、抗壓能力強，并且重量較輕，可先分塊制作，然后現場拼接成環，大大降低運輸難度[2-3]；同時，由于鋼管節穩定性差，對軸線偏差要求高，其薄壁結構在頂力和環向荷載等不利因素共同作用下，鋼頂管局部及整體的失穩風險較大[4]。

在頂管工程的理論計算及試驗研究方面，魏綱等[5]對頂進過程中管土接觸壓力進行了現場測試，得到了管土接觸壓力的變化規律及注漿荷載的影響；Shen等[6]、Cui等[7]結合現場試驗及監測數據，對頂管施工過程中頂管附加應力等數據進行了歸納總結；陳楠[8]采用平面應變有限元方法模擬鋼頂管施工過程中的管土相互作用，研究了鋼頂管土壓力分布的變化規律；張鵬等[9-10]通過現場試驗，研究了不同埋深對鋼頂管接觸壓力分布和變化規律的影響，以及深埋鋼頂管施工過程中的力學特性；張耀等[11]通過對新型預應力鋼筒混凝土頂管開展現場試驗，得到了三維荷載作用下頂管各部位的接觸應力及結構應變時程響應；樊振宇等[12]對小間距平行頂管施工的影響機制進行了研究，通過解析方法簡化計算頂管施工過程對已有平行管道內力分布的影響；劉映晶[13-14]以鄭州某平行頂管工程為背景，通過實測數據及數值模擬研究了頂管間距、高跨比及埋深等對隧道結構的附加內力影響；齊培林[15]通過相似模型試驗與數值模擬，研究了管間距為1倍管徑時，并行頂管施工時頂管周圍土壓力、頂管應力-應變的變化規律及管間相互影響。

綜上，目前針對頂管工程已有諸多理論、試驗研究和分析，但在以往工程中，深埋鋼頂管施工的案例較少，隧道斷面往往為圓形，管節多為規則的圓環，且直徑較小。對于深埋大斷面類矩形鋼頂管，無論是在荷載的分布形式還是結構的受力性能方面均缺乏研究，對其管節結構在施工頂進階段及運營階段力學行為的掌握程度尚淺。

因此，本文依托上海軌道交通14號線靜安寺站頂管工程進行了現場試驗研究，通過現場試驗測試施工及使用階段的外荷載及結構內力，探索大斷面鋼頂管結構在施工及使用階段的荷載分布形式、變化規律以及結構的受力性能，以期為設計提供有力支撐，也為同類型頂管工程施工提供建議。

1 工程概況

上海軌道交通14號線靜安寺站位于華山路與延安中路交叉路口的華山路下方，沿華山路南北向布置，為地下3層島式站臺車站，與已建成通車的2號線、7號線靜安寺站形成三線換乘樞紐。車站主體沿線路方向分 A、B、C 3區；其中， A區、C區均采用明挖順作法施工，B區采用頂管法施工，如圖1所示。圖2為靜安寺站B區站臺層頂管隧道地質剖面圖，2條頂管長度均為82 m，斷面尺寸為9.9 m× 8.7 m，埋深約15.2 m。根據地質資料，站臺層穿越土層主要為④灰色淤泥質黏土、⑤1-1灰色黏土及⑤1-2灰色粉質黏土。

圖1 靜安寺車站頂管工程示意圖

圖2 頂管隧道地質剖面圖(單位： m)

2 試驗方案

2.1 斷面選取及測點布置

2.1.1 測試管節

頂管隧道平面圖見圖3。2條頂管隧道各41環管節，測試環選擇下行線第8、21環及上行線第6環，共3環測試管節，下行線先于上行線施工。

圖3 頂管隧道平面圖(單位： mm)

2.1.2 外荷載測點布置

鋼結構頂管外荷載主要通過在管節外表面布置常規土壓力計及孔隙水壓力計進行測試，其中，常規土壓力計測得的壓力為垂直于測試截面的總壓力。

下行線第8、21環外荷載測試位置選取如圖4所示。1—8截面每個截面布置1個常規土壓力計(編號TN-n，靠近管節公端)和1個孔隙水壓力計(編號WN-n，靠近管節母端)，其中，N為管節環號，n為斷面編號。上行線第6環增加N-9、N-10 2個測試斷面測點，用以分析相鄰隧道附加荷載的影響。

2.1.3 結構應變測點布置

頂管鋼結構應力主要通過在格構內鋼板、環縱向鋼肋的內弧面上布置鋼板應變計進行測試。

鋼板應變監測位置選取如圖5所示，1—8截面每個截面布置6組鋼板應變計，分別位于格構內鋼板內弧面及環、縱向鋼肋的內弧面。每組應變計包括1個環向應變計和1個縱向應變計(編號GN-n-m)，其中，N為管節環號，n為斷面編號，m為測點編號。下行線第8環2、6斷面無測點，第21環4、8斷面無測點。

(a) 斷面測點布置

(b) 縱向測點布置

(a) 斷面測點布置

(b) 縱向測點布置

本次試驗采用的壓力計、鋼板應變計是具有高可靠性、高靈敏度、溫度影響小等特點的振弦式傳感器?，F場試驗傳感器參數見圖1。

表1 傳感器參數

2.2 傳感器布置方法

2.2.1 壓力計

常規土壓力計及孔隙水壓力計的安裝步驟為： 1)鋼管節動火開孔，或者預留孔位； 2)將傳感器保護鋼套盒焊接于管節孔洞，內外側圍焊，保證強度和防水； 3)將壓力計放入保護鋼套盒中，對應數據線從底部出線孔引出，并利用壓緊螺栓及橡膠墊進行防水，與土體接觸的表面利用帶螺紋的壓板進行覆蓋及固定。壓力計安裝如圖6所示。

(a) 常規土壓力計

(b) 孔隙水壓力計

2.2.2 鋼板應變計

鋼板應變計的安裝步驟為： 1)清理測點表面油漆； 2)利用調試芯棒固定兩支座，并將其焊接于測試點位上； 3)取出調試芯棒并安裝上鋼板應變計； 4)擰緊螺絲并微調，使應變計初始頻率處于合適區間內； 5)噴涂防腐涂料。鋼板應變計安裝如圖7所示。

(a) 應變計安裝

(b) 噴涂防腐涂料

2.3 現場數據采集

本次試驗數據為全自動采集，采集機箱固定于測試管節上，全部測點引線經收束綁扎整理后接入機箱，數據采集后傳送至通訊機箱，再由通訊機箱無線發送至云平臺并長期存儲。在管節進入工作井之前開始采集數據，記錄各測點初始頻率，施工時采集頻率為每5 min采集1次。

3 試驗結果分析

3.1 管節外荷載測試結果與分析

3.1.1 外荷載隨時間變化規律

以試驗環下行線第8環始發當天零點為采集零點，此后的施工過程以d為單位進行記錄。施工過程中重要的施工工序節點如下： 1)6 d管節出洞，進入加固區； 2)16 d管節出加固區進入土層，自此至隧道貫通進行同步注漿； 3)27 d進行二次注漿； 4)68 d隧道貫通。

如圖8所示，選取下行線第8環試驗管節頂部1號截面、腰部7號截面和底部5號截面的土壓力計測試數據，對試驗環所受壓力隨時間的變化規律進行分析。總壓力隨時間的變化規律如下： 1)6 d管節進入加固區后，開始承受水壓力作用，頂部壓力較小，腰部及底部壓力較大； 2)16 d進入土層后，開始承受水土壓力，頂部總壓力大幅增加，并開始承受脈沖式同步注漿荷載作用； 3)27 d二次注漿時，總壓力大幅增長并保持較長時間，40 d時開始緩慢消散； 4)68 d隧道貫通，隨后總壓力緩慢下降，大約經過30 d左右達到較穩定狀態，此時的水土壓力可認為是隧道運營期間的水土壓力。

圖8 下行線第8環外荷載隨時間變化曲線

綜合其他測試管節及測試截面的荷載變化規律可以發現： 在試驗管節進入土層之前及隧道貫通之后，總壓力均較小。施工過程中對試驗環所受荷載的主要影響工況為進入土層后的同步注漿工況及二次注漿工況。其中，同步注漿在每一環頂推前進行，注漿結束后立即頂推，因此同步注漿荷載是脈沖荷載，其明顯增大后快速回落，且僅在頂部注漿孔注漿，故頂部受此影響最大；二次注漿為多環全斷面同時大量注漿，因此全環荷載增量較大，且消散較慢。

根據以上荷載變化規律，頂管管節結構在施工過程中的3個主要受力工況為同步注漿工況、二次注漿工況和運營工況。

3.1.2 外荷載空間分布規律

根據3.1.1節工況劃分，選取同步注漿工況、二次注漿工況、運營工況下各環代表性時刻的總壓力值進行匯總及對比，如表2所示。因上行線第6環沒有進行二次注漿，且荷載未穩定時便開始了后續施工，因此僅記錄其同步注漿工況下的總壓力值。

表2 工況總壓力值匯總

根據各個工況的總壓力測試值繪制荷載空間分布圖(見圖9)，結合表2數據進行分析可知：

1)運營工況下，總壓力值分布均勻、左右對稱，但頂部總壓力值略大于底部，文獻[9]對鋼頂管的測試結果同樣如此。分析原因認為，隧道埋深較大而鋼管節自重較小，承受較大浮力而上浮，其底部出現空隙，基本只承受水浮力。而底部總壓力要與頂部壓力及管節自重平衡，則很可能底部兩側受到水浮力和土壓力，即底部呈現出馬鞍形的受荷形式。與下行線第8環相比，第21環左上方壓力偏小，而左下方壓力偏大，其余截面壓力較為接近。

2)同步注漿工況下，下行線頂部注漿壓力約為320 kPa，相較運營工況，第8、21環頂部總壓力平均增量為58 kPa，整環總壓力平均增量為57 kPa，提高了1.28倍。同步注漿時僅在頂部注漿，但整環各截面總壓力同步增大，這是由于施工期間管節周圍存在較為完整的泥漿套，且因其觸變性難以凝固，所以局部注漿的影響范圍較大，可影響整環及前后數環的壓力值。與下行線第21環相比，上行線第6環左側壓力明顯增大約65 kPa，這是因為上行線頂推時受到下行線隧道附加荷載的影響。

3)二次注漿工況下，整環注漿壓力約為330 kPa，下行線第8、21環整環總壓力增量較大，且空間分布基本一致，相較運營工況平均增量為117 kPa，提高了1.56倍。第8環截面4增量最大，為165 kPa，相較運營工況提高了1.88倍。

由此可見，相較于運營工況，同步注漿工況及二次注漿工況均會受到較大荷載作用；而同步注漿工況下，并未出現頂底壓力遠大于側壓力的分布形式，且整環壓力值被二次注漿工況下的整環壓力值包絡。因此，二次注漿工況下的壓力分布形式為施工階段最不利受力形式。

(a) 運營工況

(b) 同步注漿工況

(c) 二次注漿工況

3.2 管節環向內力測試結果與分析

3.2.1 管節應變隨時間變化規律

如圖10所示，選取下行線第8環試驗管節頂部1號截面、角部8號截面、腰部7號截面和底部5號截面的鋼結構應變測試數據，對試驗環結構應變隨時間的變化規律進行分析。

實線為鋼板內弧面應變，虛線為鋼肋內弧面應變。

鋼結構應變隨時間的變化規律如下： 1)始發時因環間約束出現較小的環向應變； 2)6 d進入加固區后應變持續增長； 3)16 d進入土層后應變繼續增長，部分測點應變達到峰值； 4)27 d二次注漿時多數測點應變達到峰值，隨后略有下降； 5)68 d隧道貫通后，應變較快達到穩定； 6)頂部和底部鋼板應變為壓應變、鋼肋應變為較大的拉應變，角部鋼板應變為拉應變、鋼肋應變為壓應變，腰部鋼板、鋼肋應變均為較小的壓應變。

綜合其他測試管節及測試截面的應變變化規律可以發現： 管節應變的變化規律基本與外荷載變化規律相匹配，在同步注漿工況及二次注漿工況下，結構的內力及應變較大。

3.2.2 管節內力空間分布規律

3.2.2.1 管節內力計算分析

管節內力計算簡圖見圖11。根據鋼管節肋內弧面應變ε1及板內弧面應變ε2的實測數據，可推導結構的彎矩及軸力。

ε1為鋼管節肋內弧面應變； ε2為板內弧面應變；為截面平均應變。

(1)

σi=Eεi。

(2)

式中：σi為各位置應力；E為鋼彈性模量；εi為各位置應變。

管節每延米軸力

(3)

管節每延米彎矩

(4)

式中：Ix為管節截面抗彎剛度；σ1為肋內弧面應力。

3.2.2.2 管節內力計算結果

經過計算，得到各環管節在各工況下的彎矩值，如表3所示。據此繪制各工況彎矩空間分布圖，見圖12。由此可知，管節環向受力機制接近整環矩形框架結構，頂、底部彎矩為較大的正彎矩，角部彎矩為較大的負彎矩，腰部彎矩為較小的負彎矩。各工況下彎矩圖基本呈現左右對稱的空間分布，且各環計算彎矩值較為接近。

表3 各工況彎矩值

(a) 運營工況

(b) 同步注漿工況

(c) 二次注漿工況

1)運營工況下，頂部最大正彎矩為625 kN·m，肩部最大負彎矩為-436 kN·m。

2)同步注漿工況下，頂部最大正彎矩為853 kN·m，趾部最大負彎矩為-507 kN·m，負彎矩最值出現位置與運營工況不同。上行線第6環彎矩圖與下行線第8、21環不同，這是因為其左側壓力相比下行線較大，使得其彎矩圖表現為左側更加“內凹”，并使頂、底彎矩減小，壓力與結構內力分布左右不對稱。

3)二次注漿工況下，彎矩最大值出現位置與運營工況相同，頂部最大正彎矩為995 kN·m，肩部最大負彎矩為-546 kN·m，二次注漿工況的彎矩圖完全包絡住其他工況的彎矩圖。

由此可見，二次注漿工況的彎矩圖完全包絡住其他工況的彎矩圖，與各工況的壓力分布情況相對應。

各環管節在各工況下的軸力值如表4所示。據此繪制各工況軸力空間分布圖，見圖13。

表4 各工況軸力值

(a) 運營工況

(b) 同步注漿工況

(c) 二次注漿工況

由圖13可知，各工況管節軸力圖基本呈現左右對稱的空間分布，各工況下往往頂部軸力最小，底部或者趾部的軸力最大。運營工況下,軸力大小范圍為[1 006 kN，1 562 kN]；同步注漿工況下,軸力大小范圍為[1 106 kN，1 925 kN]，相比運營工況最大軸力提升1.23倍；二次注漿工況下,軸力大小范圍為[1 450 kN，2 016 kN]，相比運營工況最大軸力提升1.29倍。

各工況軸力計算結果整體上與壓力分布相對應，但相比于彎矩值的計算結果，同一工況下各環的軸力值偏差較大。分析原因認為，結構應變由彎矩主導，在由應變進行反計算時，軸力對應變的敏感度更高，計算誤差相對彎矩較大。

結合壓力、彎矩、軸力分布可知，二次注漿工況為最不利受力工況，頂、底部為其最不利受力截面，因此在設計中需重點關注。

3.3 管節縱向內力測試結果與分析

下行線第8環管節斷面縱向應力均值時程曲線如圖14所示，隨頂進—止退的施工循環，表現出極強的波動。1)始發時斷面縱向應力最大，約-30.1 MPa； 2)進入加固區后波動幅度減小，最小應力約-5.5 MPa； 3)進入土層后在[-20.6 MPa，-9.8 MPa]穩定波動； 4)隧道貫通后，縱向應力均值下降至-3.0 MPa。

圖14 下行線第8環管節斷面縱向應力均值時程曲線

由此可知，管節斷面縱向應力較小，遠未達到屈服強度，結構受力安全，同時說明減摩效果良好；但止退時斷面縱向應力迅速下降，易導致頂管機回退、地面塌陷等危害發生，同時環縫壓力不足，尤其在隧道貫通后易出現滲漏水的情況。因此，施工中應格外關注頂管隧道縱向受力及回退變形，必要時增大止退反力，并在隧道貫通后及時焊接環縫，做好防水措施。

4 結論與討論

基于類矩形鋼頂管結構在施工階段及使用階段的荷載、內力測試結果，得到以下結論：

1)運營工況下，總壓力值分布均勻、左右對稱，頂部總壓力略大于底部總壓力，下半環壓力大致呈馬鞍形分布，因此，設計時結構下半環設置地基彈簧能夠更真實地模擬結構的荷載分布。

2)同步注漿工況下，僅在頂部注漿時，整環總壓力同步增大，平均增量為59 kPa，相較運營工況提高了1.28倍。漿液能快速傳遞注漿壓力，表明其泥漿套效果良好。

3)二次注漿工況下，整環注漿壓力約為330 kPa，相較運營工況提高了1.56倍，為最不利受力工況。

4)管節環向受力機制接近整環矩形框架結構，結構頂、底部為最不利受力截面，設計時應重點關注。

5)管節縱向應力較小，結構受力安全，減摩效果良好，但需關注頂管隧道回退量，必要時增大止退反力，做好環縫防水措施。

本文針對類矩形鋼頂管結構在施工階段及使用階段的荷載、內力進行了測試，探索了頂管結構在各個施工工況下的荷載分布形式、變化規律以及結構的受力性能，為大斷面鋼結構頂管選擇設計模型及結構優化提供了依據。但研究中尚存在一些不足，例如：忽略了泊松效應對結構內力計算的影響，未結合管節變形進行系統分析等。因此，后續將對此進行完善，并擬將施工全過程荷載、內力及變形的監測結果同各工況設計計算理論值進行對比分析，對計算模型進行優化設計，為豐富大斷面鋼頂管結構的設計理論提供一定支撐。