曲線頂管底幕法古沉船整體打撈縮尺模型試驗

翟一欣

(上海盾構設計試驗研究中心有限公司， 上海 200137)

傳統打撈沉船的方法主要有封艙抽水打撈法、浮筒打撈法、船舶抬撬打撈法、泡沫塑料打撈法、圍堰打撈法及充氣排水打撈法等[1]。這些方法多需要對沉船內部進行替換或改造，會對沉船本身造成較大損傷。中國“南海一號”古沉船采取了“鋼沉箱+底部托梁”的免觸碰式打撈方法[2-3]。韓國 “世越號”大型渡輪則采用“鋼梁托底、全面封網、整體起浮、吊裝上岸”的整體式打撈方法[4]。但這兩種打撈作業方法適用范圍小，施工周期長，受天氣影響嚴重，底部托梁頂進會產生明顯的擠土效應，可能對沉船及其載物造成不同程度的損傷。另一方面，海上作業受海流、風浪、氣候影響及天氣限制，且水下能見度低，定位探測手段有限，水下工作通常需要通過潛水員完成，效率低、成本高。

本項研究擬基于管幕法思想，創新性地將隧道建設方法應用至沉船打撈領域。采用“無縫”連接的矩形曲線頂管在沉船底部形成弧形底部托盤，將沉船及其周圍的泥沙整體起吊出水，形成一種新型的水下沉船整體打撈技術?？紤]到一些古代商船尺寸較小，該技術需要解決小曲率半徑豎曲線頂管的頂推力計算及施工安全控制等問題。

管幕法起源于頂管技術，其通過在開挖區域頂部施作頂管形成一個大型的超前支護結構，從而有效地降低開挖對周圍環境的影響，已廣泛應用于地下工程的建設中[5]。德國柏林地鐵勃蘭登堡門站暗挖工程及中國珠海拱北隧道等少數工程還應用了曲線頂管管幕技術來控制地層的變形[6]。

頂管施工時首先要確定其最大頂推力以指導頂管機的選型和設計。一般認為頂推力由迎面阻力和管節側摩阻力組成。國內外學者基于經驗公式、數值模擬、彈性理論等對于水平直線頂管頂推力計算方法進行了大量研究，一些學者還考慮了頂管管節變形對頂推力的影響[7-10]。張鵬等[11]依托拱北隧道曲線頂管管幕工程，通過對曲線頂管施工現場監測的接觸壓力進行分析，研究了深埋條件下曲線鋼頂管接觸壓力分布和變化規律，建立了曲線頂管頂推力計算公式。丁萬濤等[12]通過改進經典的楔形體計算模型，推導了矩形頂管截面主動極限支護壓力計算方法。此外，一些學者還對頂管及管幕法施工引起的土體變形及管節間的相互作用開展了系統研究，討論了土體損失、正面附加推力、管節與地層側摩阻力以及注漿壓力等因素的影響[13-15]。例如，鄧文杰等[16]研發了可精確控制管壁注漿壓力、土倉壓力和土體損失率的室內頂管模型試驗系統，研究了近間距頂管頂進對既有管道和地表豎向變形的影響。馮金勇等[17]基于現場實測結果，分析了軟土地層大直徑曲線頂管的管壁與土體接觸壓力的分布模式。張艷林等[18]通過三維數值模擬，獲得了地表沉降與管周土體擾動沿頂管頂進方向的變化規律。目前，管幕法以短距離小直徑直線管幕居多。曲線頂管工藝主要考慮水平面曲率的變化，豎向小曲率半徑曲線頂管的工程案例還未見報道。前者穿越的地層性質和埋深變化不大，迎面阻力基本保持穩定，而后者沿豎平面頂進時，覆土厚度在動態變化，其頂推力計算更加復雜。

由于國內外尚無矩形小曲率半徑曲線頂管底幕法相關工程案例，為保障該方法應用于水下沉船打撈的順利實施，指導相關設備的研發及施工工藝的優化，現依托“長江口二號”沉船打撈工程，基于極限平衡理論，建立矩形曲線頂管底幕法頂推力計算模型，結合縮尺模型試驗進行驗證，并對一些施工因素的影響進行探討。

1 整體打撈依托工程簡介

2015 年 9 月，上海市文物保護研究中心在長江口橫沙島附近位置發現“長江口二號”古沉船(圖1)。2016—2019年，上海打撈局對“長江口二號”沉船進行了四次探摸調查，成功搬遷出兩段方木、桅桿和瓷器等重要物證。“長江口二號”沉船也是目前國內發現體量最大、保存最為完整的古代木船，具有重大的考古價值。

圖1 沉船位置信息Fig.1 Location of the shipwreck

經過潛水員現場探摸，沉船情況如圖2所示。船長38.6 m，船寬7.6 m，最大埋深約5.4 m，最大埋泥寬度約8.9 m。艏向15°，左傾約25°，右舷中部最大露出泥面2 m，左舷埋泥下1.2 m，右舷海床比左舷低0.9～1.0 m，沉船處水深9～12 m。

圖2 “長江口二號”沉船探摸信息 Fig.2 Inspection graph of the No.2 Yangzi River Estuary Wreck

沉船主要沉坐于鐵板砂層及青灰泥層，其中鐵板砂層厚度3.2 m，青灰泥層厚度大于4.3 m，兩個土層的主要物理力學性質如表1所示。

表1 地層主要物理力學參數Table 1 Strata’s major physical and mechanical properties

2 矩形曲線頂管底幕法簡介

傳統的沉船整體打撈方法水下作業時間長、打撈周期長、成本高且受天氣影響嚴重。此外，現有沉船整體打撈方法多為介入式，對沉船的損傷較大。為了節約打撈成本、縮短打撈周期，同時盡可能地減小對沉船和文物的擾動，本項研究借鑒隧道工程中曲線頂管管幕法的思想，提出采用小曲率半徑矩形曲線頂管底幕法形成底部托盤后再整體起吊出水浮運至岸上的方式對“長江口二號”進行打撈。設計的矩形曲線頂管底幕法沉船打撈技術實施流程如圖3所示。

圖3 矩形曲線頂管底幕法沉船打撈工法示意圖Fig.3 Schematic illustration of wreck salvage using rectangular curved pipe basing method

首先，在計算所得的最小影響區域以外安裝4個角點定位樁用于固定打撈框架。定位樁需高出泥面一定距離，便于頂梁安裝定位。

第二步，安裝頂梁。將頂梁4個角點預留孔穿過定位樁直至沉放至泥面。頂梁包括頂部圈梁和兩側的端板(圖4)。頂梁為弧形梁始發及接收的支座，同時也是最終整體起吊的受力點。兩側端板上設置有插槽，起到牽引首根和末根弧形梁并封堵兩側水土進入的作用。頂梁上預留有固定的插銷孔，在弧形梁安裝完成后，作為整體起吊的吊點使用。頂梁兩側留有將弧形梁和頂梁固定的銷軸，在弧形梁安裝完成后插上銷軸固定。

圖4 外部框架橫剖面圖Fig.4 Cross-sectional view of the outer frame

第三步，將機座機頭、弧形梁、導向支座在工程船上組裝好吊裝至預定位置，插上插銷連接好液壓油管、泥水管路以及電氣系統，開始弧形梁安裝施工。如圖5所示，弧形導向架上安裝有齒條，與推進箱的齒輪嚙合并提供推進反力。液壓馬達固定在推進箱上，并帶動小齒輪轉動，齒條提供推進反力，推進箱能夠頂著弧形梁沿既定的弧度進行推進。導向架頂部、底部和兩側設有滾珠，可以最大程度地降低頂推力的摩擦損失。

圖5 導向架構造圖Fig.5 Configuration of the pilot frame

第四步，按照左右對稱的順序從外向內依次進行弧形梁的安裝直至形成完整的底部托盤。

第五步，在頂梁上安裝吊耳結構用于后續的整體起吊作業。

3 基于力矩平衡的頂推力理論推導

本項工程的頂推力計算可簡化為圖6的形式?；⌒瘟涸谕七M過程中需要突破上下弧面及兩側土體的阻力，同時還需平衡刀盤前方的水土壓力。

3.1 基本假設

(1)土體初始主應力沿豎直和水平方向。

(2)弧形梁為剛體，即不計其變形的影響。

(3)由于導向架的限位作用，故假設弧形梁始終沿著既定軌跡運動，頂推力始終沿著頂進軌跡的切線方向，無側向分力。

(4)由于滾珠的減摩作業，故假設軸向力的傳遞是連續的，不計弧形梁與導向架間的摩擦損失。

(5)土體的剪切塑性特性服從摩爾庫倫準則。

(6)弧形梁頂進過程中，鄰近土體處于臨界剪切屈服狀態。

3.2 推導過程

由半圓形形心與圓心的距離公式可得圓環的形心與圓心距離為

(1)

式(1)中：A1為內半圓弧的面積；A2為外半圓弧的面積；h1為內半圓弧形心與圓心距離；h2為外半圓弧形心與圓心距離。

弧形梁自重引起的力矩為

MG=GBhcsinθ

(2)

式(2)中：GB為弧形梁的自重；θ為弧形梁進入泥面端頭與水平泥面的夾角。

極限平衡狀態，內弧面摩擦力引起的力矩為

(3)

式(3)中：Ai=sinθ(sin2θ+Kicos2θ)，i為土層編號；γ1為鐵板砂重度；γ2為青灰泥重度；K1為鐵板砂側向土壓力系數；K2為青灰泥側向土壓力系數；c1和φ1分別為鐵板砂黏聚力和內摩擦角；c2和φ2分別為青灰泥黏聚力和內摩擦角。

極限平衡狀態，外弧面摩擦阻力引起的力矩為

(4)

側摩擦阻力引起的力矩為

(5)

式(5)中：r為弧形梁表面積分點與圓心的徑向距離。

面板阻力引起的力矩為

(6)

式(6)中：Di=(cos2θ+Kisin2θ)，其余符號同前。

頂推力引起的力矩為

(7)

由繞圓心的力矩平衡方程，可得頂推力產生的力矩為

M頂推=M內+M外+M側+M阻-MG

(8)

由此可求得總頂推力為

(9)

4 縮尺模型試驗

為了驗證上述頂推力計算模型的正確性并分析相鄰弧形梁間的影響，開展縮尺模型試驗。試驗在1.5 m×2.0 m×1.8 m土箱內進行。土箱內填土為沉船現場取樣的鐵板砂，鐵板砂埋深至1.45 m，并加水至淹沒土體，試驗過程中保持水面略高于土體表面以模擬現場水土環境，飽和固結1周后進行試驗。模型弧形梁內徑0.75 m，外徑0.85 m，橫截面寬0.2 m，高0.1 m。

為了模擬現場連續推進前后序弧形梁相互作用，檢驗鎖扣連接的可靠性及連續推進擠土效應下頂推力的變化，開展五榀弧形梁連續頂進試驗。

4.1 試驗流程

試驗開始前，先行將頂梁及端板壓入土體，記錄壓入的最大壓力，壓入時可適當用水沖洗端板下部，隨后將支撐架與土箱連接固定。接著，安裝頂進發射架。如圖7所示，依次頂進3榀弧形梁(①～③)，再頂進另外一側端板位置弧形梁(④)，最后頂進封閉弧形梁(⑤)，形成完整托盤。頂進過程中，實時測量全過程頂推力。頂進完成后將管節與頂梁采用銷軸連接，后最后整體起吊，檢查鎖扣的變形情況并檢驗裝置整體密封性能和推進軸線偏差。

圖7 模型試驗弧形梁頂推順序Fig.7 Jacking order of the curved beam in the model test

試驗對管節進行了精加工，管節表面光滑摩擦系數小(圖8)，增加了陰陽鎖扣構造，采用進水管和出水管與水平呈45°對沖提高沖刷效果。在弧形梁末端垂直表面焊接一牽拉桿，牽拉桿連接鉸鏈。為保證鉸鏈在牽拉過程中牽拉角度不變，在導向架上焊接一滑輪，鉸鏈穿過滑輪與手拉葫蘆連接(圖9)，在拉索上安裝拉力傳感器，傳感器與微機相連用于實時采集牽引力數據。

圖8 模型弧形梁Fig.8 Model curved beam

4.2 試驗過程

試驗開始前，先將外框架連同端板壓入土箱中，外框架兩端外挑橫梁與模型箱表面通過螺栓連接保證其穩定性。導向架平放于地面，將弧形梁通過導槽推至完全進入導向架(圖10)。將導向架吊裝至模型箱上方，通過螺栓與外框架連接。第一榀弧形梁安裝就位準備實驗后整體圖如圖11所示?？紤]到弧形梁頂進速度非勻速，為了定位便于拉力監測數據與頂進角度對應，在導向架兩側每隔15°

圖10 弧形梁于地面置入導向架Fig.10 Installing the curved beam into the pilot frame

圖11 第一根弧形梁就位準備始發照片Fig.11 Photo of the first curved beam before launching

焊接肋板，同時在弧形梁末端連接一紅色指示棒便于角度讀取。

頂進過程中每隔2 s拉動手拉葫蘆，但弧形梁的移動速度非勻速，在局部位置較快，局部位置較慢，第一榀弧形梁平均每5 min推進15°，后續弧形梁平均3～4 min推進15°?；⌒瘟喊凑諒淖笾劣业捻樞蛞淮瓮七M，在第三節推進完成后發現接收端鎖扣向內壓緊而始發端鎖扣存在1～2 mm的間隙，即管節有微小的偏轉傾向。將模型土箱整體調轉180°，頂進靠近另一端板的弧形梁管節④，最后頂推最后一個封閉弧形梁⑤，形成完整的托盤。每節管節頂進完成后，通過設置在外框架上的螺栓孔通過插銷將管節與外框架連接成整體。

如圖12所示，第一榀管節頂進過程總體較為平緩，在頂進角度約為120°時靠近接收段附近地面出現了微裂縫，但未發現明顯的隆起現象；隨著弧形梁的繼續頂進，裂縫寬度和數量增加，并逐漸連通，地表出現了明顯的隆起現象；頂進結束后地表出現了較寬裂縫，且表面積水通過裂縫進入地層深部導致靠近接收端的地表較為干燥；頂推到位后，移除導向架可以看到機頭位置呈現倒梯形的土錐，由此可見由于缺乏刀盤的切削作用，弧形梁頂進存在一定的擠土效應。特別是弧形梁推進了90°之后，擠土作用可能已經造成了土體的穿刺破壞，形成明顯的剪切帶，而后頂推力除了要克服管節自身與土體的摩擦外，還需承擔破壞區域土體的松動壓力及破壞帶的剪切力作用。隨著頂推管節的增加，擠土效應越發明顯，最后一節管節頂進后接收端附近地表土體隆起高度接近外框架表面，約為10 cm。試驗結束后，移除導向架，利用起吊機整體起吊外框架，起吊機峰值起吊力4.58 t，包括外框架+弧形梁總重+弧形梁托盤中的土+吸附力四部分，而最后穩定時起吊力為3.16 t，故克服的托盤底部水土吸附力約為1.42 t，約占總起吊力的31%。

圖12 底幕連續施工過程Fig.12 Continuous construction of the pipe basing

接收端土體產生隆起的主要原因包括如下幾個方面。

(1)缺乏刀盤的切削作用，無法對端頭前方土體進行破壞和軟化。

(2)泥漿泵功率較低，隨著進出水距離的增加，水頭損失逐漸增大，無法對進入端頭內部的土體進行有效沖刷。由此端頭內部形成密實的土塞，土體無法進入端頭內部，形成“悶頂”現象。

(3)頂梁距離模型箱邊界過近，模型箱約束了土體向外側的位移，使其只能向頂梁內部區域運動。

4.3 頂推力對比分析

圖13為五榀試驗中不同位置弧形梁頂進過程中頂推力的變化與理論計算頂推力的對比。由圖13可知，除靠近兩頭端板的弧形梁外，連續中間3榀弧形梁頂推力和理論計算頂推力的變化趨勢和力的大小都較為接近，均呈現先逐漸增大至峰值后再減小的趨勢。最大頂推力均小于2 000 N，峰值頂推力發生在120°～180°。這是因為弧形梁自重產生的力矩在頂進角度小于90°時逐漸增加，而后逐漸降低至0。而弧形梁在推進過程中除受到側部的摩阻力外還受到端頭面板阻力的作用。理論上前者在推進過程中單調遞增，而后者在頂進角度小于90°時應逐漸增加，而后逐漸減小至0。然而，由圖12可知，當弧形梁頂進超過90°一定角度時，地表發生隆起，這意味著弧形梁端頭前方土體發生了劈裂破壞，此時作用在端頭面板上的法向力要遠大于土體自重在端頭處的法向分量。存在一個臨界角度，使得側部摩阻力和端頭面板阻力產生的力矩達到最大。

圖13 頂推力隨推進角度變化曲線Fig.13 Evolution of driving force with the driving angle

靠近端板處的弧形梁由于受到端板的約束作用，且與端板的接觸面積較大，存在一定的摩擦損失，故頂推力初始增長快于其他管節并在頂進約60°后基本保持穩定，于2 000～3 000 N變化。第二和第五榀弧形梁頂推力數據較為接近，而同為中間部分的第三榀弧形梁頂推力后期略小于第二和第五榀梁，可能原因是該梁的頂推速度小于另外兩根梁。

5 結論

為解決現有沉船整體打撈技術施工周期長、成本高和擾動大的問題，本文提出了矩形曲線頂管底幕法沉船整體打撈新方法，推導了矩形豎曲線頂管頂推力理論計算公式，開展了縮尺模型試驗驗證了理論頂推力計算方法的正確性，并分析了矩形曲線頂管底幕法施工過程中可能存在的問題，得到如下主要結論。

(1)由于管節自重、摩阻力和端板阻力的聯合作用，豎向曲線頂管頂推力隨著頂進角度的增加先增大后減小。

(2)由于端板的約束作用，靠近端板的頂管頂推力大于遠離端板的頂管頂推力，故實際施工時需要重點關注靠近端板的弧形梁施工。

(3)實際施工時需要保證端頭刀盤的切削作用，有助于降低對土體的擾動，避免發生土體劈裂破壞。

(4)曲線頂管入土及出土段為施工的高風險段，容易對周圍環境產生一定的擾動作用，實際工程中需要加強監測，及時對施工參數進行調整。

(5)基底吸附力約占總起吊力的31%。實際工程吊裝設計時，需要考慮基底吸附力作用預留足夠的起吊力安全儲備。