大直径钢筋混凝土顶管穿越河道顶进力研究

陈智涵,陈晓龙，刘锴鑫，马保松，张 鹏*

(1.中国地质大学(武汉)工程学院，湖北 武汉 430074；
2.中山大学土木工程学院，广东 珠海 519082)

管材受力特性是顶管工程设计和施工中需要考虑的重要因素。顶管施工过程中，顶管管节受到顶进力、迎面阻力、管壁摩阻力、管周水土压力和注浆压力、自身重力以及地表附加荷载等的作用，受力状态十分复杂。其中轴向顶进力是管道结构设计、顶管机选型和工作井结构设计的决定性参数之一。当顶管顶进力较小时，会导致顶管顶速过慢甚至无法顶进；
当顶管顶进力过大时，顶管管节受压增大，超过其极限时会发生局部破坏，同时会大大增加管道结构失稳的风险，因此顶进力的有效预测对保障顶管施工安全起着不可忽视的作用。

在顶管顶进力研究方面，王双等[1]运用柱形圆孔拓展理论对3种不同泥浆套形态假设提出了相应的顶管管壁摩阻力计算公式，并在对比分析实测顶进力的基础上，得出现有顶管管壁摩阻力计算公式的计算结果偏于保守的结论；
张鹏等[2]基于Persson接触模型分析了管土接触宽度和接触压力的分布规律，并考虑管浆摩阻力推导出直线顶管摩阻力计算公式；
魏纲等[3]和冯海宁等[4]对钢筋混凝土顶管顶进过程中管道纵向与环向钢筋应力及管土接触压力进行了现场测试；
Shou等[5]通过室内试验和有限元模拟研究了泥浆、超挖等因素对顶管顶进力的影响；
薛振兴[6]利用ANSYS软件分析了顶进距离、埋深、管径、管材以及纠偏角度对混凝土顶管管节应力的影响规律；
Yen等[7]利用ABAQUS软件对比分析了采用不同管土接触面积、不同泥浆添加剂下顶管中所需的顶进力，得到了管土接触面积和泥浆添加剂对顶管顶进力的影响规律。

综上，目前对于顶管顶进力的研究方法主要有室内试验、现场监测、理论计算和数值模拟等，由于数值模拟手段可以快速确定土-管相互作用的工程行为[8-10]，已受到了许多学者的青睐。但是，现有的顶管顶进力数值模拟大多集中于管土接触面积、管土摩擦系数大小以及顶进控制方法的研究，而忽略了在实际工程中注浆作用的时间效应以及地层性质、地形对模拟参数的影响研究，并且对模拟过程中管土摩擦系数的选取也大多采用假定的方法，没有实际依据。同时，一般穿河顶管的埋深变化较大，管周压力也可能会波动较大，在顶管顶进力预测时更应将地形变化考虑在内。因此，本文依托佛山市某电力隧道钢筋混凝土穿河顶管工程，根据实测的顶管管节轴向应变数据，计算顶管不同顶进阶段的管土摩擦系数，分析管土摩擦系数在顶管顶进过程中的时空变化规律，并利用ABAQUS有限元软件建立顶管顶进三维数值模型，模拟分析顶管顶进过程中地形、地层性质变化以及注浆作用的时间效应对顶进力的影响，通过将模拟结果与实际监测数据进行验证对比，以探究更为准确的顶管顶进力预测方法，进一步保障顶管顶进施工过程中管节结构的安全。

本研究依托的佛山市某电力隧道钢筋混凝土穿河顶管工程，隧道全长约为588 m，中途穿越河道，河道平均水深约4.5 m，采用泥水平衡式顶管机进行施工。顶管管节采用预制钢筋混凝土管，外径为4.14 m，内径为3.50 m，壁厚为320 mm，管节之间的纵向连接采用承插式“F”型接头。管道平均覆土深度为11 m，属于大直径深埋顶管。该电力隧道钢筋混凝土穿河顶管工程平面示意图见图 1。

图1 佛山市某电力隧道钢筋混凝土穿河顶管工程 平面示意图Fig.1 Schematic plan of steel concrete pipe jacking project of a power tunnel crossing the river in Foshan

顶管穿越段地形地质条件复杂，地层类型由上至下依次为：①素填土；
②淤泥质黏土；
③-1粉质黏土；
③-2粉质黏土；
④-1粉砂；
④-2粉砂；
⑤中砂；
⑥圆砾；
⑦-1泥质粉砂岩；
⑦-2泥质粉砂岩；
⑧-1钙质粉砂岩；
⑧-2钙质粉砂岩。顶管顶进途中主要穿越淤泥质黏土及粉砂层，泥水舱实测平均压力为0.16 MPa。根据钻孔揭露，穿越地层的物理力学性质参数见表 1。

表1 穿越地层的物理力学性质参数

2. 1 现场监测

现场顶管顶进力依据主顶液压油缸表盘显示的压力值进行采集，顶管每根管节(2.5 m)记录一次顶进力数值。顶管管节轴向应变测量采用埋入式智能弦式应变计，布设在5#、23#、26#、39#、107#、159#、202#顶管，每个监测断面内应变计安装在外层钢筋笼的上下左右4个位置(ZX1、ZX2、ZX3、ZX4分别指代监测断面左、下、右和上侧轴向应变计)，如图 2所示。

图2 顶管管节轴向应变计布置图Fig.2 Layout of pipe joint axial strain gauges

管周水土压力计埋设于50#顶管管节，在50#顶管管节共布置4个监测点，每个监测点布置一个土压力传感器(编号为W1～W4)和一个孔隙水传感器(编号为T1～T4)，如图3所示。

图3 管周水土压力计布置图Fig.3 Layout of water and soil pressure gauge

2. 2 顶管顶进力实测分析

现场实测得到的顶管顶进力随顶进距离的变化曲线，见图4。

图4 现场实测顶管顶进力随顶进距离的变化曲线Fig.4 Variation curve of measured jacking force with jacking distance

由图4可知：在顶程30 m内，实测的顶管顶进力增长较快，此时泥浆刚注入，尚未发挥效果；
在顶程为30～150 m范围内，实测的顶管顶进力增长趋势渐缓，局部有轻微减小趋势，此时也应是泥浆润滑效果逐渐发挥的过程；
从顶程150 m开始，顶管由粉砂层进入淤泥质黏土层，顶管顶进力在10 000 kN左右波动；
顶管顶至450～510 m，管道埋深增大，顶管顶进力随之略微升高；
顶管顶至510 m后，顶管穿越至粉质黏土层，中间夹有的强风化岩块导致顶管顶进力陡增。这是由于膨润土泥浆具有触变性，而吊装、连接管节造成的施工中断使顶管管节轴线方向存在反复加载、卸载过程，导致施工停顿重启后的静摩擦力大于顶管正常顶进时的滑动摩擦力[11]，故整个顶进过程中实测的顶管顶进力呈波动式上升。

2. 3 顶管管节轴向应变实测分析

因测试顶管管节轴向应变的变化趋势大致相同，故选取23#顶管管节的轴向应变数据进行分析，见图5。

图5 23#顶管管节不同顶进距离的轴向应变实测值Fig.5 Measured axial strain of 23# pipe joint at different distances

由图5可知：整个顶进过程中，管道基本处于受压状态，顶管管节轴向应变值为负，部分拉应变值可能是由于轴线偏差造成的偏心轴压所致。总体上，顶管管节轴向应变表现为底部>两侧>顶部，且顶管管节两侧的轴向应变值近乎相等。根据文献[3]，注浆情况下混凝土顶管管节两侧的接触压力大于顶部，这一差值产生的摩阻力削减了顶管管节两侧轴向合力的大小，从而使其轴向应变小于顶部；
顶管管节管底轴向应变在第一、二、四顶进阶段内的平均数值分别稳定在-20με、-30με、-15με，但在第三阶段顶管穿过河道后，土层含水率降低，机头有向下的趋势，出现轴线偏差，其轴向应变波动较大。

2. 4 管土摩擦系数实测反算

对于钢筋混凝土顶管，其管节轴向应变主要受顶进力的控制[12]，如图6所示为顶管管节截面受力示意图，选取任意两管节，管节间轴向内力差应等于其轴向合力差，因此在第i+n根和第i根管节内，管节外壁与周围土体间的摩擦系数与管节轴向内力应有如下关系：

(1)

图6 顶管管节截面受力示意图Fig.6 Schematic diagram of the force of the pipe joint

根据公式(1)反算管土摩擦系数，其中Fc根据管周土压力监测数据(前30 m无监测数据，在30～150 m、150～450 m、450～600 m分别取平均值为378 kPa、257 kPa、284 kPa)，并选取顶管顶至150 m、510 m以及600 m时8#、23#顶管管节实测的平均轴向应变，以此反算30 m后的管土摩擦系数，依据文献[13]，前30 m管土摩擦系数采用f=tan(φ/2)(φ为土体内摩擦角)计算，其计算结果见表 2。

通过对比不同顶进阶段的管土摩擦系数(见表2)，结果表明：管土摩擦系数的变化主要分为是否注浆以及穿越地层性质的变化。时间上，泥浆套未形成期间的管土摩擦系数较大，比注浆作用稳定后大1倍左右；
空间上，管土摩擦系数在淤泥质黏土与含强风化岩块的粉质黏土间的变化最为明显，前者仅为后者的55.65%。

表2 不同顶进阶段管土摩擦系数

3. 1 数值模型建立及模拟过程

根据上述管土摩擦系数反算的结果，利用ABAQUS有限元软件建立顶管顶进三维数值模型，并采用如下假定条件对顶管顶进过程进行了简化：

(1) 假定土体为均质、连续、各向同性的弹塑性体，采用Mohr-Coulomb本构模型。

(2) 管节和顶管机采用实体单元进行模拟，忽略管节接头的作用，将整个管节看作一个整体结构，采用弹性本构模型。

(3) 顶管顶进过程中，不考虑地下水渗流对土体扰动的影响。

(4) 作用于开挖面土体的支护压力为圆形均布荷载，取值为实测的顶管机泥水舱压力，考虑施工过程中注浆对土体的注浆压力时，将注浆压力以力的形式施加于土体上。

为了更好地模拟顶管顶进过程，将模型参数设置如下：

图7 部分模型地层设置Fig.7 Settings of layers of partial model

(1) 几何模型及参数：建立几何模型时，按照实际地层变化设置埋深和地层性质(见图7)，同时为了消除边界效应，整个模型设置长、宽、高为650 m×30 m×36 m；
顶管机长度为5 m，顶管机及管节共建长度为600 m；
土体、顶管机及管节均按C3D8R实体单元划分，计算模型及网格划分见图 8，各材料的力学参数见表3。

图8 计算模型及网格划分 Fig.8 Computing model and mesh generation

表3 各材料力学参数

(2) 管土接触：将土体与对应管节外表面设置接触对，切向行为通过“罚函数”定义管土摩擦系数来表示两者之间的摩擦作用，管土摩擦系数按照表2设置。为了模拟润滑泥浆对管土接触的影响，同时考虑周围土体的地层损失，在开挖形成的隧洞与管道之间设置有等代层单元以模拟泥浆套，等代层与隧洞接触界面采用共节点约束方式，厚度采用实际超切量30 mm。

(3) 边界条件及荷载施加：模型下表面限制3个方向的位移，侧面限制住其各自法向位移。顶管顶进采用位移控制法[14-16]——在顶推面施加位移荷载，土体开挖后在开挖面施加支护压力，其大小为泥水仓实测平均压力0.16 MPa。在河道段上表面施加面荷载，其大小为44.1 kPa。

(4) 分析步骤：先对土体进行地应力平衡，然后将顶管顶进至预设管洞内作为初始顶进状态，采用生死单元法和位移控制法模拟开挖顶进过程。

为了比较地层性质、地形以及注浆作用的时间效应对顶管顶进力的影响，共设置了4种工况即4组数值模型，见表4。

表4 数值模型分组设置

3. 2 数值模拟结果及分析

提取顶推面z轴方向的应力，取其平均值与管节截面积相乘得到顶管顶进力。不同工况下顶管顶进力模拟结果与实测值的对比见图9。由于顶管顶进力曲线与竖坐标的交点可看作初始迎面阻力，因此本文将其作为考虑地形变化工况下顶管顶进力模拟结果的初始值，其大小采用泥水仓压力乘以顶管机刀盘面积计算。

图9 不同工况下顶管顶进力模拟结果与实测值的对比Fig.9 Comparison between simulated and measured pipe jacking force under different working conditions

由图9可知:与实测顶管顶进力相比，考虑注浆作用的时间效应时，模型D的顶管顶进力模拟曲线近似为一条直线，远小于实测顶管顶进力；
在仅考虑地形变化而采用单一管土摩擦系数时，模型B的顶管顶进力模拟结果前期与实测顶管结果还较为吻合，但随着顶进距离的增加，模拟结果与实测值的差距不断增大；
在仅考虑管土摩擦系数变化取平均埋深时，因为埋深会直接影响管周摩阻力，所以模型C的顶管顶进力模拟曲线在前期与实测曲线吻合，但在穿越河道时顶进力模拟结果增长更快，以致在穿过河道进入粉质黏土夹强风化岩块地层后，模拟顶进力已远超过实测顶进力；
在综合考虑地形变化和管土摩擦系数变化时，模型A的顶管顶进力模拟曲线与实测曲线趋势相近、大小相仿。

对比4个数值模型的模拟结果可知，顶管顶进力大小受多种因素的共同影响，且注浆对顶管顶进力的降低作用明显，是前期顶管顶进力先增后减的主因，而综合考虑各因素的顶管顶进力预测模型与仅考虑单一因素的顶管顶进力预测模型的模拟结果相比,其与实测值更为吻合。

通过对佛山某大直径钢筋混凝土穿河顶管的顶进力及管节轴向应变进行实测和数值分析，得到结论如下：

(1)混凝土顶管管节的轴向应变受到顶进力、注浆作用、地层性质和地形变化的共同影响，其中顶进力起到控制性作用。因此，注浆条件下单根管节轴向应变实测值在穿越地层性质和埋深不变的情况下表现出整体大小基本不变的特征。

(2)根据顶管顶进力和管节轴向应变反算出的管土摩擦系数表现出时空上的规律性。时间上，由于注浆作用的时间效应，注浆初期的管土摩擦系数较大，当管周形成完整泥浆套后，管土摩擦系数保持在较小状态；
空间上，管土摩擦系数主要受地层性质的影响，管土摩擦系数在顶管由淤泥质黏土层进入夹强风化岩块的粉质黏土层时变化最为明显，前者仅为后者的55.65%。

(3)注浆作用的时间效应以及地层性质会影响管土摩擦系数的大小，而地形的变化将直接影响管周摩阻力，基于上述因素建立的4个数值模型反映出顶管顶进力演化受多种因素的共同影响，随着各因素的变化会表现出一定的阶段性，但除了注浆作用的时间效应外，其他因素导致的顶管顶进力变化会随着顶进过程累加，因此仅考虑单一因素的顶管顶进力预测模型的模拟结果与实测值有较大差距，而综合考虑地层性质、地形以及注浆作用时间效应等因素的顶管顶进力预测模型的模拟结果与实测结果更为吻合，从而验证了本文提出方法的正确性。

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