2016, Vol. 37
2.中铁七局集团第三工程有限公司, 陕西 西安 710000
2.The Third Engineering Co., Ltd. of China Railway Seventh Group, Xi'an 710000, China
顶管工艺是一种借助液压顶进装置，将管道从始发井推进至接收井，并将管道埋设在始发井与接收井之间的施工方法[1].近年来，顶管法施工随着城市建设的发展逐渐普及，在地下空间开发中的应用也越来越广[2].顶管法作为一种地下暗挖施工方法，具有成本低、施工快、环境扰动小、整体性好及适用范围广等优点.
然而顶管施工难免会造成管周土体的扰动，被扰动的土体在顶管顶进过程中反复加载和卸载，土体应力状态不断发生变化，使得土体应力及管土间摩阻力分布均相当复杂.目前，国内外学者对顶力大小、管道及开挖面稳定性、周边环境效应等研究较多[3-4].文献[5]通过建立三维有限元数值模型对顶管顶进过程进行模拟，详细分析了不同土质下，顶管周边土体轴向和横向的变形规律.文献[6]根据现场实测数据建立顶力预测方法，得出合理有效的顶力计算公式.目前研究来看，顶管施工在不同土质条件下受力状态及土体变形均有较大差异.并且现有顶力计算公式存在诸多不足，不同公式中对于各参数的考虑不尽相同，参数取值困难，适用条件不明确.STS新管幕工法顶管工艺采用带翼缘板及锁扣的顶管形式，翼缘板及锁扣在顶进过程中产生附加摩阻力，特殊的结构形式使得该处应力分布更为复杂.国内外学者对顶管工艺的研究主要针对圆形或矩形的规则顶管，对于STS新管幕工法中特殊顶管形状的研究尚未展开.
因此，本文依托奥体中心站STS新管幕工法结合洞桩法施工工程，根据STS新管幕现场顶管试验监测数据，对STS新管幕工法顶管工艺的地表变形及顶力分析开展系统研究，揭示了顶管过程中的地表变形规律，并提出了适合本工程的顶力预测方法.
1 工程概况沈阳地铁九号线奥体中心站为14 m岛式站台车站，车站总长150 m，中间暗挖段采用STS新管幕工法结合洞桩法进行修建，横断面图见图 1，覆土厚度约3.0 m，底板埋深约24.5 m.
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图 1 暗挖段标准横断面图(mm) Fig.1 Standard cross-section of underground-excavation section |
针对STS新管幕工法关键施工工艺--顶管工艺，在西侧明挖基坑北2 m处进行STS新管幕工法顶管现场试验(图 2)，顶进方向平行于车站暗挖段，大致呈东西走向.本工程中STS新管幕支护体系所采用的顶管规格：D1=900 mm, t=16 mm (D1为管道外径，t为壁厚)，相邻顶管中心点间距为1 m，并且顶管群顶进过程中每根顶管之间采用锁口进行横向连接(图 3).
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图 2 STS新管幕工法场外试验平面示意图 Fig.2 Plane sketch of in situ tests of STS method |
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图 3 钢管横向连接节点示意图(mm) Fig.3 Schematic of transverse connection joint of steel pipe |
本勘察场地属全新统浑河新扇地貌单元，地势平坦开阔，地面标高一般在43~44m之间.根据钻探揭示及对地层成因、年代的分析，地层共分为四个主要层次[7]，分别为第四系全新统人工填筑层、第四系全新统浑河高漫滩及古河道冲积层、第四系全新统浑河新扇冲洪积层、第四系上更新统浑河老扇冲洪积层.根据场地岩土工程勘察报告，本场地揭露的地层各层土力学参数见表 1.
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表 1 土层主要物理力学参数 Table 1 Mechanical parameters of soil strata |
顶管现场试验顶进过程中依次顶进直径900 mm，壁厚16 mm，长度6 m的钢管，前后相邻顶管间采用焊接方式连接，顶进距离为72 m，设计共顶进2根顶管.第一根顶管覆土深度为2.58 m，由于土质复杂、机器设备等因素制约，第一根顶管顶进至20.7 m位置处时停止施工；第二根顶管覆土深度3.03 m，顶进长度为72 m.在第二根顶管顶进过程中，第一节至第三节顶管(0~18 m)采用ABS水平螺旋钻机顶进工艺，即在需要顶进的顶管内部放入用于导向和开挖前部土体的水平螺旋钻杆；第四节至第九节顶管(18~54 m)顶进过程中仍然采用ABS水平螺旋钻机顶进工艺，并且采取注浆减阻措施，边注浆边顶进；第十节至第十二节顶管(54~72 m)顶进时采用传统的人工顶管施工工艺，先开挖顶管前方0.5 m范围内的土体，再推进顶管.
2.2 试验测点布置在顶管试验过程中，针对顶进过程中的地表竖向变形、钢管轴力及钢管变形进行全程监测，并及时将监测结果反馈给作业人员，及时对顶力大小、顶进方向及注浆参数进行调整.
根据顶管顶进位置，沿顶管纵向布设9个断面地表竖向位移监测点(见图 4)，分别为A，B，C，D，E，F，G，H，I.根据监测需要，A，B，D，E，F，G，H断面分别布设6个监测点；断面C布设4个监测点；由于接受井西侧绿化带被破坏，断面I布设3个监测点.
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图 4 地表竖向位移测点布置图(m) Fig.4 Layout of ground vertical displacement monitoring points |
本试验顶管顶力监测采用振弦式应变计，布置方式分为两种：一是将应变计始终布置在始发井处顶管的外壁上，距离端口300 mm，应变计随着更换管节重新布置；二是结合顶管顶进情况，在管道内侧管壁上布置三个轴向和两个环向应变计，应变计随着顶进管节数增加距离始发井越来越远.应变计的布置位置如图 5所示.
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图 5 应变计布置示意图 Fig.5 Layout of strain gauges |
本文选取第二根顶管顶进过程中的地表变形监测数据进行整理分析.图 6为D断面在顶管顶进至不同距离时，横断面地表竖向变形值.D断面测点距离始发井约27.9 m，顶管距离测点较远时，土体出现少量隆起，最大隆起量为0.8 mm.这是由于顶管和土体之间接触面存在较大的摩擦力，对顶管周围土体产生“拖拽”作用，使地面发生隆起.除此之外，掘进机在顶进过程中对掌子面施加支护力，支护压力大于土体的平衡土压力，挤压土体向上产生隆起.当顶管接近测点位置时，地面开始出现沉降现象.顶管顶过测点断面后，随着顶距增大，沉降越来越大，随后趋于稳定，最大沉降出现在钢管轴线上方位置，为3.7 mm.
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图 6 顶进距离对断面D地表变形的影响 Fig.6 Effect of jacking distance on ground surface deformation of section D |
通过整理得到顶管顶进至距D断面-11~24 m范围内的地表竖向变形规律，见图 7.可以看出，在顶管靠近测点断面时，地面产生隆起.当靠近到一定距离后，由于开挖面卸载和土体扰动，地面发生不同程度的沉降，其中顶管轴线处的沉降量最大.当顶管顶过测点断面5~10 m处时，由于进行注浆减阻，注浆压力较大，并且顶管顶进过程中对土体产生挤压作用，各测点产生0.5~0.7 mm的隆起变形，随后产生沉降.其他断面测点规律类似，限于篇幅，不再赘述.
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图 7 顶进距离对D断面地表竖向变形的影响 Fig.7 Effect of jacking distance on ground surface vertical deformation of section D |
奥体中心站现场试验顶管横断面如图 3所示，由图可知，STS新管幕顶管试验所用顶管外壁均有4个0.2 m宽的翼缘板，并且左右两侧有导向锁扣，并非标准圆形断面顶管.现有国内外研究总结的顶力计算公式均针对标准圆形或矩形顶管[8]，对于加翼缘板的特殊顶管尚未研究.试验顶管中左右两侧导向锁扣由于尺寸较小，对于整个顶管顶力影响不大，并且与周围土体受力关系复杂，故本文忽略锁扣引起的顶力变化，仅考虑圆形钢管与翼缘板引起的顶力.
3.2.1 单根标准顶管顶力计算通过收集大量文献资料并进行整理后，得到17个可计算的顶力计算公式，包括7个经验公式和10个理论公式[9].其中有13个公式适合于本工程的顶管条件，对整理后的公式进行比较分析.
3.2.2 翼缘板引起的顶力计算翼缘板在顶进过程中受到的端部阻力较小，其引起的顶力大小主要由板壁与土体间的摩擦阻力决定.影响板壁与土间摩阻力大小的因素主要有接触面压力、摩擦系数和接触面积.
在顶管过程中，施工所处的土层为稳定土层且厚度较大时，顶管所受土压力仅为其上部分高度的土重，即考虑土拱效应.由于翼缘板尺寸与其埋深相比较小，所处地层较为稳定，若按全部厚度计算时得到的结果偏大，故采用隧道土压力公式计算：
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(1) |
式中：q为垂直均布围岩压力，kPa；S为围岩级别；ω为跨度影响系数.
翼缘板与土体间摩擦系数按公式f=tan (φ/2)取值，注浆时取未注浆摩擦系数的1/3.翼缘板引起的顶力计算公式为
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(2) |
式中：b为翼缘板宽度；L为顶力计算长度.
未注浆和注浆后的顶力计算值分别为159 kN和53 kN.
3.2.3 顶管总顶力估算与监测值分析从第二根顶管顶进至11 m处开始，针对顶管顶进过程中的顶力进行监测，不同顶进距离时的顶力监测值见图 8.根据现场实测顶力数据，针对ABS螺旋钻机顶进(未注浆)、ABS螺旋钻机配合注浆顶进及人工顶管三种不同顶进工艺进行分段拟合，由于顶管顶力大小与顶进距离成正比，因此采用直线拟合，三种顶力拟合公式如下：
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(3) |
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(4) |
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(5) |
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图 8 顶进距离对顶力的影响 Fig.8 Effect of jacking distance on jacking force |
按拟合公式得到ABS螺旋钻机顶进未注浆及注浆时的总顶力估算值分别为2 239.7 kN和1 623.8 kN.按既有公式中标准圆形顶管及翼缘板引起的顶力大小，不考虑顶进过程中两者的相互影响，将两部分顶力计算结果相加.将试验拟合值与现有公式计算结果进行对比分析，见图 9.从图中可知，采用ABS螺旋钻机顶进且未注浆时，除了式(10)偏大，式(13)偏小外，其余现有公式计算所得总顶力值均较为接近，平均值为2 315 kN，试验拟合公式所得估算值与现有公式计算值吻合较好.考虑注浆减阻作用时，除了式(1)偏小，式(2)偏大外，式(3)~(9)这7个公式所得到的顶力值也极为接近，平均值为956 kN.试验拟合公式所得估算值与顶力计算值相比较大，分析原因如下.
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图 9 总顶力计算值及拟合值 Fig.9 Calculated values and fitting values of jacking force |
1)现有顶力公式均是在假设顶管不发生偏移的前提下建立的，忽略了偏差对顶管顶力的影响.顶管方向的偏离往往会增大扰动土体产生的土压力，造成侧摩阻力增大，偏离值越大，顶力增大越显著.
2)在顶管顶进过程中，仅对下翼缘板上部顶管四周采取注浆措施，顶管下部未进行注浆.上部浆液由于翼缘板的阻挡不能流入顶管下部，从而影响减阻效果，实际顶力值较公式计算值偏大.
由图 8和拟合公式可知，ABS螺旋钻机顶进工艺注浆后的综合摩阻力为未采取注浆措施时的53%，减阻效果显著[10].
4 结论1)通过对STS新管幕顶管试验中地表竖向位移进行监测分析，总结得出顶管施工过程中地表竖向变形规律.在顶管靠近至一定距离时，地面发生急剧隆起，最大隆起值为4.9 mm；当顶管穿过断面时，地面产生大量沉降；随着顶进距离的不断增大，地面沉降值也随之增大，逐渐趋于稳定.掘进机的顶推力、管土摩擦力及注浆压力是影响地表竖向变形的三个重要因素.
2)本文对STS新管幕顶管试验顶进全过程进行顶力监测，并对顶力监测值进行拟合分析，得出适合沈阳地层条件的顶力拟合公式，拟合得到总顶力值未考虑注浆和考虑注浆时分别为2 239.7和1 623.8 kN.
3)通过整理现有顶管顶力计算公式，在13个单根标准顶管顶力计算公式基础上，考虑钢管翼缘板附加摩阻力，得到未考虑注浆和考虑注浆的顶力计算值，将拟合值与计算值进行对比，未考虑注浆时两者吻合较好，考虑注浆时由于现有公式未能考虑顶管偏移及注浆不充分等因素对顶力的影响，造成拟合值偏大.
4) ABS螺旋钻机顶进工艺中未注浆和注浆的综合摩阻力分别为24.9和13.2 kN/m.注浆后的综合摩阻力减小47%，若注浆充分，减阻效果将更为显著.
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