2018, Vol. 39
2. 中铁第六勘察设计院集团有限公司 中铁隧道勘测设计院有限公司, 天津 300133
2. China Railway Tunnel Survey & Design Institute Co., Ltd., China Railway Sixth Survey and Design Institute Group Co., Ltd., Tianjin 300133, China
随着城市地下空间的不断开发利用, 非开挖技术在理论和施工工艺方面有了十足的发展.顶管施工技术是非开挖方法的一种常用的施工方法, 多用于电力隧道、市政管道、石油管道及采用管幕预支护体系地下工程施工中[1].
顶力是顶管工程中的重要指标, 它直接影响工作井后背设计、管节的强度要求、中继环的布置及顶进设备的选择[2-5].近年来, 采用管幕预支护体系的地下工程日益增加, 由于考虑了钢顶管之间的横向连接, 管幕预支护体系中的钢顶管有时会带有翼缘, 常见的顶管截面形式多以圆形和矩形为主, 现阶段顶力计算方法主要以圆形和矩形顶管为主, 对含翼缘钢顶管顶力的计算方法还未见报道.
顶力主要以沿着顶进轴线方向的摩阻力和掌子面的迎面阻力为主, 考虑到迎面阻力多与施工采用的设备和出土方式有关, 文中主要考虑管、土之间的摩阻力.针对此问题, 本文采用理论推导、室内试验及现场试验对含翼缘钢顶管的摩阻力计算方法进行了研究.
1 含翼缘钢顶管顶力计算理论模型沈阳地铁某车站的管幕预支护体系中钢顶管采用导向管定向掘进顶管机施工.参数如下:外径900 mm, 壁厚16 mm, 翼缘宽度164 mm, 横截面见图 1.管顶埋深为2.58 m, 顶进轴线与地面平行, 顶进距离为55 m.前20 m不注浆, 后35 m注浆.
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图 1 钢顶管横截面(mm) Fig.1 Cross section of steel jacking pipe |
Terzaghi[6]为了研究土拱效应进行了活动门试验, 如图 2和图 3所示.将干砂置于高为h的容器内, 容器底部安装宽度为2B的活动门.试验中将活动门以0%, 1%, 2%, 3%和4%活动门宽度的位移向下移动, 同时监测活动门上的竖向应力.经过试验发现活动门在很小的位移情况下竖向应力大幅度降低, 从而提出活动门顶部存在着压力拱.假设活动门顶部土体的滑动面是垂直的, 建立屈服块体的受力分析.块体顶部竖向应力为
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图 2 Terzaghi活动门试验 Fig.2 Terzaghi's trap door test |
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图 3 屈服块体应力分析 Fig.3 Stress analysis for yielding block |
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式中:B为活动门宽度; C为土的黏聚力; K为侧压力系数; γ为土容重; φ为内摩擦角; H为土层高度.
在非黏性、内聚力为零和无超载情况下, 顶部竖向应力与覆土深度无关, 故竖向应力简化为
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(2) |
由摩尔-库伦破坏准则可知, 破坏面的位置与最大主应力呈(45°+φ/2)的夹角.松散土质中考虑到隧道顶部的超挖, 隧道顶部空隙的发展趋势如图 4所示.侧压力系数K=1时可以代替活动门以上屈服的土体, Staheli[7]根据此种情况将竖向压力计算公式进行了改进, 采用B*代替活动门试验中的B, 见图 5.
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图 4 超挖过程中拱顶土体空隙发展 Fig.4 Void development over crown due to overcut |
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图 5 竖向土应力计算中的B* Fig.5 B* used in vertical stress calculations |
通过理论推导得出:
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含翼缘钢管顶进过程中, 由于翼缘的存在定会增加顶力.翼缘板的位置和长度是对顶力影响的主要因素, 文中设定翼缘板与圆管接触点为翼缘的坐标点.翼缘板通过坐标点和宽度来确定它的位置, 如图 6所示.
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图 6 含翼缘顶管横断面图 Fig.6 Cross section of flanged jacking pipe |
1) 翼缘板引起的摩阻力:由于翼缘的宽度较小, 假设翼缘单独顶进时存在的超挖尺寸非常小, 依据Terzaghi理论得知作用在翼缘上部的垂直土压力σvW和每个翼缘所受的摩阻力FfW分别为
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2) 圆形钢管引起的摩阻力:将翼缘和圆管分开计算摩阻力时, 依据Staheli拱顶土压力模型得知作用在翼缘上部的垂直土压力σvW和每个翼缘所受的摩阻力FfP分别为
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3) 改进的含翼缘钢管圆管部分顶摩阻力:将翼缘和圆管看成一体时, 借鉴Staheli建立拱顶垂直土压力模型的经验, 考虑到翼缘对拱顶土体支撑作用, 将顶部土体垂直作用的范围由B*变到B**, 如图 7所示(以翼缘1为例), 故拱顶垂直压力σvNP和圆管部分摩阻力FfNP分别为
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图 7 含翼缘钢管顶部垂直土应力计算模型 Fig.7 Calculation model for vertical stress over flanged jacking pipe |
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4) 含翼缘钢管总摩阻力:从结构角度考虑, 管外侧的翼缘通常要沿管竖向中轴线对称布置.为了横向搭接的需要, 文中假设翼缘板宽度均隔断空隙发展区.根据翼缘的位置将含翼缘钢管摩阻力分成两种情况:
① 翼缘板影响拱顶空隙发展区：
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翼缘板影响拱顶空隙发展区时, 以图 6中含翼缘1和4为例, 翼缘宽度为L, 两者沿竖向轴线对称布置, 顶进距离为l.每个翼缘的摩阻力按照Terzaghi理论计算, 圆钢管摩阻力按照改进的Staheli垂直土压力模型进行计算.故总摩阻力为
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② 翼缘板不影响拱顶空隙发展区:
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翼缘板影响拱顶空隙发展区时, 翼缘宽度为L, 两者沿竖向轴线对称布置, 顶进距离为l.每个翼缘的摩阻力按照Terzaghi理论计算, 圆钢管摩阻力按照未改进的Staheli模型垂直土压力进行计算.故总摩阻力为
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沈阳地铁某车站的管幕预支护体系中管顶埋深为2.58 m, 顶进轴线与地面平行, 顶进距离为55 m, 前20 m不注浆, 后35 m注浆.采用振弦式位移计和GPC-3型读数仪来测量钢管的摩阻力.顶管内侧管壁上布设了5个应变计, 分3个轴向布置和2个环向布置.将测量数据线绑扎在顶管内壁上, 利用读数仪进行数据采集对顶力进行监测.
钢顶管顶进到11 m开始对顶力进行了监测, 顶力监测如图 8所示.Chapman等[8]给出导向管定向掘进顶管机迎面阻力为2~4 MPa, 钢顶管外径900 mm, 文中取顶管机头迎面阻力为1 200 kN.随着顶距的增加, 顶力整体呈间歇性剧烈震荡的上升趋势, 在35~40 m段出现大幅度震荡后, 顶进52 m时顶力最大为2 630 kN.在试验顶进过程中, 在钢管顶进至24 m时出现77 mm偏移, 纠偏后管道轴线已经发生弯曲, 使顶力出现波动现象.顶进20 m后开始注浆, 由拟合出的单位长度摩阻力来看, 注浆后单位长度摩阻力从22 kN/m降低到14 kN/m, 降低约36%.
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图 8 顶力-顶距曲线图 Fig.8 Jacking force vs. jacking length |
由监测值计算得到的单位面积摩阻力见图 9, 初始(顶进11 m时)单位面积摩阻力28 kPa, 然后迅速下降至13.5 m处的17 kPa.注浆后缓慢下降, 顶进40 m后逐渐趋于平稳, 在9 kPa附近小幅震荡.顶进含翼缘钢管布置注浆孔时应该充分考虑翼缘对浆液流动扩散的阻碍, 最好在钢管拱顶、上下翼缘中间和下翼缘位置分别布置.
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图 9 单位面积摩阻力-顶距曲线图 Fig.9 Frictional forces per unit area vs. jacking length |
通过室内直剪试验测定钢顶管与砂土及浆土混合液的摩擦系数.试验得出:钢顶管与砂土之间的摩擦系数为0.38, 与纯泥浆之间的摩擦系数为0.15.钢管与配比为1:0.5，1:1和1:1.5的混合浆砂之间的摩擦系数分别为0.29，0.24和0.18.
2.3 理论计算方法实例验证改进的Staheli计算摩阻力的理论模型中将钢管拱顶土压力等效为沿管周的环向均布压力, 实例验证过程中不考虑纠偏影响系数对摩阻力的影响.理论计算钢顶管摩阻力的计算结果与监测值对比见图 10.
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图 10 不同理论值与现场监测摩阻力对比 Fig.10 Comparison on frictional forces from different analytical results and field monitoring data |
实测数据在理论计算的不注浆和注浆摩阻力两边界中波动, 说明理论方法计算的摩阻力贴近实测值, 同时符合顶力的变化范围.由于顶管顶进过程中摩阻力的变化受纠偏、土层变化、注浆与否及注浆程度等因素影响, 文中提出的摩阻力计算方法的计算值是一个预测范围.
3 结论1) 通过室内改进的直剪试验，得出了钢顶管与沈阳砂土、砂浆混合液及存泥浆之间的摩擦系数.
2) 对含翼缘钢顶管进行现场监测, 得出了顶力、摩阻力随顶程的变化规律, 这为沈阳砂土地层类似工程提供借鉴.
3) 提出含翼缘钢顶管摩阻力理论计算方法, 通过实测验证了该方法计算的摩阻力贴近实测值, 同时预估了摩阻力的变化范围.
| [1] |
马保松.
顶管和微型隧道技术[M]. 北京: 人民交通出版社, 2004.
( Ma Bao-song. Pipe jacking and microtunneling technology[M]. Beijing: China Communications Press, 2004. ) |
| [2] |
白建市, 贾志献, 肖长波.
中粗砂地层中顶管顶进力计算分析[J]. 探矿工程(岩土钻掘工程), 2012, 39(7): 37–40.
( Bai Jian-shi, Jia Zhi-xian, Xiao Chang-bo. Calculation and analysis on jacking force of pipe-jacking in medium coarse sand formation[J]. Exploration Engineering(Rock & Soil Drilling and Tunneling), 2012, 39(7): 37–40. ) |
| [3] |
叶艺超, 彭立敏, 杨伟超, 等.
考虑泥浆触变性的顶管顶力计算方法[J]. 岩土工程学报, 2015, 37(9): 1653–1659.
( Ye Yi-chao, Peng Li-min, Yang Wei-chao, et al. Calculation of jacking force for pipe-jacking considering mud slurry thixotropy[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2015, 37(9): 1653–1659. DOI:10.11779/CJGE201509012 ) |
| [4] |
王双, 夏才初, 葛金科.
考虑泥浆套不同形态的顶管管壁摩阻力计算公式[J]. 岩土力学, 2014, 35(1): 159–166.
( Wang Shuang, Xia Cai-chu, Ge Jin-ke. Formulae of lateral friction resistance for pipe-jacking considering different forms of mud screen[J]. Rock and Soil Mechanics, 2014, 35(1): 159–166. ) |
| [5] |
Broere W, Faassen T F, Arends G, et al.
Modeling the boring of curves in (very) soft soils during microtunneling[J]. Tunneling and Underground Space Technology, 2007, 22: 600–609.
DOI:10.1016/j.tust.2007.06.002 |
| [6] |
Terzaghi K.
Theoretical soil mechanics[M]. New York: Wiley, 1943.
|
| [7] |
Staheli K. Jacking force prediction: an interface friction approach based on pipe surface roughness[D]. Atlanta: Georgia Institute of Technology, 2006.
|
| [8] |
Chapman D N, Ichioka Y.
Prediction of jacking forces for microtunneling operations[J]. Trenchless Technology Research, 1999, 14(1): 31–41.
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