2018, Vol. 39
2. 沈阳地铁集团有限公司, 辽宁 沈阳 110016
2. Shenyang Metro Co., Ltd., Shenyang 110016, China
常规的地铁车站一般采用明挖法、盖挖法及浅埋暗挖法.随着城市的发展, 新建车站经常需横跨城市交通主干道, 传统设计方法已无法满足不中断交通条件下超浅埋车站的设计、施工要求.
STS(steel tube slab)管幕法是一种创新的地下结构支护设计方法.它通过密排钢管顶进, 在钢管间增加横向连接螺栓和翼缘板, 并在钢管内灌注混凝土后, 形成共同受力的板系结构.STS管幕法弥补了传统管幕法管间受力薄弱的缺点, 提高了其横向刚度和承载力[1], 沈阳地铁九号线奥体中心站在国内首次应用该方法.文献[1-2]对STS管幕结构的受力特性进行了研究, 得到了设计方法及相关公式.常规顶管的截面一般为圆形或矩形, 而STS管幕法采用带翼缘板的圆形截面, 通过密集顶进形成管幕结构.顶推力直接影响顶进机具选择, 如何准确计算顶推力具有重要意义.顶推力需克服迎面阻力和管周阻力.迎面阻力多采用试验方法及工程类比法, 现行设计规范无确切规定[3].国内外学者针对管周阻力进行了深入研究, 研究方法以理论分析方法、经验公式法及数值模拟方法为主.管壁阻力受管体上覆土体影响较大, 上覆土压力主流理论为土柱理论、散粒体普氏压力拱理论和Terzaghi理论.汤华深等[4]利用压力拱理论分析了管周侧摩擦阻力分布.Beckmann等[5]利用非连续体理论推导了中继顶管的计算方法.Barla等[6]整理了意大利地区市政项目顶管的现场数据, 归纳得到了石灰岩层顶力经验公式.Ong等[7]利用反分析方法计算了马来西亚顶管顶力数据.Chapman等[8]归纳整理了日本市政管道顶管数据, 提出了经验公式.
本文基于压力拱卸荷理论及有限边界的土压力理论, 提出了根据土压力成因分区域分析思路, 推导带翼缘钢管外壁土压力分区域的理论计算公式, 并和实测顶力数据及国内外主流规范对比, 验证了理论公式的有效性.
1 管周摩阻力计算理论文献[9]认为, 顶进过程中管幕四周与土体紧密接触, 施加的顶力应克服由管周土体压力引起的摩擦阻力.因此, 摩擦阻力计算可转化为对上覆土体压力计算模型的讨论.
1.1 压力拱理论压力拱理论认为在未受扰动的原状土体顶进过程中, 管道上方土体产生形变, 形成压力拱并承受远处未扰动区的土压力.管道仅承受压力拱以下的土体自重压力.
Terzaghi认为土体扰动区由直线和二次抛物线组成.管底向上为45°－φ/2的直线, 压力拱曲线为二次抛物线, 二次抛物线和直线相交区域为压力拱作用区域, 作用区域内的土体自重作用在管道上, 作用区域外的土体因未受扰动, 对管道摩擦阻力无影响.
1.2 有限土压力理论Rankine土压力和Coulomb土压力应用的必要条件是研究对象为半空间无限土体.STS设计法采用密集顶进形成管幕.先顶进的管幕对后顶进有遮挡作用, 不满足半空间无限体计算条件.
有限土压力理论[10]认为:扰动土体破裂面受已存在结构物影响, 破裂线发生偏移; 计算时应按隔离体进行受力分析确定实际土体压力.
2 STS管幕顶力推导 2.1 管周土压力分析STS管幕为带翼缘板的圆形截面, 如图 1所示.
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图 1 STS管幕横截面(mm) Fig.1 Cross section of fringed STS pipe |
和常规截面不同, STS管体周边扰动区分布规律迥异, 分析原因如下:
1) 受翼缘遮挡作用, 管底破裂面应从下翼缘外侧开始, 向上延伸至管顶和压力拱曲线相交.压力拱包含区域增加, 导致管顶土压力增加.
2) 先顶进管体对后顶进管体有遮挡作用, 同时钢管上部翼缘板限制上侧土体涌入, 管侧壁的土体无法自由变形, 该处土压力分布应遵循有限土压力理论, 使得管侧土压力减少.
3) 管底由直线段(翼缘板)和弧线(管体)组成, 土压力产生原因和常规矩形截面不同.
综上, 带翼缘钢管由于翼缘板和密集顶进时的既有顶管产生的遮挡作用, 不能简单地将翼缘和管身土压力分开计算后叠加.相反, 应对不同区域应用不同的计算模型.因此, 本文将管周土压力分为7个区域分别讨论, 见图 2.
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图 2 STS管周土压力分区域示意图 Fig.2 Sketch map of earth pressure around STS pipe |
以上区域土压力产生原因各不相同, 本文采用压力拱模型分析因土体塌落形成的土体压力(A, E区域), 采用有限土压力模型分析因土塞作用形成的土压力(B, C, F区域), 采用弹性地基梁模型分析自重形成的土体反力(D, G区域).
2.2 压力拱土压力推导A, E区域位于管体顶部, 土压力形成原因为压力拱影响范围内的土体塌落.压力拱曲线为二次抛物线, 曲线在J, K点与下翼缘外侧的破裂角直线相交.
压力拱拱高h=b2/fK.式中:b2为作用区域宽度, 
代入J, K点坐标, 可得到压力拱曲线方程:
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(1) |
式(1)简记为
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(2) |
fK由上覆土体性质决定[4].A, E部分任意一点垂直土柱压力为
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(3) |
E部分为管身圆周曲线:
将式(1)、式(3)代入式(2), 得
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由摩擦力物理意义可知, 垂直于圆弧的分力产生摩擦力.取单位圆弧ds作为研究对象, ds对应的圆心角为dθ, 作用于ds上的垂直土压力为
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由圆弧物理意义可知
在0~θ内积分得到E部分土压力:
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A区域为翼缘板, 推导过程和E部分类似.qv方向一直和翼缘板垂直, 积分区域为A点到B点及D点到E点：
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D, G区域的土压力成因为自重引起的地基反力.本文假定D区域为线性分布, G区域符合克莱恩分布, 见图 3.
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图 3 克莱恩地基反力分布图 Fig.3 Distribution of ground reaction force proposed by Klaine |
克莱恩地基反力分布规律为
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(4) |
式中:σG为G部分地基反力; P为压力拱影响范围内的顶管及土体自重.
对式(4)进行积分, σG和ds垂直, 可直接代入求得积分:
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B, C, F区域位于管侧.受翼缘板的限制作用影响, 该部分土体不会形成连续破裂面.现场顶力实测数据显示, 顶管先后顺序和顶力并无直接联系.综上, 该区域采用有限土压力理论进行求解.
取土体自身土压力, 计算高度为上下翼缘间的距离[11], 根据力学概念, 该处土压力应为
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式中:K1为土体主动压力系数, K1=1－sinφ.
B部分土体和翼缘有脱开趋势, 此处假定NB=0.C部分假定土体压力呈线性分布, 计算高度为上下翼缘距离.F部分取隔离体进行积分求解.
3 工程实例 3.1 项目概况沈阳地铁九号线和二号线(已建成)是换乘车站, 车站横跨青年大街, 青年大街为沈阳最重要的交通干道, 无法进行临时交通导改, 不具备明挖法施工条件; 同时该站受线路换乘关系影响, 覆土深度不足4 m, 常规暗挖法亦无法实现; 周边高层建筑林立, 对沉降要求较高, 综合比较后选择STS法.
顶管标高以上土层主要由人工填筑层和粉质黏土层组成.人工填筑层主要由黏性土、碎石及砂类土组成, 见图 4.
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图 4 顶管部位地质纵断面图 Fig.4 Geologic conditions of pipe-jacking |
管幕分为a, b两种型号, 外径900 mm, 管壁及翼缘板厚度均为16 mm.相邻翼缘板相互搭接长度为100 mm, 水平管幕共28根.
3.2 现场情况及实测数据分析管幕采用螺旋钻机及千斤顶进行顶推, 顶进距离66 m.顶力数值可由千斤顶油表读出, 每顶进1 m记录一次.受场地条件制约, 未采用注浆减阻工艺.
管幕共顶进28根, 除个别钢管由于偏移顶力异常外, 绝大部分钢管顶进数据正常, 规律性较强.剔除异常数据、统计平均值可得:初始顶力为87 t, 随顶进距离增加, 顶力大致呈线性增长, 分段拟合相应距离的顶力曲线, 见图 5.
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图 5 顶进距离与顶力的关系 Fig.5 Relationship between jacking distance and jacking force |
拟合直线如下:
0~13 m:F=832.8+21.1L,
13~25 m:F=602.7+38.8L,
25~37 m:F=250.2+52.9L,
37~49 m:F=1101.2+29.9L,
49~66 m:F=1552+20.7L.
式中:F为顶推力(kN):L为顶进距离(m).
3.3 顶力计算管道始发时, 需克服基坑土体阻力.该部分与机具选择有关, 一般为固定值, 可由油表读数直接读出.STS管幕法分a, b两种, 两者间隔布置, 截面及尺寸如图 6所示.
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图 6 a, b型管截面图(mm) Fig.6 Cross section of a, b pipe shapes |
两种截面的管体计算方法相同, 仅尺寸略有差异, a, b型截面分区域土压力见表 1.
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表 1 分区域土压力 Table 1 Earth pressure in different zones |
由表 1可知, 管体及压力拱内土体自重引起的土压力(D, G区域)占总摩阻力的72.8%, 由压力拱引起的管顶摩阻力(A, E区域)占比25.4%, 管侧摩阻力仅占1.8%, 可完全忽略不计.
这是因为管体上方土体重力不会全部作用在管道上方.由于压力拱的存在, 管道上方反而存在部分卸荷作用.翼缘板改变了土压力的分布, 影响了压力拱曲线位置, 改变了管顶土压力分布.相反, 受翼缘板影响, 管道整体的压力拱影响区较常规断面大为增加, 这部分均以自重的形式作用在管道下侧, 造成地基反力增加.而对于管侧壁部分, 该部分受遮挡作用最为强烈, 土体计算高度仅为上下翼缘板之间的高度, 土体无法自由变形, 因此这部分的比例在整个顶管过程中可忽略不计.可见, STS管幕不应采用常规注浆减阻方法, 而应当重点加强管底减阻措施, 才能更有效降低摩阻力.
Beaucour[12]认为在中密以下的粉质黏土层进行顶管作业时, 摩擦系数μ=tanφ, φ为土体内摩擦角.对于注浆减阻的土体，
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表 2 土体力学性质 Table 2 Mechanical properties of soil |
顶管场地由西到东杂填土埋深逐渐减少, 在场地东侧, 管体全部位于粉质黏土层.应根据不同顶程来确定相应的摩擦系数, 分区域计算顶力:顶程在0~12 m时, 每延米顶力增加224 kN; 在13~66 m时, 每延米顶力增加298 kN.将理论值与实测值进行对比, 结果如图 7所示.
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图 7 顶力与顶进距离的关系 Fig.7 Relationship between jacking force and jacking distance |
分析理论值和实测数据可知分区域讨论土压力可更准确地计算顶力.在66 m处最大顶力实测值为289.2 kN, 理论计算值为270.3 kN, 两者相差6.5%, 证明了本文方法的有效性.
3.4 现行规范顶力公式对比分析美国规范ASCE27-00采用马斯顿土压力模型, 认为侧向土压力及地基反力均匀分布, 利用地基支撑角来界定地基反力受力范围.德国顶管规范ATV A-161认为管周土压力呈余弦规律分布, 管底压力采用克莱恩公式计算.我国《给水排水工程管道结构设计规范》亦在总结归纳北京、上海等地工程经验的基础上, 根据Terzaghi松动土压力理论给出了顶管公式, 以上规范均未涉及带翼缘板的顶管顶力计算问题.根据奥体中心站管幕及岩土体参数, 分别利用上述三种规范计算顶力, 其中美国规范为18.71 kN(较实测值31.21 kN偏小40%), 德国规范为22.45 kN(偏小28%).中国规范为19.89 kN(偏小36.3%), 本文计算值为28.35 kN(偏小9.2%).
Terzaghi通过试验证明, 垂直方向的土体面是不规则曲线, 现行规范的土体模型仅是实际受力情况的近似反映.根据马斯顿理论计算的垂直土压力会偏小, 因此美国规范计算结果最小, 而采用Terzaghi模型的德国及中国规范计算值偏大, 但均小于实测值及本文的计算值.
4 结论1) 翼缘对STS管幕顶力影响较大, 不能简单分别计算管身及翼缘, 并进行简单叠加.
2) 管体及压力拱内土体自重引起的土压力(D, G区域)占总摩阻力的72.8%, 由压力拱引起的管顶摩阻力(A, E区域)占25.4%, 管侧摩阻力仅占1.8%.
3) 利用现行设计规范计算STS截面顶力均偏小, 美国规范偏小40%, 德国规范偏小28%，本文方法偏小9.2%，结果证明了本文方法的有效性.
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