浅埋矩形顶管群密贴施工的顶推力分析研究

贺善宁, 豆小天, 赵李勇, 崔现慧, 王晋波, 宝青峰

(1. 中铁隧道局集团有限公司， 广东 广州 511458； 2. 中铁隧道集团二处有限公司， 河北 三河 065201)

0 引言

近年来，我国的顶管工程越来越多，矩形、类矩形顶管的应用越来越广泛。国内外学者对此也进行了大量研究，其中，关于顶管顶推力、摩阻力、土仓压力和减摩泥浆等的研究取得了大量成果。彭立敏等[1]通过讨论现代矩形顶管工艺技术与环境适应性，从理论、设计、施工3个角度对顶推力进行了研究与展望。文献[2-4]主要对顶管减摩泥浆展开研究，分别从泥浆触变性、泥浆套形态和物理性质等多个角度对其进行研究，得出减摩泥浆对顶管顶推力的影响程度；同时，李方楠等[5]从注浆压力的角度出发，研究了顶推力引起的周围土体竖向位移的计算方法。文献[6-7]依托实际工程，分别从开挖面主动土压力、顶程、顶进曲率及管土摩阻力系数等多个方面对顶管顶推力进行估算及验证。张治国等[8]基于层状体系解析刚度矩阵理论解，提出顶管施工正面附加推力、管土摩擦力以及共同作用力引起的附加荷载计算方法。文献[9-11]主要对受施工扰动的土体变形进行研究，分别得出顶进过程中的地层损失、土体变形计算公式及土体扰动理论。在矩形、类矩形顶管方面，文献[12-13]从土体变形规律角度出发，分析矩形顶管的工程环境影响。文献[14-15]分别研究了类矩形顶管的摩阻力计算方法及基于普氏理论的顶推力估算方法。

综上，国内学者在顶管领域进行了大量理论研究与工程实践工作，取得了大量的研究成果，但上述研究中，针对浅埋矩形顶管密贴隧道群顶推力发展规律的研究并不多。因此，本文在现有顶管顶推力理论基础上，依托试验工程的7个施工工况，从多个角度对顶管顶推力及其影响进行分析，以期为给类似工程的研究、设计和施工提供参考。

1 顶管顶推力计算理论

矩形顶管的顶推力通常由刀盘迎面阻力和管土摩阻力2部分组成，其中，管土摩阻力对顶推力的大小起控制作用。顶推力通常按式(1)计算。

Fp=πD0lfk+NF[16]。

(1)

式中：Fp为顶推力，kN；D0为管节直径，m；l为管节设计顶程，m；fk为管节外壁与土体的单位面积摩阻力，kN/m2，通过试验确定，对于采用减摩泥浆的摩阻力宜按表1选用；NF为顶管机的迎面阻力,kN(不同类型顶管机的迎面阻力按表2选用)。

表1采用减摩泥浆的管土单位面积平均摩阻力[16]

Table 1 Average frictional resistance of pipe and soil per unit area by using lubricating mud[16]kN/m2

注： 当减摩泥浆技术成熟可靠、管节外壁能形成和保持稳定、连续的泥浆套时，可直接取3.0～5.0 kN/m2。

表2顶管迎面阻力的计算公式

Table 2 Formulas for calculating heading resistance of pipe jacking

顶进方式 迎面阻力/kN式中符号敞开式NF=π(Dg-t)tRt为工具管刃脚厚度,m挤压式NF=π4D2g(1-e)Re为开口率网格挤压NF=π4D2gαRα为网格截面参数,取0.6～1.0气压平衡NF=π4D2g(αR+pn)pn为气压强度,kN/m2 土压平衡、泥水平衡NF=π4D2gpp为控制土压力

注：Dg为顶管机外径，mm；R为挤压阻力，取R=300～500 kN/m2。

2 试验工程概况

2.1 试验工程背景

本文依托的试验工程为我国首个顶管法地下停车场项目，地下停车场规模为34.2 m×85.8 m(宽×长)，属地下1层结构，总占地建筑面积约3 288 m2，停车约93辆，每个车位建筑面积约占35.35 m2，如图1所示。

图1 试验工程平面示意图Fig. 1 Plan of case project

工程位于中铁工程装备集团综合办公大楼前的停车场内，场地开阔，北侧为综合办公楼，南侧为技术中心，西侧为联合厂房，东侧为经济开发区第6大街。场区管线埋置较少，调查期间未发现燃气、热力管线及军用光缆敷设，仅埋设少量给、排水管，消防管道及电力线路等，且埋深较浅，对顶管施工段无影响。

本次施工拟采用顶管法施工，东端为顶管始发井，宽12.0 m，西端为顶管接收井，宽11.15 m，工作井深为9.5 m，顶进长度为62.7 m，采用1台5.00 m×5.70 m顶管机顶推中间5跨，其余2个边跨待顶管机改装断面为5.00 m×2.85 m后再分别从东往西顶进，如图2所示。

(a) 试验工程断面示意图

(b) 组合式矩形顶管机

(c) 隧道施工工序

相邻顶管之间通过特制的导向槽连接，导向槽具有一定的约束限位功能； 同时，为了保证相邻顶管不因姿态调整相互影响，相邻顶管之间预留10 cm左右的间隙，保证减摩泥浆的注入及均衡顶推力。

2.2 工程地质条件

工程场地地层主要由人工填土、粉砂、粉土和粉质黏土组成，主要岩土参数见表3。

表3 主要岩土参数

3 顶推力分析

3.1 顶进工况

该试验工程共含有7条顶管隧道，采用统一组合式顶管机进行施工，但分别加以不同的施工条件，具体工况如表4所示。

表4 各工况施工条件Table 4 Various working conditions

实际施工过程中，工况②和工况⑤出现顶管背土现象，工况⑦出现顶管姿态异常，其余工况均正常掘进，如图3所示。

工况②和工况⑤发生背土的主要原因是管节正上方的土体受施工扰动影响，自身结构破坏，抗剪强度明显降低。同时,浅埋矩形顶管与传统埋深较大的矩形顶管工程不同，浅埋矩形顶管正上方土体更易被扰动和破坏[17]。

(a) 顶管背土

(b) 姿态异常引发的错台

工况⑦出现姿态异常的主要原因是,顶管机“一分为二”后的断面尺寸变为5.00 m×2.85 m(高×宽)，其埋深仅3.00 m，对姿态控制的要求较高，且该类工程一旦姿态异常，纠偏难度较大。

3.2 顶推力理论计算

3.2.1 单洞刀盘迎面阻力

在顶管顶进过程中，保持土仓压力与前端土压力平衡是防止地表隆沉的重要控制措施。参考本工程的地勘资料可知，取静止土压力系数K0=0.40，土的容重γ=16.8 kN/m3，覆土深度3.0 m，顶管机尺寸5.70×5.00 m(宽×高)。土仓压力为

p′=K0×γ×H0=0.40×16.8 kN/m3×5.5 m=36.96 kPa[16]。

(2)

式中：p′为土仓压力;H0为地面距掘进机土仓压力合理作用点的深度，m。

由于现有的顶管推力理论公式均按照圆形顶管计算，本文在现有计算理论基础上进行推广。工况①—⑤的刀盘迎阻力可表示为

NF1=A·p′=5.0 m×5.7 m×36.96 kPa=1 053.36 kN。

(3)

式中A为顶管机迎土面积，m2。

工况⑥—⑦的刀盘迎面阻力可表示为

NF2=A·p′=5.0 m×2.85 m×36.96 kPa=526.68 kN。

(4)

3.2.2 单个管节的管土摩阻力

管土摩阻力是顶管顶推力最重要的组成部分。沿用圆形顶管摩阻力计算公式，将圆形管节周长用矩形顶管周长替代进行估算[16]。理论上，后顶进管节一侧的摩阻力应小于另一侧，但在实际施工中，相邻顶管的特殊导向槽、预留间隙与减摩泥浆等在接触侧有着很好的侧土压力传递，后续管节所承受的侧向压力仍为理论上的侧土压力，摩擦介质仍为减摩泥浆。因此，本文进行了适当的模型简化，假设相邻顶管接触侧的摩阻力与另一侧一致。

单个管节长为1.5 m，根据现场试验结果，管节外壁与土体单位面积平均摩阻力分别取6.4 kN/m2(工况①，无减摩泥浆)、4.3 kN/m2(工况②—⑦，有减摩泥浆)。则工况①单个管节摩阻力为

Ff1=L0lfk=21.4 m×1.5 m×6.4 kN/m2=205.44 kN。

(5)

工况②—⑤为

Ff2=L0lfk=21.4 m×1.5 m×4.3 kN/m2=138.03 kN。

(6)

工况⑥—⑦为

Ff3=L0lfk=15.7 m×1.5 m×4.3 kN/m2=101.65 kN。

(7)

式(5)—(7)中：L0为设备周长,m。工况①—⑤中，L0=(5 m+5.7 m)×2,工况⑥—⑦中，L0=(5 m+2.85 m)×2。

3.2.3 各工况的顶推力

当各工况顶进节数为X时，由式(2)—(7)可推得各工况的顶推力Fp为

(8)

3.3 顶推力实测统计

按照既定工况逐个施工隧道1#—7#，以单个管节刚好顶入地层为数据采集节点，并记录此时的顶管实时推进力，统计结果如图4所示。

图4 各工况顶推力实测统计图(单位： kN)

Fig. 4 Curves of actual thrust force of each working condition (unit: kN)

3.4 对比分析

3.4.1 理论与实测对比

1)分别提取1#隧道工况①的实测值与理论值对比，如图5所示。

图5 工况①的理论、实测数据对比图

Fig. 5 Comparison between theoretical and measured data in working condition 1

由图5可知： ①实测值与理论值发展规律基本一致；但受实际工程中姿态控制、掘进参数和土仓压力等因素综合影响，实测值具有一定波动； ②实测最大顶推力为8 023.5 kN，理论最大推力为9 476.4 kN，实测值较理论值小约15.0%； ③实测每节顶推力平均值为160.7 kN，理论值为每节205.44 kN，实测值较理论值小约21.8%。

2)分别提取2#—5#隧道工况②—⑤的实测值与理论值，如图6及表5所示。

图6 工况②—⑤理论、实测数据对比图

Fig. 6 Comparison between theoretical and measured data in working conditions 2 to 5

表5工况②—⑤实测、理论值对比

Table 5 Comparison between measured and theoretical value in Working conditions 2 to 5

工况实测最大值/kN理论最大值/kN对比/%实测每节推力/kN理论每节推力/kN对比/%②7 866.6③7 160.7④7 272.0⑤8 057.76 712.66 712.66 712.66 712.617.2156.26.7144.88.3148.520.0167.3138.0138.0138.0138.013.24.97.621.2

由图6和表5可知： 工况②—⑤的实测值与理论值的发展规律基本一致； 工况②—⑤实测的最大顶推力和每节顶推力均比理论值大，其中最大顶推力平均大约13.1%，每节顶推力平均大约11.7%。

3)分别提取6#—7#隧道工况⑥—⑦的实测值与理论值对比，如图7所示。

图7 工况⑥—⑦理论、实测数据对比图

Fig. 7 Comparison between theoretical and measured data in working conditions 6 and 7

由图7可知： 工况⑥的实测值与理论值的发展规律基本一致，工况⑦的实测值波动较大，且存在顶推力急速下降的情况； 工况⑥的实测最大顶推力为5 775.0 kN，理论最大推力为4 694.3 kN，实测值比理论值大约23.0%；工况⑦的实测最大顶推力为4 680.0 kN，实测值与理论值基本一致； 工况⑥—⑦的实测每节顶推力平均增加量为126.3 kN，实测值较理论值小约20.5%。

3.4.2 不同工况对比

分别提取1#隧道实测值、2#—5#隧道实测值及6#、7#隧道实测值进行对比，如图8所示。

图8不同工况的实测数据对比图

Fig. 8 Comparison between measured data in different working conditions

由图8可知： 1#隧道实测值(工况①)、6#和7#隧道实测平均值(工况⑥、⑦)包含的工况较少，因此，顶推力受施工因素影响较大，表现出较大的波动； 工况②—⑤对应4条隧道的顶推力平均值，削弱了施工因素影响，顶推力规律性较好，与理论值吻合度较高。

4 顶推力影响分析

4.1 注浆减摩对推力的影响

注浆减摩在顶管中是一个非常重要的环节，尤其是在长距离、曲线顶管中，它是顶管成功与否的关键。

摩擦可以分滑动摩擦和滚动摩擦2类，而顶管中管节与土体表面的摩擦属于滑动摩擦。滑动摩擦有干摩擦和湿润摩擦2种，顶管中的摩擦应属于后一种。湿润摩擦的前提是滑动面必须是非渗透性材料，即该材料有不吸水性。如果在使用过程中，该材料得不到及时的水分补充，那么湿润摩擦就向干摩擦转化。湿润摩擦的摩擦因数通常比干摩擦小得多。

顶管施工过程中，如果注入的润滑浆能在管节的外围形成一个比较完整的浆套，则其减摩效果将是十分令人满意的。但随着距离的增长，这一段管节在经过不同的土质时，推力上升得很快，中继间的推力也不得不提高。一旦推力超过混凝土管所能承受的极限时，混凝土管节就有可能被破坏。如果是这样，工程就有报废的可能。当然，出现这种情况的原因可能是多种多样的，但是起到润滑减摩作用的浆套无法形成或无法完全形成则可能是主要的原因之一。因此，长距离顶管施工过程中，必须要十分谨慎地选择注浆材料，完善注浆工艺。

目前，常用的顶管注浆润滑材料有2类： 一类是以膨润土为主； 另一类则是人工合成的高分子材料。本项目使用的是第1类，由表4可以看到，1#顶管隧道在掘进过程中未使用注浆减摩，而2#—5#隧道使用了注浆减摩。对比图4和图8中几条隧道的顶进推力可知： 1)顶管机始发后，随着隧道顶进的深入，工况②—⑤的平均顶推力明显小于工况①； 2)从原始数据上看，工况①未使用注浆减摩，每向前顶进一节，推力增加205.16 kN(前20节平均值)，而工况②—⑤推力增加126.84 kN(前20节平均值)，减摩泥浆减小顶推力比例约38.2%。由此可知，注浆减摩在降低掘进顶推力方面有着显著的作用。

4.2 背土对推力的影响

实际工况中，2#、5#隧道在顶进过程中出现了背土现象，2#、5#隧道平均顶推力与3#、4#隧道平均推力情况对比如图9所示[18]。

图9 受背土影响的顶推力对比图

Fig. 9 Comparison of thrust force affected by carrying-soil among different tunnels

由图9可知： 1)就前20环而言，工况②、工况⑤未出现顶管背土，因此，工况②、工况⑤顶推力实测平均值仅略高于工况③、工况④实测平均值； 2)顶进20环以后，出现顶管背土现象，工况②、工况⑤实测平均值开始明显大于工况③、工况④实测平均值； 3)出现顶管背土现象后，工况②、工况⑤实测每节顶推力平均值为200.54 kN，工况③、工况④实测每节顶推力平均值为171.89 kN；因此，由背土引起每节顶推力增加约16.7%。

4.3 顶管机姿态对推力的影响

6#、7#隧道断面为5.00 m×2.85 m(高×宽)，由于顶管高度是其宽的1.75倍，重心偏高。在顶进过程中，姿态(水平偏差、垂直偏差和滚动角)很容易发生异常。受顶管姿态影响的顶推力对比如图10所示。

图10受姿态影响的顶推力对比图

Fig. 10 Comparison of thrust force affected by altitude deviation between two tunnels

由图10可知： 1)相比工况⑥顺利推进，工况⑦的姿态在15环出现异常后，顶推力出现急剧波动； 2)当掘进至第28环位置时，实测值较理论值差值为1 805.1 kN，该差值相当于17.8节顶管(单节理论推力为101.65 kN)的理论推力增量(扣除刀盘迎面阻力)； 3)当掘进至第28环位置时，通过释放一侧土体约束的方式调整姿态，至32环位置，顶推力开始逐渐趋于稳定。

5 结论与讨论

本文以顶管顶推力理论为基础，依托我国首个顶管法施工的地下停车场试验工程，设置7个施工工况，进行顶推力理论、实测的对比分析。同时，分别从减摩泥浆、顶管背土效应、顶管姿态等3个角度分析其对顶管顶推力的影响。

1)顶管顶推力的实测值与理论值在规律上基本一致，正常掘进条件下，前20环的实测顶推力平均值均较理论值偏大。

2)本试验工程，工况①的实测顶推力平均值为160.7 kN/节，实测值较理论值小约21.8%；工况②—⑤的实测最大顶推力、实测每节顶推力均比理论值大，其中，最大顶推力平均大约13.1%，每节顶推力平均大11.7%。工况⑥—⑦的实测顶推力平均增加量126.3 kN/节，实测值较理论值小约20.5%。

3)工况①(未使用减摩泥浆)，顶推力增加量205.16 kN/节(前20节平均值)，而工况②—⑤推力增加126.84 kN/节(前20节平均值)，减摩泥浆减小顶推力比例约38.2%，减摩效果显著。

4)顶管背土与顶管姿态对顶推力的影响作用明显。其中，本试验工程工况②、工况⑤由背土引起每节顶推力增加约16.7%；工况⑥、工况⑦由于顶管姿态影响，引起实测值较理论值偏大1 805.1 kN，相当于17.8节理论推力增量(扣除刀盘迎面阻力)。

国内外对浅埋矩形顶管顶推力的认识与研究较多，但目前仍主要依靠经验估算，本文依托实际工程针对顶推力的发展规律进行了分析研究，但文中提出的规律也存在一些缺陷： 1)规律分析的深度不够，针对“减摩泥浆”“背土”“姿态异常”等负面因素的影响规律研究不足； 2)规律的适应性尚需进一步验证。顶推力的发展规律与各因素的影响分析是下一步的研究内容。文中得出的各项顶推力数值规律为基于依托工程施工实践总结得出，仅为类似顶管工程的研究提供参考。