超长距离顶管顶力估算与中继间设置研究

2023-09-26肖志军张亮亮

内蒙古电力技术 2023年4期

肖志军，张亮亮，曹波，罗彦

（中国能源建设集团广东省电力设计研究院有限公司，广州 510663）

顶管工艺的首次应用可以追溯到1896 年美国的一项铁路工程[1]，二十世纪50年代引入中国，随着技术的不断发展，广泛应用于电力、油气、水利等管道的铺设[2-9]。在电缆线路工程中，顶管工艺广泛应用于电缆隧道以及非开挖穿越工程。近年来，在顶管工艺的实践逐步取得突破，顶管的穿越长度越来越长，超长距离顶管的代表性工程越来越多。

学者们针对顶管顶力的计算方法进行了大量研究。陈孝湘等[10]对厦门翔安某海底综合管廊工程管实测顶力进行分析，该工程采用内径3.0 m混凝土管，单次顶进982 m，穿越土层为粗砂，粉质黏土，残积砂质黏性土，研究得出管壁与土的平均摩阻力fk取值比CECS 246—2008《给水排水工程顶管技术规程》要求低[11]，全程在3 kPa 以下。向安田等[12]调查了6 个典型工程的管壁平均摩阻力情况，并研究了上海某曲线顶管工程的实测顶力，该工程采用内径2.7 m的混凝土管，单次顶进550 m，穿越土层为淤泥质黏土层和粉质黏土层。研究得出顶力呈全程剧烈震荡上升的特点，在早期的高位震荡后，平均摩阻力快速减少，最后稳定在1.0 kPa左右。林国新[13]对福州市某110 kV 电缆线路工程实测顶力进行分析，该工程采用内径2.4 m混凝土管，一次顶进625 m，穿越土层为淤泥和淤泥质土层，研究认为实测顶力远小于规程建议下限值[11]，可以合理减少中继间数量。

上述研究针对顶管顶力的计算方法进行了大量研究，结合工程实测数据及经验认为规范给出的平均摩阻力建议值考虑的因素众多，取值区间较大，对超长距离顶管的顶力估算影响较大。本文针对珠海某220 kV 电缆线路穿越马骝洲水道顶管工程进行研究分析，单次顶进1022 m，从设计角度重点讨论实测顶力变化情况，中继间设置及使用情况，为今后类似超长距离顶管工程设计施工提供参考。

1 摩阻力计算模型

根据CECS 246—2008，将一次连续顶进长度1000 m 以上并设置中继间的顶管定义为超长距离顶管。超长距离顶管的代表性工程见表1[14-15]。

表1 超长距离代表性顶管工程Tab.1 Representative pipe jacking projects for ultra-long distances

在超长距离顶管工程设计中，关键步骤是顶力估算及中继间设置。顶力主要由顶管机迎面阻力以及管道外壁摩阻力组成。在超长距离顶管工程中，顶管机的迎面阻力所占比例极小，主要是管道外壁的摩阻力。对于摩阻力计算模型的研究目前主要有以下3种：

（1）管土摩阻力，规程CECS 246—2008、GB 50268—2008《给水排水管道工程施工及验收规范》[16]、广东省地方标准DBJ/T 15-106—2015《顶管技术规程》[17]以及日本的《推进工法体系》[18]均认为管道与土体完全接触，不同的地层摩阻力不同。

（2）管浆摩阻力f，王双[19]等研究得出长距离顶管施工通过配合触变泥浆以形成泥浆套来减小阻力，结合半无限弹性体中圆柱孔扩张理论分析注浆压力和泥浆套范围的相关性，同时运用非线性流体力学得出泥浆与管壁接触产生的阻力。GB 50268—2008 在备注中指出，当触变泥浆技术成熟可靠，管外壁能形成和保持稳定、连续的泥浆套时，f值可直接取3.0～5.0 kPa。

（3）管土+管浆摩阻力同时考虑：假定孔壁稳定，管片的小部分与土体存在接触，该计算方法的关键是管土和管浆接触面积的划分，Khazaei等[20]采用Hezrt弹性接触理论研究管土和管浆接触宽度，同时考虑两界面的摩擦特性，最终获得管道摩阻力。张鹏等[21]在Persson 接触模型基础上总结出管土接触范围和接触压力的分布规律，最终得到考虑管浆摩阻力的直线顶管顶进阻力公式。

2 顶力估算方法

2.1 国内规范方法

目前国内顶力的估算方法已很成熟，CECS 246—2008、GB 50268—2008 和DBJ/T 15-106—2015均采用相同的估算方法，具体如式（1）所示：

式中：Fp—顶进阻力；

D0—管道外径；

L—管道顶井长度；

fk—管道外壁与土接触单位面积平均摩阻力；

NF—顶管机的迎面阻力。

对于目前市场上常用的土压平衡或泥水平衡顶管机，迎面阻力即为顶管机前方的控制土压力。采用式（2）计算：

式中：Dg为顶管机外径；γ为土体重度；HS为顶管中心的深度。

考虑整个覆盖层厚度的土重力均作用于顶管机前方的情况，设计值较为保守，但对于超长距离顶管，顶管机的迎面阻力所占比例极小，主要是管道外壁的摩阻力。

2.2 日本JMTA顶进力计算方法

日本推进技术协会（JMTA）出版的《推进工法体系》认为顶管设备在掘进过程中对周边土体扰动大，管道周边一定区域会出现塌落拱，管道与塌落土体摩擦形成阻力。作用于管片上的土压力模型采用修正Terzaghi模型计算，具体如图1所示。

图1 修正的Terzaghi土压力模型Fig.1 Modified Terzaghi soil pressure model

（1）管道上的平均土压力q：

式中：K0为土体侧压力系数，塌落状态取1.0；p0为地表荷载，可取10 kPa；R0为隧洞半径，取管道外径Rp+0.04 m。

（2）顶管直线段管片外表面单位面积摩擦力f1：

式中：Dp—管片外径；

w—单位长度管片质量；

μs—内摩擦角参数；

Cs—管片与穿越地层接触面上的黏聚力。

同时，《推进工法体系》给出了各种穿越地层的摩擦力参数，如表2所示。

表2 各种地层摩擦力参数Tab.2 Various formation friction parameters

（3）顶管机刀盘推进阻力F0。地下工程中，泥水平衡类掘进设备前方压力是最大的，所以文献[16]中采用泥水平衡顶管机刀盘推进阻力计算，给出了两种计算方法，如式（7）、式（8）所示：

式中：Dt—刀盘外径；

N—土体贯入度；

pm—刀盘前方泥浆压力，取埋深地下水压力+20 kPa；

ps—刀盘掘进阻力，其取值如表3所示。

表3 刀盘掘进时的阻力取值Tab.3 Resistance value of cutterhead driving

（4）总顶力F计算公式：

式中：fi为穿越地层管片外表面单位面积摩擦力；Li为穿越相应地层的长度；z为按不同地质类型划分的顶管区段总数量；i为第i个计算位置。

2.3 管土部分接触顶进力公式

顶管掘进机刀盘外径往往会大于敷设管片外径100 mm 左右，导致管道与开挖孔洞间存在间隙，现代顶管工程中应用大量触变减阻泥浆来填充这些间隙，泥浆同时会向周边地层渗透。顶管掘进机开挖的孔洞在管片和泥浆的相互作用下保持稳定。管片与稳定孔洞壁在重力和浮力的作用下只有部分接触，接触宽度如图2中B所示，图中Fvb为管片受力。

图2 管土部分接触示意图Fig.2 Schematic diagram of the contact between pipe and soil

Haslem[22]采用圆柱孔内圆柱体的接触模型简化顶管管壁与孔壁接触问题，基于Herzt弹性接触理论求解如下：

式中：Pu—管道单位长度上的接触力；

Es、Ep—土体、管片的弹性模量；

vs、vp—土体、管片泊松比；

kd、Ce—计算参数。

顶管机刀盘推进阻力F0按照2.2 节方法计算，管浆接触面上单位面积的摩擦力取0.3～0.5 kPa。管土接触面上单位面积的摩擦力可以根据日本JMTA顶进力计算方法计算。也可以考虑管片的受力情况Fvb在孔壁稳定条件下，不同管土接触界面的动摩擦和静摩擦系数，Stein总结了相关系数如表4所示。

表4 不同管土接触界面的摩擦系数Tab.4 Friction coefficient of different pipe soil contact interfaces

顶力计算公式如式（13）所示：

式中：Bi为计算位置的顶管管壁与孔壁接触宽度；Li为对应顶管接触长度；fmi为管浆接触面上单位面积的摩擦力；fsi为管土接触面上单位面积的摩擦力。

2.4 中继间的设置

中继间的设置应根据估算总顶力值、管材及工作井允许顶力、中继间总顶力、主顶总顶力等各种因素确定。GB 50268—2008 要求一次顶进距离大于100 m 应采用中继间技术。中继间的设置数量n按式（14）估算：

式中：f0为中继间的允许顶力值。

中继间设置间距按式（15）估算：

其中，计算参数kd取值为0.5～0.6，即一个中继间的总顶力仅考虑一半左右发挥作用；F1为中继间的控制顶力。

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2.5 工程概况与顶力估算

珠海某220 kV 电缆线路工程穿越马骝洲水道顶管工程，马骝洲水道为国家一级航道，水面宽阔，水深大，本段顶管单次顶进1022 m，采用2.2 m内径的钢筋混凝土管，管材采用C50高性能防腐混凝土，平均覆土厚度约为23 m，平面及纵断面上均设计为直线顶进，穿越地层及管壁单位面积平均摩阻力取值见表5，纵断面图见图3。

图3 顶管穿越地层纵断面图Fig.3 Vertical section of pipe jacking crossing stratum

表5 顶管穿越地层信息Tab.5 Information of pipe jacking crossing stratum

结合各种计算方法，统计不同土层穿越长度相关计算结果汇总如表6所示。各个不同地层单位面积平均摩阻力如表7所示。

表6 顶力计算结果Tab.6 Calculation results of jacking force estimation

表7 单位面积摩阻力计算结果Tab.7 Calculation results of frictional resistance per unit area kPa

根据表7 计算结果，顶管机迎面阻力在顶进总阻力中占比极小，顶进摩阻力对顶进总阻力的控制至关重要，本工程始发井主顶配置1个16 000 kN允许顶力的主顶，5 个10 000 kN 允许顶力的中继间，按以往工程经验以及工程地质条件，穿越地层局部在中密的粗砂层中，摩阻力较大，所以在顶管机头后方50 m 位置设置第1 个中继间，5 个中继间的布置方案见表8。

表8 中继间布置方案Tab.8 Layout scheme of relay room

3 顶力实测与分析

本工程单次顶进1022 m，为超长距离顶管工程，选用了德国海瑞克的AVN2200AC 泥水平衡顶管机，顶管机后设置气压舱。顶进过程中充分使用触变泥浆减阻技术，对于顶管机后200 m 范围的管材，每节2.5 m长管材均进行4路注浆，再往后每2节管材进行4 路注浆减阻，历时100 天完成了全线1022 m顶进。顶进过程非常顺利，全程对顶力进行监测，各方法估算顶力与实测顶力对比曲线情况如图4所示。

图4 估算顶力与实测顶力对比曲线Fig.4 Comparison curve between estimated and measured jacking force

从图4 可以看出，实测顶力在整个顶进过程中控制得非常好，总顶力上升极为缓慢，证明触变泥浆注浆后减阻效果非常好。正常顶进过程中，随着顶进长度的增加，实测顶力与管土、管浆共同作用估算顶力一致，与GB 50268—2008、日本JMTA的顶力估算值相差较大。连续顶进过程中，全程没有启动中继间，顶管工作顺利且高效。但到最终1022 m接收井位置时，接收井的接收工作没有做到无缝对接，导致顶管在接收井位置停止顶进48 h。当再次顶进时，总顶力急剧上升，主顶无法顶动，连续启动了3组中继间才实现重新顶进。此时实测顶力非常接近GB 50268—2008估算顶力。以上分析表明，在超长距离顶管工程设计过程中，需严格对穿越地层进行分段，为了应对超长距离顶管作业过程中的长时间停止顶进情况,平均摩阻力可取规范建议的最低值。计算方案中需留有足够的顶力及中继间安全裕度来应对各种意外情况。同时施工过程需密切配合，对于超长距离顶管，其理想状态是连续顶进，在其顶进至接近甚至超过1000 m 时，需严防因意外导致长时间停止顶进的情况发生。

根据现场实测顶力，剔除顶管机迎面阻力后，可以反算出顶进过程中的平均摩阻力，绘制平均摩阻力的估算值与实测值对比曲线，如图5所示。

图5 平均摩阻力的估算值与实测值对比曲线Fig.5 Comparison curve between estimated and measured average frictional resistancce

从图5可以看出，实测平均摩阻力在前200 m较大，超过2 kPa。后续200～1000 m 的顺利连续顶进过程中，平均摩阻力非常小，均小于2 kPa，且大部分时间接近1.5 kPa的水平。数据曲线在顶进650 m位置进入粗砂层时，实测平均摩阻力会有一点小的跳跃变化，但即刻又变得平缓。由图5可知，超长距离顶管，触变泥浆减阻技术应用得当，管外壁能形成和保持稳定、连续的泥浆套，顶管顶力估算完全适用管土管浆共同作用模型，可以克服粗砂层原有较大摩阻力的影响。但本工程粗砂层穿越长达185 m，平均摩阻力较大，考虑到顶管在砂层停止顶进的状态，建议第一个中继间设置在顶管机后方约50 m位置，以防意外停机而导致重新顶进时，顶力急剧增大的情况。

本工程实测顶力反算平均摩阻力数据表明，正常顶进条件下，全程平均摩阻力可以降低到1 kPa左右的水平，但发生48 h停止顶进后，再次启动时，全程平均摩阻力急剧增加到4.1 kPa 水平。实测总顶力接近GB 50268—2008 规范方法估算顶力值。目前大部分文献认为普通顶管的管壁单位面积平均摩阻力远小于规范建议值，但对于超长距离顶管，顶管距离越长，风险越大。建议超长距离顶管工程严格对穿越地层进行分段，平均摩阻力取规范建议的最低值以计算总顶力，再合理配置中继间。