拱北隧道工程中曲线顶管顶进力实测分析

谈力昕， 张　鹏， 谢红明， 马保松

(中国地质大学(武汉)工程学院, 湖北 武汉　430074)



拱北隧道工程中曲线顶管顶进力实测分析

谈力昕， 张鹏， 谢红明， 马保松

(中国地质大学(武汉)工程学院, 湖北 武汉430074)

港珠澳大桥珠海连接线拱北隧道工程口岸暗挖段采用曲线顶管管幕支护的施工方法，在复杂地层条件下计算曲线顶管顶进力是顶管施工的重点与难点。工程共计使用了37根外径为1 620 mm、平均长度约为255 m的钢顶管。结合现场施工记录，采用2种不同的计算方式对顶进力进行了估算并与实际顶进力进行对比验证。结果表明：经验公式中的摩阻力计算在埋深较大时比较符合实际情况，在浅层的淤泥质地层中则偏大；直接采用被动土压力计算迎面阻力是偏保守的；顶进力的大小与泥浆润滑关系密切，初始阶段泥浆的润滑作用并不显著，在形成稳定的泥浆套过程当中摩阻力会逐渐下降，甚至小于1 kN/m2。

港珠澳大桥； 拱北隧道； 曲线顶管； 顶进力； 迎面阻力； 摩阻力

0　引言

为达到绕避不良地质体或已存在的管道、保护沿途的地下建筑基础和环境、减少工作井数量、降低施工成本等目的，利用顶管机械使管节中心线沿设计的曲线轨迹前进的施工技术称为曲线顶管技术[1]。

顶管工程顶进力主要由机头的迎面阻力和管段的摩阻力组成，影响因素众多，与管节强度、设备选取、后背墙设计以及最大顶进长度等有着直接的关系，决定了整个顶管工程的规模，而尽可能精确地计算顶进力，将有利于设计和选择安全经济的管节与顶管系统。由于顶进力主要需克服作用于刀盘上的迎面阻力和作用于管线上的摩阻力，所以影响顶进力的主要因素包括地层类型、覆土厚度、顶进长度、管道外表面的结构和材料、润滑泥浆性能等[2]，此外，顶进速度、超挖量、施工中的停顿等对顶进力也有很大影响[3]。

现有的顶进力计算公式种类繁多，各国规范采用的计算方法也不尽相同，要建立起一个具有普遍性的公式十分困难，而针对曲线顶管的顶进力计算公式则更是少见。国内外学者大多采用对曲线段管道受力情况进行假设并求解的方式[4-5]。丁传松[6]研究了直线、曲线及超长距离顶管施工中顶推力的变化规律，考虑了施工中土拱效应的影响，提出了合理的顶推力计算方法，总结出计算公式在顶管后半段偏大的原因是没有考虑触变泥浆减摩、地下水和土层变化的影响。工程中也存在通过统计得出曲线顶管顶进力附加系数[7]，从而估计曲线段顶进力的做法。D. N. Chapman等[8]通过在3种不同地质条件下的试验，根据试验结果提出顶进力与切削面阻力和沿管径周围的摩擦力有直接的关系，从试验中所得到的结果概估了切削面阻力和摩阻力的经验公式，最后推导出了跟地质条件有关的顶进力经验公式。

本文结合港珠澳大桥珠海连接线拱北口岸隧道管幕工程实际工程数据，选取2种不同类型的公式进行比较和分析，并对公式中参数的选取进行了分析和讨论。

1　工程概况

目前正在施工的拱北隧道属于港珠澳大桥工程珠海连接线部分。隧道暗挖段为整个连接线的控制性工程，首次采用大直径曲线顶管管幕支护与冻结止水相结合的技术下穿我国陆路第一大口岸——拱北口岸[9]。管幕隧道断面如图1所示。暗挖段长度为255 m，平面轨迹线形为88 m缓和曲线+167 m圆曲线，平均曲率半径约为890 m；管幕上部平均埋深为4～5 m，总体高度约为23.8 m，宽度约为22.2 m，开挖面积达344.8 m2[10-11]。

图1　管幕隧道断面(单位：m)

整个管幕由37根外径为1 620 mm的钢管组成(包括0#试验顶管)，全部采用曲线顶管技术施工。其中，上层18根钢管壁厚20 mm，下层19根钢管壁厚24 mm，管间距355～358 mm，所有钢管通过东、西2个工作井实现双向顶进[12]。

2　现有曲线顶管顶进力计算公式

2.1给排水管道施工规范

GB 50268—2008《给水排水管道工程施工及验收规范》[13](以下简称《规范》)采用了先以直线计算曲线段顶进力再乘以顶进力附加系数的方法，具体计算过程与上海市工程建设规程DG/TJ08-2049—2008《顶管工程施工规程》[14]类似。

管道总顶进力估算公式为

F=F1+F2。

(1)

式中：F为总顶进力，kN； F1为管道与土层的摩阻力，kN， F1=πDl’f(D为管道外径，m； l’为管道顶进长度，m； f为管道外壁与土的平均摩阻力，kN/m2，宜取2～7)； F2为顶管机的迎面阻力。

泥水平衡式顶管机的迎面阻力

(2)

对于本工程中的泥水平衡式顶管控制土压力R1近似计算公式为

(3)

式中：γ为顶管上覆土层的容重，kN/m2； D’为顶管机外径，m； H为上覆土层的厚度，m； c为土的黏聚力，kN/m2； φ为土的内摩擦角，(°)。

曲线顶管增加顶进力附加系数K’值，K’值宜按表1选取。

表1　曲线顶管顶进力附加系数K’

需要指出的是，《顶管工程施工规程》中的方法主要针对钢筋混凝土顶管，钢顶管的主要差别在于管土摩擦因数略小些。

2.2JMTA法

日本下水道管渠推进技术协会(JMTA)《推进工法应用篇》(2000年)所建议的总顶进力经验公式为

F=(F0+f·l1)Kn+f·lc·η+f·l2。

(4)

式中：F为总顶进力，kN； F0为面盘抵抗力，kN； f为直线段单位长度推进抵抗力，kN/m； l1为曲线推进终点至到达井之间的距离，m； l2为推进井至第1个曲线推进起点之间的距离，m； lc为曲线长，m； n为曲线推进段的管节数； K为各段推进管节间的折角系数； η为曲线推进与直线推进之推进阻力比率。

面盘抵抗力

F0=(pN+pe)·π·(Bs/2)2。

(5)

式中：pN为内压力，泥水平衡式pN=地下水压+20kN/m2； pe为切削抵抗力，切削抵抗力=N值×10.0kN/m2，N值<15时取pe=150kN/m2，N值>50时取pe=500kN/m2； N为标准贯入度值； Bs为顶管机外径，m。

曲线段顶进力修正系数

(6)

(7)

直线段单位长度推进抵抗力

f=β2[(π·Bc·q+W)·μ’+π·Bc·c’]。

(8)

式中：μ’为管材与土体间的摩擦因数； β2为顶进力折减系数(黏性土=0.35，砂质土=0.45，砂砾土=0.60，固结土=0.35)； Bc为管材外径，m； q为作用在管节上的分布荷重，kN/m2； W为单位长度管节自重，kN/m； c’为管材与土体的黏聚力，N<10时c’=8kN/m2，N≥10时c’=5kN/m2。

管节上的分布荷重

(9)

式中：B1为1/2的土体松弛范围，m； H为管顶土层高度，m； φ为土体内摩擦角，(°)； K0=Terzaghi侧向土压力系数，K0=1-sinφ； c为土体黏聚力，kN/m2。

1/2的土体松弛范围

(10)

式中：R0为扩挖半径，R0=(Bc+0.1)/2，m。

2.3顶进力计算公式特点分析

上述2种计算公式中，《规范》的公式简单直观，在成熟的直线顶进力计算方法基础上，通过改变曲线段顶进力扩大参数的取值来符合不同曲率半径，适用于大多数工程，但是其摩阻力取值标准比较含糊，不同曲率的顶进力附加系数取值标准有待进一步讨论确定。

JMTA推荐公式比较全面地考虑了管道在孔内的受力情况，采用了广泛认同的马斯顿土拱理论计算管节荷载，而不是管顶上方全部土柱的质量，使得计算的顶进力不致过高；各项参数意义明确，且对不同条件下的取值有清晰的建议。

这2种曲线顶管顶进力算法各有优点，但是都忽略了环空内泥浆对管道的浮托作用。大量的工程实践表明，在注浆充足的情况下，管道在开挖空间内呈漂浮状态，与管壁的主要接触面位于管节顶部，大大减小了摩擦面积[15]，这是顶管施工过程中顶进力小于保守估算值的原因之一。

3　工程实例

3.1工程地质条件

工程场地地层由上至下依次为填筑土、淤泥及淤泥质土、黏性土、砂砾、淤泥质土、粗(砾)砂，砂(砾)质黏性土、残积土、全风化黑云母斑状花岗岩和强风化黑云母斑状花岗岩。将地层勘察数据进行整理，得到管段穿越的地层参数见表2。

表2　5#管与17#管管幕穿越的地层参数

3.2管幕计算参数

该工程管幕共有37根钢管(0#管为试验管)，分别由两端工作井始发，设计轨迹为曲线。曲线分为2段，从东向西依次是长约88 m的缓和曲线段和长约167 m的圆曲线段。根据实际施工情况，本文选取5#管与17#管的顶进数据进行分析。5#管与17#管分别位于管幕的上部与下部，在管幕中的具体分布如图1所示，各管幕轨迹曲线参数见表3。

管幕工程使用Q235钢管，外径1 620 mm，管长4 m，壁厚20 mm，密度7 850 kg/m3，弹性模量210 GPa。

润滑泥浆在粗砂、砾砂层中，泥浆的马氏漏斗黏度应不低于60 s，配方为1 m3淡水+50 kg复合膨润土+0.8～1 kg PAC-HV。该减阻泥浆配方对于致密黏土、淤泥质土均可适用，若地层渗透性较砂层更强，则考虑添加堵漏剂等材料。

表3　管幕轨迹参数

3.3顶进力计算分析

将上述2种公式应用于拱北隧道管幕工程5#管、17#管顶进力计算。5#管、17#管分别位于管幕的上部和下部，工程地质条件差异较大。5#管在③-1淤泥质粉质黏土层中顶进；17#管先后穿越黏性土层和砂层(前200 m主要在⑤-3淤泥质粉质黏土中掘进，后57 m主要穿越⑥-2中砂—粗砂地层)，顶进力的变化具有代表性。为简化计算，作如下假设：

1)管节偏角与设计相符；

2)统计并加权平均各地层勘察结果后，地下水位以下土体平均重度取19.3 kN/m3，地下水位以上土体平均重度取18 kN/m3；

3)孔壁在顶进过程中保持稳定，泥浆润滑效果良好，单位面积摩阻力和摩擦因数可取最小值。

各管幕计算参数按表4(《规范》公式)和表5(JMTA公式)选取。2种计算公式中，在统一地层条件下顶进力都随着顶进距离的增加呈现近似线性的增长(如图2和图3所示)，但均远大于实际顶进力；两管幕在不同的条件下，JMTA公式顶进力增长速度均大于《规范》公式，但在迎面阻力的计算上，JMTA公式似乎更符合实际情况，在地层发生变化时顶进力曲线也更平缓(见图3)。

表4　《规范》公式计算参数

注：砂土采用水土分算，黏性土采用水土合算。

表5　JMTA公式计算参数

图2　5#管幕实际顶进力与不同公式顶进力计算值对比

Fig. 2Comparison among actual jacking force of Pipe No. 5 and calculated results by different formulas

顶进力计算主要与切削刀盘的迎面阻力和管壁与土体之间的摩阻力2部分有关，所以，本节的分析也由这2部分入手，评价各个经验公式中这2部分的计算值，分析产生偏差的原因。

图3　17#管幕实际顶进力与不同公式顶进力计算值对比

Fig. 3Comparison among actual jacking force of Pipe No. 17 and calculated results by different formulas

3.3.1切削刀盘迎面阻力

刀盘的迎面阻力反映了刀盘切入土体时的难易程度，影响了初始顶进力的大小与沿途摩阻力的计算。在讨论时，选取实测值的初始顶进力作为迎面阻力的标准，实测的开挖舱压力因受诸多因素的影响，并不能准确地反映刀盘的受力。根据施工现场的经验，迎面阻力在整个顶进过程中变化不大。各公式切削刀盘迎面阻力计算值与实际值对比见表6。

表6　各公式切削刀盘迎面阻力计算值与实际值对比

在2种计算公式中，JMTA公式计算迎面阻力与实际值最为接近，《规范》公式使用了被动土压力计算迎面阻力而较实测值偏大很多，尤其是在砂层中受内摩擦角的影响，被动土压力系数是黏土层的约4倍。由此分析实际的切削面受泥浆压力支撑，在合适的切削速度和排浆泵量的配合下，切削面处于动态稳定状态，直接取被动土压计算是过于保守的。

3.3.2摩阻力

在顶进阻力的组成部分中，管壁与土体之间的摩阻力占最为主要的部分，因此，如何正确地计算摩阻力就显得尤为重要。根据图2和图3，实际顶进力在前50 m的增长幅度明显大于后50 m，在推进前50 m左右都出现了拐点。因此，采用各公式黏土层摩阻力对实测值50 m前后的摩阻力值分别取平均值进行比较，见表7。

表7管土摩阻力计算值与实际值对比

Table 7Comparison among actual soil-pipe friction and calculated results by different formulaskN/m2

根据表7的计算结果，《规范》公式摩阻力取值以经验判断为标准，比较符合实际情况，在浅部土体稍大于实测值，而在埋管较深、顶进距离大于50 m后与实际吻合较好。推测由于埋深较浅时管周土压力较小，开挖后土体在泥浆作用下可以自立，管道仅与土体局部接触，摩擦面积很小，这种情况十分理想，但还缺乏普遍性。另外，这一情况也在一定程度上指出该公式在浅层施工中更偏于保守。

JMTA公式在2种埋深与土体条件下计算摩阻力都大于《规范》公式。由于考虑了土拱效应，埋管较深的17#管计算得出的管顶土压力反而会小于5#管。在砂层中的计算值较黏土层偏差更大。以17#管为例，黏土层中摩阻力计算值约为实际值的2倍，而砂层中约为实际值的2.4倍。JMTA公式认为除了曲线段在推进时会增加摩阻力外，过了曲线段之后的管节对曲线段管节的反力也会大大增加摩阻力，这一计算方式在考虑整段管线的受力时更为合理，但实际操作时会产生摩阻力反复叠加，从而使总顶进力过大的现象。

2种公式的计算结果都出现了例外，17#管50 m前的计算值均小于摩阻力平均值。推测在埋管较深时顶进前50 m泥浆套未充分发挥作用，管顶土压力较大，摩阻力值较高(9.242 kN/m2)，待泥浆套完整后土压力受泥浆压力平衡，摩阻力随即降低(2.072 kN/m2)。

2种公式都将管壁与土体单位面积摩阻力值以一个常量计算，没有考虑到触变泥浆的减阻作用，而实际施工过程中摩阻力是随着顶进距离的增加而不断变化的，随着向顶管机头后方环空内注浆的持续进行，泥浆套会逐渐趋于完整，管壁的平均摩阻力会继续下降。根据现场情况，在泥浆性能可靠的情况下，单位面积摩阻力可降至1 kN/m2，在浅埋深的顶管施工中甚至更低。

4　结论与讨论

本文依托港珠澳大桥工程珠海连接线拱北隧道顶管管幕工程，以国内外的2种计算公式——《给水排水管道工程施工及验收规范》(简称《规范》)公式与日本下水道管渠推进技术协会(JMTA)公式为例，探讨了曲线顶管顶进力的计算结果与实际顶进力规律的差异，得出以下结论。

1)在浅部、均一的地层条件下顶进力的变化平稳，而在深部、复杂的地层条件下顶进力处于动态变化之中，发生地层变换时管土摩阻力会发生明显变化。

2)《规范》经验公式中的摩阻力计算比较贴近实际情况，在黏土层和砂层中都基本适用。JMTA公式均偏大，其主要原因是JMTA公式采用的管土摩擦因数接近无润滑的状态，且在浅层的顶管案例中偏差更为严重，可能是由于浅部淤泥质土层中土拱理论不适用导致的。此外，JMTA公式的曲线段附加摩阻力计算方法与前部管道的顶进力有关，在长曲线段计算时会出现反复叠加的异常增大现象。JMTA公式的迎面阻力计算值较实际值偏大1/3～2/3，而《规范》公式的迎面阻力计算值较实际值偏大2～4倍，直接采用开挖面的被动土压力计算迎面阻力是偏保守的，实际使用时应进行折减。

3)顶进力与泥浆润滑有密切的关系，这是由于泥浆润滑、稳定土体和浮托管道引起的。在形成稳定的泥浆套过程中，管壁单位面积摩阻力会逐渐下降，出现小于1 kN/m2的情况。泥浆的存在不仅减小了管道外壁与土体间的摩擦因数，而且通过渗入周围土体形成混合的泥浆套包裹管道，减小了作用在管道上的土压力。然而，在顶进距离不足50 m时，观察到泥浆套未完全形成状态下的管土摩阻力可达到泥浆套稳定状态下摩阻力值的2～4倍。

伴随着泥水平衡顶管机与泥浆减阻技术的发展，实际顶管工程中需要的顶进力会不断减小，顶进力估算中各参数也愈发依赖地区经验结合现场试验确定。在泥浆套的作用下，曲线段管节受力与理论存在较大差异，曲线段顶进力的合理推导与修正仍需要进一步研究。

[1]马保松,张雅春. 曲线顶管技术及顶进力分析计算[J]. 岩土工程技术, 2006, 20(5): 229-232.(MA Baosong, ZHANG Yachun. Curved pipe jacking technology and the calculation of jacking loads for curved section[J]. Geotechnical Engineering Technique, 2006, 20(5): 229-232.(in Chinese))

[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 Jianshi, JIA Zhixian, XIAO Changbo. Calculation and analysis of jacking force of pipe-jacking in medium coarse sand formation[J]. Exploration Engineering(Rock & Soil Drilling and Tunneling), 2012, 39(7): 37-40.(in Chinese))

[3]王承德. 顶管新概念[J]. 特种结构, 2008, 25(4): 94-95.(WANG Chengde. The new conception of pipe jacking[J]. Special Structures,2008,25(4): 94-95.(in Chinese))

[4]Hideki Shimada, Saeid Khazaei, Kikuo Matsui. Thrust estimation in small diameter tunnel excavation using slurry pipe jacking method[C]// 6th Iranian Tunneling Conference. Fukuoka: Kyushu University, 2015.

[5]陈忠杰. 曲线管推进之物理模型实验与推进力之分析研究[D]. 台北:中兴大学, 2008.(CHEN Zhongjie. Physical modeling of curved pipe jacking with study of driving force[D]. Taipei: National Chung Hsing University,2008.(in Chinese))

[6]丁传松. 直线及曲线顶管施工中的顶推力研究[D]. 南京: 南京工业大学, 2004.(DING Chuansong. Study of the jacking curved pipe force induced by linear and jacking construction[D]. Nanjing: Nanjing University of Technology, 2004.(in Chinese))

[7]Pellet A L, Kastner R. Experimental and analytical study of friction forces during micro tunnelling operations [J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2002,17(1): 83-97.

[8]Chapman D N, Ichioka Y. Prediction of jacking forces for micro tunnelling operations[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 1999(14): 31-41.

[9]程占,程勇,刘志刚. 拱北隧道管幕暗挖法工作井设计关键技术[J]. 隧道建设,2015,35(11):1214-1221.(CHENG Zhan, CHENG Yong, LIU Zhigang. Key technologies for design of working shaft of Gongbei Tunnel: Considering tunneling and pipe jacking conditions[J]. Tunnel Construction, 2015,35(11): 1214-1221.(in Chinese))

[10]程勇,刘继国. 拱北隧道设计方案[J]. 公路隧道, 2012(3): 34-38.(CHENG Yong, LIU Jiguo. Design of Gongbei Tunnel[J]. Highway Tunnel, 2012 (3): 34-38.(in Chinese))

[11]刘继国,程勇,郭小红,等. 复杂条件下超浅埋双层叠合大断面隧道下穿敏感建筑设计[J]. 现代隧道技术, 2014,51(5): 174-179,185.(LIU Jiguo, CHENG Yong, GUO Xiaohong, et al. Design for a super-shallow large-section double-level tunnel in complex conditions underneath sensitive buildings[J]. Modern Tunnelling Technology, 2014,51(5): 174-179,185.(in Chinese))

[12]李刚. 泥水平衡顶管机在拱北隧道曲线管幕工程中的应用[J]. 铁道标准设计,2015,59(4): 98-101.(LI Gang. Application of slurry balanced pipe jacking machine to curved pipe-roofing project of Gongbei Tunnel[J]. Railway Standard Design, 2015,59(4): 98-101.(in Chinese))

[13]给水排水管道工程施工及验收规范：GB 50268—2008 [S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2008: 87-88.(Code for construction and acceptance of water and sewerage pipeline works：GB 50268—2008[S]. Beijing: China Architecture & Building Press, 2008: 87-88.(in Chinese))

[14]上海市工程建设规程顶管工程施工规程：DG/TJ08-2049—2008[S]. 北京: 中国标准出版社,2008: 22-23.(Shanghai construction regulation: Specification for construction of pipe jacking：DG/TJ08-2049—2008[S]. Beijing: Standards Press of China, 2008: 22-23.(in Chinese))

[15]魏纲,徐日庆,邵剑明,等. 顶管施工中注浆减摩作用机理的研究[J].岩土力学, 2004,25(6): 930-934.(WEI Gang, XU Riqing, SHAO Jianming, et al. Research on mechanism of reducing friction through injecting slurry in pipe jacking[J]. Rock and Soil Mechanics, 2004, 25(6): 930-934.(in Chinese))

Analysis of Jacking Force of Curved Pipe Jacking in Gongbei Tunnel

TAN Lixin, ZHANG Peng, XIE Hongming, MA Baosong

(Faculty of Engineering, China University of Geosciences, Wuhan 430074, Hubei, China)

The pipe curtain retaining method of curved pipe jacking is applied to the construction of mined section of Gongbei Tunnel, which is a significant part of Hong Kong-Zhuhai-Macao Bridge Connecting Project. The estimation of total jacking force in curved alignment still remains its necessity and difficulty especially when driving in complex ground. A total of 37 steel pipelines with diameter of 1 620 mm and average length of 255 m are installed around the tunnel section as an advance support. Two different calculation methods, including an empirical formula and a theoretical formula are used to estimate the jacking force and compare with the in-site driving force. The results indicate that: 1) The friction force calculated by empirical formula coincides with actual friction force in deep buried condition; however, it is larger than actual friction force in shallow silty ground. 2) Compared with the measured penetration load, the calculated passive earth pressure is more conservative. 3) The slurry shows a significant influence on the jacking force, but not so obvious in the initial stage of jacking; however, when a continuous and complete slurry jacket is formed, the friction force reduces (lower than 1 kN/m2).

Hong Kong-Zhuhai-Macao Bridge; Gongbei Tunnel; curved pipe jacking; jacking force; penetration load; frictional resistance

2016-01-04;

2016-03-17

谈力昕(1992—)，男，江苏常州人，中国地质大学(武汉)地质工程专业在读硕士，主要研究方向为顶管与非开挖工程的设计。E-mail：1245210321@qq.com。

10.3973/j.issn.1672-741X.2016.08.009

U 455

A

1672-741X(2016)08-0947-06