浅埋矩形顶管施工顶推力动态监测分析

（中铁隧道集团二处有限公司，河北 廊坊 065201）

我国城市地下空间开发前景广阔，需求与规模巨大。矩形顶管施工技术能较好地应用于地下过街横通道、地铁进出站通道及地下共同沟等工程建设施工中。国内外学者对此做了大量的研究，其中关于顶推力、摩阻力、减摩泥浆和背土效应等的研究取得了大量成果。

熊翦[1]采用普氏卸载拱理论，分析了矩形顶管顶进过程中与周围土体的受力关系，推导出矩形顶管顶力计算公式。叶艺超等[2]基于泥浆的触变性，推导了顶管顶力的计算方法。杨红军等[3]对超大断面矩形顶管推进过程中有效控制顶进推力的减阻技术进行了研究。高毅等[4]分析了矩形顶管正上方土体的整体破坏过程，提出“整体背土效应”的概念，建立了整体背土效应预判理论。

综上所述，国内学者在顶管领域进行了大量的研究和工程实践工作，但是在浅埋矩形顶管施工中，对顶推力进行监测的分析不多。本文依托实验工程，分析了顶管施工过程中整体背土效应的演化过程，提出了一个动态监测顶推力的方法。

1 工程概况

某地下停车场试验项目，为采用CC 工法[5]的顶管施工大型装配式地下工程。该地下停车场规模为85.8m×34.2m（长×宽），为地下一层结构，设计停车位约99 个。该工程采用顶管法施工，东端为顶管始发井，坑底尺寸为36.55m×13.47m（长×宽），井深9.1m；西端为顶管接收井，坑底尺寸为36.55m×9.47m（长×宽），井深9.1m；顶进长度为61.58m，顶管埋深为3m。地下停车场示意图如图1 所示。

图1 地下停车场示意图

本场地勘探深度范围内揭露的第四系（Q）沉积地层自上而下分别为：（1）人工填土、（2-1）粉砂、（2-2）粉土及（3）粉质粘土。主要岩土参数如表1 所示。

表1 主要岩土参数

场地范围内地下水为第四系潜水，主要由大气降水补给。地下水位埋深18m，水位年变幅2m。

地下停车场明挖基坑及顶管施工段隧道底板最大埋深9.55m，主体结构全部位于（2-2）粉土层，稍湿，稍密～中密，该层分布连续，且位于地下水位以上。

CC 工法集成了传统CRD 工法与非传统Harmonica 工法中的机械化施工、隧道群密贴施工、分部暗挖、结构受力体系转换等优势，规避了传统CRD 工法风险高、作业环境差的缺陷，同时又避免了Harmonica 工法的材料浪费。

本项目停车场由7 个顶管隧道组成（1#～7#），1#～5#隧道采用1 台5.7m×5.0m（宽×高）分体式矩形顶管从东向西依次顶进完成。6#、7#隧道待顶管机分体为两台断面为2.85m×5.0m（宽×高）的独立顶管机[6]后，再分别从东向西顶进。CC 工法顶管隧道顶进顺序如图2 所示。

图2 CC工法顶管隧道顶进顺序

CC 工法采用了两种型钢-钢筋混凝土组合管节，其中钢侧避可自由拆装、重复利用。1#～5#隧道采用I 型管节，6#、7#隧道采用II型管节。管节规格如表2 所示。

表2 管节规格表

2 顶管顶推力计算理论

如图3 所示，顶管在顶进过程中，设备及管节主要受顶进力F顶、迎面阻力F阻和摩阻力F摩三个力作用。为了保证顶进的顺利进行，保守情况下F顶为

2.1 迎面阻力

为了保证顶管机开挖面的土体稳定，必须保证顶管机端面压力与地层土压力值平衡，可以根据这个平衡关系确定端面阻力的大小[7]。本工程迎面阻力的计算工式为

图3 顶管受力示意图

式中As——矩形顶管机截面面积，m2；

γ——土的重力密度，kN/m3；

H0——覆土层厚度，m。

2.2 摩阻力

顶管的摩阻力由顶部摩阻力F顶、底部摩阻力F底、侧面摩阻力F侧组成。即

2.2.1 顶部摩阻力

由于本工程顶管周边土的内摩擦角小于30°，上部土体不足以形成足够大的卸荷拱效应，所有土体直接作用在管道上，则管道顶部土压力标准值按下式计算

式中b——管节顶部宽度，m；

l——顶管顶程，m；

μ——管土摩擦系数。

2.2.2 底部摩阻力

式中G——管节重量，kN/m2。

2.2.3 侧面摩阻力

考虑土的粘聚力，矩形顶管单侧平均侧压力值为

式中H1——管节高度，m；

c——土的粘聚力，kN/m2；

Ka——主动土压力系数，Ka=tan2（45°-φ/2）。

3 整体背土效应预判理论

高毅等从微观分析背土效应机理，并建立整体背土效应简化模型，得出发生整体背土效应的前提条件式（9），整体背土效应的破坏条件式（11），不同地层条件下的管土黏聚力见表3[4]。

式中C——管土黏聚力，不同地层的取值见表3。

表3 不同地层条件下的管土黏聚力

4 理论应用分析

本工程有7 条试验顶管隧道，整体背土效应发生情况统计如表4 所示。

表4 各工况整体背土情况

4.1 整体背土效应预判理论验证

在无减摩泥浆的情况下，根据以上分析工况①计算参数取值为：γ=16.8kN/m3，H0=3m，b=5.7m，C=5kPa，c=10.9kPa，φ=27.1°。

将上述参数代入式（9）计算得，工况①发生整体背土效应的前提条件是m≥0.26。已知本工程顶管管土摩擦系数为0.3，所以工况①必然发生整体背土效应。

将参数代入式（11）计算得，工况①发生整体背土效应的顶管顶程。

l≥23.05m=15.37 环。

由图4 可知，工况①在顶进第16 环时，管节上部土体所受破坏力突破周转土体的极限约束力，发生整体背土效应，与理论计算结果完全吻合。

图4 工况①顶推力实测数据

4.2 顶推力计算理论修正

在使用减摩泥浆的情况下，μ个未知变量，将其它已知量代入顶推力理论计算公式计算得I型管节的顶推力理论公式为

工况④在使用减摩泥浆的情况下，未发生整体背土效应，根据其实验数据，选取平均摩擦系数为0.16 对式（13）进行修正为

工况④顶推力实测数据与理论值对比如图5所示。

图5 工况④实测数据与理论数据对比

4.3 工况⑤整体背土的演化

顶管顶进过程中，减摩泥浆的使用效果动态地决定了平均摩擦系数的大小，减摩效果好，则平均摩擦系数小，推力减小；反之，推力增大。正如图5 所反应的一样，实测推力值在理论值附近上下波动。

若减摩泥浆逐渐失效，致使平均摩擦系数达到管土摩擦系数的大小，则将出现工况①的情况。工况①、⑤与理论修正后的推力数据对比如图6 所示。

图6 工况①、⑤实测数据与理论值对比

正如图6 所示，工况⑤在13 环之前推力始终高于理论水平，在减摩泥浆的介入下，实测数据与理论值的偏差逐渐减小，并于第13 环降至理论水平。但随后减摩泥浆效果逐渐变小直至失效，最终于第33 环达到工况①的推力水平，发生整体背土效应。

4.4 理论应用

项目前期应选取一个实验段来修正推力理论公式，然后以修正后的理论数据为标准来动态监测实际数据，从而判断减阻效果；若推力发生异常，应及时完善取减阻措施，否则将发生整体背土情况。

5 结论

本文根据项目实践，在原有研究成果的基础上，对理论在实践中的应用提供了一个分析思路，得出如下几个结论。

1）整体背土效应预判理论具有实践意义，可以正确地预判整体背土发生的可能性及μ值确定的情况下整体背土发生的最短最距离。

2）减摩泥浆在降低顶管施工推力、防止整体背土方面起着至关重要的作用。

3）在保持现有减摩方案不变的情况下，顶推力可以预测。

4）本文没有解决在整体背土情况下的顶推力预测的问题，还需进一步研究。

综上所述，在浅埋矩形顶管施工条件下，本文提供了一个对顶推力进行动态监测的方法，用以判断减阻效果及是否有发生整体背土效应的趋势，为以后类似工程提供借鉴。