大直径顶管施工管土相互作用实测分析——以佛山市电力隧道顶管工程为例

牛国伦，马保松，张 鹏，陈晓龙，王 靖

(1. 中国地质大学(武汉)，湖北 武汉 430074； 2. 中山大学土木工程学院，广东 珠海 519082)

0 引言

随着城市化建设的飞速发展，对城市地下空间的开发利用提出了更高的要求。顶管施工具有不影响地面交通及建筑、开挖量小、污染小、工期短等优势，被广泛应用于电力、给水排水、油气、热力等管道施工[1]，顶管施工技术也由浅埋深、小断面向着大埋深、大直径方向发展。深埋大直径顶管管节所受荷载是影响管节设计、注浆压力、土体变形等的关键因素。目前对于顶管管节受力一般分为垂直土压力、侧向土压力和地基反力3个部分进行计算： 1)垂直土压力主要基于太沙基理论马斯顿理论、普氏压力拱理论、比尔鲍曼理论计算； 2)侧向土压力一般采用顶部土压力乘以侧压力系数，其中侧压力系数采用主动土压力系数、静止土压力系数和经验系数； 3)地基反力采用均布荷载模型和克莱因模型[2]。

目前，众多学者围绕管节土压力计算与管土实测压力变化展开了一系列研究。张鹏等[3]依托拱北隧道曲线顶管工程，总结分析了深埋条件下小直径钢顶管的土压力分布和变化规律。白廷辉等[4]研究了地层损失率对于盾构管节荷载的影响。杨仙等[5]结合普氏理论和太沙基理论，提出了改进的垂直土压力计算公式。黄伟[6]对浅覆土、大断面的矩形管节土压力进行了监测，对管道的结构设计进行了验证，但没有分析管土压力的变化规律。李方楠等[7]结合弹性半平面圆孔扩张模型，探讨了注浆压力对于土体附加应力的影响。魏纲等[8]和刘翔等[9]结合现场管节土压力实测试验，分析了管节荷载的变化。丛茂强等[10]研究了注浆压力对控制土体变形的作用，建议将注浆压力控制在上覆土压力的1.1倍。张治国等[11]研究了顶管顶进对土体竖向荷载的影响。

以上学者对于管节荷载的实测分析仅仅是基于土压力计所测得的数据，并未考虑管节所受水压、注浆压力的影响，且研究对象主要是针对于管径较小的顶管。实际上，对于穿越河流的深埋顶管，管节除了承受上覆土压力外，还要承受相当大的水压力和注浆压力，且在高水压地层中，管节荷载的理论计算公式是否适用也值得探究，故有必要对深埋高水压大直径顶管管土相互作用进行深入研究。本文依托佛山电力顶管隧道工程，对大直径、大埋深、高水压、穿越河流工况下的管节荷载、孔隙水压力进行实测研究，总结分析管土压力的变化规律，根据管节外土压力与孔隙水压力的差值分析管土接触的状态，推导注浆状态下管节荷载的计算方法，与实测数据进行对比，并分析各规范在注浆作用下的适用性。

1 工程概况

佛山市110 kV线路出线工程因穿越河道，采用泥水平衡式顶管进行施工，管节采用预制钢筋混凝土管节，内径3.50 m，外径4.14 m，单节管节长度为2.5 m。电力隧道全长599.43 m，其间需要穿越一条长约233.0 m的河道和2道堤坝公路。顶管施工平面如图1所示。

图1 顶管施工平面图

顶管最小覆土约9.26 m，最大覆土约23.52 m，顶进坡度为5°，主要穿越地层为粉砂层和淤泥质土层。各地层物理力学参数见表1，地质剖面见图2。水位埋深较浅，平均埋深为3.2 m，地下水位线见图2。

表1 各地层物理力学参数

本顶管施工采用膨润土触变泥浆，经地面压浆站配制后，压注到设置在管节上的环形分管的各个注浆孔内，在管节外围形成完整泥浆套。触变泥浆配方及性能指标见表2。注浆压力p=0.4～0.6 MPa，注浆量为环空间隙的6～8倍。在整个管道中每间隔2个管节设4个注浆孔，每12 h不少于2次循环，定量压注。

2 监测方案

本工程通过在管节外侧预留孔洞埋设了4个土压力计和孔隙水压力计，监测点布置如图3所示。T1—T4为孔隙水压力计，W1—W4为土压力计，采用MCU32自动采集仪进行数据采集，采集时间间隔为20 min，埋设压力计的管节位于顶管后第50节位置，距离开挖面约136 m，顶进结束后，监测管节位于距离接收井122.5 m处，如图2所示。

图3 管节监测点布置图

3 监测数据分析

3.1 管节荷载随顶进里程关系

管节荷载随顶进里程变化如图4所示。50#管节从顶进井始发，通过始发加固区、堤坝公路、河岸滩、潭州水道。右上监测点W1由于安装原因在顶进期间荷载波动较大，在顶进完成后恢复正常，其余传感器皆工作正常。在整个顶进过程中，管节荷载普遍在200～400 kPa波动。

始发阶段管节荷载压力较其他顶进区间波动较大，上部W1、W4测点明显小于底部W2、W3测点。这是由于始发加固区土体经过旋喷桩加固后渗透性降低，当注入减阻泥浆后，无法向周围地层及时扩散，管节荷载受注浆影响较大，且泥浆在重力作用下聚集在管节底部，造成管节底部荷载大于上部荷载。

顶管通过始发加固区后，底部测点W2、W3有明显下降趋势，是因为顶管进入渗透性较大的砂层，泥浆压力得以释放。在顶管穿越堤坝、河岸滩、潭州水道期间并未有明显波动，受地层埋深变化影响较小。

管节荷载受注浆压力影响较大，当注浆管堵塞或停止注浆时管节荷载出现较大幅度下降。在顶进结束后，管节荷载迅速下降并逐渐达到稳态。

3.2 顶进结束后荷载变化

顶进结束后土压力随时间变化如图5所示。可以看出，顶进结束后1 d时间内管节荷载迅速下降，第2天缓慢下降，随后以缓慢的速率在7 d内达到稳定状态，顶部测点W1、W4压力略大于底部W2、W3，稳定在205.13～229.07 kPa。这是由于顶进结束的初期，管节周围的泥浆仍保持较大压力，与周围地层水土压力有较大的压力差，泥浆消散较快； 随着泥浆压力与周围水土压力差减小，泥浆的消散速率也随之下降，最终与周围水土压力达到平衡。从图5所示土压力下降的趋势可以看出，泥浆在淤泥质土的地层中，快速消散的时间大致为24 h，泥浆消散至稳定状态的周期大致为48 h，与文献[9]顶进结束后管节荷载变化规律相符。

图5 顶进结束后土压力变化

3.3 管土接触状态分析

根据研究，目前管土接触状态主要分为2种： 基于文献[13]提出的隧洞稳定假设和文献[14]提出的管土全接触假设。文献[13]指出了在顶管施工过程中隧洞是稳定的，管道与底部表面为弹性接触，且只能在底部一定宽度范围内产生滑动，与其他部分不存在接触关系。文献[14]认为在顶进过程中管道和四周土体均相互接触。

实际上，土压力计所测得的数据为土体加载和地下水压力及注浆压力共同作用的结果。为了分析管土的实际接触状态，将同一时刻土压力计所测数据减去孔隙水压力计所测数据，所得结果可近似看作管道所受的实际土压力，即p土=pW-pT。(由于施工原因，T1在顶进过程中受损坏，pW1-pT1缺失)。

实际土压力随顶进里程变化如图6所示。管土实际接触压力在始发阶段波动较大，通过河岸滩后大部分时间处于一个较稳定状态；当接近顶进结束时，由于加强注浆压力，管土实际接触压力有一定的下降；在顶进结束停止注浆后，管土接触压力迅速上升并达到稳定状态。在顶进期间，顶部实际土压力pW4-pT4明显小于底部实际土压力pW2-pT2、pW3-pT3，且顶部管土实际接触压力并不连续，变化较大，大部分时间维持在0～25 kPa，说明管节顶部注浆效果良好，形成了完整的泥浆套，管体与土体大部分时间并未直接接触，更符合隧洞稳定假设。当顶进结束停止注浆后，管土实际接触压力均有较大幅度上升，且基本保持一致，说明停止注浆后，泥浆压力消散，失去了泥浆套的支撑，周围土体卸荷，管道与四周土体均匀接触，此时更符合管土全接触假设。根据以上分析，在本工程的顶进过程中，管土接触状态更接近隧洞稳定假设，顶进结束后更符合管土全接触模型。

图6 实际土压力随顶进里程变化

3.4 管节荷载与顶力关系

为准确地分析管节荷载与顶力的关系，选取与记录顶力时刻最接近的W1—W4土压力值并求得其平均值，绘制的管节荷载随顶力变化如图7所示。

图7 管节荷载随顶力变化

顶力变化与管节荷载呈负相关，顶力的极低点一般和管节荷载的极高点相对应，当管土摩擦因数不变时，这与摩擦力随正压力增大而增大的关系是不相符的。这是由于在顶进过程中管节荷载受注浆压力的影响较大，即当管节荷载较大时，说明注浆效果较好，管土之间泥浆套填充较好，管土摩擦转为管浆摩擦，摩擦因数很小；当管节荷载较小时，说明注浆效果较差，管土直接接触，摩擦因数变大，顶力也随之变大。

3.5 注浆压力对于管节荷载的影响

由于注浆压力没有直接监测数据，故选取管节孔隙水压力的变化视为注浆压力的变化，选取2019-10-21T03:21至2019-10-23T08:01期间各点位注浆压力及管节荷载的变化作图(由于T1点损坏，未做W1随T1变化图)。

顶部管节荷载随注浆压力变化如图8所示。由图可知，管节荷载的变化与注浆压力的变化关系较小，当注浆压力上升较大时，管节荷载也会有一定的上升趋势，但保持时间较短，且泥浆消散造成的压力损失要大于注浆压力的变化，这是由于注入泥浆在重力作用下积聚在泥浆底部，顶部管节荷载受注浆压力影响较小。

图8 W4-T4变化关系(2019年)

管节底部荷载随注浆压力的变化如图9和图10所示。可以看出，管节荷载随注浆压力的变化是一致的，注浆会导致管节荷载的压力瞬间升高，然后缓慢下降。

为了分析注浆导致管节荷载上升的比例关系，将注浆后W极高点与注浆前W极低点的差值和注浆后T极高点与注浆前T极低点的差值作比较，即

(1)

注浆压力和荷载压力变化关系如图11所示。管节荷载的增加会大于注浆压力的增加，并不是固定值，在1.1～1.8，多数在1.5左右。

图9 W3-T3变化关系(2019年)

图10 W2-T2变化关系(2019年)

图11 注浆压力和荷载压力变化关系

4 管节荷载计算

4.1 现有规范理论计算

在管节荷载设计中，一般将管节荷载分为垂直土压力、侧向土压力和地基反力，其中侧向土压力和地基反力均由垂直土压力计算而来，且由于目前大多数管节是因为顶部开裂而发生破坏，因此竖向荷载是管节荷载设计的重中之重。目前国内外顶管设计规范主要有CECS[15]、DWA[16]、ASCE[17]、PC工法[18]，各规范竖向荷载计算均采用太沙基主动土拱模型，如图12所示。

图12 太沙基主动土拱模型示意图

太沙基土压力模型以松散体压力理论为基础，从应力传递的角度出发，考虑土体极限平衡进行推导，得到了竖向土压力的计算公式：

(2)

式中：σv为垂直土压力，kN/m2；γ为土体平均重度，kN/m3；c土体黏聚力，kN；K为土体侧压力系数；μ=tanφ，φ为土体内摩擦角；H为管顶埋深，m；B为滑动土体的宽度，m。

虽然各国规范在竖向土压力计算上均采用太沙基模型，但其对于B、K、φ取值的规定有所差别，见表3。

表3 各规范参数取值的区别

为了对比分析各规范计算的差别和适用性，选取顶管顶进期间最不利工况进行计算。根据3.1节分析，选取顶管始发阶段，此阶段埋深最大，且注浆压力较大。顶管始发阶段管节埋深21.45 m，管节上部土体主要为淤泥质黏土，不考虑地下水影响，采用水土合算。土体平均重度为18 kN/m3，黏聚力为11.43 kPa，内摩擦角为5°，侧向土压力系数为0.5，根据ASCE、CECS对于Kμ的规定，饱和黏性土取0.11，其他参数取岩土勘察实测值。

各规范计算的管节荷载如表4所示，除ASCE规范计算的管节荷载较小外，其他规范相差不大。这是各规范采取的滑移带宽度不同导致的，ASCE规范未考虑滑移带宽度，直接采用管道外径。

表4 各规范计算的管节荷载

各规范计算值与实测值对比见图13。由图可知，虽然选取了施工最不利工况，但规范只能反映未注浆情况下的管节荷载，在注浆情况下，管节荷载的激增会远大于设计荷载值，达到100 kPa左右，此时规范将不再适用。因此，有必要根据注浆条件下的管土接触状态对管节荷载设计方法进行推导。

图13 各规范计算值与实测值对比

4.2 注浆状态下竖向荷载计算推导

4.2.1 注浆荷载与竖向荷载的关系

顶管施工过程中注浆对垂直荷载的影响主要为其对于管节周围土体的支撑作用。管节的直径通常略小于顶管机头直径，顶管开挖后，管节与土体之间存在空隙，管节上部松动区域土体会向下坍落，从而受到周围静止区域土体向上的摩擦力，此时垂直荷载计算模型为“主动土拱”模型，如图12所示。

当管节开始注浆后，在注浆压力的作用下，泥浆中的液体向周围土体中扩散，泥浆颗粒在土体颗粒间的空隙渗透。随着渗透的进行，最终在土体表面形成一层致密的泥饼，并阻止泥浆进一步向土体渗透，这一层泥饼及包裹的泥浆称为泥浆套。泥浆套能够阻止泥浆继续向土层中渗透，同时能够把注浆压力传递到土体中，起到支撑土体的作用。当注浆压力较大时，会进一步向上顶托“土层”，此时，管节上部的土体相对于两侧土体发生向上的滑动，从而受到周围静止区域土体向下的摩擦力，此时竖向荷载模型为“被动土拱”模型，如图14所示。

p0为地表荷载，σh为侧向土压力。

当停止注浆后，随着泥浆在土体中的消散，泥浆套逐渐被破坏，从而失去对土体的支撑作用，管节荷载模型又转变为“主动土拱”模型。

根据以上分析，管节的竖向荷载在土体开挖后、注浆过程中、停止注浆后分别属于“主动土拱”、“被动土拱”、“主动土拱”，但目前各规范的竖向荷载计算方法均是基于太沙基“主动土拱”模型，使得在注浆过程中的竖向荷载计算值偏小，故有必要推导基于太沙基“被动土拱”模型的竖向荷载计算方法。

4.2.2 基于被动土拱模型的竖向荷载计算推导

假设硐室开挖后滑裂面沿竖直方向延伸到地面，切取厚度为dz的薄层单元为分析对象，如图14所示，该单元体共受到力的作用如下：

单元体自重

(3)

作用于单元体上表面的竖直向下的上覆土体压力

p=Bσv。

(4)

作用于单元体下表面的竖直向上的下伏土体托力

(5)

作用于单元体侧表面的横向土体压力

(6)

作用于单元体侧表面的竖向土体摩擦力

(7)

根据库仑准则:

τf=σhtanφ+c=Kσvtanφ+c。

(8)

薄层单元体在竖向的平衡条件为

G+p+2F-T=0。

(9)

将式(3)—(7)代入式(9)，得

(10)

整理得

(11)

由式(11)解得

(12)

根据边界条件，当z=0时，σv=p0，将该边界条件代入式(12)，得

(13)

将式(13)代入式(12)，得

(14)

将z=H代入式(14)，可得到管节顶部的竖向荷载

(15)

式(3)—(15)中:B为滑动土体宽度，m，B=D[1+2tan(π/4-φ/2)]；τf为单元体侧向剪切面上的切应力。

根据4.1节所给出的计算参数，计算得到被动土拱模型下本工程管节设计荷载为435.54 kPa，相对于不考虑注浆情况的各规范计算结果，是PC工法的1.45倍、DWA规范的1.49倍、ASCE规范的2.18倍、CECS规范的1.61倍，与实测值的对比如图15所示。除W1测点个别时刻超出了本文推导公式计算值范围外，其余时刻管节荷载均在此结果范围内，荷载极限值也与计算值相近。

图15 太沙基被动土拱模型与实测值对比

5 结论与讨论

本文选取50#监测管节，对顶管施工过程中管节荷载、孔隙水压力进行实测分析，并比较了实测管节荷载和现行各规范理论计算的区别，推导了在注浆状态下管节荷载的计算方法。监测数据及计算结果表明：

1)大直径深埋顶管管节荷载在管壁四周分布较均匀，管节顶部荷载的变化受注浆压力影响较小，管节底部荷载与注浆压力变化基本一致，管节底部荷载变化大于注浆压力变化。

2)顶管的管土接触状态在顶进注浆过程中符合隧洞稳定假设，顶进结束停止注浆后更符合管土全接触假设。

3)砂土层渗透性较强、摩擦角较大，泥浆在砂土层的消散较快，当顶管顶进到砂土层容易出现顶力上升、卡管等事故，建议顶管穿越砂土层时增加注浆频率。

4)各国规范在管节荷载设计时并未考虑注浆压力引起的附加荷载作用，在注浆状态下各规范计算的管节荷载相比实测值较小，采用太沙基被动土拱模型计算的管节荷载更加合理。

本工程只对一节管节的水土压力进行了监测，是否能代表所有管节顶进过程中的水土压力变化还需要进一步研究。同时，顶管机头超挖引起的土体损失对管节荷载的影响也很大，如果能够对顶管机切削土体的速度与超挖量进行监测分析，建立土体损失与管节荷载的关系，会对顶管施工有很大的指导意义。