带锁扣管幕顶管顶力研究*

赵笑鹏 毕湘利 潘伟强 于 宁 王秀志 王茂东

(1.上海隧道工程有限公司， 200232， 上海； 2.上海申通地铁集团有限公司， 201102， 上海∥第一作者， 工程师)

随着技术的进步和施工设备的更新，管幕法发展迅速，分化出许多新的施工方法，包括管幕暗挖法、管幕-箱涵顶进法、NTR(新管幕)法、STS(钢管板)管幕法等[1-2]。在饱和软土地区，出于止水需要，管幕顶管通常会设锁扣，同时锁扣又起到导向作用。根据锁扣形状不同，主要分为内锁扣和外锁扣2种形式。

国内外的学者对顶管顶力做了许多研究，基于理论和经验提出了一些顶力计算公式。文献[3]搜集了现有的顶力计算公式，根据计算原理，将其分为经验和理论2类，并统一了公式中参数的符号。文献[4]依托珠港澳大桥拱北隧道管幕工程，分析影响曲线顶管顶力的因素，并提出了计算方法。虽然许多现行的规范明确了各种类型顶管的顶力计算公式，国内的专家学者也做了很多研究，但是目前尚无关于带锁扣顶管顶力的计算公式及其相关研究。因此，本文依托上海轨道交通14号线桂桥路站实例工程，分析带锁扣顶管顶力的形成机理和影响因素，对实际施工中顶管顶力进行分析，提出带锁扣顶管顶力计算公式，以期为类似工程提供参考。

1 工程背景

1.1 工程概述

上海轨道交通14号线桂桥路站附属管幕结构段位于上海市浦东新区王家桥路与曹家沟交界处，管幕段长度为100 m，下穿曹家沟，埋深约为5.4 m。管幕段的内部结构断面为21.99 m(宽)×7.20 m(高)，主要穿越第③层淤泥质粉质黏土和第④层淤泥质黏土。如图1所示,管幕段由52根顶管组成围护结构，这些顶管有2种直径尺寸，其中：顶排管幕采用22根直径为1.0 m的带锁扣顶管；外侧及底部采用22根直径为1.6 m的带锁扣顶管；中间分仓管幕采用直径为1.0 m的不带锁扣顶管。根据顶进顺序和锁扣形式，将四周的管幕分为分仓管、基准管、承插管和闭合管，均设锁扣；中间分仓的管幕不设锁扣。

注：分仓管(G1-G8)；基准管(S2，S19，D6，D17)；闭合管(Y3，Z21,D12,S8)；其余为承插管。

1.2 锁扣设计

管幕锁扣的主要作用是顶进导向和封闭止水[5]。其中：顶进导向是指后续顶管沿着先行顶管的路线顶进，通过锁扣限制承插管的轴线偏差，因此要求锁扣具有较强的刚度和较小的自由度；封闭止水是指通过锁扣的油脂填充隔断管幕内外水系，确保开挖期间管幕止水。

本工程管幕锁扣设计采用外锁扣形式，分为雄口和雌口2种。如图2所示，承插管的一侧为雌口,另一侧为雄口；基准管两侧均采用雌口；闭合管两侧均采用雌口。

a) 承插管

顶管采用Q235b钢管，厚度为20 mm；为提高锁扣的刚度并加强其导向作用，锁扣采用Q345b钢材加工，雌口厚度为16 mm，雄口厚度为20 mm。锁扣的水平自由度为23 mm，竖向自由度为28 mm。在顶管顶进前，预先在钢管雌口内部充填特制的密封油脂，其抗渗压力可达0.2 MPa[6]。具体的锁扣尺寸如图3所示。

尺寸单位：mm

2 带锁扣顶管的顶力机理

管幕顶管一般采用小型泥水平衡式顶管机或土压平衡式顶管机顶进，顶管管材一般为钢材。对于带锁扣的顶管，钢管顶进的总阻力由机头迎面阻力、管壁摩阻力、锁扣摩阻力和锁扣穿越加固区阻力等4部分组成。其中，对机头迎面阻力和管壁摩阻力相关的研究已经较为详尽，许多学者提出了适用于不同情况下的理论公式和经验公式；锁扣摩阻力和锁扣穿越加固区阻力是带锁扣顶管顶力不同于普通顶管顶力的主要因素。

2.1 机头迎面阻力和管壁摩阻力

目前顶管工程多采用泥水平衡式顶管机或土压平衡式顶管机，机头迎面阻力指刀盘与前方土体建立平衡时的土压力，其值一般介于主动土压力和被动土压力之间。机头迎面阻力的影响因素主要包括顶管机直径、埋深和所处地层条件等。

在顶管的顶进过程中，管壁受四周土体摩擦会形成管壁摩阻力，通常会采取注浆措施，在管壁四周形成泥浆套，以减小管壁摩阻力。管壁摩阻力的主要影响因素包括土层特性、埋深和触变泥浆特性等。

2.2 锁扣摩阻力

在承插管(或闭合管)顶进时，管幕雄口会沿着基准管(或上一根顶管)的雄口内部前进，而承插管另一侧未承插的锁扣突出于管壁，阻碍了触变泥浆形成泥浆套，增大了顶进时的摩阻力，即锁扣摩阻力。此外，由于锁扣加工的尺寸偏差和顶管顶进的轴线偏差等原因，雄口和雌口的间距接近甚至达到设计自由度，此时雌口会给雄口的前进造成一定的机械摩阻力，雌口内填满的密封油脂对于雄口的前进又起到一定的减少摩擦力作用。因此，锁扣摩阻力的主要影响因素包括锁扣尺寸、锁扣设计自由度、顶进轴线偏差、填充油脂的性质等。

2.3 锁扣穿越加固区阻力

常规圆形顶管顶进时，标准管节可随顶管机扩挖通道穿越洞门加固区，管壁摩阻力较小。带锁扣顶管穿越加固区时，顶管机的刀盘无法切削顶管两翼锁扣前方的加固土体，这部分土体会对顶管顶进产生较大的挤压反力，即锁扣穿越加固区阻力。实际施工中，在顶管顶进前会在锁扣前方设1块斜钢板，如图4所示。锁扣前方斜板通过加固区时，挤压加固土体，使之产生塑性变形。由此可知，锁扣穿越加固区阻力大小主要与加固土体的强度和锁扣尺寸有关。

图4 锁扣与加固土体相互作用示意图

3 实测顶力分析

3.1 分仓管顶力

分仓管将管幕断面分为3个仓，便于分仓开挖。分仓管不需要具有止水功能，因此不设锁扣。选取图1中的顶管G1、G6作为典型进行分析，将顶管机的始发位置记为机头里程0 m，其实测顶力如图5所示。

图5 分仓管顶力的实测曲线

由图6可知：

1) 在机头里程0～5 m时，G1和G6的实测顶力约为100～200 kN；在机头里程5 m处顶力发生突变，增加至400 kN左右。这是由于顶管机头刚开始在加固区中钻进时，前方的加固土体强度较高，刀盘切削速度较慢，泥浆进排量较大，前舱尚未建立泥水平衡，此时的顶力主要由管节与导轨、止水箱的摩阻力构成。待顶管机头穿过加固区抵达机头里程5 m处时，前舱压力增加，开始正式建立泥水平衡，机头迎面阻力增加。

2) G6在顶进至机头里程59 m时，其顶力从550 kN突然增加至860 kN。这是由于此时G6的机头发生故障，机壳与过渡环连接处螺栓损坏，需要停机维修2 d。停顿时间较长导致触变泥浆失效，进而增加了管壁摩阻力。G6在随后的顶进中补充注入了触变泥浆，顶力增加较为缓慢并有减小趋势，最终顶力达到950 kN，与G1的最终顶力1 030 kN较为接近。

将顶管机头穿越加固区时(机头里程为5 m处)的顶力设为初始顶力，顶管接收时(机头里程为100 m处)的顶力设为最终顶力，对8根分仓管的顶力曲线进行拟合，结合顶力计算公式对管壁与土体摩阻力进行反算，计算结果如表1所示。其中，初始顶力较为离散，与埋深无明显关系，这是由于本工程顶管埋深较浅，初始顶力受顶管与导轨、止水箱等机械摩阻力的影响比机头迎面阻力大。经计算，分仓管管壁摩阻力最大值为3.50 kPa，最小值为2.10 kPa，8根分仓管的管壁摩阻力的平均值为2.61 kPa，均在上海市地方规范[7]中建议的参考值2～7 kPa范围内，并接近参考值下限。

表1 分仓管的管壁摩阻力

3.2 基准管顶力

图6为顶排直径1.0 m的管幕基准管S2和S19的实测顶力曲线。由图6可知：

1) S2和S19在机头里程6 m处顶力分别从415 kN和405 kN突变至1 000 kN和840 kN，分别增加了585 kN和435 kN。随后在首节顶管锁扣穿过加固区后形成通道，顶力有不同程度的减小，这是由于带锁扣管节进入加固区后产生了穿越加固区阻力所致。在顶管接近接收时同样也出现了类似的顶力突变，S2和S19的顶力突变增量分别为280 kN和450 kN。

图6 基准管顶力的实测曲线

2) 对S2和S19的顶力曲线进行拟合，得到管壁摩阻力分别为4.40 kPa和4.10 kPa，约为分仓管管壁摩阻力平均值(2.61 kPa)的1.7和1.5倍。这是由于管节两侧锁扣突出于管壁，不利泥浆套的形成，泥浆套难以完全包裹管壁，导致了管壁摩阻力有所增大。

3.3 承插管顶力

限于篇幅，承插管仅选S5和S16进行分析，其顶力实测曲线如图7所示。由图7可知，承插管顶力与基准管顶力的变化规律类似，顶力变化可大致分为3个阶段：① 锁扣进入加固区后顶力突变增大，穿过加固区形成通道后顶力逐渐减小；② 在原状土中顶进时，顶力随顶进距离的增加逐渐增大；③ 最终接收时锁扣再次进入加固区，顶力突变增大。

图7 承插管顶力的实测曲线

对承插管顶力曲线进行拟合，得到管壁摩阻力为3.37～6.10 kPa，管壁摩阻力的平均值为4.76 kPa，约为分仓管管壁摩阻力平均值的1.8倍，与基准管S2和S19的管壁摩阻力接近。图8为承插管管壁摩阻力分布。由图8可知，承插管管壁摩阻力分布较分散、无明显规律，这与承插管一侧雄口在雌口中承插所受阻力变化有关。

3.4 闭合管顶力

图9为顶排直径1.0 m管幕闭合管S8的顶力实测曲线。图9表明,由于两侧“T”型雄口均在雌口承插，闭合管没有锁扣穿越加固区阻力，顶力不存在突变现象。对S8顶力曲线进行拟合得到管壁摩阻力为6.40 kPa，较基准管和承插管的管壁平均摩阻力大，约为分仓管管壁摩阻力平均值的2.5倍。这说明了闭合管受雄口承插和锁扣自由度影响，管壁摩阻力在所有管幕中最大。

图8 承插管管壁摩阻力分布

图9 闭合管顶力的实测曲线

4 关于顶力计算的讨论

4.1 DG/TJ 08-2049—2016《顶管工程施工规程》[7]对顶管总顶力的计算

现行许多规范明确了各种顶管顶力的计算方法，但尚无带锁扣顶管顶力的计算公式和相关研究。在DG/TJ 08-2049—2016《顶管工程施工规程》中提出了考虑机头迎面阻力和管壁摩阻力的总顶力计算公式，但计算时未考虑锁扣摩阻力和锁扣穿越加固区阻力，因而计算得到的总顶力偏小。其计算式为：

F规=F1+F2

(1)

F1=πDLf

(2)

(3)

(4)

式中：

F1——管壁摩阻力，kN；

F2——机头迎面阻力，kN；

D——管壁外径，m；

L——管道顶进长度，m；

f——管壁与土体摩阻力，kPa，规范建议取2～7 kPa；

D1——顶管机外径m；

①同等温度和时间下，水分上升27.7%，糊化度提高60%；②同等水分和时间下，温度上升44.4℃，糊化度提高4%；③同等温度和水分下，时间增加44.4 min，糊化度提高2%。这表明在淀粉糊化的过程中，水分含量的升高对于提高其糊化度的作用最明显。

R1——顶管机下部1/3处的被动土压力，kN/m2；

γ——土的天然重度，kN/m3；

H——机头上覆土层厚度，m；

φ——土体内摩擦角，°；

c——土体粘聚力，kN/m2。

4.2 锁扣对泥浆套影响的计算

锁扣阻碍泥浆套形成的完整性，文献[8]对不同形态泥浆套进行了分析，认为管周泥浆套的形成是减少管壁摩阻力的关键。结合其研究成果，得到带锁扣顶管泥浆套的形态如图10所示。

图10 带锁扣顶管泥浆套形态示意图

由于泥浆套无法包裹锁扣，锁扣外侧与原状土体直接接触后产生锁扣摩阻力，锁扣摩阻力F31可通过式(5)计算。为便于计算总顶力，本文减去了锁扣宽度范围内的管壁摩阻力，提出了锁扣附加摩阻力F3的计算式，如式(6)所示。

F31=hLf0

(5)

F3=hL(f0-f)

(6)

式中：

F31——锁扣摩阻力，kN；

F3——锁扣附加摩阻力，kN；

h——锁扣高度，m；

f0——管壁与原状土的摩阻力，kPa。

4.3 锁扣穿越加固区阻力计算

锁扣穿越洞门加固区时，前方斜板挤压加固土体，使之达到塑性破坏，锁扣穿越加固区阻力可通过加固土极限抗压强度与塑性破坏区域面积相乘计算得到。而在实际操作中，由于加固土体的不均匀性，塑性破坏区域很难确定，加固土体压缩形变形成通道，锁扣所受的抗力远大于截面范围内加固土体塑性应变时的应力。因此，根据本工程经验，引入经验系数K，得到锁扣穿越加固区阻力F4的计算式为：

F4=Kfcuhb

(7)

式中：

K——加固土体塑性变形区域系数;

F4——锁扣穿越加固区阻力，kN；

b——锁扣宽度，m；

fcu——加固土体极限抗压强度，kPa。

根据本工程实测顶力反算，建议K的取值范围为3～5。fcu与洞门加固方式有关，可通过取芯检测获取。

4.4 带锁扣顶管顶力计算

综上,可以得到带锁扣顶管基准管顶力Fl,s的计算式为：

Fl,s=F1+F2+2F3+2F4

(8)

对于承插管另一侧锁扣雄口在上一根顶管雌口内承插，其摩阻力主要与锁扣设计自由度、顶进轴线偏差有关，根据本工程经验，引入锁扣承插附加摩阻力经验系数k(取值范围1.0～1.5)进行计算，得到带锁扣顶管承插管顶力Fl,c的计算式为：

Fl,c=F1+F2+(1+k)F3+2F4

(9)

闭合管两侧均为雄口，且不存在锁扣穿越加固区阻力，由此可得到带锁扣顶管闭合管顶力Fl,b的计算式为：

Fl,b=F1+F2+2kF3

(10)

利用式(9)和式(1)～(5)，对底排直径为1.6 m的管幕承插管顶力进行计算。其中：f取上述分仓管平均摩阻力2.61 kPa，f0按照经验取15.00 kPa，K取4.0，k取1.3。同时，选取D7、D10实测其顶力，与计算结果进行对比，其结果如图11所示。

图11 直径为1.6 m的承插管实测顶力与计算顶力的对比图

由图11可知，本文带锁扣顶管顶力公式的计算结果和实测顶力曲线比较吻合。基于DG/TJ 08-2049—2016《顶管工程施工规程》的顶力计算公式未考虑锁扣摩阻力和锁扣穿越加固区阻力，计算得到的总顶力较实测顶力小。在始发加固区，实测顶力小于计算顶力，其原因是加固土体切削速度较慢、前舱尚未建立泥水平衡。此外，带锁扣顶管实际顶力还受注浆量、顶进轴线偏差、地层变化和顶进停顿等因素影响，在实际估算顶力时，若选择后配套千斤顶，可考虑增加安全系数。

5 结语

1) 带锁扣顶管的锁扣突出于顶管管壁，导致泥浆套无法完整包裹管道，锁扣外侧与原状土体直接接触，进而产生锁扣摩阻力。本工程带锁扣顶管的实测顶力约为不带锁扣顶管顶力的1.5～1.8倍。影响锁扣摩阻力的主要因素包括锁扣尺寸和顶进轴线偏差等。

2) 顶管锁扣穿越加固区时会挤压周边加固土体，使之达到塑性破坏，并产生锁扣穿越加固区阻力，该阻力主要与锁扣尺寸、加固土体强度有关。依据本工程经验，建议锁扣穿越加固区阻力取锁扣截面与加固土抗压强度乘积的3.0～5.0倍。

3) 本文结合规范中的顶管顶力公式，提出了带锁扣顶管顶力的计算公式。经检验，本文提出的计算公式所得到的计算结果与实测顶力较为吻合，可应用于类似工程的顶力计算。