頂管施工模型試驗(yàn)系統(tǒng)研發(fā)與應(yīng)用

鄧文杰， 曹廣勇*， 程 樺， 陳 平， 林 鍵， 安剛建， 劉吉敏

(1.安徽建筑大學(xué)建筑結(jié)構(gòu)與地下工程安徽省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 合肥 230601; 2.安徽建筑大學(xué)土木工程學(xué)院， 合肥 230601; 3.中鐵四局集團(tuán)有限公司， 合肥 230022; 4.中鐵四局集團(tuán)第四工程有限公司， 合肥 230000; 5.安徽理工大學(xué)土木建筑學(xué)院， 淮南 232001)

頂管法作為機(jī)械化程度高的非開挖隧道建設(shè)技術(shù)已在地下管線建設(shè)中廣泛應(yīng)用。隨著城市市政工程規(guī)模的不斷擴(kuò)大，多頂管并行施工應(yīng)運(yùn)而生，同時(shí)日趨復(fù)雜的環(huán)境和緊迫的給排水需求對(duì)城市地下隧道建設(shè)提出了更高的要求。頂管施工對(duì)周圍環(huán)境的影響逐漸受到廣泛的關(guān)注。

諸多學(xué)者采用數(shù)值模擬、現(xiàn)場監(jiān)測和室內(nèi)試驗(yàn)對(duì)單頂管展開了深入研究[1-3]，揭示了單頂管施工擾動(dòng)機(jī)理，為解決復(fù)雜環(huán)境下單頂管施工提供了重要理論支撐。在單頂管隧道的研究基礎(chǔ)上，魏新江等[4]提出了一種新的后施工頂管地面沉降計(jì)算方法；胡昕等[5]基于彈性力學(xué)討論了頂管正面推進(jìn)引起的附加荷載對(duì)相鄰管道的影響；尹榮申等[6]以隨機(jī)介質(zhì)理論為基礎(chǔ)，分析對(duì)比單個(gè)及多孔矩形頂管施工引起的地層變形特征；Jia等[7]基于隨機(jī)介質(zhì)和彈性力學(xué)理論，提出了單頂管的卸載擾動(dòng)半徑計(jì)算公式，并分析了多頂管引起的地面沉降；楊金虎等[8]研究了雙層頂管施工過程中土體豎向變形規(guī)律；黎永索等[9]對(duì)弧形密排大直徑管群施工引起的地層沉降進(jìn)行研究；李學(xué)峰等[10]、王道偉等[11]通過模型試驗(yàn)研究了平行雙頂管先后施工對(duì)圍巖的疊加擾動(dòng)，得到了地表沉降的累計(jì)規(guī)律和附加應(yīng)力變化規(guī)律，但其試驗(yàn)中并未考慮管壁泥漿套的影響。Ji等[12]在考慮注漿潤滑的條件下，建立數(shù)值模型分析頂管頂進(jìn)力與摩擦阻力的關(guān)系；李博等[13]、Zhou等[14]采用可注漿減阻的頂管試驗(yàn)系統(tǒng)，通過預(yù)埋管道的方式研究了圓形平行雙頂管近間距施工的相互影響規(guī)律，但其試驗(yàn)裝置是通過步進(jìn)式千斤頂直接頂進(jìn)且注漿系統(tǒng)缺少壓力實(shí)時(shí)控制器件。由此可見，現(xiàn)有的模型試驗(yàn)裝置不能對(duì)管壁注漿壓力、土倉壓力和土體損失率進(jìn)行精確控制，而這些參數(shù)是減小施工擾動(dòng)的重要手段[15-17]。

現(xiàn)通過研發(fā)一套可對(duì)管壁注漿壓力、土倉壓力和土體損失率進(jìn)行精確控制的室內(nèi)頂管模型試驗(yàn)系統(tǒng)，依托海口給排水管網(wǎng)改擴(kuò)建工程進(jìn)行試驗(yàn)設(shè)計(jì)與系統(tǒng)制造，開展富水砂層水平三排頂管施工模型試驗(yàn)研究，通過試驗(yàn)結(jié)果與現(xiàn)場前期施工數(shù)據(jù)的比較，檢驗(yàn)?zāi)Ｐ驮囼?yàn)系統(tǒng)的可靠性，并分析可控注漿條件下研究頂管頂力與土倉壓力的變化規(guī)律，從上覆土體豎向位移與隧道附加應(yīng)力的角度分析頂管頂進(jìn)對(duì)既有管道的擾動(dòng)規(guī)律，以檢驗(yàn)現(xiàn)場頂進(jìn)參數(shù)。

1 工程概況

?？谑忻捞m機(jī)場二期擴(kuò)建場外排水工程中主線里程4+776.3～5+435.9段為三孔水平直徑3.5 m頂管，頂管段總長為3 390 m，頂管橫向間距3.18 m，管節(jié)采用專用鋼筋混凝土管，每節(jié)長度2.5 m(1 356節(jié))，混凝土強(qiáng)度等級(jí)C50，抗?jié)B等級(jí)P8。項(xiàng)目所處地段為火山臺(tái)地地貌單元，巖性以粉質(zhì)黏土，強(qiáng)、中風(fēng)化玄武巖，粗砂，生物碎屑砂為主。線路里程4+776.3～5+435.9段為水平三排頂管段，具有代表性的斷面如圖1所示，該段以⑦層粉質(zhì)黏土(6.3～16.2 m)及⑧層粗砂(4～6.3 m)作為基礎(chǔ)持力層，平行頂管埋深為4.71～8.21 m。

圖1 三排平行頂管地質(zhì)剖面Fig.1 Geological profile of three parallel pipe jacking rows

2 設(shè)備研發(fā)

為解決現(xiàn)有的模型試驗(yàn)系統(tǒng)不能對(duì)管壁注漿壓力、掌子面壓力和土體損失率進(jìn)行精確控制的問題，研究頂管施工過程中頂力、土倉壓力、頂進(jìn)速度及注漿壓力等因素對(duì)施工效果的影響[18]，在現(xiàn)有系統(tǒng)基礎(chǔ)上對(duì)切土系統(tǒng)、頂管機(jī)系統(tǒng)、可控注漿系統(tǒng)、監(jiān)測系統(tǒng)[19]和試驗(yàn)箱體進(jìn)行研發(fā)(圖2)。

圖2 模型試驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.2 Schematic diagram of model test system

2.1 切土系統(tǒng)

該系統(tǒng)由刀盤、傳動(dòng)軸和驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)組成。刀盤由4片呈十字分布的刀片組成，如圖3所示，位于機(jī)頭的前端，與管節(jié)內(nèi)傳動(dòng)軸的前端連接，驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)與傳動(dòng)軸的末端連接。為實(shí)現(xiàn)土倉壓力的監(jiān)測，刀盤后部鑲嵌有第一壓力傳感器，通過數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)實(shí)時(shí)記錄土倉壓力。該系統(tǒng)可通過調(diào)整刀盤和螺旋式出土機(jī)構(gòu)的轉(zhuǎn)速實(shí)現(xiàn)土倉壓力控制，并通過出土量和推進(jìn)距離計(jì)算出土層損失率。

圖3 刀盤結(jié)構(gòu)圖Fig.3 Structure diagram of cutterhead

2.2 頂管機(jī)系統(tǒng)

頂管機(jī)系統(tǒng)由機(jī)頭、管節(jié)、頂進(jìn)機(jī)構(gòu)和導(dǎo)軌限位機(jī)構(gòu)組成，如圖4所示。機(jī)頭與管節(jié)前端同軸剛性連接，管節(jié)末端與導(dǎo)軌滑塊連接，靠近機(jī)頭一端的管節(jié)外壁均布有兩個(gè)的注漿口，并與注漿系統(tǒng)中的注漿管路相連接，頂進(jìn)機(jī)構(gòu)帶動(dòng)導(dǎo)軌滑塊沿直線導(dǎo)軌運(yùn)動(dòng)，兩者連接處設(shè)置有第二壓力傳感器，通過數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)實(shí)時(shí)記錄頂力。該系統(tǒng)通過操作頂進(jìn)機(jī)構(gòu)移動(dòng)速度實(shí)現(xiàn)了控制頂進(jìn)速度，通過導(dǎo)軌限位機(jī)構(gòu)對(duì)頂管軸線偏差的限制解決了由刀盤扭矩作用導(dǎo)致軸線偏差不可控的問題，并通過頂進(jìn)機(jī)構(gòu)與導(dǎo)軌滑塊間的壓力傳感器實(shí)現(xiàn)了頂力的監(jiān)測。

圖4 頂管機(jī)系統(tǒng)實(shí)物圖Fig.4 Pipe jacking system physical drawing

2.3 注漿系統(tǒng)

注漿系統(tǒng)由漿液罐、壓力表、電子天平、注漿管路和空氣壓力泵5個(gè)部分組成。漿液罐放置在連接數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)的電子天平上，通過數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)實(shí)時(shí)監(jiān)測漿液罐內(nèi)漿液的重量變化，以實(shí)現(xiàn)注漿量的動(dòng)態(tài)記錄。在注漿時(shí)，通過空壓泵向密閉漿液罐內(nèi)注入氣的方式，增大漿液罐內(nèi)壓，將漿液罐內(nèi)的漿料通過注漿管路由注漿口注入管節(jié)外壁與土體之間的間隙。在漿液罐的上方設(shè)置有壓力表，通過觀察壓力表的壓力變化，可以通過控制空壓泵的閥門達(dá)到及時(shí)調(diào)整進(jìn)氣壓力的目的。

2.4 監(jiān)測系統(tǒng)

監(jiān)測系統(tǒng)包括地表變形監(jiān)測系統(tǒng)和管壁應(yīng)力監(jiān)測系統(tǒng)。其中位移監(jiān)測系統(tǒng)由光電式位移傳感器、傳感器支架和靜態(tài)數(shù)據(jù)采集儀組成，傳感器支架通過螺栓固定在模型箱上方的T形滑槽內(nèi)，通過傳感器支架將13支光電式位移傳感器固定在地表上方，監(jiān)測試驗(yàn)過程中地表的豎向位移，通過靜態(tài)數(shù)據(jù)采集儀實(shí)時(shí)存儲(chǔ)傳感器上的數(shù)據(jù)。管壁應(yīng)力監(jiān)測系統(tǒng)為土壓力盒和數(shù)據(jù)采集儀組成，在預(yù)埋管靠近頂進(jìn)管一側(cè)布設(shè)多個(gè)等間距分布的土壓力盒；監(jiān)測試驗(yàn)過程中預(yù)埋管道所受到的徑向附加應(yīng)力，并實(shí)時(shí)儲(chǔ)存壓力盒上的數(shù)據(jù)到數(shù)據(jù)采集儀中。

2.5 模型試驗(yàn)箱體

模型試驗(yàn)箱體采用焊接鋼框架、鋼化玻璃側(cè)板和焊接鋼制底板制成，箱體頂部的邊框設(shè)置有T形滑槽，便于固定位移監(jiān)測系統(tǒng)。箱體的鋼化玻璃側(cè)板可根據(jù)試驗(yàn)需求預(yù)留一個(gè)或多個(gè)圓孔以滿足頂管破洞，并在預(yù)留圓孔處設(shè)置的密封圈和薄膜擋板。

所研發(fā)的模型試驗(yàn)系統(tǒng)如圖5所示。由上述分系統(tǒng)構(gòu)成的模型試驗(yàn)系統(tǒng)通過設(shè)置電機(jī)帶動(dòng)刀盤旋轉(zhuǎn)切土，切下的土料進(jìn)入機(jī)頭內(nèi)部經(jīng)過螺旋式出土機(jī)構(gòu)運(yùn)至出料口，解決了實(shí)驗(yàn)室條件下頂進(jìn)時(shí)由于無法產(chǎn)生土體損失導(dǎo)致土倉壓力不可控的問題；在切土完成時(shí)，傳動(dòng)軸收縮，使刀盤蓋設(shè)在機(jī)頭的開口處，避免了靜止?fàn)顟B(tài)下土從機(jī)頭開口處進(jìn)入，使土體發(fā)生位移從而造成測量不準(zhǔn)確。在注漿時(shí)，通過向密閉的漿料罐通入高壓氣體，觀察壓力表的壓力變化，可以及時(shí)調(diào)整進(jìn)氣壓力，從而實(shí)現(xiàn)恒壓注漿，達(dá)到注漿壓力可控的目的。同時(shí)在模型箱的頂管通過口處設(shè)置的密封圈，使管節(jié)和頂管通過口密閉連接，解決了因漿料滲漏導(dǎo)致的注漿壓力不可控的問題，實(shí)現(xiàn)了穩(wěn)壓注漿減阻。整個(gè)試驗(yàn)?zāi)M系統(tǒng)工作形態(tài)接近實(shí)際場景，檢測工況比較全面。

3 模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)

3.1 相似比參數(shù)確定

試驗(yàn)以?？谑忻捞m機(jī)場二期擴(kuò)建場外排水工程中線路里程4+776.3～5+435.9段的典型斷面為原型，旨在模擬富水砂層水平三排頂管施工的現(xiàn)場工況。因此，設(shè)計(jì)試驗(yàn)既要與現(xiàn)場施工工序相對(duì)應(yīng)，又要滿足其參數(shù)的相似關(guān)系。根據(jù)相似理論[20]，在絕對(duì)系統(tǒng)下建立物理量綱矩陣，進(jìn)行相似準(zhǔn)則推導(dǎo)，得到模型設(shè)計(jì)應(yīng)滿足的相似指數(shù)式

(1)

受實(shí)驗(yàn)室空間條件限制，幾何相似比取1/35，忽略管節(jié)的相似，實(shí)際現(xiàn)場和模型試驗(yàn)的相似參數(shù)比(C)如表1所示。

表1 三排平行頂管試驗(yàn)中的主要參數(shù)Table 1 Main parameters in three parallel pipe jacking tests

試驗(yàn)采用的同步減阻泥漿由膨潤土、羧甲基纖維素鈉(CMC)、純堿和水組成的一種均勻混合溶液[17]。在泥漿配比選擇時(shí)，忽略相似準(zhǔn)則，采用的漿液配合比為膨潤土∶CMC∶純堿∶水是0.175∶0.000 25∶0.001 5∶1。根據(jù)相似比和實(shí)際土體參數(shù)，經(jīng)過正交試驗(yàn)得到該試驗(yàn)土層相似材料的相關(guān)物理參數(shù)如表2所示，試驗(yàn)布置實(shí)拍圖如圖5所示。

表2 模型試驗(yàn)的主要參數(shù)Table 2 Main parameters of model tests

圖5 模型試驗(yàn)布置實(shí)拍圖Fig.5 Real shooting diagram of model test arrangement

4.2 試驗(yàn)方法與監(jiān)測方案

為保證試驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確性，可通過分層填筑和人工夯實(shí)的制作方法保證試驗(yàn)土體的均勻程度和密實(shí)度。試驗(yàn)步驟分為模型填筑、傳感器安裝與調(diào)試、系統(tǒng)調(diào)試和數(shù)據(jù)實(shí)時(shí)采集。具體步驟如下：

步驟1在模型箱內(nèi)分層填鋪土體，每層5 cm，并逐層夯實(shí)，并在每層土體夯實(shí)后按模型試驗(yàn)相似比含水率要求添加水，填至預(yù)留孔下方高度(層高35 cm)。

步驟2在頂進(jìn)頂管中間孔的兩側(cè)距離為 100 mm 處分別布設(shè)兩個(gè)既有頂管管道；在預(yù)埋管上安裝測試原件，監(jiān)測位置要選擇具有代表性的位置，在預(yù)埋管靠近頂進(jìn)管一側(cè)布置了5個(gè)壓力傳感器，如圖4所示。

步驟3按照步驟1持續(xù)填筑至設(shè)計(jì)高度，并在每層夯實(shí)后添加水，待土體填筑完畢后進(jìn)行6 h不排水固結(jié)。

步驟4將光電式位移傳感器按照規(guī)定間距通過傳感器支架固定在箱體的上方(圖6)，在試驗(yàn)開始之前對(duì)所有測試原件進(jìn)行校準(zhǔn)歸零，確保試驗(yàn)過程中得到的數(shù)據(jù)精準(zhǔn)可靠。

圖6 模型試驗(yàn)箱測點(diǎn)及相對(duì)關(guān)系Fig.6 Measurement points and relative relations of model test box

步驟5待試驗(yàn)裝置準(zhǔn)備和測試原件調(diào)試完成后，通過工作臺(tái)上電腦控制面板操控電機(jī)為頂管機(jī)系統(tǒng)提供驅(qū)動(dòng)力，確保頂管機(jī)系統(tǒng)可以勻速頂進(jìn)。

步驟6將之前配制好的泥漿注入漿液罐內(nèi)，記錄此時(shí)壓力表和電子天平上的數(shù)據(jù)，作為初始值；打開空壓泵向漿液罐內(nèi)注入一定的空氣壓力，使?jié){液罐里的泥漿沿著注漿管路從頂管機(jī)頭處的注漿口流出，以防止泥漿在注漿管路中產(chǎn)生堵塞現(xiàn)象。

步驟7保持電機(jī)的驅(qū)動(dòng)力不變，進(jìn)行頂進(jìn)管勻速頂進(jìn)，直至試驗(yàn)結(jié)束。

參照現(xiàn)場頂管平均頂進(jìn)速度125 cm/h，由相似比得到模擬頂進(jìn)平均速度應(yīng)控制在3 mm/min，頂進(jìn)總距離為550 mm，刀盤旋轉(zhuǎn)速度應(yīng)控制在4 rad/min。在整個(gè)試驗(yàn)過程中，對(duì)所有測試原件進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)控，并對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行記錄。同時(shí)根據(jù)試驗(yàn)進(jìn)行情況，來控制空壓泵的進(jìn)氣壓力，達(dá)到注漿壓力可調(diào)控的效果。

5 試驗(yàn)結(jié)果分析

5.1 現(xiàn)場監(jiān)測

現(xiàn)場施工為單頂管頂進(jìn)，且施工順序?yàn)橹虚g頂管先頂進(jìn)，前期施工對(duì)頂進(jìn)時(shí)頂管所受到的頂力和土倉壓力進(jìn)行了監(jiān)測，其隨著頂距的變化曲線如圖7所示。由圖7可知：頂管在頂進(jìn)時(shí)所受到的最大頂力為11 592 kN，最大土倉壓力為120 kPa；在頂進(jìn)時(shí)頂管所受到的頂力先逐漸增大，然后緩慢減小直至趨于穩(wěn)定；土倉壓力在頂進(jìn)初期表現(xiàn)為增長趨勢，而后一直保持穩(wěn)定直至頂進(jìn)結(jié)束。

圖7 現(xiàn)場監(jiān)測頂力、土倉壓力與頂進(jìn)距離關(guān)系Fig.7 Field monitoring of the relationship between jacking force, soil bin pressure and jacking distance

室內(nèi)模型試驗(yàn)結(jié)果表明：在注漿條件下，頂管頂進(jìn)時(shí)的頂進(jìn)力隨著頂進(jìn)距離的增大也表現(xiàn)為先增大后逐漸減小直至趨于穩(wěn)定。產(chǎn)生該現(xiàn)象的原因是：由于頂管管壁減阻泥漿套的形成具有一定的滯后性，頂管在剛開始頂進(jìn)土體時(shí)的管壁摩阻力系數(shù)較大，導(dǎo)致其所需要的頂力偏大；當(dāng)頂管頂進(jìn)土體270 mm處時(shí)(當(dāng)頂管頂進(jìn)了將近一半的行程時(shí)，注漿漿液逐漸發(fā)揮其減阻潤滑的作用)，頂力達(dá)到最大值0.34 kN，之后頂管的頂進(jìn)阻力逐漸減小直至趨于穩(wěn)定，此時(shí)的漿液潤滑減阻作用效果顯著。頂管頂進(jìn)時(shí)的土倉壓力只有在剛開始時(shí)呈增長趨勢，隨后壓力值一直保持穩(wěn)定直至頂進(jìn)結(jié)束，土倉壓力最大值為5.05 kPa(圖8)。

圖8 模型試驗(yàn)頂力、土倉壓力與頂進(jìn)距離關(guān)系Fig.8 Relationship between jacking force,soil bin pressure and jacking distance

由此可見，模型試驗(yàn)的頂力變化規(guī)律與現(xiàn)場一致，土倉壓力變化規(guī)律在前期與現(xiàn)場一致。根據(jù)模型試驗(yàn)的結(jié)果按照相似比計(jì)算得到的最大頂力和土倉壓力分別為14 578、176.75 kPa，分別為實(shí)際監(jiān)測結(jié)果的126%、147%。產(chǎn)生上述誤差的原因可能是試驗(yàn)用砂土部分代替了現(xiàn)場頂管地層中的黏土，提高了其管壁摩阻力系數(shù)，同時(shí)為保持開挖面穩(wěn)定，試驗(yàn)的出土速率比現(xiàn)場慢。但現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果與模型試驗(yàn)結(jié)果的規(guī)律基本吻合，因此可以證明該研發(fā)的試驗(yàn)系統(tǒng)得出的結(jié)果真實(shí)可靠。

5.2 地表豎向位移與頂進(jìn)距離的關(guān)系

隨著開挖面不斷向前推進(jìn)，頂進(jìn)管逐漸通過掘進(jìn)方向上的地表豎向位移監(jiān)測點(diǎn)。在注漿條件下，頂管頂進(jìn)不同距離，沿頂管掘進(jìn)方向監(jiān)測點(diǎn)的地表豎向位移變化情況如圖9所示。由圖9可知：地表豎向變形表現(xiàn)為隆起，且在頂管通過該監(jiān)測點(diǎn)所在橫斷面時(shí)，地表豎向變形最大，隨著頂管的持續(xù)頂進(jìn)，頂管已通過的上方地表豎向位移逐漸回落，而未通過的地表豎向位移逐漸增大；各監(jiān)測點(diǎn)地表豎向位移最大值依次為1號(hào)監(jiān)測點(diǎn)0.12 mm、2號(hào)監(jiān)測點(diǎn)0.20 mm、3號(hào)監(jiān)測點(diǎn)0.22 mm、9號(hào)監(jiān)測點(diǎn)0.20 mm、4號(hào)監(jiān)測點(diǎn)0.32 mm，基本呈現(xiàn)出沿掘進(jìn)方向增大的狀態(tài)。

圖9 掘進(jìn)方向土體的豎向位移Fig.9 Vertical displacement of soil in heading direction

產(chǎn)生該現(xiàn)象的原因是：機(jī)頭切削速率不夠，導(dǎo)致頂進(jìn)時(shí)機(jī)頭一直對(duì)開挖面形成擠壓，進(jìn)而導(dǎo)致地表一直隆起；由于出土速率慢，隨著頂管持續(xù)頂進(jìn)，土倉壓力逐步增大導(dǎo)致后通過的測點(diǎn)位移逐漸增大。由此可見，實(shí)際現(xiàn)場機(jī)頭的切削速率需要和頂進(jìn)速率相配合，且要嚴(yán)格控制出土速率以保證土倉壓力與地層壓力平衡，從而實(shí)現(xiàn)地表豎向變形控制。

當(dāng)開挖面推進(jìn)至250 mm處時(shí)，頂進(jìn)管機(jī)頭位于橫向監(jiān)測端面的正下方。在注漿條件下，頂管頂進(jìn)不同距離，橫向監(jiān)測點(diǎn)處地表豎向位移變化情況如圖10所示。

由圖10可知：隨著頂進(jìn)管的推進(jìn)，橫向監(jiān)測斷面的地表豎向位移呈現(xiàn)出先增后減的趨勢，且每個(gè)斷面上的地表豎向位移以頂進(jìn)管為對(duì)稱軸呈現(xiàn)類似正態(tài)分布狀，頂進(jìn)管上方地表豎向位移最大值發(fā)生在頂管通過橫向監(jiān)測斷面約50 mm時(shí)，最大值為0.21 mm，于此同時(shí)既有頂管管道上方地表豎向位移達(dá)到最大0.07 mm。

圖10 橫向監(jiān)測斷面地表豎向位移Fig.10 Vertical surface displacement of transverse monitoring section

上述試驗(yàn)結(jié)果中地表豎向位移呈現(xiàn)出先增后減的原因是：機(jī)頭通過監(jiān)測斷面前，掌子面前方圍巖一直承受頂管機(jī)通過掌子面持續(xù)施加的荷載，但由于荷載過大導(dǎo)致其發(fā)生持續(xù)增加的隆起；機(jī)頭通過監(jiān)測斷面后，由于管片斷面較開挖斷面小，釋放一定的位移，并且該斷面圍巖的支撐荷載轉(zhuǎn)化為較掌子面壓力小的注漿壓力，從而導(dǎo)致地表豎向位移的降低，但最終依然表現(xiàn)為隆起。由此可見，實(shí)際現(xiàn)場頂進(jìn)的注漿壓力選取合理，可抑制地表沉降。

5.3 既有管道徑向附加應(yīng)力與頂進(jìn)距離的關(guān)系

在注漿條件下頂管的頂進(jìn)勢必會(huì)對(duì)周圍的土體產(chǎn)生一定的擠壓，進(jìn)而被擠壓的土體會(huì)對(duì)既有的管道產(chǎn)生影響。試驗(yàn)獲得的不同頂距下頂管頂進(jìn)對(duì)既有頂管管道表面產(chǎn)生的應(yīng)力變化如圖11所示。由圖11知：既有管道表面上的各應(yīng)力監(jiān)測點(diǎn)的最大值發(fā)生在頂管通過監(jiān)測斷面時(shí)；隨著頂管的持續(xù)頂進(jìn)，其值小幅回落后趨于穩(wěn)定；在頂進(jìn)時(shí)，位于管道外壁中間的監(jiān)測點(diǎn)c所受到的應(yīng)力最大，最大值為0.42 kPa，位于正上方的監(jiān)測點(diǎn)a和正下方的監(jiān)測點(diǎn)e所受到的應(yīng)力最小，最大值不超過0.04 kPa，監(jiān)測點(diǎn)b和監(jiān)測點(diǎn)d所受到的應(yīng)力最終維持在 0.08 kPa 左右。

圖11 既有管道上監(jiān)測點(diǎn)處的附加應(yīng)力Fig.11 Additional stresses at monitoring points on both pipelines

由此發(fā)現(xiàn)：頂管頂進(jìn)時(shí)會(huì)對(duì)既有管道產(chǎn)生附加應(yīng)力，但附加應(yīng)力遠(yuǎn)小于圍巖應(yīng)力，因此實(shí)際現(xiàn)場中無需考慮附加應(yīng)力對(duì)管片受力的影響。

5.4 注漿壓力的控制與頂進(jìn)距離的關(guān)系

根據(jù)現(xiàn)場注漿壓力的設(shè)計(jì)值為200 kPa，經(jīng)相似比換算后得出本試驗(yàn)剛開始的注漿壓力為6.8 kPa。隨著頂管持續(xù)頂進(jìn)，實(shí)時(shí)觀察漿液罐上方壓力表數(shù)據(jù)的變化，并及時(shí)調(diào)整注漿壓力的大小，獲得的注漿壓力實(shí)測結(jié)果如圖12所示。

圖12 注漿壓力與頂進(jìn)距離的關(guān)系Fig.12 Relationship between grouting pressure and jacking distance

試驗(yàn)過程中注漿壓力在控制值范圍內(nèi)波動(dòng)，其均值為6.815 7 kPa。待試驗(yàn)完成之后，將土體靜置2 h，再將頂管緩慢退出，獲得注漿效果如圖13所示。由圖13可以清晰觀察到沿著掘進(jìn)方向被開挖的隧道四周已經(jīng)形成一層較為均勻的泥漿皮，厚度約為4.43 mm。由此可見，試驗(yàn)實(shí)現(xiàn)了注漿壓力的準(zhǔn)確控制，并獲得了較好的注漿效果。

圖13 泥漿皮實(shí)物圖Fig.13 Mud skin physical drawing

6 結(jié)論與建議

針對(duì)現(xiàn)有頂管模型試驗(yàn)設(shè)備的不足，研發(fā)了一套適用于富水砂層下頂管模型試驗(yàn)設(shè)備，依托工程實(shí)例進(jìn)行了室內(nèi)頂管模型試驗(yàn)，通過對(duì)現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)和試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比分析，得出以下主要結(jié)論。

(1)該研發(fā)的室內(nèi)模型試驗(yàn)系統(tǒng)可以精確控制管壁注漿壓力、土倉壓力和土體損失率，工作形態(tài)接近實(shí)際場景，檢測工況比較全面。

(2)通過對(duì)比現(xiàn)場監(jiān)測與模型試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)兩者在注漿條件下頂力與土倉壓力隨著頂進(jìn)距離變化規(guī)律基本吻合，驗(yàn)證了該試驗(yàn)系統(tǒng)得到的數(shù)據(jù)正確可靠。

(3)實(shí)際現(xiàn)場的注漿壓力選取合理，但在頂進(jìn)過程中，需要與機(jī)頭的切削速率和頂進(jìn)速率彼此耦合，且要嚴(yán)格控制出土速率和土倉壓力，從而實(shí)現(xiàn)地表豎向變形控制。

(4)頂管頂進(jìn)時(shí)會(huì)對(duì)既有管道產(chǎn)生附加應(yīng)力，但附加應(yīng)力遠(yuǎn)小于圍巖應(yīng)力，實(shí)際現(xiàn)場中無需考慮附加應(yīng)力對(duì)管片承載的影響。