大直徑承插式鋼頂管的施工受力變形測試分析
——以廈門高集海堤原水管道遷改工程為例

甄 亮， 陳錦劍, 2， 王建華, 2

(1. 上海交通大學(xué)土木工程系， 上海 200240； 2. 海洋工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 上海 200240)

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大直徑承插式鋼頂管的施工受力變形測試分析
——以廈門高集海堤原水管道遷改工程為例

甄 亮1， 陳錦劍1, 2， 王建華1, 2

(1. 上海交通大學(xué)土木工程系， 上海 200240； 2. 海洋工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 上海 200240)

承插式鋼頂管可以實(shí)現(xiàn)大曲率頂進(jìn)，但管節(jié)間的相對轉(zhuǎn)動對接頭和管身的影響機(jī)制卻未得到系統(tǒng)研究。為研究大直徑承插式鋼頂管在頂進(jìn)軸線調(diào)整過程中的受力變形特性，本文通過現(xiàn)場測試，詳細(xì)記錄了海底大直徑鋼頂管在頂進(jìn)過程中承插式接頭的測縫、徑向變形和縱環(huán)向應(yīng)力。結(jié)果表明，承插式接頭可以適應(yīng)大直徑鋼頂管的軸線偏轉(zhuǎn)要求，管節(jié)間最大相對偏轉(zhuǎn)角較規(guī)范允許的焊接式鋼頂管最大偏轉(zhuǎn)角增大了近19倍。在曲線頂進(jìn)時，承插式鋼頂管自身徑向變形的調(diào)整可有效降低接頭處的應(yīng)力水平，且管節(jié)間由偏轉(zhuǎn)產(chǎn)生的附加應(yīng)力有限。

鋼頂管； 承插式接頭； 焊接接頭； 現(xiàn)場監(jiān)測； 頂進(jìn)軸線調(diào)整； 受力變形

0 引言

鋼頂管通常采用焊接接頭，因其具有更好的整體性和密封性，廣泛應(yīng)用于油氣管道和輸水管道等工程。鋼管本身可承受一定的變形，當(dāng)遇到頂進(jìn)軸線調(diào)整時，只能通過鋼管本身的有限變形來實(shí)現(xiàn)。依據(jù)鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)允許撓度可達(dá)跨度1/300的要求，CECS 246： 2008《給水排水工程頂管技術(shù)規(guī)程》[1]規(guī)定焊接鋼頂管允許最小曲率半徑至少應(yīng)達(dá)到管道外徑的1 260倍，這在很大程度上限制了鋼頂管的進(jìn)一步變形。施工階段發(fā)生曲線變形的鋼頂管外側(cè)受拉、內(nèi)側(cè)受壓，產(chǎn)生的內(nèi)應(yīng)力對頂進(jìn)施工過程中的焊接接頭和鋼頂管本身均產(chǎn)生不利影響，容易造成鋼頂管的拉裂和失穩(wěn)事故[2]，且內(nèi)應(yīng)力的影響將持續(xù)到使用階段[3]。

由于焊接式接頭的局限性，對大直徑鋼頂管的曲線頂進(jìn)影響較大，參照鋼筋混凝土頂管的承插式接頭，設(shè)計(jì)了適用于鋼頂管的承插式接頭[4]。通過接頭在允許范圍內(nèi)的相對轉(zhuǎn)動，使鋼頂管管節(jié)間實(shí)現(xiàn)軸線偏轉(zhuǎn)，在不主要依靠鋼頂管管節(jié)本身變形的條件下達(dá)到鋼頂管曲線頂進(jìn)的目的。通過控制管節(jié)長度，采用承插式接頭的鋼頂管比采用焊接接頭的鋼頂管，曲率半徑可以大幅減小。上海青草沙嚴(yán)橋支線輸水管道工程采用外徑3.668 m的承插式接頭鋼頂管，曲線段單節(jié)管長5.213 m，北線最小曲率半徑為882 m，南線最小曲率半徑為892 m，而理論最小曲率半徑可達(dá)427 m[5]。該工程如果設(shè)計(jì)為焊接接頭的曲線鋼頂管，根據(jù)規(guī)范[1]其最小曲率半徑約為4 622 m。某水廠支線工程采用外徑1.432 m的承插式接頭鋼頂管，曲線段頂管單節(jié)管長3.0 m，北側(cè)1#鋼頂管最小曲率半徑為618.4 m，南側(cè)2#鋼頂管最小曲率半徑為621.6 m[6]。

由于承插式鋼頂管在近幾年才開始用于實(shí)際工程，目前仍根據(jù)經(jīng)驗(yàn)設(shè)計(jì)，已有研究大都針對鋼筋混凝土頂管的承插式接頭[7-11]。鋼頂管作為柔性管，與承插式鋼筋混凝土頂管仍存在一定差異。謝紅明等[12]和張鵬等[13]通過室內(nèi)試驗(yàn)和現(xiàn)場監(jiān)測研究了承插式鋼頂管在頂進(jìn)過程中的管節(jié)傳力特性和管土接觸壓力，但對承插式接頭在頂進(jìn)軸線調(diào)整時本身的受力變形研究涉及較少，也缺少相應(yīng)的工程實(shí)測數(shù)據(jù)。

本文基于現(xiàn)場測試數(shù)據(jù)分析了頂進(jìn)軸線曲率半徑與接頭變形的關(guān)系，得到了承插式鋼頂管在曲線頂進(jìn)過程中接頭和管身的受力變形特性，證明了承插式接頭在鋼頂管頂進(jìn)軸線調(diào)整中的優(yōu)勢，為大直徑鋼頂管承插式接頭的推廣應(yīng)用提供了參考。

1 鋼頂管工程概況

1.1 工程背景

廈門高集海堤原水管道遷改工程采用2根內(nèi)徑2.2 m、壁厚0.02 m的鋼頂管，總長1 905 m。根據(jù)地質(zhì)報(bào)告，工程地質(zhì)參數(shù)見表1。工程原計(jì)劃為1#工作井到2#工作井采取直線頂進(jìn)。由于在2#工作井附近有航道和淺埋基巖，需向上曲線繞過，因此，前100 m鋼頂管采用可實(shí)現(xiàn)大曲率頂進(jìn)的承插式接頭，如圖1所示。接頭內(nèi)外壁長150 mm，其中外壁厚16 mm、內(nèi)壁厚30 mm、間隙3 mm，木墊片厚20 mm，加勁環(huán)厚20 mm，加筋肋版厚12 mm，每節(jié)管長2 m，共50節(jié)。由于在頂進(jìn)過程中遇到未勘測到的較大孤石和淺埋基巖(如圖2所示)，因此，新增3#工作井。從1#工作井到3#工作井需頂進(jìn)428 m，平均埋深約9 m，設(shè)計(jì)軸線主要穿越④1地層。由于孤石和⑤1地層淺埋基巖的存在導(dǎo)致頂進(jìn)過程中管線受力不均產(chǎn)生偏轉(zhuǎn)，造成原設(shè)計(jì)的直線頂進(jìn)線路變成不規(guī)則曲線。

表1 工程地質(zhì)參數(shù)

注：γs為單位土的重度；e為孔隙率；wn為含水量；IL為液性指數(shù)；c為固結(jié)快剪黏聚力；φ為固結(jié)快剪內(nèi)摩擦角；N63.5為標(biāo)貫錘擊數(shù)。

圖1 鋼頂管承插式接頭[3](單位： mm)

圖2 1#—3#工作井鋼頂管設(shè)計(jì)頂進(jìn)剖面圖

1.2 頂管施工監(jiān)測方案

為研究大直徑承插式鋼頂管在頂進(jìn)軸線調(diào)整過程中的受力變形特性，對接頭測縫、縱向應(yīng)力、環(huán)向應(yīng)力以及徑向變形進(jìn)行監(jiān)測，在接頭和管身布設(shè)測點(diǎn)，如圖3所示。

(a) 橫斷面測點(diǎn)布置示意圖

(b) 縱斷面測點(diǎn)布置示意圖

頂管施工中重點(diǎn)監(jiān)測接縫的張合及螺栓受力。根據(jù)承插口螺栓連接布點(diǎn)情況，在每個接頭監(jiān)測斷面上布置4個接縫測點(diǎn)，采用表面測縫儀測試，分別位于頂管頂部、底部和側(cè)面，用于監(jiān)測分析接頭處防水措施是否失效、2管道間接縫的張合情況、2管道軸線交角以及螺栓的受力等。分別選取距機(jī)頭110 m(斷面1)、70 m(斷面2)和94 m(斷面3)3個監(jiān)測斷面布置表面測縫儀測點(diǎn)，共計(jì)12個測點(diǎn)。其中，斷面1為焊接接頭，斷面2和斷面3為承插式接頭，同時將斷面2作為承插式接頭的基本測試斷面。在3個靠近接頭斷面上分別布置縱向應(yīng)變和環(huán)向應(yīng)變測點(diǎn)，位于管道的頂部、底部與左右兩側(cè)，用于監(jiān)測管道接頭的縱向和環(huán)向應(yīng)力在頂進(jìn)過程中的變化，從而了解頂管的傳力情況。

選取靠近接頭的10個斷面的上下左右4個位置布設(shè)振弦式收斂儀測量基點(diǎn)并測量弦長，共計(jì)40次。由于單節(jié)管長較短，測量結(jié)果可近似反映管道接頭和管身的豎向和水平管徑變化情況，了解管道在整個頂進(jìn)施工中的直徑變化情況。

2 監(jiān)測結(jié)果分析

2.1 施工頂進(jìn)監(jiān)測

2010年4月25日至2010年7月7日，1#—3#工作井管線正向頂進(jìn)至320 m左右的位置。由于頂力過大，后續(xù)施工采用反頂，即從3#工作井向1#工作井頂進(jìn)，最終2段頂管實(shí)現(xiàn)對接。在正向頂進(jìn)階段，西線鋼頂管監(jiān)測結(jié)果如圖4所示。在正向頂進(jìn)結(jié)束前，頂進(jìn)速度基本保持平穩(wěn)，頂進(jìn)持續(xù)進(jìn)行沒有中斷，平均每天頂進(jìn)4.32 m。頂力在頂進(jìn)初期平穩(wěn)上升，在累計(jì)頂進(jìn)約100 m時開啟第1道中繼間，在累計(jì)頂進(jìn)約200 m時開啟第2道中繼間，最終頂力基本保持恒定。

鋼頂管的實(shí)測軸線偏差如圖5所示。在水平方向上，軸線初始向右偏，繞過軸線上堅(jiān)硬地層障礙，然后向左糾偏，但糾偏后軸線較設(shè)計(jì)軸線偏左。累計(jì)頂進(jìn)約200 m時，向左強(qiáng)制糾偏繞過堅(jiān)硬地層障礙。為防止接頭一側(cè)縫隙過大，在累計(jì)頂進(jìn)約250 m處先向右強(qiáng)制糾偏后再向左糾偏。在豎直方向上，可能由于海底埋深較淺而浮力較大使得鋼頂管受到的上浮力大于地基抗力，也可能是鋼頂管周圍地層分布不均勻且下部地層較硬，軸線從開始頂進(jìn)便有向上偏的趨勢，并出現(xiàn)了明顯的向上偏差。采取向下糾偏對軸線進(jìn)行校正，通過累計(jì)頂進(jìn)約200 m和250 m處2次向下強(qiáng)制糾偏，使軸線逐漸向設(shè)計(jì)軸線收斂。

(a) 頂進(jìn)速度

(b) 迎面壓力和頂力

Fig. 4 Monitoring of jacking velocity, stress and jacking force of west line from working shaft #1 to #3

圖5 1#—3#工作井西線軸線偏差

2.2 接頭測縫變形

1#—3#工作井西線斷面2(距機(jī)頭70 m)的測縫變形結(jié)果(張開量)如圖6所示。從2010年6月11日至2010年6月17日，即累計(jì)頂進(jìn)208～234 m，由于機(jī)頭向左強(qiáng)制糾偏，管道右側(cè)測縫逐漸增大，在6月16日達(dá)到25.01 mm，此時累計(jì)頂進(jìn)約230 m；從2010年6月18日至2010年6月24日，即累計(jì)頂進(jìn)238～264 m，機(jī)頭先向右糾偏再向左糾偏，右側(cè)測縫值先逐漸減小而后又增大至10 mm。在6月23日，即累計(jì)頂進(jìn)約260 m時，由于機(jī)頭向右強(qiáng)制糾偏，管道左側(cè)測縫值達(dá)到最大30.90 mm，后再向左糾偏使測縫值減小至19.19 mm。同時，由于機(jī)頭先向下糾偏再向上糾偏，管道頂部測縫在6月28日達(dá)到最大25.77 mm，此時累計(jì)頂進(jìn)約279 m。原直線頂進(jìn)承插式鋼頂管測縫設(shè)計(jì)控制值為4 mm，極限值為5 mm，已經(jīng)不能滿足當(dāng)前軸線變形的要求。在實(shí)際工程中，雖然管節(jié)間發(fā)生較大偏轉(zhuǎn)造成測縫張開量增大，但遠(yuǎn)小于承插式接頭的長度，通過接頭處止水橡膠圈以及其他措施的保護(hù)，對施工中鋼頂管的密封性影響不大。經(jīng)過適當(dāng)糾偏，可有效控制測縫值并使之穩(wěn)定在合理范圍內(nèi)。在頂進(jìn)完成后，通過在承插式接頭處焊接鋼板，進(jìn)一步加強(qiáng)管線的整體性和密封性。

圖6 1#—3#工作井西線斷面2(距機(jī)頭70 m)測縫(2010年)

Fig. 6 Joint meter results of section 2 on west line from working shaft #1 to #3 (in 2010)(70 m away from jacking machine)

圖6中測縫結(jié)果與軸線偏差基本吻合，選取3個測縫近似達(dá)到極值的時間(6月16日、6月23日和6月28日)進(jìn)行分析。承插式鋼頂管允許的軸線偏轉(zhuǎn)曲率半徑與單節(jié)管長、內(nèi)直徑以及相對縫隙差有關(guān)。根據(jù)測縫值以及幾何關(guān)系(如圖7所示)，可以估算出鋼頂管的近似曲率半徑。定義鋼頂管的相對轉(zhuǎn)角為θ、內(nèi)徑為d、相對縫隙差值為δ，根據(jù)圖7(a)中幾何關(guān)系,

tanθ=δ/d。

(1)

θ值通常很小，則式(1)可簡化為

θ=δ/d。

(2)

定義單節(jié)鋼頂管管長為l、曲率半徑為R，根據(jù)圖7(b)中幾何關(guān)系,

(3)

θ值通常很小，則式(3)可簡化為

θ=l/R。

(4)

由此可得承插式接頭鋼頂管的近似曲率半徑

R=ld/δ。

(5)

(a) 頂管偏轉(zhuǎn)示意圖

(b) 頂管偏轉(zhuǎn)幾何關(guān)系示意圖

Fig. 7 Relationship between relative rotation and radius of curvature of steel pipe-jacking

本次監(jiān)測中，豎向最大測縫差為25.77 mm，水平最大測縫差為29.53 mm，根據(jù)式(5)得到相應(yīng)位置鋼頂管曲率半徑分別為171 m和149 m，遠(yuǎn)小于同工況下規(guī)范允許的焊接接頭曲率半徑2 822 m，相當(dāng)于管節(jié)間最大轉(zhuǎn)角增大了近19倍，因此，承插式接頭可以更好地適應(yīng)鋼頂管軸線的變化。

2.3 管道徑向變形

1#—3#工作井西線部分?jǐn)嗝婀艿缽较蜃冃伪O(jiān)測結(jié)果如圖8所示。圖8(a)—(c)分別為鋼頂管施工中選取的3個斷面的水平和豎直徑向變形，監(jiān)測結(jié)果均呈現(xiàn)水平壓縮、豎向拉伸，這應(yīng)該與軸線水平向左偏差較大有關(guān)。圖8(d)為距機(jī)頭70 m處測量的2組水平徑向變形，其中： 第1處水平徑向變形值為-20～4 mm，最終穩(wěn)定在-5 mm；第2處水平徑向變形值為-22～4 mm，最終穩(wěn)定在-4 mm。2處水平徑向變形基本一致，均為水平壓縮。徑向變形設(shè)計(jì)控制值為40 mm，極限值為50 mm。雖然變形值隨頂進(jìn)糾偏有所波動，但均在安全范圍內(nèi)，并最終趨于穩(wěn)定。

(a) 距機(jī)頭110 m處

(b) 距機(jī)頭94 m處

(c) 距機(jī)頭78 m處

(d) 距機(jī)頭70 m處

Fig. 8 Radial deflection of west line from working shaft #1 to #3 (in 2010)

綜合管線各斷面徑向變形數(shù)據(jù)，得到沿頂進(jìn)方向管線整體徑向變形隨時間的變化規(guī)律，如圖9所示。距機(jī)頭超過100 m區(qū)域的頂管為焊接接頭，水平徑向變形和豎直徑向變形的波動均較小。距機(jī)頭100 m以內(nèi)區(qū)域的頂管為承插式接頭。6月28日，頂進(jìn)軸線向左上偏轉(zhuǎn)，在向右糾偏過程中，距機(jī)頭70 m處水平徑向變形從壓縮7 mm增大至32 mm； 距機(jī)頭94 m處豎直徑向變形從壓縮1 mm變?yōu)槔?5 mm，距機(jī)頭78 m處豎直徑向變形從壓縮8 mm變?yōu)槔?6 mm。其中，距機(jī)頭94 m對應(yīng)頂進(jìn)軸線185 m處水平變形出現(xiàn)轉(zhuǎn)折，距機(jī)頭78 m對應(yīng)頂進(jìn)軸線201 m處水平和豎向變形同時出現(xiàn)轉(zhuǎn)折。因周圍地層的作用，當(dāng)軸線發(fā)生偏差時，管線彎曲外側(cè)向外的徑向變形受到約束，而彎曲內(nèi)側(cè)徑向變形通常向內(nèi)壓縮，導(dǎo)致垂直方向的徑向變形增大； 即水平軸線偏差易導(dǎo)致豎直徑向拉伸變形增大，豎向軸線偏差易導(dǎo)致水平徑向壓縮變形增大。因?yàn)槌胁迨浇宇^較焊接接頭對管節(jié)間的變形約束相對較小，所以軸線偏差對承插式接頭的截面徑向變形影響較對焊接接頭大。

(a) 水平徑向變形

(b) 豎直徑向變形

2.4 管道縱向、環(huán)向受力

1#—3#工作井西線斷面1(距機(jī)頭110 m)為焊接接頭，其縱向應(yīng)力隨時間變化如圖10(a)所示。由于海底浮力較大，頂管軸線產(chǎn)生豎向向上偏差，現(xiàn)場通過調(diào)整機(jī)頭向下，使軸線逐漸回歸至設(shè)計(jì)軸線，同時引起軸線反向彎曲，而在軌跡彎曲內(nèi)側(cè)通常會出現(xiàn)壓應(yīng)力集中，因此，管頂部縱向普遍受壓。在6月2日，頂管回歸至設(shè)計(jì)軸線并繼續(xù)向下頂進(jìn)，此時累計(jì)頂進(jìn)約169 m，頂部縱向受壓且應(yīng)力值達(dá)到極值59 MPa。在6月16日，當(dāng)右側(cè)測縫因軸線糾偏達(dá)到極值時，管道頂部和左側(cè)的縱向應(yīng)力出現(xiàn)了明顯波動，左側(cè)縱向受壓且應(yīng)力值達(dá)到極值48.57 MPa；在6月23日，當(dāng)左側(cè)測縫因軸線糾偏達(dá)到極值時，管道頂部和右側(cè)的縱向應(yīng)力均出現(xiàn)了較大波動，右側(cè)縱向受壓且應(yīng)力值達(dá)到極值69 MPa；在6月28日，當(dāng)頂部測縫因軸線糾偏達(dá)到極值時，同時引起管道頂部和左右兩側(cè)的縱向應(yīng)力的變化。縱向應(yīng)力設(shè)計(jì)控制值為100 MPa，極限值為130 MPa。雖然焊接接頭處的縱向應(yīng)力值隨頂進(jìn)糾偏有所波動，但均在安全范圍內(nèi)，并最終趨于穩(wěn)定。

1#—3#工作井西線斷面2(距機(jī)頭70 m)為承插式接頭，其縱向應(yīng)力隨時間變化如圖10(b)所示。在6月16日，當(dāng)右側(cè)測縫因軸線糾偏達(dá)到極值時，管道頂部和左右兩側(cè)的縱向應(yīng)力均出現(xiàn)了波動，左側(cè)縱向受壓且應(yīng)力值達(dá)到極值40.18 MPa；在6月23日，當(dāng)左側(cè)測縫因軸線糾偏達(dá)到極值時，管道頂部和左右兩側(cè)均縱向受拉，應(yīng)力值偏小且較為接近；在6月28日，頂部測縫因軸線糾偏達(dá)到極值時，管道頂部和左右兩側(cè)均縱向受拉，且應(yīng)力值趨于穩(wěn)定。以上縱向應(yīng)力值的變化與測縫變形產(chǎn)生的承插式接頭拉壓結(jié)果一致，且均在設(shè)計(jì)允許范圍內(nèi)。如果在相同工況下采用焊接鋼頂管，當(dāng)最小曲率半徑達(dá)到149 m時，根據(jù)曲率與彎矩的關(guān)系，接頭處的理論彎曲應(yīng)力值約為1 580 MPa，遠(yuǎn)大于承插式鋼頂管接頭的應(yīng)力水平。結(jié)合承插式接頭在曲線頂進(jìn)時徑向變形波動較大(如圖9所示)，表明承插式鋼頂管自身徑向變形的調(diào)整可有效降低接頭處的應(yīng)力水平。根據(jù)圖4(b)的頂力記錄，累計(jì)頂進(jìn)200 m后2道中繼間均已開啟。在6月16日，距機(jī)頭70 m截面處縱向應(yīng)力達(dá)到最大，此時累計(jì)頂進(jìn)230 m，且該截面處于2道中繼間之間，理論頂力約為4 320 kN，即該截面的理論縱向應(yīng)力約為30.97 MPa。雖然承插式鋼頂管軸線出現(xiàn)較大偏差，但相較焊接接頭在相同曲率半徑下的理論應(yīng)力水平，承插式鋼頂管實(shí)測最大縱向應(yīng)力與理論值相差不大，說明使用承插式接頭時，管節(jié)間偏轉(zhuǎn)產(chǎn)生的附加應(yīng)力有限。

1#—3#工作井西線斷面1焊接接頭環(huán)向應(yīng)力隨時間變化如圖11(a)所示，環(huán)向應(yīng)力受軸線偏轉(zhuǎn)影響波動較大。在6月16日，當(dāng)右側(cè)測縫因軸線糾偏達(dá)到極值時，管道頂部的環(huán)向應(yīng)力出現(xiàn)了明顯波動，左右兩側(cè)環(huán)向應(yīng)力基本一致，截面環(huán)向均受壓應(yīng)力；在6月23日，當(dāng)左側(cè)測縫因軸線糾偏達(dá)到極值時，管道頂部和右側(cè)的環(huán)向應(yīng)力出現(xiàn)了明顯波動，頂部環(huán)向受壓且應(yīng)力值增大；在6月28日，頂部測縫因軸線糾偏達(dá)到極值時，管道右側(cè)變?yōu)榄h(huán)向受拉且應(yīng)力值達(dá)到極值，頂部和左側(cè)均環(huán)向受壓且應(yīng)力值基本一致。

(a) 斷面1(距機(jī)頭110 m處)

(b) 斷面2(距機(jī)頭70 m處)

Fig. 10 Longitudinal stress of west line from working shaft #1 to #3 working well (in 2010)

1#—3#工作井西線斷面2承插式接頭環(huán)向應(yīng)力隨時間變化如圖11(b)所示。管道頂部環(huán)向應(yīng)力主要表現(xiàn)為壓應(yīng)力，左右兩側(cè)環(huán)向應(yīng)力變化基本一致，且主要表現(xiàn)為拉應(yīng)力。頂部環(huán)向壓應(yīng)力與右側(cè)環(huán)向拉應(yīng)力數(shù)值大致相當(dāng)，與管道截面水平壓縮、豎向拉伸的徑向變形結(jié)果吻合。在6月16日，當(dāng)右側(cè)測縫因軸線糾偏達(dá)到極值時，管道頂部和左右兩側(cè)的環(huán)向應(yīng)力出現(xiàn)了較大波動；在6月23日，當(dāng)左側(cè)測縫因軸線糾偏達(dá)到極值時，管道頂部和右側(cè)的環(huán)向應(yīng)力達(dá)到極值；在6月28日，頂部測縫因軸線糾偏達(dá)到極值時，管道的環(huán)向應(yīng)力出現(xiàn)轉(zhuǎn)折，頂部和左側(cè)環(huán)向均受壓應(yīng)力且應(yīng)力值基本一致。雖然承插式接頭徑向變形相對較大，但其環(huán)向應(yīng)力波動范圍與焊接接頭基本相同，且應(yīng)力分布更為均勻。環(huán)向應(yīng)力設(shè)計(jì)控制值為100 MPa，極限值為130 MPa，上述環(huán)向應(yīng)力值均在設(shè)計(jì)允許范圍內(nèi)。

(a) 斷面1(距機(jī)頭110 m處)

(b) 斷面2(距機(jī)頭70 m處)

Fig. 11 Circumferential stress of west line from working shaft #1 to #3 (in 2010)

3 結(jié)論與建議

本文結(jié)合鋼頂管工程實(shí)例，對采用承插式接頭的大直徑鋼頂管在施工頂進(jìn)階段的受力變形進(jìn)行現(xiàn)場實(shí)測，研究了承插式接頭在鋼頂管軸線調(diào)整過程中的受力變形特性，得到如下結(jié)論和建議。

1)承插式接頭可以有效提高鋼頂管管節(jié)間的相對偏轉(zhuǎn)角度，并以此調(diào)整頂進(jìn)方向，對頂進(jìn)軸線進(jìn)行糾偏。本次監(jiān)測的大直徑承插式鋼頂管管節(jié)間最大相對偏轉(zhuǎn)角較規(guī)范允許的焊接式鋼頂管最大偏轉(zhuǎn)角增大了近19倍。承插式鋼頂管允許的軸線偏轉(zhuǎn)曲率半徑與單節(jié)管長、內(nèi)直徑以及相對縫隙差有關(guān)。

2)由于承插式接頭并非剛性連接，當(dāng)管節(jié)發(fā)生一定的偏轉(zhuǎn)時，接頭處的徑向變形、縱向應(yīng)力和環(huán)向應(yīng)力會隨著軸線的調(diào)整而不斷變化。承插式鋼頂管自身徑向變形的調(diào)整可有效降低接頭處的應(yīng)力水平，且管節(jié)間偏轉(zhuǎn)產(chǎn)生的附加應(yīng)力有限。雖然2種接頭下鋼頂管的環(huán)向應(yīng)力波動范圍基本相同，但承插式鋼頂管的環(huán)向應(yīng)力分布更為均勻； 同時，承插式鋼頂管克服了焊接鋼頂管在曲線頂進(jìn)時接頭應(yīng)力將持續(xù)影響到使用階段的不足。

3)對需要大曲率曲線頂進(jìn)和糾偏的鋼頂管，建議采用承插式接頭。承插式鋼頂管在曲線施工過程中應(yīng)重點(diǎn)控制接頭處測縫值，避免管線變形和應(yīng)力的大幅波動。在滿足鋼頂管密封安全的前提下，測縫設(shè)計(jì)控制值和極限值可適當(dāng)放寬，即可有效增大頂進(jìn)軸線的曲率，同時滿足變形和應(yīng)力要求。

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Experimental Analysis of Deformation of Large Diameter Steel Pipe-jacking with Socket and Spigot Joint: A Case Study of Rehabilitation Project of Water Supply Pipelines on Gaoji Seawall in Xiamen

ZHEN Liang1, CHEN Jinjian1, 2, WANG Jianhua1, 2

(1.DepartmentofCivilEngineering,ShanghaiJiaotongUniversity,Shanghai200240,China;2.StateKeyLaboratoryofOceanEngineering,Shanghai200240,China)

The large curvature jacking can be implemented by using steel pipe-jacking with socket and spigot joint. However the effect of the socket and spigot joint on the stress and the deformation of steel jacking pipe is rarely studied. The mechanical behaviors of large diameter steel pipe-jacking with the socket and spigot joint are investigated, and the jacking process is monitored. The joint deflection, radial deformation and longitudinal stress of large diameter steel pipe-jacking undersea are recorded in detail. The results indicate that the socket and spigot joint can meet the requirements of axis adjustment for large diameter steel pipe-jacking, and the deflection angle between two adjacent pipe sections is increased by nearly 19 times that of welded steel pipe-jacking. The stress can be effectively reduced due to the radial deflection of the socket and spigot joint and the additional stress is limited when curvature jacking.

steel pipe-jacking; socket and spigot joint; welded joint; field monitoring; jacking axis adjustment; stress and deformation

2016-07-07;

2016-09-13

國家自然科學(xué)重點(diǎn)基金項(xiàng)目(41330633)； 國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51678360)

甄亮(1986—)，男，湖北黃岡人，上海交通大學(xué)巖土工程專業(yè)在讀博士，目前主要從事地下結(jié)構(gòu)方面的研究。E-mail： funnyfruit@163.com。

10.3973/j.issn.1672-741X.2017.05.009

U 455.47

A

1672-741X(2017)05-0578-08