高水位軟弱地層條件下大直徑鋼頂管穩(wěn)定性

荊哲， 房鵬帥， 張耀陽， 李文杰*， 梁斌

(1.中交二公局第四工程有限公司， 洛陽 471013； 2.河南科技大學(xué)土木工程學(xué)院， 洛陽 471000)

頂管施工作為一種非開挖技術(shù)，既不對(duì)環(huán)境造成破壞，又能保護(hù)地面建筑物的完整性，廣泛應(yīng)用于管道鋪設(shè)工程中。但是隨著頂管直徑和頂進(jìn)距離的不斷增加，在局部應(yīng)力作用下，管道結(jié)構(gòu)易產(chǎn)生拉裂或壓碎等局部屈曲現(xiàn)象或是發(fā)生整體失穩(wěn)。

大直徑鋼頂管屬于薄壁圓柱殼結(jié)構(gòu)，因此通過對(duì)其應(yīng)力狀態(tài)和失穩(wěn)破壞機(jī)理進(jìn)行研究，為大直徑鋼頂管的安全施工提供了理論依據(jù)。針對(duì)薄壁圓柱殼失穩(wěn)破壞這一熱門課題，國內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量研究[1-2]。殷平化等[3]利用Hamilton原理得出軸向壓力作用下圓柱殼位移增量動(dòng)力學(xué)方程，但是在分析過程中忽略了圍壓荷載對(duì)其穩(wěn)定性的影響，具有一定的局限性。譚福穎等[4]將廣義梁理論推廣到薄壁圓柱殼穩(wěn)定性分析中，由能量法推導(dǎo)出臨界應(yīng)力表達(dá)式。然而，大直徑鋼頂管在施工過程中擾動(dòng)土體，土體及管道產(chǎn)生擠壓變形，其失穩(wěn)機(jī)理與薄壁圓柱殼結(jié)構(gòu)存在一定差異，因此不能機(jī)械地將薄壁圓柱殼理論推廣至大直徑鋼頂管穩(wěn)定性分析中。韓冬等[5]采用理論分析方法對(duì)曲線頂管進(jìn)行研究，提出判斷曲線頂管穩(wěn)定性的新方法。盧紅前[6]對(duì)軟土地段大直徑鋼頂管進(jìn)行彈塑性分析，取得較合理結(jié)果。但沒有考慮管土相互作用的影響，不能有效地應(yīng)用到頂管工程中。隨著數(shù)值模擬方法興起后，利用數(shù)值計(jì)算對(duì)頂管穩(wěn)定性研究也取得不少成果[7-9]。趙志峰等[10-11]利用三維有限元軟件，通過對(duì)鋼頂管穩(wěn)定性進(jìn)行分析，得出最優(yōu)壁厚。陳楠等[12]將管周水土壓力等效為均布徑向圍壓，作用于管壁外圍，通過有限元分析，得出鋼頂管屈曲模態(tài)與失穩(wěn)頂力，但恒定圍壓無法反映管-土效應(yīng)的動(dòng)態(tài)變化，與實(shí)際頂管施工存在差異。邵光輝等[13]通過建立鋼頂管非線性有限元模型，對(duì)其穩(wěn)定系數(shù)進(jìn)行研究，提出軸向穩(wěn)定系數(shù)經(jīng)驗(yàn)公式。上述學(xué)者通過對(duì)頂管失穩(wěn)機(jī)制和特性進(jìn)行研究，得到許多有價(jià)值的成果。目前，設(shè)計(jì)規(guī)范中大直徑鋼頂管穩(wěn)定系數(shù)的確定多數(shù)來自施工經(jīng)驗(yàn)，對(duì)復(fù)雜地質(zhì)條件下頂管施工缺乏理論指導(dǎo)。因此在研究鋼頂管穩(wěn)定性基礎(chǔ)上，如何科學(xué)準(zhǔn)確地得到高水位軟弱地層條件下大直徑鋼頂管穩(wěn)定系數(shù)，以確定最大控制頂力是保證頂管安全施工防止其發(fā)生屈曲破壞的核心問題。

現(xiàn)依托深圳市石巖北清污分流大直徑鋼頂管項(xiàng)目工程，基于薄壁圓柱殼屈曲理論，對(duì)頂管力學(xué)模型進(jìn)行簡化，利用三維有限元數(shù)值計(jì)算軟件建立大直徑鋼頂管實(shí)體模型，通過對(duì)其應(yīng)力、屈曲模態(tài)和極限屈曲荷載進(jìn)行研究，旨在總結(jié)出不同頂管長細(xì)比，徑厚比以及埋深對(duì)頂管穩(wěn)定性影響的一般規(guī)律，在此基礎(chǔ)上進(jìn)一步采用線性擬合的方法，提出了大直徑鋼頂管穩(wěn)定性系數(shù)經(jīng)驗(yàn)公式，以期對(duì)高水位軟弱地層大直徑鋼頂管正常施工防止其發(fā)生失穩(wěn)破壞提供理論依據(jù)。

1 工程概況

石巖北清污分流鋼頂管工程總長度1 852 m，箱涵306 m，沿線新建集水井7座，檢查井8座，末端出口消力池1座；管徑1.8、2.0、2.5、3 m，壁厚18、20、24、30 mm，屬大直徑鋼頂管施工。

該工程區(qū)線路穿越地層眾多，自土層、軟巖到硬巖，圍巖軟硬不均，場區(qū)地下水位多在地表以下2.0～4.5 m；其中在5#頂管段(K2+471.279 m～K3+320.25 m)頂管地層主要為淤泥質(zhì)土，頂管均位于地下水位以下，在頂進(jìn)過程中易產(chǎn)生縮孔、塌孔、沉降。在施工過程中若對(duì)頂管的幾何參數(shù)等因素控制不當(dāng)，易發(fā)生失穩(wěn)破壞，大直徑鋼頂管施工如圖1所示。

圖1 大直徑鋼頂管施工Fig.1 Construction drawing of large diameter steel pipe jacking

2 計(jì)算模型理論

2.1 鋼頂管穩(wěn)定系數(shù)

鋼頂管軸向穩(wěn)定系數(shù)定義為

ψ=N/(Afy)=pcr/fy

(1)

式(1)中：N為鋼頂管管壁截面最大軸力設(shè)計(jì)值，N；A為鋼頂管截面面積，mm2；pcr為鋼頂管臨界屈曲壓應(yīng)力，MPa；fy為鋼頂管抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，MPa。

從式(1)可以看出，影響大直徑鋼頂管穩(wěn)定系數(shù)的主要因素有鋼頂管幾何特征、管周土體彈性參數(shù)、管周荷載作用。因?yàn)楸竟こ桃呀o定鋼頂管材料為Q235鋼，對(duì)于管周土體參數(shù)也已給出，所以本文主要分析鋼頂管的長細(xì)比，徑厚比以及埋深對(duì)鋼頂管穩(wěn)定性的影響。

2.2 泰沙基理論

大直徑鋼頂管施工時(shí)，鋼頂管與持力層之間發(fā)生協(xié)調(diào)變形，頂管管壁受到周圍軟弱地層的擠壓，產(chǎn)生接觸應(yīng)力。由于泰沙基理論考慮了土拱效應(yīng)的影響，在計(jì)算模型中，采用泰沙基土壓力公式[7]計(jì)算管周圍壓p，即

(2)

(3)

δ=φ

(4)

式中：p為土壓力， kPa；b為大直徑鋼頂管影響寬度，m；γ為土體容重，kN/m3；c為土體黏聚力，kPa；K為土體側(cè)壓力系數(shù)；δ為剪力平面內(nèi)摩擦角，(°)；h為大直徑鋼頂管埋深，m；D為鋼頂管管道外徑，m；φ為土體內(nèi)摩擦角，(°)。

2.3 鋼頂管力學(xué)計(jì)算模型

頂管在施工過程中受到液壓油缸頂進(jìn)力，摩擦擠壓和注漿壓力等作用影響，其應(yīng)力狀態(tài)非常復(fù)雜且處于不斷變化之中，在進(jìn)行頂管穩(wěn)定性分析時(shí)，需對(duì)其受力狀態(tài)進(jìn)行簡化，大直徑鋼頂管力學(xué)計(jì)算模型如圖2所示。

圖2 大直徑鋼頂管力學(xué)計(jì)算模型Fig.2 Calculation model of pipe jacking mechanics for large diameter steel

頂管從左往右依次頂進(jìn)，將有效土壓力、水壓力和土體抗力近似簡化為均布圍壓p，沿徑向分布在頂管管壁外圍，其值按式(2)～式(4)計(jì)算；管周土體對(duì)頂管的摩阻力f由土壓力乘以摩擦系數(shù)確定，采用同步注漿減阻措施后，假定摩阻力為定值，并沿頂管軸向方向均勻分布；頂管機(jī)頭受到的迎面阻力FA采用被動(dòng)土壓力乘以機(jī)頭面積計(jì)算，沿軸向作用在頂管頭部；頂管的頂推力由后座千斤頂提供，其大小為F=f+FA；大直徑鋼頂管管身自重為G。根據(jù)此力學(xué)計(jì)算模型來確定頂管屈曲模態(tài)和極限屈曲荷載。

3 大直徑鋼頂管有限元模型

3.1 計(jì)算參數(shù)

本工程采用Q235鋼材，其參數(shù)按照規(guī)范[7]取值，彈性模量為210 GPa，容重為78.5 kN/m3，泊松比取0.3，據(jù)巖土工程勘測報(bào)告，本地段地基土層主要由素填土、淤泥質(zhì)土、砂質(zhì)黏土組成。地層厚度依次為9、11、6 m。根據(jù)石巖北地勘報(bào)告顯示5#鋼頂管試驗(yàn)段地下水位埋深為3.5 m，主要巖土層物理力學(xué)參數(shù)見表1。

表1 石巖北主要巖土層物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Shiyanbei physical and mechanical parameters of main rock and soil layers

3.2 模型建立

采用有限元分析軟件建立三維實(shí)體模型，其中土體采用摩爾庫倫本構(gòu)模型，考慮到鋼頂管徑厚比和長徑比均較大的特點(diǎn)，數(shù)值分析中采用殼單元對(duì)管道進(jìn)行模擬。模型尺寸為：X軸方向?yàn)樗椒较?4 m，Z軸方向?yàn)楦叨确较?6 m，Y軸方向?yàn)轫敼茼斶M(jìn)方向60 m。該工程地下水位高，為使三維有限元模型更加符合該工程的地質(zhì)特點(diǎn)，在模型左右兩側(cè)添加水位。深圳市石巖北清污分流項(xiàng)目5#大直徑鋼頂管數(shù)值計(jì)算模型如圖3所示。

圖3 5#鋼頂管數(shù)值計(jì)算模型Fig.3 Numerical calculation model of 5# steel pipe jacking

4 鋼頂管穩(wěn)定性參數(shù)分析

4.1 鋼頂管長細(xì)比的影響

頂管在施工過程中，隨著鋼頂管長度的增加導(dǎo)致土體與管道之間接觸面積增大，從而增加頂管的縱向頂力，再加上地下水位的影響，頂管易發(fā)生屈曲變形。為保證頂管安全施工，應(yīng)減小相鄰中繼間的距離，增強(qiáng)頂管承受外壓的能力。

4.1.1 長細(xì)比對(duì)頂管應(yīng)力的影響

對(duì)于不同長細(xì)比(鋼頂管長度與鋼頂管外徑的比值L/D)的鋼頂管，由于應(yīng)力變化規(guī)律相似，主要對(duì)L/D=10的不同屈曲模態(tài)應(yīng)力值云圖進(jìn)行分析，如圖4所示。

圖4 不同屈曲模態(tài)應(yīng)力值Fig.4 Stress values of different buckling modes

頂管在頂推力作用下發(fā)生變形，在端部出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，并沿著頂管軸向方向逐漸減小，形狀近似水波紋，最大值為1 022.54 kPa，當(dāng)達(dá)到三階屈曲模態(tài)應(yīng)力值時(shí)，應(yīng)力集中位置發(fā)生改變，鋼頂管頂部上下兩表面被壓縮，產(chǎn)生凹陷，左右兩側(cè)被拉伸，產(chǎn)生隆起，其值為9 104.53 kPa。說明當(dāng)鋼頂管長細(xì)比較小時(shí)，頂管易發(fā)生局部屈曲破壞，對(duì)于不同屈曲模態(tài)，應(yīng)力集中的部位也有所差異。

4.1.2 長細(xì)比對(duì)屈曲模態(tài)的影響

對(duì)于不同長細(xì)比工況下，為使研究結(jié)果更具有對(duì)比性，選取長細(xì)比為10和50兩種頂管縱向失穩(wěn)變形特性云圖進(jìn)行分析，如圖5所示。

圖5 頂管屈曲模態(tài)Fig.5 Buckling modes of pipe jacking

當(dāng)L/D=10時(shí)(短頂管)，在軸向壓力作用下，頂管屈曲變形主要集中在自由端，而在固定端變形不明顯，說明在軸向壓力作用下其自由端易發(fā)生局部失穩(wěn)破壞；當(dāng)L/D=50時(shí)(長頂管)，頂管發(fā)生屈曲時(shí)沿縱向變形呈波浪狀，并且凹凸交替出現(xiàn)形成失穩(wěn)波形，發(fā)生整體失穩(wěn)破壞，綜上分析說明短頂管易發(fā)生局部失穩(wěn)破壞，長頂管易發(fā)生整體失穩(wěn)破壞。

4.1.3 長細(xì)比對(duì)屈曲荷載的影響

圖6 軸壓屈曲荷載曲線Fig.6 Load curve of axial compression buckling

不同厚度t的大直徑鋼頂管軸壓屈曲荷載隨長細(xì)比變化曲線如圖6所示。從整體看隨著頂管長細(xì)比的增加，其極限屈曲荷載逐漸下降，即頂管穩(wěn)定性隨著長細(xì)比的增加而減小；對(duì)于厚度t為30 mm的頂管，當(dāng)L/D<30(短頂管)時(shí)，鋼頂管的極限屈曲軸力從718.26 MN下降到165.15 MN，降幅為77%，當(dāng)L/D>30(長頂管)時(shí)，鋼頂管的極限屈曲軸力降幅為56%，且曲線變化趨于平緩，說明短頂管軸壓屈曲荷載值由鋼材的屈服強(qiáng)度決定，隨著頂管長細(xì)比的增加其屈曲荷載值逐漸由鋼頂管本身軸壓屈曲值決定。

4.2 鋼頂管徑厚比的影響

頂管在頂進(jìn)過程中，受到均布圍壓作用時(shí)產(chǎn)生微小變形并處于靜力平衡狀態(tài)，隨著頂管管道直徑的增加，平衡狀態(tài)被打破，極限承載能力減弱發(fā)生屈曲變形，由于結(jié)構(gòu)失穩(wěn)而發(fā)生破壞，如果對(duì)頂管徑厚比控制不當(dāng)會(huì)造成難以想象的災(zāi)害[8]。

4.2.1 徑厚比對(duì)頂管應(yīng)力的影響

徑厚比(D/t)為100的鋼頂管不同屈曲模態(tài)應(yīng)力值云圖，如圖7所示。由于應(yīng)力變化規(guī)律基本相似，分析時(shí)省略了其他情況應(yīng)力值云圖。當(dāng)頂管為二階屈曲模態(tài)時(shí)，最大應(yīng)力出現(xiàn)在管道受拉側(cè)，拉應(yīng)力值及其分布區(qū)域都相當(dāng)大，幾乎貫穿管身整個(gè)長度，最大值為268.41 kPa，在頂管自由端應(yīng)力值較小，最小值為2.63 kPa[圖7(a)]；當(dāng)頂管為三階屈曲模態(tài)時(shí)，應(yīng)力發(fā)生重分布，一部分沿軸向方向集中在頂管端部位置，另一部分集中在自由端附近，應(yīng)力最大值在波峰和波谷處取得，其值為1 202.71 kPa，此時(shí)頂管整體發(fā)生明顯的變形[圖7(b)]。

圖7 不同屈曲模態(tài)應(yīng)力值Fig 7 Stress values of different buckling modes

4.2.2 徑厚比對(duì)屈曲模態(tài)的影響

頂管在周圍土體作用下，當(dāng)頂管的圍壓荷載大于其極限屈曲荷載時(shí)，頂管發(fā)生局部失穩(wěn)破壞，分別選取徑厚比為100和200兩種頂管屈曲模態(tài)進(jìn)行對(duì)比分析，如圖8所示。從整體上看，頂管主要變形集中在頂管自由端和固定端，且沿著軸向方向由兩端向中間逐漸減小，整體位移大致呈對(duì)稱分布，當(dāng)頂管變形值大于其臨界屈曲變形時(shí)，發(fā)生局部失穩(wěn)破壞。隨著鋼頂管徑厚比的增加，環(huán)向剛度逐漸變小，抵抗水土壓力的能力減弱，發(fā)生屈曲變形的位移降低。此時(shí)，雖然頂管內(nèi)部應(yīng)力遠(yuǎn)未達(dá)到強(qiáng)度失效的情況，但是當(dāng)周圍水土壓力達(dá)到其臨界屈曲荷載時(shí)會(huì)突然產(chǎn)生較大變形，導(dǎo)致頂管承載能力降低發(fā)生失穩(wěn)破壞。

圖8 頂管屈曲模態(tài)Fig.8 Buckling modes of pipe jacking

4.2.3 徑厚比對(duì)屈曲荷載的影響

不同長度L的大直徑鋼頂管圍壓屈曲荷載隨徑厚比變化曲線如圖9所示。從整體看頂管隨著徑厚比的增加，其極限屈曲荷載在不斷降低，即頂管穩(wěn)定性隨著徑厚比的增加而減?。粚?duì)于埋深15 m、長度l=60 m的頂管，鋼管徑厚比從100增加至300時(shí)，其極限屈曲荷載由612.62 kPa減至67.21 kPa，降幅達(dá)89%，說明鋼頂管壁厚對(duì)其所能承受的載荷影響顯著，適當(dāng)增加壁厚可以提高頂管的極限圍壓屈曲荷載，提高其穩(wěn)定性。當(dāng)頂管徑厚比(D/t)<150時(shí)，隨著壁厚的增加，頂管臨界壓力逐漸增加，由于壁厚可以減緩頂管橢圓化程度，頂管圍壓屈曲荷載變化趨勢趨于平緩，因此穩(wěn)定性對(duì)大壁厚小直徑頂管的影響效果不明顯。

圖9 圍壓屈曲荷載曲線Fig.9 Buckling load curve under confining pressure

4.3 鋼頂管埋深的影響

頂管在施工過程中，對(duì)于淺埋頂管，由于受到高水位影響，土體成拱效應(yīng)不明顯，土體擾動(dòng)較大，地表產(chǎn)生沉降；當(dāng)頂管埋深較深時(shí)，鋼頂管在土體自重應(yīng)力引起的土壓力作用下，管周圍壓增加，再加上水壓力和施工應(yīng)力的影響，頂管將發(fā)生失穩(wěn)破壞。當(dāng)埋深一定時(shí)，鋼頂管不同屈曲模態(tài)的應(yīng)力值相似，因此本節(jié)主要對(duì)大直徑鋼頂管的屈曲模態(tài)和穩(wěn)定系數(shù)進(jìn)行研究。

4.3.1 埋深對(duì)屈曲模態(tài)的影響

對(duì)于不同埋深，頂管屈曲模態(tài)類型基本相似，本節(jié)選取埋深15 m頂管屈曲模態(tài)云圖進(jìn)行分析，如圖10所示。

圖10 埋深15 m頂管屈曲模態(tài)Fig.10 Buckling modes of pipe jacking at depth of 15 m

頂管上下兩側(cè)凹陷，左右兩側(cè)突起，整體呈橢圓化變形。這是由于埋深一定時(shí)，管頂在土體自重壓力和水壓力的作用下，頂管擠壓應(yīng)力增加產(chǎn)生向下的擠壓變形，而在管底由于土體抗力大于頂管自重作用迫使頂管產(chǎn)生向上的隆起；在管側(cè)由于頂管持力層為高水位軟弱地層，土體側(cè)壓力系數(shù)較小，管道左右兩側(cè)與管頂壓力差增大，在水平方向產(chǎn)生左右拉伸。頂管整體呈現(xiàn)出管側(cè)擠壓地層，管頂背離地層的特點(diǎn)。

4.3.2 埋深對(duì)穩(wěn)定系數(shù)的影響

不同埋深對(duì)頂管穩(wěn)定性影響變形曲線如圖11所示，當(dāng)頂管壁厚為15、20、30 mm時(shí)，對(duì)應(yīng)的穩(wěn)定性系數(shù)分別在0.65、0.76和0.81附近波動(dòng)，說明埋深對(duì)頂管穩(wěn)定性系數(shù)的影響效果不明顯，究其原因在于，隨著頂管埋深增加，一方面頂管在施工過程中，管底土體的卸荷回彈會(huì)減弱管頂土體的土拱效應(yīng)[14]，頂管在豎直方向上產(chǎn)生壓縮而水平拉伸的橢圓變形，頂管穩(wěn)定性減??；另一方面鋼頂管水平拉伸導(dǎo)致頂管側(cè)向土壓力增大，抑制管側(cè)變形，減緩頂管的橢圓化程度，頂管穩(wěn)定性增加。因此頂管實(shí)際穩(wěn)定性隨埋深的變化是由橢圓化變形和管周圍壓共同作用的結(jié)果。

圖11 不同埋深時(shí)頂管穩(wěn)定性系數(shù)Fig.11 Stability coefficient of pipe jacking at different buried depths

5 鋼頂管穩(wěn)定性設(shè)計(jì)取值

5.1 鋼頂管穩(wěn)定性修正系數(shù)

大直徑鋼頂管在施工過程中，若縱向頂力控制不當(dāng)易發(fā)生失穩(wěn)破壞，考慮到鋼頂管軸向穩(wěn)定性問題，其最大允許頂力計(jì)算公式為

(5)

式(5)中：Fds為鋼頂管允許頂力設(shè)計(jì)值，N；φ1為頂管受壓強(qiáng)度折減系數(shù)，取1.00；φ3為頂管脆性系數(shù)，取1.00；φ4為頂管穩(wěn)定系數(shù)，取0.45；fs為頂管受壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，N/mm2；γQd為頂管頂力分項(xiàng)系數(shù)，取1.3；Ap為鋼頂管管道有效受力面積，mm2。

通過對(duì)大直徑鋼頂管穩(wěn)定性影響參數(shù)研究表明，埋深對(duì)大直徑鋼頂管穩(wěn)定性影響幅度較小，長徑比、徑厚比是影響頂管穩(wěn)定性的重要敏感因素。且隨著鋼頂管長徑比的增加，徑厚比會(huì)有所折減，兩者共同作用影響鋼頂管的穩(wěn)定性。但式(5)中鋼管頂管穩(wěn)定系數(shù)是由施工經(jīng)驗(yàn)確定的，對(duì)于本工程高水位軟弱地層地質(zhì)特點(diǎn)，計(jì)算鋼頂管最大允許頂力時(shí)存在一定的局限性，需引進(jìn)經(jīng)驗(yàn)系數(shù)η，對(duì)其進(jìn)行修正，如圖12所示。

圖12 穩(wěn)定性經(jīng)驗(yàn)系數(shù)η擬合曲線Fig.12 Fitting curve of empirical coefficient η of stability

結(jié)合石巖北清污分流大直徑鋼頂管實(shí)際項(xiàng)目工程，將鋼頂管穩(wěn)定系數(shù)進(jìn)行歸一化處理消除徑厚比的影響，進(jìn)一步采用一階線性擬合的方法對(duì)長細(xì)比、徑厚比極限屈曲荷載穩(wěn)定性曲線進(jìn)行擬合，得到由長細(xì)比為主要變量的穩(wěn)定系數(shù)經(jīng)驗(yàn)計(jì)算公式為

η=1.015 1-0.008 13L/D，R2=0.842 95

(6)

從圖12穩(wěn)定性經(jīng)驗(yàn)系數(shù)η擬合曲線可以看出，該直線擬合程度指標(biāo)為0.843，說明該穩(wěn)定系數(shù)經(jīng)驗(yàn)計(jì)算公式具有較高的可靠性。

5.2 現(xiàn)場試驗(yàn)驗(yàn)證

本工程試驗(yàn)段(5#頂管段)采用大直徑鋼頂管進(jìn)行施工，鋼頂管屈服強(qiáng)度205 MPa，最大管徑3 m，壁厚3 cm，為驗(yàn)證本文所提方法的合理性，針對(duì)長度為60、90、120 m(相鄰中繼間的距離)的鋼頂管控制頂力進(jìn)行試驗(yàn)測量，得出該工程頂管控制頂力為9 000 kN，通過采用規(guī)范經(jīng)驗(yàn)公式和本文修正后的穩(wěn)定性系數(shù)計(jì)算公式進(jìn)行對(duì)比分析，驗(yàn)算大直徑鋼頂管的最大允許頂力，計(jì)算結(jié)果如表2所示。

上述計(jì)算結(jié)果表明，采用經(jīng)驗(yàn)規(guī)范計(jì)算頂管最大允許頂力時(shí)，所得計(jì)算結(jié)果略大于試驗(yàn)測量值，由本文所提方法進(jìn)行修正后所得計(jì)算結(jié)果明顯低于大直徑鋼頂管的設(shè)計(jì)頂力9 000 kN，說明采用一階線性擬合對(duì)鋼頂管最大允許頂力進(jìn)行修正后安全度明顯提高，能夠有效地為大直徑鋼頂管安全施工提供理論基礎(chǔ)。

表2 大直徑鋼頂管最大允許頂力計(jì)算結(jié)果Table 2 Calculation results of allowable maximum jacking force of pipe jacking

6 實(shí)施效果

在高水位軟弱地層條件下進(jìn)行頂管施工時(shí)需要在保證施工安全，降低周圍建筑物影響度的前提下對(duì)大直徑鋼頂管的長細(xì)比、徑厚比和埋深進(jìn)行控制，縮短相鄰中繼間的距離后，增強(qiáng)了頂管抵抗節(jié)間剪切應(yīng)力的能力，一定程度上降低了大直徑鋼頂管發(fā)生屈曲破壞的概率，同時(shí)采用觸變泥漿減阻措施后，有效地降低了頂管的縱向頂力，已達(dá)到提高頂進(jìn)效率，增加項(xiàng)目經(jīng)濟(jì)效益的效果。石巖北大直徑鋼頂管如圖13所示。

圖13 石巖北大直徑鋼頂管Fig.13 Shiyanbei large diameter steel pipe jacking

7 結(jié)論

(1)若頂管軸向頂力達(dá)到其極限軸壓屈曲荷載時(shí)，頂管發(fā)生失穩(wěn)破壞。鋼頂管的穩(wěn)定性隨長細(xì)比的增加近似呈線性折減。當(dāng)長細(xì)比(L/D)<30時(shí)，易發(fā)生局部屈曲破壞，當(dāng)長細(xì)比(L/D)>30時(shí)，易發(fā)生整體失穩(wěn)破壞。

(2)頂管在頂進(jìn)時(shí)，當(dāng)管周圍壓大于其極限圍壓屈曲荷載時(shí)，頂管將發(fā)生局部失穩(wěn)破壞。隨著頂管厚度增加，屈曲承載力整體呈增大趨勢，在一定范圍內(nèi)，增大壁厚能夠提高頂管的穩(wěn)定性。當(dāng)頂管徑厚比(D/t)<150，穩(wěn)定性對(duì)大壁厚小直徑頂管的影響效果不明顯。

(3)頂管實(shí)際穩(wěn)定性系數(shù)隨埋深的變化是由管周圍壓和橢圓化程度共同決定的結(jié)果。若橢圓化程度影響顯著，則頂管穩(wěn)定性降低，反之，穩(wěn)定性提高。

(4)綜合考慮長細(xì)比、徑厚比的影響，擬合得到大直徑鋼頂管穩(wěn)定性系數(shù)經(jīng)驗(yàn)公式，并通過現(xiàn)場試驗(yàn)驗(yàn)證，為大直徑鋼頂管頂力的合理控制提供了理論依據(jù)，確保了鋼頂管的安全施工。