甄 亮， 陳錦劍, 2， 王建華, 2

(1. 上海交通大學土木工程系， 上海 200240； 2. 海洋工程國家重點實驗室， 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. 上海交通大學土木工程系， 上海 200240； 2. 海洋工程國家重點實驗室， 上海 200240)

承插式鋼頂管可以實現(xiàn)大曲率頂進，但管節(jié)間的相對轉(zhuǎn)動對接頭和管身的影響機制卻未得到系統(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，詳細記錄了海底大直徑鋼頂管在頂進過程中承插式接頭的測縫、徑向變形和縱環(huán)向應力。結(jié)果表明，承插式接頭可以適應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力水平，且管節(jié)間由偏轉(zhuǎn)產(chǎn)生的附加應力有限。

鋼頂管； 承插式接頭； 焊接接頭； 現(xiàn)場監(jiān)測； 頂進軸線調(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，當遇到頂進軸線調(diào)整時，只能通過鋼管本身的有限變形來實現(xiàn)。依據(jù)鋼結(jié)構(gòu)設計允許撓度可達跨度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達到管道外徑的1 260倍，這在很大程度上限制了鋼頂管的進一步變形。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)應力對頂進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影響較大，參照鋼筋混凝土頂管的承插式接頭，設計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到鋼頂管曲線頂進的目的。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427 m[5]。該工程如果設計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際工程，目前仍根據(jù)經(jīng)驗設計，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)試驗和現(xiàn)場監(jiān)測研究了承插式鋼頂管在頂進過程中的管節(jié)傳力特性和管土接觸壓力，但對承插式接頭在頂進軸線調(diào)整時本身的受力變形研究涉及較少，也缺少相應的工程實測數(shù)據(jù)。

本文基于現(xiàn)場測試數(shù)據(jù)分析了頂進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)報告，工程地質(zhì)參數(shù)見表1。工程原計劃為1#工作井到2#工作井采取直線頂進。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鋼頂管采用可實現(xiàn)大曲率頂進的承插式接頭，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428 m，平均埋深約9 m，設計軸線主要穿越④1地層。由于孤石和⑤1地層淺埋基巖的存在導致頂進過程中管線受力不均產(chǎn)生偏轉(zhuǎn)，造成原設計的直線頂進線路變成不規(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#工作井鋼頂管設計頂進剖面圖

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軸線調(diào)整過程中的受力變形特性，對接頭測縫、縱向應力、環(huán)向應力以及徑向變形進行監(jiān)測，在接頭和管身布設測點，如圖3所示。

(a) 橫斷面測點布置示意圖

(b) 縱斷面測點布置示意圖

頂管施工中重點監(jiān)測接縫的張合及螺栓受力。根據(jù)承插口螺栓連接布點情況，在每個接頭監(jiān)測斷面上布置4個接縫測點，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，共計12個測點。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變和環(huán)向應變測點，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)向應力在頂進過程中的變化，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個位置布設振弦式收斂儀測量基點并測量弦長，共計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，最終2段頂管實現(xiàn)對接。在正向頂進階段，西線鋼頂管監(jiān)測結(jié)果如圖4所示。在正向頂進結(jié)束前，頂進速度基本保持平穩(wěn)，頂進持續(xù)進行沒有中斷，平均每天頂進4.32 m。頂力在頂進初期平穩(wěn)上升，在累計頂進約100 m時開啟第1道中繼間，在累計頂進約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，繞過軸線上堅硬地層障礙，然后向左糾偏，但糾偏后軸線較設計軸線偏左。累計頂進約200 m時，向左強制糾偏繞過堅硬地層障礙。為防止接頭一側(cè)縫隙過大，在累計頂進約250 m處先向右強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行校正，通過累計頂進約200 m和250 m處2次向下強制糾偏，使軸線逐漸向設計軸線收斂。

(a) 頂進速度

(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，即累計頂進208～234 m，由于機頭向左強制糾偏，管道右側(cè)測縫逐漸增大，在6月16日達到25.01 mm，此時累計頂進約230 m；從2010年6月18日至2010年6月24日，即累計頂進238～264 m，機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，即累計頂進約260 m時，由于機頭向右強制糾偏，管道左側(cè)測縫值達到最大30.90 mm，后再向左糾偏使測縫值減小至19.19 mm。同時，由于機頭先向下糾偏再向上糾偏，管道頂部測縫在6月28日達到最大25.77 mm，此時累計頂進約279 m。原直線頂進承插式鋼頂管測縫設計控制值為4 mm，極限值為5 mm，已經(jīng)不能滿足當前軸線變形的要求。在實際工程中，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，對施工中鋼頂管的密封性影響不大。經(jīng)過適當糾偏，可有效控制測縫值并使之穩(wěn)定在合理范圍內(nèi)。在頂進完成后，通過在承插式接頭處焊接鋼板，進一步加強管線的整體性和密封性。

圖6 1#—3#工作井西線斷面2(距機頭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個測縫近似達到極值的時間(6月16日、6月23日和6月28日)進行分析。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)得到相應位置鋼頂管曲率半徑分別為171 m和149 m，遠小于同工況下規(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#工作井西線部分斷面管道徑向變形監(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，這應該與軸線水平向左偏差較大有關(guān)。圖8(d)為距機頭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。徑向變形設計控制值為40 mm，極限值為50 mm。雖然變形值隨頂進糾偏有所波動，但均在安全范圍內(nèi)，并最終趨于穩(wěn)定。

(a) 距機頭110 m處

(b) 距機頭94 m處

(c) 距機頭78 m處

(d) 距機頭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。距機頭100 m以內(nèi)區(qū)域的頂管為承插式接頭。6月28日，頂進軸線向左上偏轉(zhuǎn)，在向右糾偏過程中，距機頭70 m處水平徑向變形從壓縮7 mm增大至32 mm； 距機頭94 m處豎直徑向變形從壓縮1 mm變?yōu)槔?5 mm，距機頭78 m處豎直徑向變形從壓縮8 mm變?yōu)槔?6 mm。其中，距機頭94 m對應頂進軸線185 m處水平變形出現(xiàn)轉(zhuǎn)折，距機頭78 m對應頂進軸線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，導致垂直方向的徑向變形增大； 即水平軸線偏差易導致豎直徑向拉伸變形增大，豎向軸線偏差易導致水平徑向壓縮變形增大。因為承插式接頭較焊接接頭對管節(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(距機頭110 m)為焊接接頭，其縱向應力隨時間變化如圖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)整機頭向下，使軸線逐漸回歸至設計軸線，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，頂管回歸至設計軸線并繼續(xù)向下頂進，此時累計頂進約169 m，頂部縱向受壓且應力值達到極值59 MPa。在6月16日，當右側(cè)測縫因軸線糾偏達到極值時，管道頂部和左側(cè)的縱向應力出現(xiàn)了明顯波動，左側(cè)縱向受壓且應力值達到極值48.57 MPa；在6月23日，當左側(cè)測縫因軸線糾偏達到極值時，管道頂部和右側(cè)的縱向應力均出現(xiàn)了較大波動，右側(cè)縱向受壓且應力值達到極值69 MPa；在6月28日，當頂部測縫因軸線糾偏達到極值時，同時引起管道頂部和左右兩側(cè)的縱向應力的變化。縱向應力設計控制值為100 MPa，極限值為130 MPa。雖然焊接接頭處的縱向應力值隨頂進糾偏有所波動，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(距機頭70 m)為承插式接頭，其縱向應力隨時間變化如圖10(b)所示。在6月16日，當右側(cè)測縫因軸線糾偏達到極值時，管道頂部和左右兩側(cè)的縱向應力均出現(xiàn)了波動，左側(cè)縱向受壓且應力值達到極值40.18 MPa；在6月23日，當左側(cè)測縫因軸線糾偏達到極值時，管道頂部和左右兩側(cè)均縱向受拉，應力值偏小且較為接近；在6月28日，頂部測縫因軸線糾偏達到極值時，管道頂部和左右兩側(cè)均縱向受拉，且應力值趨于穩(wěn)定。以上縱向應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，且均在設計允許范圍內(nèi)。如果在相同工況下采用焊接鋼頂管，當最小曲率半徑達到149 m時，根據(jù)曲率與彎矩的關(guān)系，接頭處的理論彎曲應力值約為1 580 MPa，遠大于承插式鋼頂管接頭的應力水平。結(jié)合承插式接頭在曲線頂進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力水平。根據(jù)圖4(b)的頂力記錄，累計頂進200 m后2道中繼間均已開啟。在6月16日，距機頭70 m截面處縱向應力達到最大，此時累計頂進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力水平，承插式鋼頂管實測最大縱向應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)生的附加應力有限。

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

(a) 斷面1(距機頭110 m處)

(b) 斷面2(距機頭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)向應力隨時間變化如圖11(b)所示。管道頂部環(huán)向應力主要表現(xiàn)為壓應力，左右兩側(cè)環(huán)向應力變化基本一致，且主要表現(xiàn)為拉應力。頂部環(huán)向壓應力與右側(cè)環(huán)向拉應力數(shù)值大致相當，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，當右側(cè)測縫因軸線糾偏達到極值時，管道頂部和左右兩側(cè)的環(huán)向應力出現(xiàn)了較大波動；在6月23日，當左側(cè)測縫因軸線糾偏達到極值時，管道頂部和右側(cè)的環(huán)向應力達到極值；在6月28日，頂部測縫因軸線糾偏達到極值時，管道的環(huán)向應力出現(xiàn)轉(zhuǎn)折，頂部和左側(cè)環(huán)向均受壓應力且應力值基本一致。雖然承插式接頭徑向變形相對較大，但其環(huán)向應力波動范圍與焊接接頭基本相同，且應力分布更為均勻。環(huán)向應力設計控制值為100 MPa，極限值為130 MPa，上述環(huán)向應力值均在設計允許范圍內(nèi)。

(a) 斷面1(距機頭110 m處)

(b) 斷面2(距機頭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)合鋼頂管工程實例，對采用承插式接頭的大直徑鋼頂管在施工頂進階段的受力變形進行現(xiàn)場實測，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)整頂進方向，對頂進軸線進行糾偏。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，當管節(jié)發(fā)生一定的偏轉(zhuǎn)時，接頭處的徑向變形、縱向應力和環(huán)向應力會隨著軸線的調(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力水平，且管節(jié)間偏轉(zhuǎn)產(chǎn)生的附加應力有限。雖然2種接頭下鋼頂管的環(huán)向應力波動范圍基本相同，但承插式鋼頂管的環(huán)向應力分布更為均勻； 同時，承插式鋼頂管克服了焊接鋼頂管在曲線頂進時接頭應力將持續(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重點控制接頭處測縫值，避免管線變形和應力的大幅波動。在滿足鋼頂管密封安全的前提下，測縫設計控制值和極限值可適當放寬，即可有效增大頂進軸線的曲率，同時滿足變形和應力要求。

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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

國家自然科學重點基金項目(41330633)； 國家自然科學基金項目(51678360)

甄亮(1986—)，男，湖北黃岡人，上海交通大學巖土工程專業(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