劉紅波，張國棟，潘偉強，溫鎖林，崔乾道

超大類矩形斷面復(fù)合頂管施工力學性能研究

劉紅波1, 2, 3，張國棟1，潘偉強4，溫鎖林4，崔乾道5

(1. 天津大學建筑工程學院，天津 300072；2. 河北工程大學土木工程學院，邯鄲 056038；3. 濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點實驗室，天津 300072；4. 上海隧道工程有限公司，上海 200032；5. 天津大學國際工程師學院，天津 300072)

依托上海軌道交通14號線靜安寺站工程，介紹了超大類矩形斷面鋼-混凝土復(fù)合頂管的結(jié)構(gòu)構(gòu)造、加工制作與施工監(jiān)測方案，重點分析應(yīng)力監(jiān)測數(shù)據(jù)并結(jié)合數(shù)模結(jié)果揭示了管節(jié)在頂進及后續(xù)施工中的受力性能，以此來研究大埋深軟土地層中新型超大斷面頂管的施工力學特性．結(jié)果表明：對于頂管中的任一管節(jié)，鋼板與縱向肋板的應(yīng)力在該管節(jié)頂進初期與全鋼管頂推完成時出現(xiàn)較大波動，而中間段基本穩(wěn)定在某一數(shù)值，且鋼板軸向受力相比環(huán)向受力對管節(jié)糾偏更敏感；同一頂管不同管節(jié)在施工過程中的應(yīng)力和位移分布一致：應(yīng)力分布較為均勻，峰值應(yīng)力位于頂推面拐角附近；變形趨勢為豎向內(nèi)凹、橫向小幅外凸，峰值形變位于豎向跨中；管節(jié)峰值應(yīng)力隨頂管推進逐步增大，但均未超過彈性極限，峰值形變保持穩(wěn)定；鋼板的環(huán)向應(yīng)力由水土壓力控制，應(yīng)力分布為上部受拉、左右受壓，軸向應(yīng)力由頂推力控制，其中豎直方向上的軸向應(yīng)力也受管節(jié)豎向偏轉(zhuǎn)和外壁環(huán)向荷載的影響；縱向肋板的軸向應(yīng)力在水平方向上由頂推力控制，在豎直方向上由外壁環(huán)向荷載控制；后續(xù)施工過程中，頂管受力相對穩(wěn)定．影響范圍方面：注漿加固對鋼板和縱向肋板的受力均有較大影響；管節(jié)環(huán)向焊接主要對鋼板的環(huán)向與軸向受力有較大影響；鋼筋綁扎和混凝土澆筑僅對鋼板的環(huán)向受力有較大影響．

超大類矩形斷面；鋼-混凝土復(fù)合頂管；加工構(gòu)造；數(shù)值模擬；應(yīng)力監(jiān)測；力學性能

隨著城市地下空間朝網(wǎng)絡(luò)化方向發(fā)展，沿海城市軟土地層中的地鐵建設(shè)需求與日俱增[1-2]．以往的暗挖車站案例土質(zhì)較硬，而軟土地區(qū)施工則會面臨地層敏感性高、施工變形控制難等風險[3]，相比硬土層難度更大．同時，中心城市的高密度人口決定了大斷面甚至超大斷面隧道應(yīng)用的必要性，但傳統(tǒng)大斷面鋼筋混凝土管節(jié)存在構(gòu)件自重大、吊裝運輸困難的缺陷，而大斷面鋼管節(jié)則存在穩(wěn)定性差的風險．因此，軟土地層中超大斷面管節(jié)的結(jié)構(gòu)研發(fā)與施工力學性能研究對新形勢下的城市地下交通建設(shè)具有重要意義．

目前利用頂管法開挖地下隧道的科學研究已較為豐富．針對頂管施工對環(huán)境的擾動，Rogers等[4]通過模型試驗描述了頂進法在砂土中引起的地面沉降的完整模式；房營光等[5]根據(jù)現(xiàn)場監(jiān)測和試驗結(jié)果分析了大型頂管施工引起土體變形的機理和行為；潘偉強[6]通過現(xiàn)場實測分析了管幕群頂管頂進對地面沉降的影響．針對頂管頂力，Li等[7]結(jié)合室內(nèi)試驗與有限元法研究了超長距離巖石微盾構(gòu)頂管應(yīng)用的頂進力變化規(guī)律；Wen等[8]考慮管-土-泥漿相互作用，提出頂管頂力的5種經(jīng)典解析計算模型及預(yù)測公式；張鵬等[9]基于管土接觸特性，推導出考慮管漿摩阻力的頂進力計算公式；Chen等[10]介紹了三維彎管頂推力的估算和實測數(shù)據(jù)分析．針對頂管受力性能的研究則較少，Milligan等[11]對鋼筋混凝土頂管的管土接觸壓力和鋼筋應(yīng)力等數(shù)據(jù)進行了現(xiàn)場監(jiān)測；劉翔等[12]對外徑4.64m的鋼筋混凝土頂管的管壁接觸壓力和環(huán)向鋼筋受力進行了測試；張鵬等[13]對直徑1.62m的深埋曲線鋼頂管在施工過程中的管節(jié)應(yīng)變予以了監(jiān)測分析．

綜上所述，目前對頂管的研究多集中于對環(huán)境的擾動與頂力的計算，對頂管受力特性的研究較少，尤其是大埋深軟土中超大類矩形斷面頂管的施工力學性能研究鮮有文獻涉及，同時頂管的結(jié)構(gòu)形式創(chuàng)新也較為缺乏．鑒于此，本文依托中國首個應(yīng)用超大類矩形斷面鋼-混凝土復(fù)合頂管工藝建造車站主體的工程——上海軌道交通14號線靜安寺站，介紹該頂管的內(nèi)部構(gòu)造與加工組裝過程，以及鋼板與肋板的施工應(yīng)力監(jiān)測方案，利用監(jiān)測數(shù)據(jù)結(jié)合數(shù)值模擬分析總結(jié)其管節(jié)在推進中與推進完成后的受力分布以及變化規(guī)律．

1?工程概況

靜安寺站位于上海市靜安區(qū)，為3條地鐵線的換乘站，環(huán)境復(fù)雜，管線眾多．為減少對環(huán)境的影響，車站B區(qū)采用頂管法施工．如圖1所示，B區(qū)分為站臺層和站廳層，凈距5.4m，下部站臺層采用兩條長度為82m、斷面尺寸為9.9m×8.7m的類矩形頂管隧道，頂管中心埋深約20m，距離高架橋樁最小凈距5.6m，兩條頂管凈距僅為2.0m．站臺層頂管為本文研究對象．

圖1?車站B區(qū)橫斷面(單位：m)

根據(jù)地質(zhì)資料，站臺層頂管主要位于淤泥質(zhì)黏土和黏土層，承載力特征值分別為50kPa和65kPa，含水量分別為50.5%和38.5%，呈流塑、軟塑狀態(tài)，具有高等壓縮性，屬于典型軟土地層[14]．

2?復(fù)合頂管的結(jié)構(gòu)構(gòu)造與加工制作

對于大斷面甚至超大斷面頂管結(jié)構(gòu)，傳統(tǒng)鋼筋混凝土管節(jié)自重大，吊裝及運輸困難，只能現(xiàn)場預(yù)制施工，需要較大施工場地，整體工期長，且管節(jié)環(huán)縫易滲漏水[15]；而傳統(tǒng)鋼管節(jié)屬于薄壁結(jié)構(gòu)，穩(wěn)定性差，尤其在大斷面大埋深情況下，局部或整體的失穩(wěn)風險極大[16]．鑒于此，上海靜安寺站B區(qū)站臺層頂管采用鋼管節(jié)＋后澆鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)形式的新型復(fù)合管節(jié)，克服了以上傳統(tǒng)單一管節(jié)的缺陷，具有防水性好、承載力大、整體剛度大、不均勻沉降小、便于運輸?shù)跹b等優(yōu)點，是一種創(chuàng)新高效的結(jié)構(gòu)形式．

鋼管節(jié)＋后澆鋼筋混凝土復(fù)合頂管結(jié)構(gòu)，即在頂管推進階段采用鋼管節(jié)，待頂管貫通后鋪設(shè)鋼筋，安裝復(fù)合模板，澆筑混凝土．其中，鋼管節(jié)牌號為Q355，混凝土強度等級為C50，鋼筋牌號為HPB300和HRB400．鋼板厚度30mm，管壁總厚度525mm．頂管斷面尺寸為9.9m×8.7m，如圖2所示．單一管節(jié)沿縱向長2m，如圖3所示．

圖2?頂管橫斷面(單位：mm)

鋼管節(jié)分為2半節(jié)在工廠預(yù)制，每半節(jié)進一步細分為3個片體，管片分段如圖4所示．管片包括背板及內(nèi)隔腔兩大部分，其中縱向加強板及縱肋、環(huán)向加強板及環(huán)肋分別構(gòu)成兩個方向上的T型件，再由該兩個方向上的T型件正交焊接組成內(nèi)隔腔，如圖5所示．每個片體均先制作小組件，然后以背板為基準，從內(nèi)向外地安裝各行各列的T型件，片體制作完成后再整體合攏成型，管節(jié)分塊合攏縫不焊接，便于汽車運輸，待運輸至施工現(xiàn)場后再進行合攏．

圖3?頂管縱向連接圖(單位：mm)

圖4?管節(jié)分段劃分示意

圖5?管片構(gòu)造示意

工廠加工情況如圖6所示．縱縫內(nèi)外側(cè)均采用焊接方式連接，并錯縫拼接，如圖3中深色線條所示．環(huán)縫采用承插口式“F型”接頭并結(jié)合直螺栓連接，如圖7所示．環(huán)縫處設(shè)置3塊橡膠密封墊，由外向內(nèi)分別為1塊遇水膨脹橡膠與2塊鷹嘴型氯丁橡膠，橡膠密封墊間用兩塊鋼環(huán)固定．相鄰管節(jié)拼裝就位后，密封墊被壓縮，密封墊與鋼板接觸面上產(chǎn)生接觸壓應(yīng)力，防水密封性能優(yōu)越．螺栓采用M30高強螺栓，環(huán)向共設(shè)置24處，能夠抵抗因不均勻沉降、密封墊上下表面的膨脹等造成的剪切力．

圖6?工廠構(gòu)件示意

圖7?環(huán)縫接頭構(gòu)造示意

3?數(shù)值模擬分析

采用有限元分析軟件ABAQUS建立頂管推進的三維數(shù)值模型，因推進過程中混凝土還未澆筑，故僅對鋼頂管進行分析．

3.1?管-土模型的建立

土體模型計算范圍一般沿洞徑各方向均不小于3.5～5.0倍洞徑[4]，頂管尺寸9.9m×8.7m，故建立土體模型尺寸為100m×2m×70m，并根據(jù)實際工程將土體分為4層考慮．土體本構(gòu)模型采用Mohr-Coulomb屈服準則，具體物理力學指標如表1所示.管節(jié)鋼材牌號Q355，密度7850kg/m3，彈性模量206000MPa，泊松比0.3，屈服強度335MPa，抗拉強度470MPa．

計算中，土體模型左右兩面約束其水平位移，前后兩面約束縱向位移，底面約束其豎向位移，上表面為自由邊界．將推進力簡化為均布壓強施加在頂推面上．土體內(nèi)表面與頂管外表面采用切向摩擦接觸與法向硬接觸，管節(jié)各組成部分采用綁定(tie)約束模擬拼裝焊接．土體采用八節(jié)點六面體實體單元(C3D8R)，頂管采用四節(jié)點殼單元(S4R)，頂管網(wǎng)格70mm，土體全局網(wǎng)格5000mm，頂管附近加密至150mm．模型如圖8所示．

表1?土層物理力學指標統(tǒng)計

Tab.1?Statistics of mechanical and physical soil layer indicators

圖8?管-土有限元模型

需要說明的是，若建立82m長管-土模型并運行計算，時間成本巨大，且不利于推廣到類似工程中，因此本文提出僅建立2m長管-土模型(即單一管節(jié)的長度)，不同頂進距離下的管節(jié)受力分析通過施加不同頂推力來實現(xiàn)，既大幅節(jié)約了時間，又可以反映全長頂管在推進過程中的受力特性．

分析步驟包括以下3步．

(1) 平衡初始地應(yīng)力場，得到開挖前的初始應(yīng)力狀態(tài)．

(2) 施加頂推力．荷載根據(jù)《上海市工程建設(shè)規(guī)范》[17]中的頂力公式計算并對比現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)確定，經(jīng)比較監(jiān)測值在理論值區(qū)間內(nèi)[18]，使用理論值更為安全．頂推荷載見表2．荷載方向與推進方向一致.

(3) 開挖2m土體，即一個頂管管節(jié)的長度，殺死土體的同時，激活頂管單元．

初步計算距離頂管機2m、12m、32m、52m、82m 5個位置處的施工模型，以探究不同頂進距離下管節(jié)的受力與變形規(guī)律．

表2?頂管頂推力

Tab.2?Values of pipe jacking thrust

工程中頂管的頂進推力由頂進油缸提供，其通過電氣控制和手動控制臺來實現(xiàn)缸體的前進和后退，且配備遠程信息傳輸系統(tǒng)，將頂力、推進速度等設(shè)備與施工信息傳輸至管控中心，實時監(jiān)控調(diào)整．

3.2?模擬結(jié)果分析

由于篇幅所限，這里以頂管推進32m和82m計算結(jié)果為例說明．

由圖9和圖10可知，在施工過程中，不同頂進距離下管節(jié)的應(yīng)力和位移分布一致：應(yīng)力分布較為均勻，峰值應(yīng)力位于頂推面拐角附近；變形趨勢為豎向內(nèi)凹，橫向小幅外凸，峰值形變位于豎向跨中；頂部峰值形變較小，底部較大．

由表3可知，隨著頂進距離的增加，模型的峰值應(yīng)力逐步增大，但均未超過彈性極限；峰值形變保持穩(wěn)定．

關(guān)于不同頂進距離下管節(jié)鋼板與肋板的具體應(yīng)力模擬結(jié)果在第5節(jié)中與現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)對比論述．

圖9?管-土模型推進32m模擬結(jié)果

圖10?管-土模型推進82m模擬結(jié)果

表3?管-土模型不同頂進距離下的模擬結(jié)果

Tab.3 Simulation results of the pipe-soil model with dif-ferent jacking distances

4?監(jiān)測方案介紹

為了研究單一管節(jié)在頂進過程中的受力規(guī)律和不同管節(jié)間的受力差異，同時了解推進結(jié)束后的固化注漿等工序?qū)芄?jié)受力的影響，對頂管結(jié)構(gòu)進行現(xiàn)場應(yīng)力監(jiān)測．

4.1?監(jiān)測儀器與布置方法

本工程應(yīng)力監(jiān)測采用YXR-4058型振弦式鋼板應(yīng)變計，并配套使用多通道自動采集儀MCU實時對應(yīng)變計頻率進行采集，通過傳感器標定系數(shù)計算得到應(yīng)變值，再根據(jù)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系計算得到應(yīng)力值．

如圖11所示，現(xiàn)場監(jiān)測傳感器布置過程中，首先在管節(jié)內(nèi)壁及肋板處標出測點，然后將應(yīng)變計夾具牢固焊接在指定位置，要保證夾具軸向同心，接著將應(yīng)變計插入夾具，通過螺栓固定，并在應(yīng)變計外部焊接保護罩，最終布置采集儀，將其與應(yīng)變計接線連接.

圖11?現(xiàn)場監(jiān)測傳感器布置

4.2?監(jiān)測方案

頂管總長82m，在東線頂管的第2、4、22以及41環(huán)設(shè)置監(jiān)測斷面，在西線頂管的第4和28環(huán)設(shè)置監(jiān)測斷面，如圖12所示．

圖12?監(jiān)測斷面(以東線為例)

在每個監(jiān)測斷面的鋼板布置上下左右4個測點，每個測點安裝軸向(編號中用Z表示)與環(huán)向(用H表示)應(yīng)變計各1支；考慮到管節(jié)縱向肋板主要受到頂伸過程中的軸力，故在縱向肋板的每個測點布置軸向(用L表示)應(yīng)變計1支．以斷面左側(cè)水平位置為1號測點，順時針編號，如圖13所示．

圖13?應(yīng)變測點布置示意(以東線為例)

5?監(jiān)測結(jié)果分析

監(jiān)測與數(shù)值模擬結(jié)果表明管節(jié)在頂進過程中始終處于彈性階段，又因施工中鋼頂管的徑厚比超過290，根據(jù)彈性力學理論，可以按照薄壁結(jié)構(gòu)計算，管壁的徑向應(yīng)力為零．設(shè)管節(jié)的環(huán)向為軸方向、軸向為軸方向，采用廣義虎克定律推導公式計算頂管鋼板的環(huán)向及軸向應(yīng)力，即

因縱向肋板僅在其軸向布置應(yīng)變計，采用虎克定律直接計算肋板的軸向應(yīng)力，即

西線應(yīng)力監(jiān)測過程中因施工問題造成幾次較長時間的斷電，因此以東線為主要研究對象，應(yīng)力監(jiān)測從頂管推進前開始至內(nèi)部襯砌時結(jié)束，歷時近1年．其中E22-4H和E22-4Z應(yīng)變計在施工過程中損壞，未獲得數(shù)據(jù)．同時說明，本文中監(jiān)測數(shù)據(jù)的正負與監(jiān)測對象的拉壓狀態(tài)相對應(yīng)，拉為正，壓為負，以便于結(jié)果分析與描述．

5.1?頂管推進中單一管節(jié)的受力規(guī)律

由前文數(shù)值模擬可知，距頂管機不同距離的管節(jié)應(yīng)力分布基本一致，故以東線第22管節(jié)的應(yīng)力監(jiān)測結(jié)果為例，說明單一管節(jié)(長度2m)的應(yīng)力分布及變化規(guī)律．頂距范圍取46～82m，即從第22管節(jié)始發(fā)初期至整個頂管推進結(jié)束．

同時在ABAQUS中采用管-土模型模擬出相應(yīng)頂距范圍內(nèi)該管節(jié)測點所在區(qū)格內(nèi)的鋼板與肋板的應(yīng)力區(qū)間，與監(jiān)測數(shù)據(jù)對比分析．下文圖中不同顏色點劃線及數(shù)值表示不同測點的應(yīng)力變化區(qū)間模擬結(jié)果．

5.1.1?第22管節(jié)鋼板環(huán)向應(yīng)力

由圖14可知，在該管節(jié)頂進初期與全鋼管頂推完成時，受始發(fā)井和接收井附近土體擾動大及管節(jié)止退的影響，鋼板環(huán)向應(yīng)力波動較大，而中間段隨頂進距離的增加，環(huán)向應(yīng)力則基本穩(wěn)定在某一數(shù)值．

在此期間，管節(jié)左右兩側(cè)表現(xiàn)為較小壓應(yīng)力且數(shù)值接近，而上側(cè)表現(xiàn)為較大拉應(yīng)力．這是由于在軟土地層較大埋深的情況下，管節(jié)環(huán)向應(yīng)力主要受水土壓力控制，軟土中側(cè)向土壓力系數(shù)較小，使得橫向圍壓小于豎向圍壓，故管節(jié)頂部下凹、左右外凸，從而產(chǎn)生上部受拉、左右受壓的環(huán)向應(yīng)力分布，驗證了前文有限元分析中的管節(jié)變形趨勢．

數(shù)值模擬結(jié)果顯示，除E22-2H外，其余測點監(jiān)測值均被應(yīng)力區(qū)間包絡(luò)．E22-2H的監(jiān)測值基本在130MPa左右，而模擬峰值應(yīng)力109MPa，相差約14%，推測是由于頂管施工中存在約0.3%的向上坡度，由此產(chǎn)生的偏心彎矩在管節(jié)上側(cè)提供拉應(yīng)力，根據(jù)泊松效應(yīng)，環(huán)向應(yīng)力監(jiān)測值增大，從而相較模擬值偏高．

圖14?鋼板環(huán)向應(yīng)力監(jiān)測曲線與數(shù)值模擬區(qū)間

5.1.2?第22管節(jié)鋼板軸向應(yīng)力

由圖15可知，相比環(huán)向應(yīng)力的平穩(wěn)走勢，鋼板軸向應(yīng)力的變化幅度有所增長，但總體仍表現(xiàn)為在該管節(jié)頂進初期與全鋼管頂推完成時波動較大，而中間段則相對穩(wěn)定，其中幾次小幅波動主要由管節(jié)糾偏所致．

期間，管節(jié)左右兩側(cè)表現(xiàn)為壓應(yīng)力且比較接近，說明水平方向上的軸向應(yīng)力主要由頂推力控制；上下兩側(cè)雖也為壓應(yīng)力，但上側(cè)較小、下側(cè)較大，兩者相差60MPa左右．這一方面是由于頂管存在約0.3%的向上坡度，由此產(chǎn)生的偏心彎矩在管節(jié)上側(cè)提供拉應(yīng)力、下側(cè)提供壓應(yīng)力，與頂推力產(chǎn)生的壓應(yīng)力疊加形成現(xiàn)有受力；另一方面源于管節(jié)上部環(huán)向受拉，根據(jù)泊松效應(yīng)，抵消了部分軸向壓縮變形，最終呈現(xiàn)出上小下大的受力狀態(tài)．

數(shù)值模擬結(jié)果顯示，除E22-3Z在頂進距離50m處的1個畸點(推測是由應(yīng)變計鋼弦受附近土體不正常擾動所致)和E22-2Z在頂進距離82m處的1個畸點外(推測是由頂管推進至接收井附近，加固土體異常擾動所致)，其余測點監(jiān)測值均被應(yīng)力區(qū)間包絡(luò)．

圖15?鋼板軸向應(yīng)力監(jiān)測曲線與數(shù)值模擬區(qū)間

5.1.3?第22管節(jié)肋板軸向應(yīng)力

由圖16可見，頂管縱向肋板的軸向應(yīng)力同樣在管節(jié)頂進初期與全鋼管頂推完成時有小幅波動，中間段則隨頂進距離的增加基本穩(wěn)定在某一數(shù)值；期間，管節(jié)左右兩側(cè)表現(xiàn)為壓應(yīng)力且數(shù)值接近；上側(cè)表現(xiàn)為拉應(yīng)力，隨頂進距離增加呈小幅下降．

上側(cè)表現(xiàn)為拉應(yīng)力是由于雖然頂推力對肋板軸向產(chǎn)生壓應(yīng)變，但頂部環(huán)向拉應(yīng)變更大，根據(jù)泊松效應(yīng)，最終上部肋板受拉．拉應(yīng)力減小是因為頂管整體向上傾斜導致管節(jié)埋深逐步變淺，環(huán)向水土壓力略有減小，由此肋板受力減?。?/p>

數(shù)值模擬結(jié)果顯示，肋板軸向應(yīng)力區(qū)間完全包絡(luò)監(jiān)測值，且更為保守安全．

圖16?肋板軸向應(yīng)力監(jiān)測曲線與數(shù)值模擬區(qū)間

針對以上少數(shù)應(yīng)力監(jiān)測數(shù)據(jù)超出模擬區(qū)間的情況，建議對應(yīng)力區(qū)間邊界值乘以1.2～1.3的系數(shù)，確保模擬值預(yù)測施工應(yīng)力足夠安全．

5.2?頂管推進中不同管節(jié)的受力差異

為探究頂管頂進過程中不同管節(jié)的受力差異，且與單一管節(jié)隨頂進距離的受力變化規(guī)律相互印證，選取東線第2、4和22三個管節(jié)右側(cè)位置的鋼板環(huán)向、軸向和肋板軸向穩(wěn)定應(yīng)力值進行對比分析．穩(wěn)定應(yīng)力值是指剔除應(yīng)力波動較大區(qū)段及個別畸點后，剩余穩(wěn)定狀態(tài)下的應(yīng)力均值，可認為監(jiān)測曲線圍繞該穩(wěn)定應(yīng)力值上下波動．

由圖17可得到以下結(jié)論．

(1) 離機頭越近，鋼板環(huán)向應(yīng)力越小．這源于頂管呈約0.3%正坡度頂進，整體向上微傾斜，機頭附近埋深更淺，所以機頭附近的鋼板環(huán)向應(yīng)力水平略?。@驗證了第5.1.1節(jié)結(jié)論：鋼板的環(huán)向應(yīng)力取決于水土壓力．

(2) 離機頭越近，鋼板軸向應(yīng)力越?。@是因為在頂管推進中，最前端是頂管機，后接頂管，最后端是固定在始發(fā)井位置的頂進油缸，其為頂管機的頂進掘削提供頂推力．而頂推反力主要由機頭正面壓力和沿程摩擦力組成，故機頭附近頂推力較小，而主頂油缸附近則需克服已推進頂管的全程摩阻力，頂推力最大．因此離機頭越近，即離主頂油缸越遠，傳遞到該位置鋼板上的頂推力越小，鋼板軸向應(yīng)力越?。@驗證了第5.1.2節(jié)結(jié)論：鋼板在水平方向上的軸向應(yīng)力取決于頂推力．

(3) 離機頭越近，肋板軸向應(yīng)力越?。畱?yīng)力減小原因同上．這驗證了第5.1.3節(jié)結(jié)論：肋板在水平方向上的軸向應(yīng)力取決于頂推力．

圖17?不同管節(jié)穩(wěn)定應(yīng)力對比

5.3?推進完成后施工過程對管節(jié)受力的影響

東線頂管于2020年1月8日頂進至設(shè)計里程，但后續(xù)還存在固化注漿、混凝土澆筑等工序．為探究鋼-混凝土復(fù)合管節(jié)的后續(xù)施工過程對管節(jié)受力的影響，以東線第22管節(jié)右側(cè)鋼板環(huán)向與軸向應(yīng)力、肋板軸向應(yīng)力為例，繪制出2020年1月9日—9月15日的應(yīng)力監(jiān)測曲線予以說明．

由圖18可見，整體來看，管節(jié)的鋼板與肋板在后續(xù)施工中均延續(xù)之前的受力狀態(tài)，隨時間增加呈現(xiàn)小幅波動和相對穩(wěn)定的規(guī)律．其中，管節(jié)右側(cè)同一測點的軸向應(yīng)力與環(huán)向應(yīng)力數(shù)值接近，而肋板軸向應(yīng)力接近鋼板的2倍．這是由于肋板需要同時輔助外側(cè)鋼板環(huán)向與軸向抗壓，由此體現(xiàn)出肋板在管節(jié)中的重要性．

以時間為主線，具體分析后續(xù)施工過程對鋼板與肋板受力變化的影響．

4月中旬，鋼板與肋板的應(yīng)力均出現(xiàn)明顯波動.這是由于頂管在該段時間內(nèi)進行二次注漿加固工作，方式為打拔管微擾動由外向內(nèi)分層注漿，由此造成管節(jié)應(yīng)力波動．

5月—7月，鋼板的環(huán)向與軸向應(yīng)力出現(xiàn)小幅下降，并在6月下旬出現(xiàn)波動．這是由于管節(jié)環(huán)向焊接施工逐步完成，整體呈現(xiàn)剛性，焊接于6月下旬結(jié)束.

圖18?后續(xù)施工過程中管節(jié)應(yīng)力監(jiān)測曲線

7月—9月中旬，鋼板與肋板的軸向應(yīng)力保持平穩(wěn)，而鋼板環(huán)向應(yīng)力有小幅增長與波動．這是由于此段時間內(nèi)隧道內(nèi)同時進行綁扎鋼筋和澆筑混凝土工作，鋼板環(huán)向承擔了主要的施工荷載．

6?結(jié)?論

本文依托上海14號線靜安寺站超大斷面鋼-混凝土復(fù)合頂管施工案例，通過數(shù)值模擬與現(xiàn)場實測，對超大斷面頂管在軟土地層較大埋深情況下的受力變形規(guī)律進行分析總結(jié)，得到以下結(jié)論．

(1) 對于頂管中的任一管節(jié)，受始發(fā)井和接收井附近土體擾動大及管節(jié)止退的影響，鋼板與縱向肋板的應(yīng)力均在該管節(jié)頂進初期與全鋼管頂推完成時出現(xiàn)較大波動，而中間段隨頂進距離的增加，應(yīng)力基本穩(wěn)定在某一數(shù)值．其中，受管節(jié)糾偏影響，鋼板軸向應(yīng)力在中間段的波動幅度相比環(huán)向應(yīng)力更大，說明鋼板軸向受力對管節(jié)糾偏更敏感．

(2) 距頂管機不同距離的管節(jié)在施工過程中的應(yīng)力和位移分布基本一致：應(yīng)力分布較為均勻，峰值應(yīng)力位于頂推面拐角附近；變形趨勢為豎向內(nèi)凹、橫向小幅外凸，峰值形變位于豎向跨中．隨著頂進距離的增加，管節(jié)的峰值應(yīng)力逐漸增大，但均未超過彈性極限，峰值形變基本穩(wěn)定．

(3) 頂管在推進過程中，鋼板的環(huán)向應(yīng)力由水土壓力控制，應(yīng)力分布呈現(xiàn)上部受拉、左右受壓；鋼板在水平方向上的軸向應(yīng)力取決于頂推力，在豎直方向上的軸向應(yīng)力由頂推力主要控制，但也受管節(jié)上下偏轉(zhuǎn)和外壁環(huán)向荷載的影響；縱向肋板在水平方向上的軸向應(yīng)力同樣取決于頂推力，在豎直方向上的軸向應(yīng)力由頂推力與外壁環(huán)向荷載共同影響，且后者主導．

(4) 頂管在后續(xù)施工過程中，鋼板與縱向肋板應(yīng)力均延續(xù)之前的受力狀態(tài)，隨時間增加呈小幅波動和相對穩(wěn)定．注漿加固對鋼板和縱向肋板的受力均有較大影響；管節(jié)環(huán)向焊接主要對鋼板的環(huán)向與軸向受力有較大影響；鋼筋綁扎和混凝土澆筑僅對鋼板的環(huán)向受力有較大影響．

(5) 除少數(shù)監(jiān)測數(shù)據(jù)外，應(yīng)力監(jiān)測值絕大部分被數(shù)值模擬應(yīng)力區(qū)間包絡(luò)．建議對應(yīng)力區(qū)間邊界值乘以1.2～1.3的系數(shù)，確保模擬值預(yù)測施工應(yīng)力足夠安全．之后類似工程可以采用數(shù)值模擬的方法實現(xiàn)對管節(jié)施工力學性能的預(yù)測和評價．

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Study on Mechanical Properties of Composite Pipe Jacking with a Super-Large Rectangular Section During Construction

Liu Hongbo1, 2, 3，Zhang Guodong1，Pan Weiqiang4，Wen Suolin4，Cui Qiandao5

(1. School of Civil Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. School of Civil Engineering，Hebei University of Engineering，Handan 056038，China；3. Key Laboratory of Coast Civil Structure and Safety of Ministry of Education，Tianjin 300072，China；4. Shanghai Tunnel Engineering Co.，Ltd.，Shanghai 200032，China；5. Tianjin International Engineering Institute，Tianjin University，Tianjin 300072，China)

Based on a case study of the Jing’an Temple Station on Line 14 of the Shanghai Metro，the structure，process，and construction monitoring scheme of a steel-concrete composite pipe jacking with a super-large rectangular section have been presented. Combined with the outcomes of the numerical simulation，the mechanical performance of the pipe during jacking and subsequent construction was demonstrated by focusing on stress monitoring data analysis to examine the mechanical properties of pipe jacking with a new super-large section in deep soft soil during construction. The results indicate that for any pipe in the pipe jacking，the stress of the steel plates and longitudinal ribs fluctuates considerably at the initial stage of jacking and at the completion of the whole steel pipe jacking. However，stability is restored at a certain value in the middle period. Furthermore，the axial stress of steel plates is more sensitive to the pipe deviation correction than the hoop stress，and the stress and displacement distribution of different sections on a single jacking pipe are constant during construction. The stress distribution is relatively uniform；the peak stress is located near the corner of the thrust surface，and the peak deformation is located in the vertical mid-span，with the deformation trend being vertically concave and slightly laterally convex. Moreover，the peak stress of the pipe gradually increases with jacking while remaining within the elastic limit. While the peak deformation remains constant，the hoop stress of the steel plates is controlled by water and soil pressure. Furthermore，the stress distribution indicates tension in the upper region and compression in the left and right regions. The axial stress depends on the jacking force，wherein the axial stress in the vertical direction is affected by the vertical deflection of the pipe and the circumferential load on the outer wall. Conversely，the axial stress of the longitudinal ribs is affected by the jacking force in the horizontal direction and the circumferential load in the vertical direction. In the subsequent construction，the internal force of the jacking pipe is relatively stable. In terms of the scope of influence，grouting reinforcement has a considerable effect on the stress of both steel plates and longitudinal ribs，circumferential welding of pipes primarily has a remarkable impact on the hoop and axial stress of steel plates，and the impact of re-bar binding and concrete casting is limited to the hoop stress of steel plates.

super-large rectangular section；steel-concrete composite pipe jacking；process and structure；numerical simulation；stress monitoring；mechanical property

10.11784/tdxbz202208016

U45

A

0493-2137(2023)11-1115-10

2022-08-12；

2022-10-02.

劉紅波（1983—??），男，博士，教授.Email：m_bigm@tju.edu.cn

劉紅波，hbliu@tju.edu.cn.

河北省全職引進高端人才科研項目(2020HBQZYC013).

Hebei Province Full-Time Top-Level Talents Introduction Project(No. 2020HBQZYC013).

(責任編輯：金順愛)