羅如平，胡茗鷺秋，朱碧堂，王安輝，閆文鎧

（1.華東交通大學(xué)土木建筑學(xué)院，江西 南昌330013； 2.華東交通大學(xué)江西省地下空間技術(shù)開發(fā)工程研究中心，江西 南昌330013； 3.中建安裝集團(tuán)有限公司，江蘇 南京210023）

頂推力大小是頂管工程中最為關(guān)鍵的參數(shù)之一，頂推力主要用來(lái)克服作用在管周的土壓力引起的摩擦阻力[1]，管片推進(jìn)過(guò)程中阻力較大，存在管節(jié)難以頂進(jìn)、頂管機(jī)趴窩的風(fēng)險(xiǎn)，可能引起許多施工安全問(wèn)題[2]。 減少管道與土體之間的摩擦是提高工程經(jīng)濟(jì)性和施工速度的重要手段。 在實(shí)際工程中，頂力與管周減阻措施密切相關(guān)，通常采用管壁注漿孔注入觸變泥漿進(jìn)行減阻，它可以起到潤(rùn)滑、填補(bǔ)和支撐的作用[3]。

為研究頂管頂進(jìn)過(guò)程中頂管與減阻泥漿之間的相互影響，諸多學(xué)者通過(guò)理論法、實(shí)驗(yàn)法等對(duì)其進(jìn)行了研究。 葉藝超[4]等認(rèn)為頂管在理想懸浮狀態(tài)時(shí)， 可采用流體力學(xué)平行平板模型計(jì)算頂推力；張鵬等[5]認(rèn)為頂管靜置重啟時(shí)側(cè)摩阻力應(yīng)采用泥漿靜切力計(jì)算， 當(dāng)管道和泥漿發(fā)生較大的相對(duì)滑動(dòng)后，可采用流體力學(xué)模型計(jì)算管漿滑動(dòng)摩阻力； 王雙[6]等提出了判斷3 種常見泥漿套形態(tài)的方法，并針對(duì)這三種形態(tài)提出了摩阻力計(jì)算公式；林越翔[7]等采用不同土壓力計(jì)算模型推導(dǎo)了仿矩形頂管管壁摩擦阻力的理論公式。

在試驗(yàn)研究方面，李天降等[8]采用直剪試驗(yàn)對(duì)混凝土管片與砂土接觸面剪切摩擦特性進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)觸變泥漿可降低70%～80%的剪切力， 并隨著法向應(yīng)力的增加減阻效果隨之降低；Zhou 等[9]采用模型試驗(yàn)研究了淤泥地層頂管隧道在注漿條件下頂推力的變化規(guī)律；Namli 等[10]通過(guò)模型試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)在非常低的壓力下注入泥漿也能形成泥漿界面，并且界面摩擦系數(shù)約為管土界面摩擦系數(shù)的10%；喻軍等[11]通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)對(duì)漿土混合體與管節(jié)之間的摩擦系數(shù)開展了相關(guān)研究，試驗(yàn)結(jié)果表明頂推過(guò)程中停置時(shí)間過(guò)長(zhǎng)摩阻力則會(huì)增長(zhǎng)一半；黃建華等[12]通過(guò)管片摩擦試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)泥漿可將飽和砂土摩阻力降至63.1%；鄭守銘[13]通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)得出在泥漿條件下平均摩擦力實(shí)測(cè)值在5～6 kPa；Feng等[14]通過(guò)室內(nèi)直剪試驗(yàn)，得出泥漿減阻下混凝土-砂界面的剪切應(yīng)力可降低60%～80%， 隨著砂粒粒徑的增加， 混凝土-砂粒界面殘余剪應(yīng)力先增大后減?。籐i 等[15]考慮了靜置時(shí)間對(duì)管土界面的力學(xué)特性和剪切機(jī)理變化， 發(fā)現(xiàn)管道-土界面摩擦系數(shù)隨停滯時(shí)間的增加而增大，且與觸變泥漿狀態(tài)和參與剪切的砂礫質(zhì)含量有關(guān)。

值得注意的是，在頂管施工過(guò)程中由于開挖卸荷影響，管壁外圍土體難免會(huì)掉落、塌落進(jìn)預(yù)留縫隙中。 特別是在某些土體自穩(wěn)能力差的情況下，如富水砂層，土體掉落量將會(huì)更多，從而不可避免地改變泥漿與管體的摩擦特性[16]。此外，在頂管施工過(guò)程中會(huì)發(fā)生施工停頓， 施工停頓間歇也將引起泥漿-管片摩擦力學(xué)性質(zhì)的變化。

總體而言，既有理論法研究針對(duì)復(fù)雜工況難以適用，試驗(yàn)研究還主要是通過(guò)不同試驗(yàn)方法對(duì)不同地層條件中觸變泥漿的減阻效果進(jìn)行對(duì)比分析，均未充分考慮土層塌落及施工停滯對(duì)觸變泥漿減阻效果的影響特性，也鮮有考慮二者交叉影響下頂管管壁側(cè)摩阻力的發(fā)展規(guī)律研究。

本文以長(zhǎng)江引水工程及句容第一水廠頂管工程為依托， 通過(guò)開展一系列室內(nèi)頂管模型試驗(yàn)，對(duì)不同含砂量觸變泥漿及施工停置影響下的管土摩擦界面進(jìn)行系統(tǒng)研究，得到了在不同含砂量及不同靜置時(shí)間條件下頂管側(cè)壁摩阻力值及其發(fā)展規(guī)律。

1 工程概況

長(zhǎng)江引水工程及句容第一水廠頂管工程，是目前國(guó)內(nèi)較有特色的頂管工程，其主要特點(diǎn)在于：①頂管頂進(jìn)距離長(zhǎng)1.6 km， 其中水下管線長(zhǎng)度部分為1.3 km，管道自長(zhǎng)江大堤邊工作井向長(zhǎng)江取水頭部頂進(jìn)；②頂管埋深大，管道中心標(biāo)高為-36 m，直徑Φ1 800 mm，管材為鋼管；③水文地質(zhì)條件復(fù)雜，主要地層為富水砂層，頂進(jìn)范圍內(nèi)長(zhǎng)江平均水深22.2 m，平均覆土深度約為13.8 m，頂管處水頭壓力大。 地層自上而下分別為: 雜填土、素填土、拋石、浜底淤泥、粉質(zhì)黏土、淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土、粉砂、粉細(xì)砂、中細(xì)砂。 頂管施工主要在粉細(xì)砂中頂進(jìn)，局部在中細(xì)砂與粉質(zhì)黏土中頂進(jìn)，長(zhǎng)江引水頂管工程地質(zhì)剖面示意圖如圖1 所示（圖中：①為填土；②為淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土；③為粉質(zhì)黏土夾粉性土；④為粉細(xì)砂；⑤為中細(xì)砂；⑥為礫砂；⑦為粉質(zhì)黏土）。

圖1 長(zhǎng)江引水頂管工程地質(zhì)剖面圖Fig.1 Geological profile of Yangtze River diversion pipe jacking project

基于上述工程特點(diǎn)，在高水壓、粉細(xì)砂地層中頂管頂進(jìn)易引起管壁外圍砂土坍塌、 掉落至管壁外側(cè)的泥漿中，從而導(dǎo)致觸變泥漿性質(zhì)發(fā)生改變。此外，由于頂進(jìn)距離長(zhǎng)，難免遇到某些因素導(dǎo)致施工停頓，靜置過(guò)程中泥漿包裹砂土并逐漸形成一定的空間結(jié)構(gòu)，導(dǎo)致頂管重啟時(shí)需要克服相應(yīng)的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，頂推力顯著增加。 為了探究觸變泥漿含砂量及靜置時(shí)間對(duì)頂管頂推力的影響特性，本文開展了200 多組室內(nèi)頂管模型試驗(yàn)，得到了上述影響因素作用下管壁峰值摩擦力及殘余摩擦力值及其發(fā)展規(guī)律。

2 室內(nèi)模型試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)裝置及試驗(yàn)方法

如圖2 所示，試驗(yàn)?zāi)Ｐ脱b置由模型主體裝置、定位裝置和數(shù)據(jù)采集裝置三部分組成。 模型主體裝置主要分為模型箱、鋼管、頂推桿組成。其中，模型箱用來(lái)裝泥漿-砂土混合物，模型箱凈尺寸為長(zhǎng)500 mm，寬300 mm，高400 mm。

圖2 頂管模型試驗(yàn)裝置Fig.2 Pipe jacking model testing device

為防止模型箱中泥漿在試驗(yàn)過(guò)程中從兩側(cè)流出，模型箱兩側(cè)都裝有橡膠墊片。 鋼管節(jié)穿過(guò)模型箱，進(jìn)行不同含砂量、不同靜置時(shí)間條件下泥漿接觸面的頂推力測(cè)試；頂推桿通過(guò)定位導(dǎo)軌裝置以及激光水平儀確保軸向頂推力不產(chǎn)生偏心、 偏壓作用。 數(shù)據(jù)采集裝置采用手持式移動(dòng)測(cè)力數(shù)顯儀和高精度壓力傳感器，用來(lái)測(cè)量并記錄頂推桿頂推過(guò)程中鋼管節(jié)與試樣產(chǎn)生的實(shí)時(shí)摩阻力。

試驗(yàn)主要過(guò)程如下：

1） 試驗(yàn)開始前，將所有裝置安裝完成，打開激光水平儀，調(diào)整設(shè)備使其保持在同一水平位置。 管節(jié)置于模型箱中，從箱體一側(cè)開口處將管節(jié)頂推至另一側(cè)開口處，測(cè)試箱體兩側(cè)洞口橡膠墊片對(duì)管節(jié)的摩擦力。

2） 將模型箱填滿泥漿-砂土混合樣，使用頂推桿將鋼管節(jié)勻速向模型箱內(nèi)頂進(jìn)， 并通過(guò)壓力傳感器測(cè)量管節(jié)與泥漿-砂土混合樣、橡膠墊片相互接觸的總頂推力，將總頂推力減去1）中測(cè)得的墊片摩擦力即可得到管節(jié)與泥漿-砂土混合樣的摩擦力值。

3） 做完一組泥漿含砂量的摩擦試驗(yàn)后，將其按不同靜置時(shí)間進(jìn)行靜置，當(dāng)靜置完成后，在未擾動(dòng)的情況下進(jìn)行不同靜置時(shí)間的摩擦試驗(yàn)。

4） 根據(jù)體積比制備不同含砂量的泥漿-砂土混合樣，在不同含砂量、不同靜置時(shí)間條件下多次重復(fù)上述步驟并記錄數(shù)據(jù)， 試驗(yàn)工況見表1，#A 按含砂量進(jìn)行編號(hào)，（按靜置時(shí)間共試驗(yàn)26 種工況。按#A-B 進(jìn)行編號(hào)，其代表含砂量為10×A%靜置B h下進(jìn)行的頂管試驗(yàn)）。

表1 試驗(yàn)工況Tab.1 Test conditions

2.2 試驗(yàn)材料

如圖3 所示，本次室內(nèi)模型試驗(yàn)所用試驗(yàn)材料為砂土、膨潤(rùn)土觸變泥漿。 其中觸變潤(rùn)滑泥漿由質(zhì)量比為膨潤(rùn)土∶純堿∶CMC （羧甲基纖維素鈉）∶水=9∶0.5∶0.2∶100 制備而成。 采用馬氏漏斗黏度計(jì)對(duì)泥漿的黏度進(jìn)行了測(cè)量，泥漿黏度為212 s。

圖3 模型試驗(yàn)材料Fig.3 Model test materials

值得說(shuō)明的是，為了防止試驗(yàn)過(guò)程中因?yàn)槟酀{黏度過(guò)低、對(duì)砂土顆粒的包裹性不夠，導(dǎo)致砂土沉積至底部，從而改變管壁摩擦界面工況，將泥漿制備為較稠狀態(tài)，既能達(dá)到良好的減阻效果，同時(shí)也能有效支撐砂土顆粒，防止砂土隨著靜置時(shí)間而沉積至底部。試驗(yàn)用砂具體參數(shù)見表2。其中：d10為有效粒徑；d50為平均粒徑；d60為限制粒徑；Cc為曲率系數(shù)；Cu為不均勻系數(shù)；ρdmax，ρdmin為最大， 最小干密度；w 為含水率。 砂土顆粒級(jí)配曲線見圖4，膨潤(rùn)土泥漿性能參數(shù)見表3。

表2 試驗(yàn)用砂基本物理指標(biāo)Tab.2 Basic physical indexes of sand in the tests

表3 膨潤(rùn)土泥漿基本性能指標(biāo)Tab.3 Basic performance index of bentonite slurry

圖4 砂土顆粒級(jí)配曲線Fig.4 Particle gradation curve of sandy soil

為使試驗(yàn)數(shù)據(jù)更為準(zhǔn)確、可靠，每種工況均做了6 次及以上重復(fù)性試驗(yàn)。 下文所有試驗(yàn)數(shù)據(jù)均已減去兩側(cè)洞口橡膠墊片對(duì)管節(jié)的摩擦力， 僅分析管-土界面的摩擦力值。

3 模型試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 泥漿含砂量影響

圖5 為6 種不同含砂量下管道-土界面頂推力-頂進(jìn)位移變化曲線，按#A-B 進(jìn)行編號(hào)，其代表含砂量為10×A%， 靜置B h 下的頂管試驗(yàn)。 其中#0-0 h試樣為純泥漿，#10-0 h 試樣為飽和砂。No.1～No.6 為該工況條件下重復(fù)性試驗(yàn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，平均則表明該工況條件下6 組試驗(yàn)數(shù)據(jù)平均值。 從圖5 可以看出：不同含砂量條件下， 頂管摩阻力均在啟動(dòng)階段增長(zhǎng)顯著，在快速達(dá)到峰值后基本保持穩(wěn)定狀態(tài)；隨著含砂量的增大，頂管摩阻力增長(zhǎng)明顯，純泥漿狀態(tài)下頂推力約為32 N， 而在飽和砂土中頂推力接近400 N。此外，從圖中還可以看出，不同工況條件下各重復(fù)性試驗(yàn)數(shù)據(jù)總體較為穩(wěn)定，波動(dòng)范圍較小，可滿足試驗(yàn)結(jié)果分析需要。

圖5 不同含砂量下頂推力-頂進(jìn)位移曲線Fig.5 Jacking force-jacking displacement curve under different sand content

為了便于分析不同含砂量對(duì)泥漿減阻效果的影響， 將所有工況的頂推力平均曲線進(jìn)行對(duì)比分析，如圖6 所示。 從圖中可以看出：在含砂量在0～20%時(shí)，試樣主體仍然為觸變泥漿，包裹在泥漿內(nèi)部的砂土顆粒并不會(huì)顯著改變管片-泥漿的摩擦特性，頂管頂推力變化較??；當(dāng)含砂量超過(guò)40%后，試樣已成為泥-砂混合物，隨著含砂量的增大，頂推力增長(zhǎng)較為明顯，此時(shí)膨潤(rùn)土泥漿主要起到顆粒間的潤(rùn)滑作用， 管片與試樣間的摩擦力逐漸有管片-泥漿摩擦轉(zhuǎn)為管片-砂土間的摩擦。 在實(shí)際工程中，為了使膨潤(rùn)土泥漿充分發(fā)揮減阻作用，應(yīng)該在保證泥漿流動(dòng)性的前提下盡可能提高其黏度值，使得泥漿含砂量不超過(guò)20%。

圖6 不同含砂量下平均頂推力-頂進(jìn)位移曲線Fig.6 Average jacking force-jacking displacement curve under different sand content

將圖6 中不同含砂量穩(wěn)定狀態(tài)下頂推力除以管土界面的表面積，得到管片與試樣間的界面摩擦強(qiáng)度值，如圖7 所示。 從圖中可直觀地看出，隨著含砂量的不斷增大，管土界面間摩擦強(qiáng)度呈現(xiàn)類似指數(shù)型增長(zhǎng)，當(dāng)泥漿含砂量為0%時(shí)，界面摩擦強(qiáng)度約為0.2 kPa，頂推力可降低至純砂土狀態(tài)摩擦力值的90%，泥漿減阻效果良好。 當(dāng)泥漿含砂量少于20%時(shí)，減阻效果僅下降5%；而當(dāng)含砂量在20%～60%之間時(shí)，界面摩擦強(qiáng)度約在0.3～0.8 kPa 之間，且隨著含砂量增大，摩擦強(qiáng)度顯著增長(zhǎng)。 值得注意的是，當(dāng)泥漿含砂量超過(guò)60%后，砂土顆粒將成為骨架材料， 膨潤(rùn)土主要對(duì)顆粒間起到一定的潤(rùn)滑作用，使得膨潤(rùn)土泥漿減阻效果快速下降。

圖7 不同含砂量的摩擦強(qiáng)度及減阻效果圖Fig.7 Friction strength and drag reduction effect of different sand content

3.2 泥漿靜置時(shí)間影響

由于篇幅限制，以純泥漿靜置時(shí)間為例，圖8 為5 種不同靜置時(shí)間下管片-土界面頂推力-頂進(jìn)位移影響變化曲線。與不同含砂量試驗(yàn)相同，No.1～No.6 為該工況條件下重復(fù)性試驗(yàn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，平均曲線為該工況條件下6 組試驗(yàn)數(shù)據(jù)的平均值。

圖8 純泥漿不同靜置時(shí)間下頂推力-頂進(jìn)位移曲線Fig.8 Jacking force-jacking displacement curve under different resting time of pure slurry

從圖中可以直觀看出：與不考慮靜置時(shí)間的試驗(yàn)結(jié)果相比，不同靜置時(shí)間下管片頂推力發(fā)展曲線有著明顯的峰值頂推力和殘余頂推力，且靜置時(shí)間越長(zhǎng)，二者差別越為顯著。 頂推力在啟動(dòng)階段增長(zhǎng)顯著，在快速達(dá)到峰值頂推力后，隨著頂管的進(jìn)一步推進(jìn)，減阻泥漿發(fā)揮其觸變特性，靜置形成的內(nèi)部結(jié)構(gòu)被重新破壞，頂管頂推力逐漸下降，并最終保持穩(wěn)定狀態(tài)（此階段本文稱之為殘余頂推力）。

如圖9 為不同含砂量、不同靜置時(shí)間下的平均頂推力曲線圖，從圖中可以看出，所有曲線均呈現(xiàn)先增大后減小再平穩(wěn)的變化趨勢(shì)。 經(jīng)過(guò)一段時(shí)間靜置后，膨潤(rùn)土泥漿與砂土顆粒形成了一種較為穩(wěn)定的凝膠狀土體，在頂管啟動(dòng)初始階段，頂管需要克服這種凝膠狀土體所帶來(lái)的頂推力；隨著頂管的持續(xù)頂進(jìn)，管片與凝膠狀土體之間的不斷摩擦、擾動(dòng)，頂推力逐漸降低， 直至凝膠狀結(jié)構(gòu)被完全破壞，頂推力保持在穩(wěn)定狀態(tài)。

圖9 不同靜置時(shí)間下平均頂推力-頂進(jìn)位移曲線Fig.9 Average jacking force-jacking displacement curve under different resting time

頂推力達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)所需要的頂進(jìn)距離與含砂量和靜置時(shí)間相關(guān)。 靜置0～4 h 時(shí)，不同含砂量下頂推力-頂進(jìn)位移曲線總體變化幅度較小， 頂推力很快達(dá)到殘余頂推力；與靜置0～4 h 相比，靜置8～12 h 需要大約6 cm 的頂進(jìn)位移才能達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，而靜置24 h 時(shí)，達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)需要大約9 cm 左右的頂進(jìn)位移。

圖10 為不同含砂量及靜置時(shí)間下頂管峰值頂推力分布曲線，從圖中可以看出：當(dāng)泥漿含砂量較少（0～20%），試樣靜置時(shí)間在12 h 時(shí)，峰值摩擦強(qiáng)度隨著靜置時(shí)間增長(zhǎng)而不斷提高，提升幅度在10%～45%；靜置時(shí)間超過(guò)12 h 后，峰值頂推力隨靜置時(shí)間變化并不明顯。 當(dāng)泥漿與砂土含量相當(dāng)時(shí)（40%～60%），隨著靜置時(shí)間的增長(zhǎng)（0～12 h），峰值頂推力增長(zhǎng)幅度在20%～50%。 但與含砂量較少的情況不同，隨著靜置時(shí)間的進(jìn)一步增長(zhǎng)，峰值頂推力依舊持續(xù)增大， 最大可提高至未靜置時(shí)峰值頂推力的80%，減阻效果大幅度下降。 當(dāng)含砂量到達(dá)80%時(shí)，隨著靜置時(shí)間的增加 （0～12 h）， 摩擦強(qiáng)度快速增大，靜置24 h 已經(jīng)接近純砂土狀態(tài)摩擦力，減阻效果接近于0。 從上述試驗(yàn)結(jié)果可以看出， 含砂量越高，靜置時(shí)間對(duì)管-土界面摩擦強(qiáng)度的影響越大。

圖10 峰值摩擦隨靜置時(shí)間變化曲線Fig.10 Peak friction variation curve with resting time

峰值頂推力為頂管停置并重新啟動(dòng)所需要克服的最大摩擦力值，殘余頂推力則為啟動(dòng)后正常頂進(jìn)所需要克服的管壁摩阻力值。 圖11 為不同含砂量及靜置時(shí)間下頂管殘余頂推力分布曲線。 從圖中可以看出：當(dāng)泥漿含砂量小于60%時(shí)，殘余摩擦強(qiáng)度在不同靜置時(shí)間條件下近似相等，說(shuō)明隨著頂管頂進(jìn)時(shí)對(duì)界面的不斷擾動(dòng)、摩擦使得試樣靜置形成的凝膠狀結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)變回初始狀態(tài)。 但當(dāng)含砂量達(dá)到80%時(shí)，靜置24 h 后的殘余頂推力仍會(huì)增大6% ～ 8%。

圖11 殘余摩擦隨靜置時(shí)間變化曲線Fig.11 Residual friction variation curve with resting time

4 結(jié)論

1） 純泥漿狀態(tài)下， 管-土界面摩擦強(qiáng)度約為0.2 kPa， 頂推力可降低至純砂土狀態(tài)摩擦力值的90%，減阻效果顯著。

2） 頂推力隨著泥漿含砂量的增加呈指數(shù)型增長(zhǎng)，當(dāng)泥漿含砂量在20%以內(nèi)時(shí)，含砂量對(duì)泥漿減阻效果影響較小，減阻效果僅下降5%左右；而當(dāng)含砂量超過(guò)60%后，砂土顆粒成為骨架材料，膨潤(rùn)土泥漿減阻效果快速下降。

3） 不同靜置時(shí)間下頂管頂推力-頂進(jìn)距離曲線呈現(xiàn)先增大后減小再平穩(wěn)的變化趨勢(shì)， 含砂量越高，靜置時(shí)間對(duì)管-土界面摩擦強(qiáng)度的影響越大。

4） 當(dāng)泥漿含砂量小于20%， 靜置12 h 后峰值摩擦強(qiáng)度提升幅度在10% ～ 45%； 當(dāng)含砂量到達(dá)80%時(shí)，靜置24 h 后已經(jīng)接近純砂土摩擦力，減阻效果接近0。

5） 泥漿含砂量小于60%時(shí)，管-土界面的殘余摩擦強(qiáng)度基本不受靜置時(shí)間影響， 當(dāng)含砂量達(dá)到80%后，靜置24 h 的殘余摩擦強(qiáng)度仍有6%～8%的提高。

6） 在實(shí)際頂管施工過(guò)程中，當(dāng)遇到施工停頓需盡早解決并及時(shí)恢復(fù)施工；若施工停頓時(shí)間大于1 d，為保證施工安全，重啟時(shí)極限頂推力應(yīng)至少大于停工前頂推力的80%。