顶管施工过程实际是将多根连续管节在顶力作用下推进到掘进机开挖形成的隧洞中, 每一根管节都处于复杂多变的空间力系中, 其同时受到沿管节轴向顶力、机头迎面阻力、周围水土压力、润滑注浆压力、管土摩阻力、自重以及可能存在的地表交通荷载等。并且, 顶进力是一种循环荷载, 管节在整个过程中处于不停地加载和卸载。特别是曲线顶管相邻管节之间存在偏角, 顶进力实际以偏心荷载的方式作用于管节上。而对于曲线顶管采用的钢管节, 结构与普通顶管用钢筋混凝土管有显著差异:

　　 (1) 曲线顶管采用钢管节, 属于中间薄壁圆筒且接头两端有劲板加强的不均匀结构, 整体属于薄壁结构, 但接头处容易产生应力集中, 而普通的顶管用混凝土管却为壁厚统一的厚壁圆筒结构。

　　 (2) 钢管节为均一材料结构, 而普通钢筋混凝土管是混凝土和钢筋的复合结构。

　　 (3) 曲线顶管钢管节承插口采用螺栓限位连接, 不仅可以传递压力, 而且还能承受拉力, 防止接头发生过大偏转角, 但普通钢筋混凝土管接头为插接形式, 只能承受轴向压力。由此可见, 曲线顶管钢管节结构的复杂性必然加剧其受力的复杂性, 因此, 掌握其实际应力特性是曲线钢顶管设计施工的理论基础。

　　 目前, 国内外对于顶管管节应力特性主要开展以下研究:

　　 (1) 以材料力学截面核理论^[1,2]、弹性力学薄壁圆筒稳定理论^[3]、弹性力学厚壁圆筒模型^[4]和壳体理论^[5]等为理论基础, 对厚度统一的厚壁钢筋混凝土和玻璃纤维增强塑料管节在直线顶进和曲线偏转时的内力及变形进行了分析, 并研究了直线薄壁钢管节在轴向顶力作用下的稳定性, 分别得出了管节内力和壁厚的计算模型。

　　 (2) 管节内力监测试验, Milligan和Norris^[6]对于钢筋混凝土顶管的管土接触压力和钢筋应力等数据进行了现场监测。潘同燕^[7]对大口径急曲线钢筋混凝土顶管施工中的应力、接触压力和土体变形进行了现场试验研究。魏纲等^[8]采用同样的方法对现场施工的直线钢筋混凝土顶管管节进行了接触压力和钢筋应力监测试验, 得出直线顶管混凝土管节应力规律。杨仙^[9]对管幕预筑法中大直径直线钢顶管应力进行了监测分析, 结果表明管节基本处于受压状态。

　　 (3) 数值模拟, 黄吉龙等^[10]对大直径玻璃钢夹砂管动态顶进过程进行了有限元模拟, 指出管节接头处容易出现应力集中。陈建中^[1]采用ABAQUS对偏转条件下玻璃纤维增强塑料管节接头进行受力分析, 结果表明在达到自由偏角后, 随着偏角增大应力迅速增长。

　　 综上所述, 目前通过理论分析、试验监测和数值模拟等综合方法对壁厚均匀的直线和曲线顶管管节应力进行系统研究, 其计算模型已经被纳入顶管规范中, 对直线钢顶管受力特性仅进行了初步稳定性理论和应力试验研究, 但对于结构特殊的曲线顶管钢管节内力特性的规律研究还未开展。因此, 本文以拱北隧道管幕工程为依托, 对曲线顶管所采用的管节, 在不同偏角和轴向顶力条件下进行了受力模拟试验研究, 分析管节应力的分布和变化规律。

　　 目前正在施工的港珠澳大桥工程珠海连接线拱北隧道, 其暗挖段首次采用大直径曲线顶管管幕支护结构与冻结法止水相结合技术下穿我国陆路第一大口岸———拱北口岸^[11]。暗挖段长255m, 平面轨迹由88m缓和曲线和167m圆曲线组成, 平均曲率半径约为890m。隧道断面如图1所示, 管幕上部平均埋深为4~5m, 总高度约为23.8m, 宽约为22.2m, 开挖面积达到336.8m²。整个支护管幕由37根直径1 620mm钢管组成 (包括0号试验顶管) , 全部采用曲线顶管技术施工, 其中上层18根钢管壁厚20mm, 下层19根钢管壁厚24mm, 管间距355~358mm, 所有钢管通过东、西两个工作井实现双向顶进。

　　 本曲线顶管应力监测采用如图2所示的室内顶管模拟试验系统, 由中国地质大学 (武汉) 非开挖试验室研制, 该试验系统可同时对顶管施工各装置的密封性进行测试。试验系统的钢制外套管安装在两平行地梁之间, 地梁通过地锚螺栓固定在地基上, 试验管节连接之后插入到外套管内, 利用外套管模拟顶管掘进形成的隧洞, 并限制管节的侧向位移。管节所受轴向顶力通过MTS拟动力加载系统施加, 并利用横梁作用于试验管节接头端面上, MTS加载系统反力通过固定在地基上的钢制反力支架承受, 而试验管节末端反力直接作用在反力墙上。试验中轴向顶力采用匀速加载方式直至预定荷载, 然后保持一定时间内顶力恒定不变, 模拟施工中匀速顶进状态, 加载曲线如图3所示, 共分四级加载, 每一级顶力为200kN。

　　 试验管节共3节钢管, 长2 205mm, 外径1 620mm, 壁厚20 mm。其结构与现场施工采用的管节一致 (为便于实验室内操作, 管节长度从4 000mm缩短至2 205mm) 。管节采用钢板直接卷制焊接形成, 两端为承插式接头。为便于管节直接连接, 承插口均有环向法兰和纵向劲板加固构造, 如图4所示。为了使接头受力均匀, 承插口法兰之间安装有木垫片, 为保证管节连接可靠, 防止偏角过大导致管节破坏或失稳, 同时采用M33螺栓限位连接。

　　 为监测不同偏角管节在曲线顶进状态下的受力特性, 分别进行了0.18°、0.42°和0.53°偏角条件下的3组管节同向弯曲应力试验。通过在接头水平左右两侧安装不同厚度的木垫片来实现管节偏转, 从而调整其偏转角度。曲线顶管单根管节长度、相邻管节偏角、轨迹曲率半径、管节外径以及木垫片厚度差的关系见式 (1) , 式 (2) :

　　 式中Δd———管节接头水平位置木垫片厚度差;

　　 D_p———管节外径;

　　 δ———相邻管节之间偏角;

　　 l———单根管节长度;

　　 R———曲线顶管轨迹对应的曲率半径。

　　 根据顶管施工现场采用的木垫片规格, 同时考虑偏角对管节受力影响, 试验采用3种木垫片厚度差Δd₁=5mm, Δd₂=12mm, Δd₃=15mm, 将其分别带入式 (1) 和式 (2) 得到如表1所示的试验设计管节偏角和轨迹曲率半径参数。

　　 本试验中采用3节模拟试验管, 如图5所示, 其中管节3模拟顶管机头, 管节2为首节管, 管节1为后续管, 轴向顶力施加于管节1端面, 沿顶进力方向管节左侧水平位置为270°, 顺时针编号, 右侧水平位置为90°。3组管节偏转受力试验均采用右侧水平偏转模式, 如图5所示, 即管节弯曲内侧为90°位置, 相反管节弯曲外侧为270°位置。

　　 考虑到曲线顶管施工管节偏转条件下接头附近产生应力集中, 受力比较复杂, 因此本试验测点位置主要集中在两接头附近区域, 如图6所示。共布设12个监测断面, 其中4个主监测断面分别为Z1~Z4, 每断面10个测点, 并在管节弯曲内侧测点加密;8个辅助监测断面F1~F8, 分别有3测点和6测点监测断面两种。试验中通过在管节内壁测点粘贴双向电阻式应变花, 然后利用多通道静态应变仪实时采集各测点轴向与环向应变, 最后换算成应力数据。以接头1为例, 各断面之间的距离如图7所示。

　　 由于管节径向应力基本为零, 根据广义胡克定律, 可得出应力-应变换算公式见式 (3) :

　　 式中ε_x, ε_y———轴向与环向应变;

　　 σ_x, σ_y———轴向与环向应力;

　　 E———钢管节杨氏模量 (取210GPa) ;

　　 μ———泊松比 (取0.30) 。

　　 由式 (3) 即可根据监测应变数据换算得到对应的管节内壁轴向和环向应力值。

　　 由于3组管节偏转应力试验结果都表现为轴向和环向应力在水平位置附近发生应力集中, 而在上下位置附近应力水平较低的规律, 因此, 以0.42°偏角试验结果为例, 如图8~图15所示, 选取Z1~Z4断面各测点环向和轴向应力曲线, 分析不同轴向顶力对管节应力的影响规律。

　　 (1) 由图可得, 在同一偏角同向弯曲的条件下, 各监测断面的轴向应力和环向应力在90°和270°附近测点出现应力集中, 这是由于管节偏转通过水平位置两侧不同厚度的木垫片实现, 在偏转条件下两侧木垫片压缩变形大, 轴向顶力主要由这两部分木垫片承担, 而在上下位置 (0°和180°) 木垫片受压变形小, 传递的顶力有限。

　　 (2) 试验中各测点轴向和环向应力随着顶力的增大而增大, 各级压力下后续管上Z1和Z2断面90°位置应力大于270°位置, 这是由于90°测点位于管节弯曲内侧, 轴向顶力在管节偏转条件下在弯曲内侧产生偏心力, 导致该位置应力集中明显。但是在首节管和模拟机头的Z3和Z4断面270°位置应力却大于90°位置测点, 这是由于管节3实际相当于顶管机头, 在实际顶管施工过程中, 如果机头要发生向内偏转, 必须使得外侧导向油缸的压力和伸长量大于内侧油缸, 才能实现偏转, 此时导向油缸对首节管作用偏向外侧的偏心力, 因此导致其弯曲外侧应力反而大于内侧, 因此在接头2附近表现为外侧应力大于内侧与实际是一致的。且Z3和Z4断面应力较Z1和Z2断面明显减小, 可见, 随着顶进距离的增加, 从后续管到机头应力逐渐减小, 轴向顶力传递会发生衰减, 曲线顶管情况下, 即使不考虑侧摩阻力, 后续管节上的顶力并不能完全传递到机头位置。

　　 (3) 如图8和图10所示, Z1和Z2断面轴向各测点基本都表现为压应力, 最大压应力 (负值) 在管道的90°和270°位置, 最小压应力或最大拉应力 (正值) 在管道的0°和180°位置, 基本上应力分布在0°~180°范围内关于90°线对称, 而在180°~360°范围内关于270°线对称。同样, 图9和图11所示的环向应力分布也表现出类似规律, 但在轴向压应力的作用下, 由于泊松效应环向测点大都表现为拉应力, 并在90°和270°位置产生应力集中, 曲线基本关于水平线对称。

　　 (4) Z3和Z4断面的轴向应力如图12和图14所示, 相比Z1和Z2断面比较对称的应力分布规律, 表现为水平90°位置并不是应力集中点, 而是出现在126°测点位置, 这是由于试验过程中, 接头2两端管节除了发生预先设置的水平偏转角外, 还出现一定程度的竖向偏转, 使得应力集中点发生一定偏移。环向应力受轴向应力影响较小, 应力集中点仍出现在90°和270°位置。

　　 为分析相同轴向顶力条件下管节偏角对各测点应力的影响规律, 以Z1~Z4断面在800kN顶力作用下的轴向应力曲线为例进行分析, 如图16~图19所示。

　　 由图可得, Z1和Z2断面轴向应力随着偏转角度的增大而增大, 水平位置两侧应力集中点增加最显著, 偏转内侧90°位置应力大于外侧270°位置。偏角从0.18°增加到0.42°, 各测点应力变化不大, 而大偏角增加到0.53°, 相比前两个偏角, 应力变化幅度较大, 可见管节偏角越大, 各测点应力变化越剧烈。对于机头和首节管上的Z3和Z4监测断面, 各测点应力随偏角增大也表现为增加的现象, 但是弯曲内侧应力受偏角变化影响较外侧应力小。

　　 本文通过室内曲线顶管钢管节在不同偏角和轴向顶力作用下的受力模拟试验, 综合分析管节应力分布规律得出以下结论:

　　 (1) 在管节偏角相同条件下, 各监测断面轴向和环向应力在管节偏转的内侧和外侧位置出现应力集中;在管节只存在水平方向偏角时, 各监测断面应力分布基本上关于管道水平中心线对称;后续管节弯曲内侧应力大于外侧, 而对于机头后方的首节管却表现为弯曲外侧应力大于内侧。

　　 (2) 试验中各测点轴向和环向应力随着轴向顶力和偏角的增大而增大, 各级顶力下后续管节偏转的内侧应力增加大于外侧, 管节偏角越大, 应力增加越明显;首节管各级顶力下后续管节偏转的内侧应力增加小于外侧, 弯曲内侧应力受偏角变化影响较外侧应力小。

　　 (3) 随着曲线顶管管节数量的增加, 由于管节之间存在偏角, 作用在后续管节上的轴向压应力在向前传递的过程中发生衰减。