超大类矩形断面复合顶管施工力学性能研究.pdf

第 56 卷 第 11 期 2023 年 11 月 天津大学学报(自然科学与工程技术版)Journal of Tianjin University(Science and Technology)Vol.56 No.11Nov.2023 收稿日期：2022-08-12；修回日期：2022-10-02.作者简介：刘红波（1983 ），男，博士，教授.通信作者：刘红波，.基金项目：河北省全职引进高端人才科研项目(2020HBQZYC013).Supported by Hebei Province Full-Time Top-Level Talents Introduction Project(No.2020HBQZYC013).DOI:10.11784/tdxbz202208016 超大类矩形断面复合顶管施工力学性能研究 刘红波1,2,3，张国栋1，潘伟强4，温锁林4，崔乾道5(1.天津大学建筑工程学院，天津 300072；2.河北工程大学土木工程学院，邯郸 056038；3.滨海土木工程结构与安全教育部重点实验室，天津 300072；4.上海隧道工程有限公司，上海 200032；5.天津大学国际工程师学院，天津 300072)摘 要：依托上海轨道交通 14 号线静安寺站工程，介绍了超大类矩形断面钢-混凝土复合顶管的结构构造、加工制作与施工监测方案，重点分析应力监测数据并结合数模结果揭示了管节在顶进及后续施工中的受力性能，以此来研究大埋深软土地层中新型超大断面顶管的施工力学特性结果表明：对于顶管中的任一管节，钢板与纵向肋板的应力在该管节顶进初期与全钢管顶推完成时出现较大波动，而中间段基本稳定在某一数值，且钢板轴向受力相比环向受力对管节纠偏更敏感；同一顶管不同管节在施工过程中的应力和位移分布一致：应力分布较为均匀，峰值应力位于顶推面拐角附近；变形趋势为竖向内凹、横向小幅外凸，峰值形变位于竖向跨中；管节峰值应力随顶管推进逐步增大，但均未超过弹性极限，峰值形变保持稳定；钢板的环向应力由水土压力控制，应力分布为上部受拉、左右受压，轴向应力由顶推力控制，其中竖直方向上的轴向应力也受管节竖向偏转和外壁环向荷载的影响；纵向肋板的轴向应力在水平方向上由顶推力控制，在竖直方向上由外壁环向荷载控制；后续施工过程中，顶管受力相对稳定 影响范围方面：注浆加固对钢板和纵向肋板的受力均有较大影响；管节环向焊接主要对钢板的环向与轴向受力有较大影响；钢筋绑扎和混凝土浇筑仅对钢板的环向受力有较大影响 关键词：超大类矩形断面；钢-混凝土复合顶管；加工构造；数值模拟；应力监测；力学性能 中图分类号：U45 文献标志码：A 文章编号：0493-2137(2023)11-1115-10 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)Abstract：Based on a case study of the Jingan 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 rectangu-lar section have been presented.Combined with the outcomes of the numerical simulation，the mechanical perform-ance of the pipe during jacking and subsequent construction was demonstrated by focusing on stress monitoring dataanalysis 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.How-ever，stability is restored at a certain value in the middle period.Furthermore，the axial stress of steel plates is more 1116 天津大学学报(自然科学与工程技术版)第 56 卷 第 11 期 sensitive to the pipe deviation correction than the hoop stress，and the stress and displacement distribution of differentsections 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 distribu-tion indicates tension in the upper region and compression in the left and right regions.The axial stress depends on thejacking force，wherein the axial stress in the vertical direction is affected by the vertical deflection of the pipe and thecircumferential load on the outer wall.Conversely，the axial stress of the longitudinal ribs is affected by the jackingforce 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 pri-marily has a remarkable impact on the hoop and axial stress of steel plates，and the impact of re-bar binding and con-crete casting is limited to the hoop stress of steel plates.Keywords：super-large rectangular section；steel-concrete composite pipe jacking；process and structure；numerical simulation；stress monitoring；mechanical property 随着城市地下空间朝网络化方向发展，沿海城市软土地层中的地铁建设需求与日俱增1-2 以往的暗挖车站案例土质较硬，而软土地区施工则会面临地层敏感性高、施工变形控制难等风险3，相比硬土层难度更大 同时，中心城市的高密度人口决定了大断面甚至超大断面隧道应用的必要性，但传统大断面钢筋混凝土管节存在构件自重大、吊装运输困难的缺陷，而大断面钢管节则存在稳定性差的风险 因此，软土地层中超大断面管节的结构研发与施工力学性能研究对新形势下的城市地下交通建设具有重要意义 目前利用顶管法开挖地下隧道的科学研究已较为丰富 针对顶管施工对环境的扰动，Rogers 等4通过模型试验描述了顶进法在砂土中引起的地面沉降的完整模式；房营光等5根据现场监测和试验结果分析了大型顶管施工引起土体变形的机理和行为；潘伟强6通过现场实测分析了管幕群顶管顶进对地面沉降的影响 针对顶管顶力，Li 等7结合室内试验与有限元法研究了超长距离岩石微盾构顶管应用的顶进力变化规律；Wen 等8考虑管-土-泥浆相互作用，提出顶管顶力的 5 种经典解析计算模型及预测公式；张鹏等9基于管土接触特性，推导出考虑管浆摩阻力的顶进力计算公式；Chen 等10介绍了三维弯管顶推力的估算和实测数据分析 针对顶管受力性能的研究则较少，Milligan 等11对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；刘翔等12对外径 4.64m 的钢筋混凝土顶管的管壁接触压力和环向钢筋受力进行了测试；张鹏等13对直径 1.62m的深埋曲线钢顶管在施工过程中的管节应变予以了监测分析 综上所述，目前对顶管的研究多集中于对环境的扰动与顶力的计算，对顶管受力特性的研究较少，尤其是大埋深软土中超大类矩形断面顶管的施工力学性能研究鲜有文献涉及，同时顶管的结构形式创新也较为缺乏 鉴于此，本文依托中国首个应用超大类矩形断面钢-混凝土复合顶管工艺建造车站主体的工程上海轨道交通 14 号线静安寺站，介绍该顶管的内部构造与加工组装过程，以及钢板与肋板的施工应力监测方案，利用监测数据结合数值模拟分析总结其管节在推进中与推进完成后的受力分布以及变化规律 1 工程概况 静安寺站位于上海市静安区，为 3 条地铁线的换乘站，环境复杂，管线众多 为减少对环境的影响，车站 B 区采用顶管法施工 如图 1 所示，B 区分为站台层和站厅层，净距 5.4 m，下部站台层采用两条长度为 82m、断面尺寸为 9.9m8.7m 的类矩形顶管隧道，顶管中心埋深约 20 m，距离高架桥桩最小净距 图 1 车站 B区横断面(单位：m)Fig.1 Cross section of station B(unit：m)2023 年 11 月 刘红波等：超大类矩形断面复合顶管施工力学性能研究 1117 5.6m，两条顶管净距仅为 2.0m 站台层顶管为本文研究对象 根据地质资料，站台层顶管主要位于淤泥质黏土和黏土层，承载力特征值分别为 50kPa 和 65kPa，含水量分别为 50.5%和 38.5%，呈流塑、软塑状态，具有高等压缩性，属于典型软土地层14 2 复合顶管的结构构造与加工制作 对于大断面甚至超大断面顶管结构，传统钢筋混凝土管节自重大，吊装及运输困难，只能现场预制施工，需要较大施工场地，整体工期长，且管节环缝易渗漏水15；而传统钢管节属于薄壁结构，稳定性差，尤其在大断面大埋深情况下，局部或整体的失稳风险极大16 鉴于此，上海静安寺站 B 区站台层顶管采用钢管节后浇钢筋混凝土结构形式的新型复合管节，克服了以上传统单一管节的缺陷，具有防水性好、承载力大、整体刚度大、不均匀沉降小、便于运输吊装等优点，是一种创新高效的结构形式 钢管节后浇钢筋混凝土复合顶管结构，即在顶管推进阶段采用钢管节，待顶管贯通后铺设钢筋，安装复合模板，浇筑混凝土其中，钢管节牌号为Q355，混凝土强度等级为 C50，钢筋牌号为 HPB300和HRB400 钢 板 厚 度30mm，管 壁 总 厚 度525mm 顶管断面尺寸为 9.9m8.7m，如图 2 所示 单一管节沿纵向长 2m，如图 3 所示 图 2 顶管横断面(单位：mm)Fig.2 Cross-section of pipe jacking(unit：mm)钢管节分为 2 半节在工厂预制，每半节进一步细分为 3 个片体，管片分段如图 4 所示 管片包括背板及内隔腔两大部分，其中纵向加强板及纵肋、环向加强板及环肋分别构成两个方向上的 T 型件，再由该两个方向上的 T 型件正交焊接组成内隔腔，如图 5所示 每个片体均先制作小组件，然后以背板为基准，从内向外地安装各行各列的 T 型件，片体制作完成后再整体合拢成型，管节分块合拢缝不焊接，便于汽车运输，待运输至施工现场后再进行合拢 图 3 顶管纵向连接图(单位：mm)Fig.3 Longitudinal pipe jacking connection(unit：mm)（a）管节分段划分(2 半节)（b）管节分段划分(6 小节)图 4 管节分段划分示意 Fig.4 Schematic diagram of pipe division 图 5 管片构造示意 Fig.5 Schematic diagram of a segment 工厂加工情况如图 6 所示 纵缝内外侧均采用焊接方式连接，并错缝拼接，如图 3 中深色线条所示 环缝采用承插口式“F 型”接头并结合直螺栓连接，如图 7 所示 环缝处设置 3 块橡胶密封垫，由外 1118 天津大学学报(自然科学与工程技术版)第 56 卷 第 11 期 （a）加劲肋 （b）背板 （c）内部实物图 （d）外部实物图 图 6 工厂构件示意 Fig.6 Photos of components in the factory （a）环缝接头 （b）节点细节 图 7 环缝接头构造示意 Fig.7 Schematic diagram of circular seam construction 向内分别为 1 块遇水膨胀橡胶与 2 块鹰嘴型氯丁橡胶，橡胶密封垫间用两块钢环固定 相邻管节拼装就位后，密封垫被压缩，密封垫与钢板接触面上产生接触压应力，防水密封性能优越 螺栓采用 M30 高强螺栓，环向共设置 24 处，能够抵抗因不均匀沉降、密封垫上下表面的膨胀等造成的剪切力 3 数值模拟分析 采用有限元分析软件 ABAQUS 建立顶管推进的三维数值模型，因推进过程中混凝土还未浇筑，故仅对钢顶管进行分析 3.1 管-土模型的建立 土体模型计算范围一般沿洞径各方向均不小于3.55.0 倍洞径4，顶管尺寸 9.9m8.7m，故建立土体模型尺寸为 100m2m70m，并根据实际工程将土体分为 4 层考虑 土体本构模型采用 Mohr-Coulomb 屈服准则，具体物理力学指标如表 1 所示.管节钢材牌号 Q355，密度 7850kg/m3，弹性模量206000MPa，泊松比 0.3，屈服强度 335MPa，抗拉强度 470MPa 计算中，土体模型左右两面约束其水平位移，前后两面约束纵向位移，底面约束其竖向位移，上表面为自由边界 将推进力简化为均布压强施加在顶推面上 土体内表面与顶管外表面采用切向摩擦接触与法向硬接触，管节各组成部分采用绑定(tie)约束模拟拼装焊接土体采用八节点六面体实体单元(C3D8R)，顶管采用四节点壳单元(S4R)，顶管网格70mm，土体全局网格 5000mm，顶管附近加密至150mm 模型如图 8 所示 表 1 土层物理力学指标统计 Tab.1 Statistics of mechanical and physical soil layer indicators 土名 埋深 h/m 重度/(kNm-3)黏聚力 c/kPa 内摩擦角/()静止侧压力系数 K0泊松比 弹性模量 E/MPa 淤泥质粉质黏土 09.0 17.3 12 15.0 0.51 0.35 12.09 淤泥质黏土 17.5 16.7 14 11.5 0.59 0.42 09.04 黏土 21.8 17.8 17 13.0 0.51 0.40 10.60 粉质黏土 30.3 18.0 17 17.5 0.48 0.34 26.41 （a）管-土模型 （b）荷载边界 （c）网格划分 图 8 管-土有限元模型 Fig.8 Pipe-soil finite element model 需要说明的是，若建立 82m 长管-土模型并运行计算，时间成本巨大，且不利于推广到类似工程中，因此本文提出仅建立 2m 长管-土模型(即单一管节的长度)，不同顶进距离下的管节受力分析通过施加不同顶推力来实现，既大幅节约了时间，又可以反映全长顶管在推进过程中的受力特性 分析步骤包括以下 3 步 (1)平衡初始地应力场，得到开挖前的初始应力状态 2023 年 11 月 刘红波等：超大类矩形断面复合顶管施工力学性能研究 1119 (2)施加顶推力 荷载根据上海市工程建设规范17中的顶力公式计算并对比现场监测数据确定，经比较监测值在理论值区间内18，使用理论值更为安全 顶推荷载见表 2 荷载方向与推进方向一致.(3)开挖 2m 土体，即一个顶管管节的长度，杀死土体的同时，激活顶管单元 初步计算距离顶管机 2m、12m、32m、52m、82m 5 个位置处的施工模型，以探究不同顶进距离下管节的受力与变形规律 表 2 顶管顶推力 Tab.2 Values of pipe jacking thrust 顶进距离/m 顶推力/MN 2 26.2 12 27.2 32 29.1 52 30.9 82 34.0 工程中顶管的顶进推力由顶进油缸提供，其通过电气控制和手动控制台来实现缸体的前进和后退，且配备远程信息传输系统，将顶力、推进速度等设备与施工信息传输至管控中心，实时监控调整 3.2 模拟结果分析 由于篇幅所限，这里以顶管推进 32m 和 82m 计算结果为例说明 由图 9 和图 10 可知，在施工过程中，不同顶进距离下管节的应力和位移分布一致：应力分布较为均匀，峰值应力位于顶推面拐角附近；变形趋势为竖向内凹，横向小幅外凸，峰值形变位于竖向跨中；顶部峰值形变较小，底部较大 由表 3 可知，随着顶进距离的增加，模型的峰值应力逐步增大，但均未超过弹性极限；峰值形变保持稳定 关于不同顶进距离下管节钢板与肋板的具体应力模拟结果在第 5 节中与现场监测数据对比论述 （a）应力云图 （b）位移云图 图 9 管-土模型推进 32 m模拟结果 Fig.9 Simulation outcomes of pipe-soil model at a jack-ing distance of 32 m （a）应力云图 （b）位移云图 图 10 管-土模型推进 82 m模拟结果 Fig.10Simulation results of pipe-soil model at a jacking distance of 82 m 表 3 管-土模型不同顶进距离下的模拟结果 Tab.3Simulation results of the pipe-soil model with dif-ferent jacking distances 顶进距离/m峰值应力/MPa 峰值形变(顶部/底部)/mm 2 157.4 9.41/44.5 12 160.8 9.42/44.5 32 173.4 9.43/44.5 52 186.0 9.44/44.5 82 208.6 9.46/44.5 4 监测方案介绍 为了研究单一管节在顶进过程中的受力规律和不同管节间的受力差异，同时了解推进结束后的固化注浆等工序对管节受力的影响，对顶管结构进行现场应力监测 4.1 监测仪器与布置方法 本工程应力监测采用 YXR-4058 型振弦式钢板应变计，并配套使用多通道自动采集仪 MCU 实时对应变计频率进行采集，通过传感器标定系数计算得到应变值，再根据应力-应变关系计算得到应力值 如图 11 所示，现场监测传感器布置过程中，首先在管节内壁及肋板处标出测点，然后将应变计夹具 （a）焊接夹具 （b）插入应变计 （c）焊接保护罩 （d）布置及连接采集仪 图 11 现场监测传感器布置 Fig.11 On-site monitoring sensor arrangement 1120 天津大学学报(自然科学与工程技术版)第 56 卷 第 11 期 牢固焊接在指定位置，要保证夹具轴向同心，接着将应变计插入夹具，通过螺栓固定，并在应变计外部焊接保护罩，最终布置采集仪，将其与应变计接线连接.4.2 监测方案 顶管总长 82m，在东线顶管的第 2、4、22 以及41 环设置监测断面，在西线顶管的第 4 和 28 环设置监测断面，如图 12 所示 图 12 监测断面(以东线为例)Fig.12 Monitoring section(taking the eastern line as anexample)在每个监测断面的钢板布置上下左右 4 个测点，每个测点安装轴向(编号中用 Z 表示)与环向(用 H表示)应变计各 1 支；考虑到管节纵向肋板主要受到顶伸过程中的轴力，故在纵向肋板的每个测点布置轴向(用 L 表示)应变计 1 支 以断面左侧水平位置为 1号测点，顺时针编号，如图 13 所示 （a）钢板环向应变计 （b）钢板轴向应变计 （c）肋板轴向应变计 图 13 应变测点布置示意(以东线为例)Fig.13 Schematic of the strain measurement points(taking the eastern line as an example)5 监测结果分析 监测与数值模拟结果表明管节在顶进过程中始终处于弹性阶段，又因施工中钢顶管的径厚比超过290，根据弹性力学理论，可以按照薄壁结构计算，管壁的径向应力为零 设管节的环向为 x 轴方向、轴向为 y 轴方向，采用广义虎克定律推导公式计算顶管钢板的环向及轴向应力，即 ()()2211=+=+xxyyxyEE(1)因纵向肋板仅在其轴向布置应变计，采用虎克定律直接计算肋板的轴向应力，即 =E(2)式中：E为钢材弹性模量，MPa；为钢材泊松比；x、y分别为管节环向和轴向应力，MPa；x、y分别为管节环向和轴向应变 将实测应变代入式(1)和(2)，即可换算得出相应构件相应方向的应力值 西线应力监测过程中因施工问题造成几次较长时间的断电，因此以东线为主要研究对象，应力监测从顶管推进前开始至内部衬砌时结束，历时近 1年 其中 E22-4H 和 E22-4Z 应变计在施工过程中损坏，未获得数据 同时说明，本文中监测数据的正负与监测对象的拉压状态相对应，拉为正，压为负，以便于结果分析与描述 5.1 顶管推进中单一管节的受力规律 由前文数值模拟可知，距顶管机不同距离的管节应力分布基本一致，故以东线第 22 管节的应力监测结果为例，说明单一管节(长度 2m)的应力分布及变化规律 顶距范围取 4682m，即从第 22 管节始发初期至整个顶管推进结束 同时在 ABAQUS 中采用管-土模型模拟出相应顶距范围内该管节测点所在区格内的钢板与肋板的应力区间，与监测数据对比分析 下文图中不同颜色点划线及数值表示不同测点的应力变化区间模拟 结果 5.1.1 第 22 管节钢板环向应力 由图 14 可知，在该管节顶进初期与全钢管顶推完成时，受始发井和接收井附近土体扰动大及管节止退的影响，钢板环向应力波动较大，而中间段随顶进距离的增加，环向应力则基本稳定在某一数值 在此期间，管节左右两侧表现为较小压应力且数 2023 年 11 月 刘红波等：超大类矩形断面复合顶管施工力学性能研究 1121 值接近，而上侧表现为较大拉应力 这是由于在软土地层较大埋深的情况下，管节环向应力主要受水土压力控制，软土中侧向土压力系数较小，使得横向围压小于竖向围压，故管节顶部下凹、左右外凸，从而产生上部受拉、左右受压的环向应力分布，验证了前文有限元分析中的管节变形趋势 数值模拟结果显示，除 E22-2H 外，其余测点监测值均被应力区间包络 E22-2H 的监测值基本在130MPa 左右，而模拟峰值应力 109MPa，相差约14%，推测是由于顶管施工中存在约 0.3%的向上坡度，由此产生的偏心弯矩在管节上侧提供拉应力，根据泊松效应，环向应力监测值增大，从而相较模拟值偏高 图 14 钢板环向应力监测曲线与数值模拟区间 Fig.14 Monitoring curves and numerical simulation in-tervals of hoop stress of steel plates 5.1.2 第 22 管节钢板轴向应力 由图 15 可知，相比环向应力的平稳走势，钢板轴向应力的变化幅度有所增长，但总体仍表现为在该管节顶进初期与全钢管顶推完成时波动较大，而中间段则相对稳定，其中几次小幅波动主要由管节纠偏 所致 期间，管节左右两侧表现为压应力且比较接近，说明水平方向上的轴向应力主要由顶推力控制；上下两侧虽也为压应力，但上侧较小、下侧较大，两者相差 60MPa 左右 这一方面是由于顶管存在约 0.3%的向上坡度，由此产生的偏心弯矩在管节上侧提供拉应力、下侧提供压应力，与顶推力产生的压应力叠加形成现有受力；另一方面源于管节上部环向受拉，根据泊松效应，抵消了部分轴向压缩变形，最终呈现出上小下大的受力状态 数值模拟结果显示，除 E22-3Z 在顶进距离 50m处的 1 个畸点(推测是由应变计钢弦受附近土体不正常扰动所致)和 E22-2Z 在顶进距离 82m 处的 1 个畸点外(推测是由顶管推进至接收井附近，加固土体异常扰动所致)，其余测点监测值均被应力区间包络 图 15 钢板轴向应力监测曲线与数值模拟区间 Fig.15Monitoring curves and numerical simulation in-tervals of axial stress of steel plates 5.1.3 第 22 管节肋板轴向应力 由图 16 可见，顶管纵向肋板的轴向应力同样在管节顶进初期与全钢管顶推完成时有小幅波动，中间段则随顶进距离的增加基本稳定在某一数值；期间，管节左右两侧表现为压应力且数值接近；上侧表现为拉应力，随顶进距离增加呈小幅下降 上侧表现为拉应力是由于虽然顶推力对肋板轴向产生压应变，但顶部环向拉应变更大，根据泊松效应，最终上部肋板受拉 拉应力减小是因为顶管整体向上倾斜导致管节埋深逐步变浅，环向水土压力略有减小，由此肋板受力减小 数值模拟结果显示，肋板轴向应力区间完全包络监测值，且更为保守安全 图 16 肋板轴向应力监测曲线与数值模拟区间 Fig.16Monitoring curves and numerical simulation in-tervals of axial stress of ribs 针对以上少数应力监测数据超出模拟区间的情况，建议对应力区间边界值乘以 1.21.3 的系数，确保模拟值预测施工应力足够安全 5.2 顶管推进中不同管节的受力差异 为探究顶管顶进过程中不同管节的受力差异，且与单一管节随顶进距离的受力变化规律相互印证，选取东线第 2、4 和 22 三个管节右侧位置的钢板环向、轴向和肋板轴向稳定应力值进行对比分析 稳定应力值是指剔除应力波动较大区段及个别畸点后，剩余 1122 天津大学学报(自然科学与工程技术版)第 56 卷 第 11 期 稳定状态下的应力均值，可认为监测曲线围绕该稳定应力值上下波动 由图 17 可得到以下结论 (1)离机头越近，钢板环向应力越小 这源于顶管呈约 0.3%正坡度顶进，整体向上微倾斜，机头附近埋深更浅，所以机头附近的钢板环向应力水平略小 这验证了第 5.1.1 节结论：钢板的环向应力取决于水土压力 (2)离机头越近，钢板轴向应力越小 这是因为在顶管推进中，最前端是顶管机，后接顶管，最后端是固定在始发井位置的顶进油缸，其为顶管机的顶进掘削提供顶推力 而顶推反力主要由机头正面压力和沿程摩擦力组成，故机头附近顶推力较小，而主顶油缸附近则需克服已推进顶管的全程摩阻力，顶推力最大 因此离机头越近，即离主顶油缸越远，传递到该位置钢板上的顶推力越小，钢板轴向应力越小 这验证了第 5.1.2 节结论：钢板在水平方向上的轴向应力取决于顶推力 (3)离机头越近，肋板轴向应力越小 应力减小原因同上 这验证了第 5.1.3 节结论：肋板在水平方向上的轴向应力取决于顶推力 图 17 不同管节稳定应力对比 Fig.17 Comparison of stable stress of different pipes 5.3 推进完成后施工过程对管节受力的影响 东线顶管于 2020 年 1 月 8 日顶进至设计里程，但后续还存在固化注浆、混凝土浇筑等工序 为探究钢-混凝土复合管节的后续施工过程对管节受力的影响，以东线第 22 管节右侧钢板环向与轴向应力、肋板轴向应力为例，绘制出 2020 年 1 月 9 日9 月 15日的应力监测曲线予以说明 由图 18 可见，整体来看，管节的钢板与肋板在后续施工中均延续之前的受力状态，随时间增加呈现小幅波动和相对稳定的规律 其中，管节右侧同一测点的轴向应力与环向应力数值接近，而肋板轴向应力接近钢板的 2 倍 这是由于肋板需要同时辅助外侧钢板环向与轴向抗压，由此体现出肋板在管节中的重要性 以时间为主线，具体分析后续施工过程对钢板与肋板受力变化的影响 4 月中旬，钢板与肋板的应力均出现明显波动.这是由于顶管在该段时间内进行二次注浆加固工作，方式为打拔管微扰动由外向内分层注浆，由此造成管节应力波动 5 月7 月，钢板的环向与轴向应力出现小幅下降，并在 6 月下旬出现波动 这是由于管节环向焊接施工逐步完成，整体呈现刚性，焊接于 6 月下旬结束.图 18 后续施工过程中管节应力监测曲线 Fig.18Stress monitoring curves of pipe during subse-quent construction 7 月9 月中旬，钢板与肋板的轴向应力保持平稳，而钢板环向应力有小幅增长与波动 这是由于此段时间内隧道内同时进行绑扎钢筋和浇筑混凝土工作，钢板环向承担了主要的施工荷载 6 结 论 本文依托上海 14 号线静安寺站超大断面钢-混凝土复合顶管施工案例，通过数值模拟与现场实测，对超大断面顶管在软土地层较大埋深情况下的受力变形规律进行分析总结，得到以下结论 (1)对于顶管中的任一管节，受始发井和接收井附近土体扰动大及管节止退的影响，钢板与纵向肋板的应力均在该管节顶进初期与全钢管顶推完成时出现较大波动，而中间段随顶进距离的增加，应力基本稳定在某一数值 其中，受管节纠偏影响，钢板轴向应力在中间段的波动幅度相比环向应力更大，说明钢板轴向受力对管节纠偏更敏感 (2)距顶管机不同距离的管节在施工过程中的应力和位移分布基本一致：应力分布较为均匀，峰值应力位于顶推面拐角附近；变形趋势为竖向内凹、横向小幅外凸，峰值形变位于竖向跨中 随着顶进距离的增加，管节的峰值应力逐渐增大，但均未超过弹性 2023 年 11 月 刘红波等：超大类矩形断面复合顶管施工力学性能研究 1123 极限，峰值形变基本稳定 (3)顶管在推进过程中，钢板的环向应力由水土压力控制，应力分布呈现上部受拉、左右受压；钢板在水平方向上的轴向应力取决于顶推力，在竖直方向上的轴向应力由顶推力主要控制，但也受管节上下偏转和外壁环向荷载的影响；纵向肋板在水平方向上的轴向应力同样取决于顶推力，在竖直方向上的轴向应力由顶推力与外壁环向荷载共同影响，且后者主导 (4)顶管在后续施工过程中，钢板与纵向肋板应力均延续之前的受力状态，随时间增加呈小幅波动和相对稳定 注浆加固对钢板和纵向肋板的受力均有较大影响；管节环向焊接主要对钢板的环向与轴向受力有较大影响；钢筋绑扎和混凝土浇筑仅对钢板的环向受力有较大影响 (5)除少数监测数据外，应力监测值绝大部分被数值模拟应力区间包络 建议对应力区间边界值乘以 1.21.3 的系数，确保模拟值预测施工应力足够安全 之后类似工程可以采用数值模拟的方法实现对管节施工力学性能的预测和评价 参考文献：1 雷升祥，李文胜，周 彪，等.城市网络化地下空间品质提升及评价指标体系J.地下空间与工程学报，2021，17(4)：987-997，1007.Lei Shengxiang，Li Wensheng，Zhou Biao，et al.Quality improvement and evaluation index system of ur-ban network underground spaceJ.Chinese Journal of Underground Space and Engineering，2021，17(4)：987-997，1007(in Chinese).2 张天奇，葛隆博，郑 刚.砂土隧道开挖引起的地表及深层土体变形研究J.天津大学学报(自然科学与工程技术版)，2019，52(增 1)：113-119.Zhang Tianqi，Ge Longbo，Zheng Gang.Deformation of surface and subsurface ground due to tunnel excava-tion in sandJ.Journal of Tianjin University(Science and Technology)，2019，52(Supp