0.   引言

管幕法是依靠小口径顶管机进行单管顶进,管与管之间以锁扣相连,形成断面内封闭或半封闭形式的管幕,最后在管幕围护下建设大断面地下空间的一种非开挖施工技术。该工法在城市基础设施建设中具有以下特殊优势^[1-2]：①管幕法施工不影响城市地面交通；②能有效控制地面沉降；③适用于浅埋大断面地下工程暗挖施工。

作为一种新型地下穿越施工方法,管幕法对周围环境的扰动影响一直是许多学者研究重点。魏纲^[3]通过解析解、数值模拟对钢管顶进引起的环境扰动进行了大量深入的研究。Bae等^[4]利用均质化方法为管幕注浆法加固隧道建立了与之相适应的弹塑性有限元分析数学框架。Shi等^[5]依托于隧道下穿衡阳—昆明高速工程,采用三维数值分析及现场试验的方法,研究了钢管幕中的力学响应。杨仙等总结分析了各种间距下先顶顶管对后顶顶管地表沉降的影响,建立了适用于管幕法施工地表沉降预测的修正Peck公式^[6],并结合实测数据,验证了公式的适用性^[7],并在文献[8]中对管幕法密排大直径钢管顶进的环境影响作出了大量总结。孙钧等^[9]应用三维数值分析程序,对顶管顶进施工所引起的地表变形位移进行了全过程的动态仿真模拟,并进行了人工神经网络滚动预测。苏荣军等^[10]为研究管幕顶进中不同工况条件下的地表沉降发展规律,采用现场试验方法,对管幕顶进时地表的初期沉降、累积沉降与工后沉降进行了分析。冼家驹等^[11]通过实测数据、模拟分析和理论计算的对比分析,认为除了土体损失之外,地下水涌水是管幕顶管工程中对周边环境影响最大的影响因素。

综上所述,以往关于管幕顶进的研究工作多集中在钢管顶进对环境扰动的理论预测和实测分析方面,而对管幕群各钢管顶进、贯通、闭合的动态施工过程讨论较少,尤其没有考虑带锁口钢管之间在管幕不同部位承接时姿态的相互作用。而在实际施工中,若每根钢管不能按设计要求顶进到位或扭转角度过大,可能导致管幕无法闭合,密封性能下降甚至丧失,并且不利于后续箱涵顺利推进,进而引发后续施工困难、环境扰动过大等严重后果。因此,有必要对管幕群顶进过程及贯通的姿态进行全面的实测分析。

本文依托于某超大断面“管幕-箱涵”工法顶进穿越中环线工程项目,对顶管姿态现场实测数据进行分析,对管幕群中顶管的相互关系进行分类,总结不同类型顶管的不同相互作用效应及管幕群贯通闭合后的姿态特征,以期对未来类似工程提供参考与借鉴。

1.   工程背景与监测方法

1.1   工程概况

工程采用超大断面“管幕-箱涵”工法施工,如图1所示。箱涵截面尺寸为宽19.8 m,高6.4 m,箱涵地道始末里程桩号为K0+663—K0+749,长度为86 m。始发井及接收井完成后,预先利用小口径顶管机,在拟建箱涵位置的外周逐根顶进钢管,形成封闭的水平钢管幕。

图  1  管幕-箱涵下穿工程示意图

Figure  1.  Underground crossing project of pipe roof-box culvert

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整个管幕系统共需布置62根φ800钢管（图2）。其中,下排钢管24根,编号为D1～D24,轴线埋深约14 m；上排钢管24根,编号为S1～S24,轴线埋深约6.7 m；左侧排钢管7根,编号为Z8～Z2；右侧排钢管7根,编号为Y7～Y1,底排及上排水平向钢管间隙为81 mm,左右侧排垂直向钢管间隙为92 mm。左右排钢管轴线间距约20.8 m。每根钢管顶进长度为86 m。

图  2  管幕-箱涵施工段穿越中环线断面图

Figure  2.  Cross section of pipe roof-box culvert

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综合中环路及管线保护、管幕成形质量（建筑空隙）、施工进度和便利性等方面考虑,管幕钢管顶进顺序如图2所示。其中水平向钢管先施工底排,后施工顶排,同一排钢管逐根顶进,由中间向两边围绕先顶顶管的左右交错顶进,两边由角部向中间顶进直至闭合。

为保证钢管幕的封闭性和止水性,采用内插式雌雄锁口。钢管雌口开口44 mm,钢管雄口为T字型。根据钢管雌雄口的位置与数量的不同,管幕钢管共分为基准管、承插管、转角管、闭合管4种类型,详见图3。

图  3  各类型管幕钢管示意图

Figure  3.  Types of different pipes

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为保证管幕钢管始发及接收时洞口的稳定性及防水要求,洞口土体需采取三轴搅拌桩加固措施,始发段土体加固区为始发井墙后8 m,接收段土体加固区为接收井墙后6 m。

1.2   地质条件

根据详勘阶段地质勘查报告^[12],本工程拟建场地西侧为正常沉积区,东侧为古河道地层沉积区。主要由饱和黏性土、粉性土、砂土组成,具有成层分布特点。地质纵剖面图如图4所示。由图4可见,上排钢管幕处在③号淤泥质粉质黏土,底排钢管幕多处于④号淤泥质黏土中。穿越土层参数如表1所示。

图  4  管幕穿越地层纵剖面图

Figure  4.  Longitudinal section of pipe roof-culvert jacking through strata

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表  1  地层参数

Table  1.  Parameters of strata

层序	地层名称	重度/(kN·m-3)	孔隙比	含水率/%	压缩模量/MPa	侧压力系数	黏聚力/kPa	内摩擦角/(°)
③	淤泥质粉质黏土	17.6	1.144	40.6	3.09	0.48	12	18.0
④	淤泥质黏土	16.8	1.406	50.0	2.20	0.59	11	11.5

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1.3   监测方法

机头偏差与钢管轴线偏差的实测数据来源于顶进过程中激光导向系统的自动测量记录及人工复测。刀盘偏差每顶进1～2 m记录一次,轴线偏差每顶进2.5 m记录一次。记录偏差正向规定如图5所示,水平偏差以右偏为正,高程偏差以上偏为正,扭转偏差以顺时针为正。

图  5  顶管偏差方向规定

Figure  5.  Direction rules for deviation of jacking pipe

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每根顶管偏差表示以D1为例,其水平绝对偏差记为X_D1,绝对高程偏差记为Y_D1,绝对扭转偏差记为θ_D1。每根顶管顶进时刀盘偏差表示以D1为例,其水平绝对偏差记为${X^{\prime }}_{\text{D1}}$,绝对高程偏差记为${Y^{\prime }}_{\text{D1}}$,绝对扭转偏差记为θ’_D1。

1.4   钢管幕顶进工艺控制措施

当钢管幕顶进偏差大时,会导致锁口角钢变形和脱焊,管幕无法闭合,甚至会导致箱涵卡住,无法顶入。因此,顶管顶进过程中,需要严格控制顶管的水平和高程方向的顶进精度（高程偏差≤±3 cm,水平偏差≤±3 cm）。同样,为了防止钢管幕顶进锁口的碰撞,需要严格控制顶管顶进过程中钢管的扭转（扭转偏差≤±2°）。

为保证顶管轴线精度,在其后方导轨处加设了龙门架抱箍,抱箍通过上方3个螺栓拧紧,使得下部滑轮与钢管外壁紧贴,并使钢管顶进过程中,始终保持与导轨紧贴,而设置的滑轮对于顶进阻力的增加影响不大,因此避免了钢管因连接误差、放置误差、千斤顶受力偏心等因素造成钢管姿态偏差和轴线偏差。

为防止钢管扭转,在钢管后端部采用正环形限扭顶铁装置,在钢管尾部焊接钢片,使钢片与正环形顶铁面板上的止转块贴紧。顶进时,后续专用顶铁放置在正环形顶铁之后,正环形顶铁与钢管同时前进,以此实现钢管限扭。另外,正环形顶铁控制顶进的偏心度,保证顶推合力的方向与管道轴线方向一致。当单节钢管顶进完毕,焊接时,将钢片割除。

在顶进过程中,应以激光导向系统为根据,不断通过调整千斤顶油缸行程差,对钢管顶进姿态进行纠偏,通过控制掘进机刀盘转向及转速,对在掘进时产生的转矩进行纠扭。当刀盘反转对调整机头偏转无效时,可在机内一侧压重,以达到纠正偏转的目的。

2.   管幕群相邻顶管之间相互作用机理

2.1   相邻管顶进相互作用关系分类

在管幕群顶进中,有不同类型的顶管起到不同的作用,相邻顶管类型不同、相对位置不同,相互之间的影响作用自然不同。为便于讨论它们之间的相互作用,根据本工程中先顶顶管（先管）与后顶顶管（后管）的相互位置关系及钢管类型进行分类。

位置关系可根据后管相对先管的距离及角度讨论,如图6所示,图中水平线通过先管几何中心点,φ为先后顶管连线与水平线的夹角,并以逆时针转动为正,d为先后顶管圆心距离。

图  6  后管与先管相对位置关系

Figure  6.  Position of posterior pipe relative to anterior pipe

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在本工程中,管幕群断面为矩形,且两侧顶管都是由上往下顶进,故φ仅有0°,180°以及270° 3个取值,0°及180°称为水平关系,270°称为竖直关系。根据前述可知,水平关系中d=493 mm,竖直关系中d=504 mm。结合基准管、承插管、转角管、闭合管4种顶管类型（图3）,可将相互作用位置关系分为水平承插、竖直承插、转角承插及水平闭合4种类型,详见图7。据此将钢管顶进分为水平承插、竖直承插及基准管顶进3种工况,分析顶管顶进时姿态的相互作用效应。其中,在本工程中,考虑到顶进顺序,转角承插与竖直承插及水平承插与水平闭合分别几乎完全一致,故可合并讨论。而基准管的顶进因为是单根管顶进,没有邻近管影响,故可作为分析中的对照组。

图  7  先后管作用关系

Figure  7.  Relationships of interaction between anterior pipe and posterior pipe

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2.2   相邻管先后顶进相互作用效应

通过现场实测和理论分析发现,由于相邻顶管之间存在纵向锁口且管节之间采用刚性连接（焊接形式）,相邻顶管之间的相互作用体现为约束效应、导向效应、刚度效应以及滞后效应。

（1）约束效应

记先顶顶管水平偏差为X_a,竖直偏差为Y_a,后顶顶管水平偏差为X_p,竖直偏差为Y_p。

如图8（a）所示,由于管幕管排间带有内插式雌雄锁口,先顶顶管的雌口会对后顶顶管的T字型雄口起到进行约束,将T字型雄口的平动及转动控制在一定范围以内（阴影部分）,进而限制T字型雄口所连接的后顶顶管贯通姿态偏移,而在后管偏移被先管约束的同时,也会因为反作用力使先管产生一定的偏移。具体表现如下：①后顶顶管贯通姿态偏差将与先顶顶管姿态相对偏差必然在一定范围以内,且偏差变化趋势大体相近。其中先顶顶管的水平、高程贯通姿态偏差越大对后顶顶管的水平、高程贯通偏差越大（图8（b））。②先管贯通姿态的扭转较大时,会使后管贯通姿态在垂直于接口方向上的产生较大相对位移,而在平行于接口方向上相对位移较小（图8（d））。③在先后管相对平动较小时,先管的扭转会造成后管向相反方向扭转（图8（c））,而在先后管相对平动较大时,先管的扭转会使后管往同一方向扭转（图8（d））。④在先顶顶管贯通姿态较精确时,可以对后顶顶管贯通偏差起到控制作用,但在先顶顶管贯通姿态偏差较大时,反而会迫使后顶顶管偏离设计轴线。

图  8  约束效应示意图

Figure  8.  Schematic graph of constraint effects

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（2）导向效应

导向效应与约束效应产生机理相似,均是由先顶顶管的雌口对后顶顶管的T字型雄口的作用所产生,但不同的是约束效应是在后管姿态产生变化时被动产生,且会对先管产生反作用,而导向效应则是在后顶顶管顶进的过程中,为保证后管雄口套在先管雌口以内,在先管贯通后,雌口位置对后管刀盘顶进轴线提出的要求,属于主动控制,且对先顶顶管没有反作用。因此,后管刀盘偏差与先管姿态偏差的关系有如下特点：①后管刀盘的水平及高程偏差将与先管对应的贯通平动偏差呈正相关,而在垂直于接口方向的偏差与先管的扭转呈负相关；②在先顶顶管贯通姿态较精确时,可以对后顶顶管刀盘偏差起到控制作用,但在先顶顶管贯通姿态偏差较大时,反而会迫使后顶刀盘偏离设计轴线；③因为后管顶进刀盘偏差也将直接影响到后管顶管贯通姿态偏差,所以导向效应同时也会体现在先后管贯通姿态偏差的关系上。

（3）刚度效应

施工中一根管幕钢管由6,7个管节组成,节间采用焊接连接,相当于刚性连接,使整个机头后方顶管形成一个整体,纵向刚度较大,这与常规顶管（管节间为活动接头）的姿态变化有本质不同。另外,随着顶管顶进,后方钢管长度逐步加大,且经过不同的地层,其纵向刚度发生不同变化,对姿态产生不同影响。如图9所示,在始发端洞口定位约束及洞外加固区作用下,顶管第一到第二节刚度大,钢管姿态纠偏困难最大；在顶进中段,纵向刚度减小,一般在钢管出洞顶进2节后纠偏才有效。在接收端,由于前面偏差的累积效应,当操作人员需要将其快速对准接收端口时,后方管节长度较长,顶管纵向刚度相对较小,所以常会因强行纠偏而产生姿态突变的情形。

图  9  刚度效应示意图

Figure  9.  Schematic graph of stiffness effects

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（4）滞后效应

在顶管顶进过程中,由于后续顶进管节在土层中受到了周围土体抗力的约束,导致在机头纠偏时,前端顶管的姿态受到后续管节的影响,变化幅度一般小于顶管机头姿态变化幅度,后端管节姿态变化也落后于前端管节（图10）,即顶管纠偏滞后于机头纠偏。因此,要达到预期姿态,纠偏需要提前量。

图  10  滞后效应示意图

Figure  10.  Schematic graph of lag effects

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3.   管幕群顶管相互作用实测分析

以下分别对水平承插管及竖直承插管两种主要类型顶管,在管幕群顶进过程中的相互作用与姿态变化规律进行实测分析。

3.1   水平承插管

以D13及D14为例,D13为作为对照的基准管,D14为D13的邻近水平承插顶管,图11为顶管偏差随顶进距离的变化曲线。由图11（a）可见,D14贯通姿态及刀盘顶进姿态的水平偏差随顶进距离变化趋势与D13贯通姿态水平偏差极为相似,但偏差幅度略小,三者在顶进初期几乎重合,但随着顶进距离增加（50 m以后）,三者的绝对偏差及相对偏差都开始增大,在末端突变较明显,图11（b）所反映的高程偏差变化规律也与此相同,这一方面说明了在顶进初期先顶顶管对水平承插顶管无论在水平方向还是在竖直方向均有较强的约束及导向作用,但随着顶进距离增加,这种约束及导向效应逐渐减弱,另一方面也体现出了顶管在始发端及接收端的不同刚度效应,其中D13在接收端的刚度效应尤为明显,这是由于基准管顶进时没有相邻顶管的约束及导向作用。

图  11  基准管(D13)与水平承插管(D14)姿态对比图

Figure  11.  Comparison of attitudes of datum pipe (D13) and horizontal socket pipe (D14)

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对于扭转偏差,结合图11（b）,（c）,可见D14在高程相对偏差较小时（50 m以前）,扭转方向在多数情况下与D13扭转方向相反,而在高程相对偏差较大时（50 m以后）,扭转方向及幅度大致与D13相同。

同时,图11（d）作出了D13、D14的顶管姿态相对高程偏差与刀盘姿态相对高程偏差（Y_D14-Y_D13,Y’_D14-Y’_D13）以及D13顶管姿态的扭转偏差三者随顶进距离变化的曲线,可以看出,当D13扭转角度较小时,D14的顶管与刀盘相对高程偏差均无明显规律,而D13扭转角度较大时（绝对值超过2°）,无论是D14的顶管还是刀盘,均会在D13顶管姿态顺时针转动时（75 m附近）相对D13顶管向下偏移,而在D13顶管姿态逆时针转动时（30 m附近）,相对D13顶管向上偏移,反映了先管扭转的约束与导向作用对后管平动偏差的影响。

由图11（a）,（b）可见,无论在水平方向还是在竖直方向,D14刀盘偏差的变化幅度都大于D14顶管姿态的变化幅度,由此可以看出D14的纠偏有滞后效应。再进一步对所有水平承插顶管在各测点处的顶管姿态相对于前一测点的偏差变化值（$\Delta X$,$\Delta Y$）与刀盘相对于前一测点的偏差变化值（$\Delta X^{\prime }$,$\Delta Y^{\prime }$）之比（由于刀盘偏差记录位置与顶管偏差记录位置有一定差异,故对刀盘偏差与顶进距离进行了线性插值处理）进行统计并作出直方图（图12）,得知约70%的顶管偏差变化值要小于刀盘偏差的变化值,对于水平承插管,这种滞后效应在竖直方向上更强。

图  12  水平承插管$\Delta X$/$\Delta X^{\prime }$与$\Delta Y$/$\Delta Y^{\prime }$直方图

Figure  12.  Histograms of $\Delta X$/$\Delta X^{\prime }$ and $\Delta Y$/$\Delta Y^{\prime }$ of horizontal socket pipes

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作出所有水平承插顶管在所有测点的相对水平偏差（X_p-X_a）与相对高程偏差（Y_p-Y_a）的统计直方图（图13）,易见多数水平承插顶管均被约束在先顶顶管周围,86.9％的水平承插顶管与先管的水平相对偏差在4 cm以内,91.7％的水平承插顶管与先管的高程相对偏差在4 cm以内。

图  13  水平承插管相对偏差统计图

Figure  13.  Statistical graphs of relative deviation of horizontal socket pipes

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3.2   竖直承插管

以Z8及Z7为例,Z8为作为对照的基准管,Z7为Z8的邻近竖直承插顶管,图14为顶管偏差随顶进距离的变化曲线。由图14（a）,（b）可见,尽管相对于D13、D14,Z8与Z7的绝对偏差波动及峰值均较小,但先顶顶管对竖直承插顶管的约束与导向效应与水平承插顶管约束与导向效应大致相似,即在顶进初期水平及竖直有较明显的约束与导向作用,随顶进距离增加,这种约束与导向作用效果逐渐减小,但在竖直承插顶管中,这种减小出现得较晚（70 m以后）且幅度较小,即竖直承插管在接收端的顶管刚度效应要小于水平承插管。

图  14  基准管(Z8)与竖直承插管(Z7)姿态对比图

Figure  14.  Attitude comparisons of datum pipe (Z8) and vertical socket pipe (Z7)

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图14（a）,（c）中也体现出扭转约束效应。在水平相对偏差较小时（30～75 m）,Z7扭转方向在多数情况下与Z8扭转方向相反,在水平相对偏差较大时（30 m以前及75 m以后）,扭转方向及幅度大致相同。

图14（d）作出了Z7、Z8的顶管姿态相对高程偏差与刀盘姿态相对高程偏差（X_Z7-X_Z8,X’_Z8-X’_Z7）以及Z8顶管姿态的扭转偏差三者随顶进距离变化的曲线,可以看出,当Z8扭转角度较小时,Z7的顶管与刀盘相对水平偏差均无明显规律,而Z8扭转角度较大时（绝对值超过2°）,无论是Z7的顶管还是刀盘,均会在Z8顶管姿态顺时针转动时（2.5 m附近）相对Z8顶管向左偏移,而在Z8顶管姿态逆时针转动时（70 m附近）,相对Z8顶管向右偏移,反映了先管扭转的约束与导向作用对后管平动偏差的影响。

由图14（a）,（b）可见,无论在水平方向还是在竖直方向,Z7刀盘偏差的变化幅度都大于Z7顶管姿态的变化幅度,由此可以看出Z7的纠偏有滞后效应。再进一步对所有竖直承插顶管在各测点处的顶管姿态相对于前一测点的偏差变化值（$\Delta X$、$\Delta Y$）与刀盘相对于前一测点的偏差变化值（$\Delta X^{\prime }$,$\Delta Y^{\prime }$）之比（由于刀盘偏差记录位置与顶管偏差记录位置有一定差异,故对刀盘偏差与顶进距离进行了线性插值处理）进行统计并作出直方图（图15）,得知70%以上的顶管偏差变化值要小于刀盘偏差的变化值,不同于水平承插管,竖直承插顶管的滞后效应在水平方向上更明显。

图  15  竖直承插管$\Delta X$/$\Delta X^{\prime }$与$\Delta Y$/$\Delta Y^{\prime }$直方图

Figure  15.  Histograms of $\Delta X$/$\Delta X^{\prime }$ and $\Delta Y$/$\Delta Y^{\prime }$ of vertical socket pipes

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作出对所有竖直承插顶管在所有测点的相对水平偏差（X_p-X_a）与相对高程偏差（Y_p-Y_a）的统计直方图16）,易见大多竖直承插顶管均被约束在先顶顶管周围,98.3%的竖直承插顶管与先管的水平相对偏差在4 cm以内,89.5%的竖直承插顶管与先管的高程相对偏差在4 cm以内。

图  16  竖直承插管相对偏差统计图

Figure  16.  Statistical graphs of relative deviation of vertical socket pipes

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对比图13,16,可见得在总体上竖直承插管的相对偏差集中程度显然大于水平承插管,说明竖直承插管的约束及导向作用较强。同时可见水平承插管在水平方向相对偏差离散程度较高,且整体偏左,而竖直承插管在竖直方向相对偏差离散程度较高,且整体偏下,这证明了先管对后管平动的约束及导向作用在垂直于接口的方向较强。

4.   管幕群贯通闭合姿态分析

经过顶进施工,62根钢管已闭合成完整的口型管幕群,整体偏差较小,各钢管有不同程度变形,且在不同断面呈现出不同特点,下面由始发端、出加固区、中部以及接收端进行局部分析。

4.1   始发端闭合偏差分析

始发端即顶进距离x=0 m处,图17为该处顶管偏差的横剖面及各顶管的偏差方向统计。可见始发姿态在洞口约束定位及加固土体的控制下,整体姿态保持良好,上、下排管幕沿设计轴线上下略有波动,左右亦没有明显偏差倾向。左排管幕沿设计轴线水平有较小波动,整体向下偏移,但最大偏移仅1.6 cm。右排顶管整体向内偏移,但最大偏移仅1.53 cm。最大偏移发生在管幕上排（S13）,向右偏移了1.69 cm。

图  17  始发端管幕群闭合姿态偏差（放大10倍）及偏向统计

Figure  17.  Attitude deviations (magnified 10 times) and statistics of deviation directions of closed pipe roof at originating terminal

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4.2   出加固区闭合偏差分析

始发段土体加固区为墙后8 m,故取最接近的测点剖面（x=7.5 m）进行分析（图18）。易知加固区在加固土体的约束作用下顶管有刚度效应,虽姿态能够保持平稳,但在本来已有偏离的情况下不易纠偏,因此与始发端剖面相比,加固区剖面管幕偏差规律无太大变化,上下两排管幕及左排管幕依然沿设计轴线呈S型分布,而右排管幕则整体往内侧偏移。在偏移累积下,虽然偏离规律没变,但偏离的幅度有所增大,产生最大偏移的顶管为S7,产生了4.25 cm的左偏。可见上排顶管及右排顶管的偏离已经开始变得较大,多处顶管拉开较大距离,其中S22、S23拉开最为明显,达12.04 cm。同时,相对始发端,不少顶管（约70%）尤其下排管幕（17根顶管）有向下偏移趋势,可能由机头出加固区时发生“磕头”现象所致。

图  18  出加固区管幕群闭合姿态偏差（放大10倍）及偏向统计

Figure  18.  Attitude deviations (magnified 10 times) and statistics of deviation directions of closed pipe roof outside reinforced zone

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4.3   中部闭合偏差分析

如图19所示,中部（x=42.5 m）未加固土体的约束较小,且顶管较长,刚度效应减小,导致整体姿态变化较大且规律紊乱,管幕偏差程度按由大到小顺序排分别为上排、下排、侧排,上排多数顶管向左上方偏移,向外偏差最大的顶管为S22,已经完全离开了设计轴线（左偏8.64 cm,上偏11.05 cm）,与两侧顶管的接口极有可能已破坏。角部S1及D24同样有明显偏离,均与相邻管拉开超过6cm的距离,可能会造成接口破坏。同时,由于上排顶管S6及S19向下偏移较大（最大4.55 cm）,且下排顶管如D4、D10、D15等顶管的向上偏移（最大11.05 cm）,留给箱涵顶进的上下空间变得十分有限（上下预留空间仅10 cm）,不利于箱涵在中部的顶进,可能在箱涵顶进中被动破坏或不得不由人工进行主动切割,失去围护效果。右排部分顶管开始向外偏移,不再仅仅向内偏移。

图  19  中部管幕群闭合姿态偏差（放大10倍）及偏向统计

Figure  19.  Attitude deviations (magnified 10 times) and statistics of deviation directions of closed pipe roof in middle

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4.4   接收端闭合偏差分析

接收端受进洞要求制约,操作人员需要将对其进行纠偏以对准接收端口,由于顶管已顶进较长,在接收端的刚度效应极小,大幅纠偏容易成功,但也容易造成大幅突变纠偏过度。由于末端测点（x=85 m）数据缺失较多,因此取距离末端较近的剖面（x=82.5 m）进行分析（图20）。可见,在中部偏离设计轴线极大的S1、S22及D24已经大致归位,偏差最多减少了超过10 cm,但闭合管S10两侧的顶管S9及S11却相向偏移多达15.05 cm,且均向下偏移超过4 cm,共同挤在了S10原设计轴线下方,导致S10上偏超过6 cm,可推测S8～S11之间的管幕围护作用已完全失效。

图  20  接收端管幕群闭合姿态偏差（放大10倍）及偏向统计

Figure  20.  Attitude deviations (magnified 10 times) and statistics of deviation directions of closed pipe roof at receiving terminal

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5.   结论与建议

本文依托上海大型管幕箱涵顶进工程案例,通过现场实测,对管幕群顶管间的相互作用及姿态变化规律进行了分析与总结,得到以下4点结论。

（1）根据后顶管与先顶管的相对距离、角度以及顶管类型可将顶管相互作用关系分为水平承插、竖直承插、转角承插以及水平闭合四种。根据顶进顺序可知水平承插与水平闭合相似,而竖直承插与转角承插几乎完全一致。

（2）相邻管节之间,在锁口作用下存在显著的约束效应、导向效应,且不同位置关系的顶管姿态呈现不同变化。水平承插管在竖直方向上约束及导向效应较强,91.7%顶管高程相对偏差在4 cm以内,竖直承插管在水平方向上约束及导向效应较强,98.3%顶管水平相对偏差在4 cm以内。无论是水平承插还是竖直承插,先管扭转超过2°时会对后管偏移产生较大影响。

（3）在管节刚性连接的影响下,同一顶管顶进过程中存在刚度效应及滞后效应。有约70%顶管纠偏小于同一位置的机头纠偏。在前50 m顶进中偏差变化幅度较小,难以纠偏,累积较大偏差。此后由于顶管长度增加,刚度效应明显降低,在操作人员为了将其对准接收洞口的强行纠偏下,偏差变化幅度较大。

（4）管幕群在始发端、出加固区、中部以及接收端4个断面的通闭合姿态特征各不相同。始发端及加固区管幕整体姿态保持良好,最大偏移基本不超过4 cm,但出加固区时70%顶管向下偏移；中部整体姿态变化较大,最大偏移超过11 cm,角部顶管拉开超过6 cm,上下排顶管向内相对偏移多达15 cm；在接收端在纠偏控制下,大部分顶管偏移相对减小,最多减少10 cm,绝对偏差基本控制在4 cm以内,基本归位。