叶冠林， 卞 荣， 张 琪， 潘 上， 林天翔

(1. 上海交通大学船舶海洋与建筑工程学院， 上海 200240； 2. 国网浙江省电力有限公司经济技术研究院， 浙江 杭州 310012)

0 引言

现代化城市用电需求巨大，充足稳定的电力供应是保证生产生活顺利进行的必要条件。地下电力隧道作为电力传输的重要通道，其能否正常工作关系到城市用电安全。近年来随着城市的扩张和改建，已建电力隧道周边不断涌现新工程[1-3]。因此，电力隧道亟需建立相应的保护标准。

与地铁隧道相比，电力隧道具有以下独特性： 1)多采用顶管法施工，最大直径为4～5 m，小于地铁隧道。国内新建的电力隧道多为采用“F”型接口的承插式顶管隧道，其转向能力强，但整体刚度小，抗扰动能力较差[4]。2)内部照明条件差加上高压电缆发热引起的高温(常年30 ℃以上)，使得安全隐患难以发现。这些独特性使得电力隧道不宜照搬地铁隧道的保护标准。

顶管隧道管节接口变形安全限值用相邻管节之间的最大允许张角和相对位移(管节两端相对竖向位移)来表征，最大允许张角的值在顶管隧道的施工阶段和使用阶段并不相同。国家规范(或规程)[5-6]要求施工阶段张角一般不超过0.3°，若采取额外加固措施也不应超过0.5°； 对顶管在使用阶段的最大允许张角的规定较少，仅在《给水排水工程顶管技术规程》[7]中规定其不小于0.5°。卫珍[8]介绍了玻璃钢夹砂管双“F”型接口的结构特点，用有限元进行接口强度分析，并进行了室内试验； 结果表明，内径为2.3 m的玻璃钢夹砂管接口处能承受约1.3°张角而不引起结构破坏，但该研究仅限于特殊的双“F” 型接口玻璃钢夹砂管。毛南平[9]从顶管的构造出发，提出了使用阶段的相邻管节位移模式，以及管节位移引起的接口止水失效类型，并计算了顶管隧道的允许位移。朱合华等[10]对上海某内径为2.4 m的钢筋混凝土顶管施工过程进行了几何分析和有限元数值分析，结果表明采用梁-接口不连续模型的数值分析结果与工程监测值接近。总体而言，既有研究大多依托某一工程实例，缺乏普遍性； 而且针对使用阶段顶管变形的研究很少。本文研究大直径(外径超过2.0 m)“F”型承插式顶管隧道在正常使用阶段不发生止水失效的变形安全限值，这是因为发生止水失效破坏要先于结构破坏，是顶管3种破坏(防水、变形、承载力)的第1道防线，有利于保证隧道安全[11-12]。

本文在分析多个实际顶管工程案例的基础上，参考国家和行业标准，建立相邻管节位移几何关系，分析管节允许最大张角及位移，以期为电力顶管隧道保护标准的制定提供参考。

1 典型电力顶管隧道设计参数统计

通过对福建、江西、浙江3个电力勘察设计院顶管工程设计实例细部尺寸进行调研发现： 外径超过2.4 m的大直径顶管隧道管节间均采用“F”型承插口，管节外径为2.4～4.14 m，径厚比为11～12； 顶管前节管节尾端(承口)设钢套筒，后节管节前端(插口)根据工程需要设置1～2道楔形橡胶圈。代表性工程及相关参数见表1—3。

表1 福建省电力勘测设计研究院工程实例

表2 江西省电力勘测设计研究院工程实例

表3 浙江省电力勘测设计研究院工程实例

2 承插式顶管接口构造与破坏模式

顶管隧道通常由相同长度的预制管节承接而成。预制管节本身刚度较大，但相邻两管节接口处刚度较小，接口止水失效会先于结构性破坏发生，并且由于在隧道中铺设有电缆管线，对接口处抗渗漏性要求较高。采用单圈与双圈橡胶止水的顶管接口处构造有所不同，接口构造详图分别如图1和图2所示。

图1 单圈橡胶止水顶管隧道接口处构造详图

1—5为止水失效关键点。

近年来有多处顶管隧道受邻近施工影响导致破坏的案例。例如： 福建某电力顶管隧道受邻近堆载扰动影响，导致隧道局部隆起，引发该段隧道不同程度的漏水和结构性破坏； 武汉某电力隧道受邻近高架桥桩基施工影响，导致隧道发生渗漏，内部严重积水； 重庆某电力隧道受地表堆载和降雨影响，发生局部沉降，导致结构性破坏。调研发现，随着顶管隧道发生不同程度变形，漏水最先发生在管节接口处，且漏水处的楔形橡胶圈均有不同程度的损坏或松弛情况。位于重庆的受损电力隧道有一部分裸露在地表，还能观察到钢套环与钢筋混凝土管壁挤压碰撞导致密封性丧失，进而发生漏水。

结合以上调研情况和以往工程经验，将顶管管节接口处止水失效的关键点归纳为如图2所示的5处(点1—5)，并总结接口止水失效原因，主要有以下4种：

1)接口处承管钢套环与接管钢筋混凝土管壁挤压破坏，接触点为图2中点5。本研究不考虑钢套环与钢筋混凝土管壁的弹塑性，认为二者一接触即破坏，这样的结果是偏于安全的。

2)2道止水橡胶带均失效引起渗漏。包括2种失效类型，第1种是橡胶被挤压过度导致失效，接触点可以认为是图2中点1、点3； 第2种是钢套环与橡胶止水带脱离或松弛，导致对橡胶的压力低于顶管周围静水压力而发生渗漏，失效点为图2中点2、点4。

3)接口的承管与接管脱开，导致止水环脱出钢套环保护范围引起大量渗漏。

4)前后管节间压力过大将衬垫过度压缩破坏。这种失效类型发生的可能性较低并且是可控的，因为衬垫被2道橡胶止水保护在内部，很难先于橡胶、钢套环破坏，且衬垫的材料与厚度均有较大自主调节性。因此，本文主要考虑前3点破坏原因。

顶管隧道的变形分为管节之间相对位移和管节自身变形。如前文所述，顶管通常都是预制的，管节的刚度远大于连接处刚度，可视为刚体，管身结构性开裂导致的漏水不会先于接口处止水失效导致的漏水发生。对于顶管管节之间的相对位移，考虑到接口不是对称的，因此按照刚性管进行分析，可能的位移模式共有6种，如图3所示。

(a) 模式1 (b) 模式2 (c) 模式3

(d) 模式4 (e) 模式5 (f) 模式6

工程经验表明，前4种相对位移模式多出现在顶管施工阶段机头段，使用阶段可能发生的位移模式为后2种，即模式5和模式6。考虑到顶管管节接口在不采取焊接等加固措施时，接口处不能承受拉力，而钢筋混凝土管壁具有一定的承压能力，可以认为模式5引起漏水的概率相较于模式6要高。因此，本文选取位移模式5进行分析，建立张角与结构细部尺寸之间的几何关系式。

3 “F”型接口变形安全限值研究

3.1 相邻管节允许张角

以“F”型双圈止水为例，分析顶管隧道管节间张角的允许值。在位移模式5中，显然内圈橡胶失效发生在外圈之后，单、双圈止水的计算本质相同，只是尺寸有区别。双圈止水构造的顶管工程以杭州半山顶管工程为例，顶管管节接口处尺寸如图4所示(单圈止水构造类似)，顶管壁厚320 mm，单节标准管节长度l=2.5 m，内径d=3.5 m，外径D=4.14 m，钢套环外伸有效长度a1=240 mm，2道橡胶止水环厚度均为16 mm，与接口距离分别为a3=100 mm、a2=165 mm，钢套环与钢筋混凝土管壁空隙h1=5 mm。可以假设2道止水都失效为接口破坏标准，因此外圈止水位置a2不影响破坏模式，详见下面计算。

图4 “F”型接口关键尺寸详图

3.1.1 位移控制指标

1)承管钢套环最外缘与接管管身竖向位移值h1=5 mm。从安全角度考虑，认为钢套环与混凝土管壁接触为破坏值。对于采用其他管径的隧道，为了便于承接和保证密封性，预留的空间基本相同，都为5～6 mm，与文献[13]一样，取5 mm作为控制指标。

2)橡胶止水带材料多采用三元乙丙橡胶(EPDM)、丁腈橡胶(NBR)或氯丁橡胶(CR)进行制作，根据国际标准[14]，橡胶止水带可压缩量不宜大于50%厚度。管节承接前橡胶止水带厚度为26 mm，承接后被压缩至16 mm，因此：

①使用阶段的剩余允许压缩量为26 mm×50%-(26 mm-16 mm)=3 mm，以此作为橡胶止水带被压坏而失去耐久性的位移控制指标。

②使用阶段允许松弛量为3 mm，以此作为橡胶止水带压力不足导致地下水渗入的位移控制指标。毛南平[9]以工程经验取该值为4 mm； 本文研究人员对浙江、湖南、福建、湖北等地工程实例进行了调研，认为地下水位对会对该值产生影响，与高海东等[15]通过数值模拟计算得到的结论一致。对江浙沪等地下水位较高的区域，建议取3 mm为松弛限值，使结果安全可靠。

3)钢套环水平位移量达到a1-a3=145 mm，以此作为橡胶止水带脱离钢套环的位移控制指标。

3.1.2 双圈止水顶管止水失效算例

管节绕承管与衬垫最外边缘交点旋转，旋转引起的张角逐渐增大，两端接口发生分化，一端(接口1)最松弛，另一端(接口2)则压至最紧密，中部的变形介于两者之间。本文以接口1和接口2为代表的极端变形进行分析，如图5所示。

图5 位移模式5计算示意图

1)接口1处橡胶止水带“脱离”失效。“脱离”指相邻管节转动过程中，钢套环末端与内圈(靠近接口)橡胶的水平位移达到a1-a3，此时2道止水橡胶均脱离了钢套环的保护范围，导致止水失效。算式为

(1)

即

(2)

将a1=245 mm、a3=100 mm、D=4 140 mm代入式(2)，得到张角θ≥2.007°。

2)橡胶止水带“松弛”失效计算。“松弛”是指钢套环与内圈橡胶接触点竖向位移达到3 mm控制指标，此时2道止水橡胶密封性低于抗渗要求，认为发生止水失效破坏，如图6所示。算式如下：

(a3+Dθ)sinθ≥3 mm 。

(3)

由于θ很小，可近似为θ=sinθ，式(3)变为：

(a3+Dθ)θ≥3 mm 。

(4)

将a3=100 mm、D=4 140 mm代入式(4)并解该一元二次方程，得θ≥0.017 4 rad=0.998°或θ≤-0.041 5 rad=-2.38°，将负值舍弃便得到张角θ≥0.998°。

图6 接口1止水松弛计算示意图

3)钢套环与混凝土接触失效计算见图5(c)，可得到算式

a1·sinθ≥5 mm 。

(5)

即

(6)

将a1=245 mm代入式(6)，得到张角θ≥1.169°。

4)橡胶止水带挤压失效计算见图5(c)，此时a3起控制作用，算式为

a3·sinθ≥3 mm 。

(7)

即

(8)

将a3=100 mm代入式(8)，得到张角θ≥1.719°。

由式(1)和式(2)可知，橡胶止水松弛发生在钢套环脱离失效之前； 由式(3)和式(4)可知，钢套环与钢筋混凝土管壁接触失效要先于止水橡胶挤压破坏发生。下节的计算表明，松弛端必先于压密端失效，与管径无关，但具体是“松弛”还是“脱离”失效与管径有关。

采用单圈止水构造的顶管工程实例细部尺寸略有不同，统计如表4所示； 采用双圈止水构造的顶管在位移模式5下的内圈止水橡胶要后于外圈止水橡胶失效，起控制作用的是a3的值。因此，双圈和单圈止水构造顶管的计算本质上是相同的，都只用了1圈的参数，均可用式(1)—(8)进行计算。

表4 采用单圈橡胶止水的实际工程关键参数统计

将表4中工程实例对应张角全部计算出来并取最大值，结果如表5所示。由表可知，以上顶管工程实例的止水失效类型均发生在脱离侧(接口1)，具体表现为钢套环脱离或止水橡胶松弛； 并且随着管径增大，失效张角整体呈现减小趋势，但均满足规程[7]中第4.3.9条第4点关于钢筋混凝土管“接口的允许偏转角应大于0.5°”的规定。为便于建立统一的控制标准，建议将失效张角中的最小值0.844°进一步取0.8°作为管节不发生渗漏时的允许张角，这样的结果是足够安全的。

表5 各院顶管工程失效张角计算

3.2 单节管允许相对位移

目前工程上大口径钢筋混凝土顶管的单节管长最常采用2.0 m和2.5 m[16]，在转角或顶进的首尾段有时也会使用少量其他长度(1.0、1.5、3.0 m)的管节配合施工。表5中除10号采用的是2.0 m管长以外，其余工程均采用2.5 m管长。以2.5 m单节管长为例，1对承接管长度为2×2.5 m=5 m，这个尺度远小于受到邻近堆载、桩基施工和基坑开挖等工况对土体的影响范围(以土体变形达到5 mm为界)。因此，可以近似地认为土体位移最大处2个相接管节的变形是对称的，其中单节管两端相对位移与节间张角关系为ΔL=la=l·θ/2，水平张开量计算公式为ΔH=Dθ，如图7所示。

图7 顶管管节张角与相对位移的定义

工程实际应用中，顶管隧道的沉降相较于水平张开量更易于测量，故以单节管旋转对应的远端最大相对位移作为允许相对位移，和允许张角一起用于表征顶管的变形安全限值。

表6示出不同管长顶管隧道变形安全限值汇总。对于后续新建工程，若采用不同管径、管长参数，仍可通过式(1)—(8)计算。但还应考虑到将此研究结果应用到工程实际中时，若对每种管径都要进行1次计算，既不利于统一标准的建立，又会增加现场施工、监测人员的工作强度，因此，建议将表6中相对位移的最小值(15.7 mm)进一步取15 mm，作为大直径电力顶管隧道在2.0 m和2.5 m单节管长条件下统一的位移允许限值，这样的结果也是偏于安全的。顶管外径与允许相对位移关系见图8，由图可知，相同管长条件下，顶管外径与允许相对位移呈一定的负相关性； 而根据ΔL=la可知，管长与相对位移呈正比关系。

应注意的是，上述计算分析结果实际针对的是在施工阶段采用直线顶进的顶管部分，这种条件下顶管投入使用后，在不考虑施工偏差的情况下，管节之间没有初始张角； 但实际顶管工程在推进时，经常存在需要通过曲线顶进来绕过某些障碍物的情况。施工阶段采用曲线顶进的顶管在投入使用后，管节之间存在初始张角，初始张角的存在实际挤占了允许张角的空间，也直接影响允许相对位移余量。

表6 不同管长顶管隧道变形安全限值汇总

顶管工程施工顶进阶段的允许张角要小于正常使用阶段管节的允许张角，文献[5]和文献[6]均规定曲线顶进施工时，相邻两管节之间的张角宜小于0.3°； 而文献[7]中规定使用阶段的管节允许张角应不小于0.5°，考虑到电力管廊防水要求较给排水管廊更高，电力顶管管节在使用阶段的允许张角还应在0.5°的基础上提高。图9示出典型顶管工程外径与允许张角的关系，结果表明二者同样呈现一定的负相关性，并且各典型工程的管节允许张角均大于0.5°，符合文献[7]的要求，这也从侧面验证了本文研究成果的可靠性。

4 工程案例分析

成都市某电力顶管隧道于2012年投入使用，该段顶管外径为2.4 m，管节长度为2.0 m。2013年成都地铁某线二期施工后，由于受地铁施工扰动，该段顶管隧道部分顶管管节接口处受损，发生隧道开裂渗漏事故。

黑色填充为典型工程的采用值。

在事故发生之后，维运人员对该段隧道管节渗漏、变形情况进行检测，发现顶管隧道接缝处出现了大量渗水点，这些渗水点是管节接口产生张角引起的。根据检测结果，将发生渗水顶管管节接口张角值汇总见表7。由第3节得到的结论可知，对于该几何尺寸的顶管隧道，顶管发生渗水情况时允许张角为0.8°； 由表7可知，该工程案例中顶管隧道发生点渗时管节接口最小张角为1.5°，超过允许张角值。因此，可以表明本文得出的研究结论是可靠且偏于安全的。

图9 典型顶管工程外径与允许张角关系

表7 成都市某电力顶管隧道受邻近施工扰动变形情况

5 结论与讨论

针对大直径“F”型承插式顶管在使用阶段的变形安全限值问题，本文开展了工程案例统计分析和理论计算，所得成果在具体工程事故中得到验证，以期为制定顶管隧道保护标准提供参考。主要结论如下：

1)管节接口止水失效主要有2种： ①橡胶止水带与钢套环脱离失效； ②橡胶止水带与钢套环和钢筋混凝土管壁接触压力低于防渗要求。二者的发生顺序受顶管管径影响。

2)管节允许张角和允许相对位移均与管径呈一定的负相关性，同时，管节允许相对位移还受管长影响(二者呈正比关系)。

3)接口变形安全限值包括最大张角和相对位移，建议统一以0.8°作为允许张角，以15 mm为2.0、2.5 m管长的允许相对位移。上述取值安全合理，且便于在电力顶管隧道的保护工程中执行。

4)若顶管隧道存在因曲线顶进的初始弯曲变形，还应从总允许变形中减去初始变形，得到该顶管隧道实际允许变形量。

本文的研究对象主要是“F”型承插接口的混凝土顶管隧道，以管节之间的几何关系在最不利情况下提出了相应的变形安全限值。后续可针对其他接口形式、材料的顶管隧道变形安全限值和结构受力变形特性进行进一步探讨与研究。

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