大直徑頂管近距離側(cè)穿高架橋樁的數(shù)值分析

王譚 安關(guān)峰

（1.廣州市市政集團有限公司 510060；2.廣州市市政集團市政工程技術(shù)研究院 510060）

引言

頂管技術(shù)作為一種非開挖地下管道鋪設(shè)的施工技術(shù)，近年來得到了快速發(fā)展［1］。然而，隨著工程建設(shè)的規(guī)模愈來愈大，頂管施工難免會穿越高架橋，由于頂管的掘進對橋樁周邊土體產(chǎn)生擾動作用［2］，繼而改變了樁基周邊土體的應(yīng)力狀態(tài)，從而誘發(fā)橋樁位移，可能影響高架橋的正常使用，嚴(yán)重時甚至危及高架橋的安全。

目前，隧道臨近橋樁施工對橋樁影響的研究方法主要有理論分析和數(shù)值分析：張云軍等［3－6］開展了隧道開挖對鄰近樁基的數(shù)值分析，研究了隧道開挖引起的樁基附加內(nèi)力與變形及其影響因素；李早等［7］采用兩階段理論分析法評價了隧道施工對樁基內(nèi)力與變形的影響；毛海和［8］對杭州污水管頂管施工土體擾動理論進行了分析，同時結(jié)合大量工程進行了頂管施工中土與結(jié)構(gòu)性狀的研究。由于頂管與樁基相互作用體系的復(fù)雜性、巖土介質(zhì)的差異性及實際工程的特殊性，采用數(shù)值分析方法能較為全面和簡便地模擬隧道施工過程。

基于此，本文在已有研究成果的基礎(chǔ)上，借助MIDAS-GTS有限元軟件，以廣州市石井河污水處理系統(tǒng)工程為依托，建立了頂管工作井開挖及頂進過程中的計算模型，探索隧道開挖對臨近高架橋樁的影響規(guī)律，且與現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)對比分析，得到一些有益的結(jié)論，以期為類似工程提供借鑒。

1 施工擾動機理分析

對于頂管施工而言，其力學(xué)行為是隧道掘進與周圍地層相互作用的結(jié)果，不能割裂兩者之間的聯(lián)系。在大型頂管施工過程中，開挖面的掘進、土體輸出、工具頭的頂進、平衡泥漿（或氣體）的注入等均會產(chǎn)生應(yīng)力擾動，頂管施工擾動主要包括三個階段：（1）初始應(yīng)力平衡階段，在頂管開挖擾動前，土層處于應(yīng)力平衡狀態(tài)；（2）開挖應(yīng)力擾動階段，頂管接近與通過時，土層經(jīng)歷擠壓隆起、損失松動，出現(xiàn)明顯的變形，并向周圍擴散衰減；（3）注漿變形穩(wěn)定階段，隨著注漿的注入與硬化，阻止了土層塌陷與松動的發(fā)展，擾動后變形趨于穩(wěn)定。頂管前方在正面頂進力的作用下處于被動狀態(tài)，擾動面傾角為45°－φ／2，而管節(jié)環(huán)向外圍土層因空隙的存在表現(xiàn)為主動狀態(tài)，所以擾動面傾角為45°＋φ／2，具體如圖1所示。

圖1 頂管施工土體擾動效應(yīng)Fig.1 Disturbance deformation of ground

頂管施工與盾構(gòu)法相應(yīng)的施工工藝非常類似，因此這兩種施工方法對地層的擾動有相似的機理、擾動區(qū)土體變形及特性。假設(shè)地面下沉槽體積等于地層損失體積與土體密實變化產(chǎn)生的體積增量之和，頂管施工引起的地表沉降橫向分布計算公式［9］為：

式中：S（x）為地表沉降量；V0為地層損失量；κ＝V1／V0，V1為擾動區(qū)土體密實度改變產(chǎn)生的體積變化量；x為距管道中線的水平距離，i為寬度系數(shù)；Smax為x＝0時出現(xiàn)的最大沉降量。

2 數(shù)值計算模型

2.1 工程簡介

廣州石井河污水處理系統(tǒng)工程位于華南路三期工程B1標(biāo)段平沙互通立交橋的正下方，其中頂管段垂直下穿高架橋主橋或匝道，對主橋29＃和30＃橋墩及M匝道8＃和9＃橋墩、O匝道5＃和6＃橋墩產(chǎn)生不利影響。

頂管外壁距離橋梁樁基外壁最近約4m，緊鄰的FDW02工作井外壁距離樁基外壁的最小水平凈距約6.8m，頂管與高架橋樁的位置關(guān)系示意見圖2、圖3。該工程通水管道采用直徑為3000mm的鋼管，管道埋深約為9.5m，F(xiàn)DW02工作井采用逆作拱墻的施工工藝，開挖深度14m，內(nèi)徑11m，在周邊采用旋噴樁加固地層并起到止水帷幕的作用。

圖2 頂管與高架橋樁的位置Fig.2 The position of pipe jacking and viaduct pile

根據(jù)項目地質(zhì)勘查報告可知，高架橋樁基從上至下依次穿越砂層、粘土層、殘積土層、全風(fēng)化、中風(fēng)化和微風(fēng)化巖層，樁基嵌入微風(fēng)化巖層內(nèi)，而頂管管道穿越地層主要為砂層與殘積土層。頂管及橋梁樁基所在土層物理力學(xué)參數(shù)見表1。表2為觸變泥漿中管壁與土的平均摩阻力取值［10］，本工程頂管取 6kN／m2。

圖3 頂管與高架橋樁的位置關(guān)系Fig.3 The diagram of the position relation between the pipe jacking and the viaduct pile

表1 土層物理力學(xué)參數(shù)Tab.1 Physico-mechanical parameters of soil

表2 管壁與土的平均摩阻力（單位：kN／m2）Tab.2 Average frictional resistance of pipe wall and soil（unit：kN／m2）

2.2 頂管力學(xué)參數(shù)計算

［10］計算頂管的迎面阻力：

式中：PF為頂管機的迎面阻力；Dg為頂管機外徑，取3056mm；γs為上覆土的加權(quán)平均重度；Hs為地表面至頂管隧道中心的距離，取11.03m。將表 1及各參數(shù)帶入公式（3）可得 PF＝1538.8kN。

頂管施工采用同步注漿，壓力應(yīng)小于0.4MPa～0.6MPa［11］，且橫斷面的注漿壓力可近似認(rèn)為隨深度線性變化［12］，故此處計算取注漿壓力作用分布形式如圖4所示，其中 P1＝0.2MPa，P2＝0.35MPa，中間呈線性分布。

圖4 隧道注漿壓力作用分布Fig.4 Distribution of grouting pressure acting on tunnell

2.3 計算模型的建立

計算區(qū)域選取充分考慮隧道施工引起的沉降槽寬度，隧道施工的沉降槽寬度約為15m～20m［13］，故取計算模型幾何尺寸X、Y、Z分別為102m、40m、35m。有限元分析時，在管片單元與實體單元之間加30mm厚的低模量單元來模擬注漿層，并假定其在襯砌周圍等厚度分布，橋樁和承臺根據(jù)原有設(shè)計，為C30強度等級混凝土材料。

模型的邊界條件選?。和馏w上表面為透水自由表面，允許自由沉降，且孔壓為零；左右兩側(cè)邊界則約束水平向位移；土體底部則約束豎向土體位移。

計算中土體采用Mohr-Coulomb模型，基本力學(xué)參數(shù)由地勘報告和設(shè)計資料提供；注漿層厚度統(tǒng)一設(shè)置為30mm，采用彈性模型，在施工階段彈性模量E＝200kPa，泊松比μ＝0.45，在施工完成后其彈性模量 E＝25MPa，泊松比 μ＝0.35；鋼管則采用理想彈塑性模型，彈性模量E＝210GPa，泊松比μ＝0.3，屈服應(yīng)力fy＝235MPa。橋樁及承臺采用線彈性材料，根據(jù)彈性模量與泊松比計算材料體積模量和剪切模量。圖5為總體計算模型有限元網(wǎng)格劃分。

圖5 計算模型有限元網(wǎng)格Fig.5 Finite elementmeshes ofmodel

根據(jù)實際施工步驟，定義計算工況如表3所示，其中，工況1進行初始地應(yīng)力場計算，由于歷史上土層在自重應(yīng)力的作用下已經(jīng)穩(wěn)定，且橋梁施工產(chǎn)生的位移亦已穩(wěn)定，將工況1與工況2進行位移清零，僅分析后續(xù)頂管工作井開挖及掘進施工引起的增量位移。

表3 模型計算工況Tab.3 Calculation conditions for themodel

3 計算結(jié)果與分析

3.1 橋梁樁基水平位移分析

在頂管近距離側(cè)穿橋樁施工時，頂管工作井的開挖及掘進的過程對既有高架橋樁產(chǎn)生了一定程度的影響，而這種影響隨著頂管的掘進而不斷變化。

圖6為頂管掘進81m與管道通水后的橋樁水平位移云圖，由圖可知FDW02工作井至FDW03工作井段管道的頂進施工主要對鄰近高架橋主橋29＃、30＃橋墩和 M匝道8＃、9＃橋墩的樁基產(chǎn)生較大的位移，并以水平變形為主。其中由于主橋30＃橋墩樁基距頂管水平凈距最小，故對其產(chǎn)生的影響最大，引起最大水平位移約為2.42mm，處于容許范圍之內(nèi)。

圖6 橋梁樁基水平位移云圖（單位：m）Fig.6 Horizontal displacement cloud picture of pile（unit：m）

圖7為30＃橋墩側(cè)向位移實測值與計算值的對比圖，兩種結(jié)果總體分布規(guī)律相同，實測最大值為2.65mm，與計算值相當(dāng)，其他數(shù)值也較為吻合。

圖7 橋樁側(cè)移實測值與計算值對比Fig.7 Calculated and measured lateral value of pile

3.2 頂管與橋樁的相互作用

FDW02工作井至FDW03工作井段管道的頂進施工對鄰近高架橋主橋橋墩的樁基產(chǎn)生較大的位移，使得樁周土體的應(yīng)力發(fā)生了釋放及重分布。文章根據(jù)數(shù)值計算出的橋樁水平位移數(shù)據(jù)，利用曲線擬合中的線性最小二乘法，選取最不利工況，反算橋樁的彎矩，借此評價橋樁的受力狀態(tài)。

對于橋樁而言，樁長遠(yuǎn)大于橋樁結(jié)構(gòu)水平位移，f（x）／x與1相比可以忽略，因此，變形曲線和變形曲率之間的關(guān)系及與桿件所受彎矩M之間的關(guān)系可以用如下公式表示：

式中：x為橋樁沿著深度方向的坐標(biāo)數(shù)據(jù)；R為函數(shù)圖形的曲率半徑；φ為函數(shù)曲率；EI為桿件截面抗彎剛度；M是要求的截面彎矩。

將已知數(shù)據(jù)代入公式（4）～公式（6）得到29＃橋墩樁基與30＃橋墩樁基最大彎矩增量圖，如圖8所示，圖中標(biāo)記數(shù)值代表單元內(nèi)力，前者為大值，后者為小值。

圖8 橋樁彎矩增量圖（單位：kN·m）Fig.8 The curve of the pile bendingmoment（unit：kN·m）

由圖8顯示，30＃樁基彎矩大于29＃樁基彎矩，這說明在應(yīng)力重分布中，土體應(yīng)力隨著橋樁距頂管軸線的距離變化而變化，即距頂管軸線越近其應(yīng)力越大。樁基的不同位置受到的土的水平應(yīng)力不同，所以會產(chǎn)生應(yīng)力差，如果應(yīng)力差足夠大，使得樁基產(chǎn)生剪切破壞，離頂管軸線位置越近，樁基相鄰位置的應(yīng)力差則越大，在本例中，應(yīng)力差最大為0.15MPa。

3.3 地表沉降分析

頂管掘進施工會破壞原有地層的初始應(yīng)力狀態(tài)，誘發(fā)地表沉降，這將對鄰近橋樁基礎(chǔ)造成不利影響。為具體了解頂管施工對地層的影響，取頂管施工至45m處（前后3D范圍內(nèi)，其中D表示頂管直徑，即3000mm；“＋”表示頂管工具頭前方，“－”表示頂管工具頭后方）正上方土層地表沉降的變化情況，具體見圖9。

圖9表明，在頂管施工過程中，頂管機頭前方隆起明顯，機頭通過后，地表出現(xiàn)一定程度的沉降，這一點主要是受到正向推進力的擠壓作用。地面沉降呈以頂管軸線為對稱軸且開口向上的拋物線拱形，與Peck沉降槽規(guī)律相近，橫向由頂管軸線向兩側(cè)遞減，主要受影響區(qū)域為－10m～10m，即（－3.2D～3.2D）。

圖9 地表沉降變化曲線Fig.9 Curves of ground settlement surfaces

根據(jù)工程實際情況，假設(shè)地層損失率為1.5%，提取地表位移理論計算結(jié)果與數(shù)值計算結(jié)果進行對比，如圖10所示。

圖10 地表位移理論計算值與數(shù)值計算結(jié)果對比Fig.10 Comparison of calculated value of settlement

圖10顯示，數(shù)值計算結(jié)果總體規(guī)律與理論計算結(jié)果趨于一致，地表最大沉降出現(xiàn)在頂管軸線正上方位置，理論值約為3.03mm，較數(shù)值計算結(jié)果小約5.6%，說明該計算模型簡化和參數(shù)取值是可行的，理論值與計算值出現(xiàn)偏差是因為理論值中僅考慮了地層損失的影響，而數(shù)值計算值則是正面頂推力、地層損失及側(cè)向摩阻力綜合作用的結(jié)果。

4 結(jié)語

基于MIDAS-GTS軟件建立頂管工作井開挖及頂管掘進過程的三維數(shù)值模型，計算了頂管側(cè)穿高架橋樁產(chǎn)生的變形與應(yīng)力，結(jié)果表明：

1.橋樁產(chǎn)生較大的變形，主要以水平位移為主，最大位移出現(xiàn)在30＃橋墩處，約2.42mm，且隨著距離頂管軸線的距離增大而減小。

2.橋樁應(yīng)力隨著樁距頂管軸線的距離變化而變化，距離頂管軸線越近其應(yīng)力越大。

3.數(shù)值計算得到地表沉降最大值為3.2mm，與Peck計算結(jié)果接近，橫向主要受影響區(qū)域為－10m～10m，即（－3.2D～3.2D）。

本文建立的頂管施工計算模型能較好地反映隧道各施工階段的力學(xué)性態(tài)，數(shù)值計算結(jié)果與理論值及實測值接近，可用于預(yù)測后續(xù)頂管隧道施工引起臨近樁體側(cè)移、樁體受力和地表沉降結(jié)果。

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