钢筋混凝土顶管穿堤施工三维数值分析∗

盛兴尧 王剑锋 廖晨聪 陈锦剑 夏小和

(1.上海交通大学土木工程系 200240;2.上海公路桥梁集团有限公司顶管事业部 200433)

引言

顶管法属于暗挖法,是一种施工过程中无需开槽的地下掘进施工方法,虽然顶管法施工技术已发展很多年,但其作为一种地下开挖方法,仍不可避免地会对周围土体产生扰动,引起周围土体及构筑物本身产生变形[1-4]。国内外已有不少学者采用数值方法研究顶管施工的环境效应[5,6]。

冯海宁等通过二维和三维有限元计算了顶管施工产生的土体变形和土体应力,分别计算机头土压力、摩阻力和机头对地表变形的影响,发现顶管施工引起地表的最大变形在机头附近,其位置随着机头迎面土压力的增大而逐渐远离机头位置[7]。陈晨等依托某污水管线下穿地铁地面线工程,研究顶管正面推力、地层损失、掘进机和后续管道与土体之间的摩擦力对轨道变形的影响,发现轨道变形随着正面推力和地层损失的增大而增大,摩擦力对短距离顶管影响较小,泥浆加固可以有效控制土体的沉降变形[8]。刘波等对地下步行通道大断面顶管通道近接穿越下覆既有地铁隧道进行了数值模拟与现场试验,发现顶管施工过程中,下覆隧道竖向位移先后经历了初始下沉、隆起增强和隆起稳定3 个阶段,地表竖向位移先后经历了隆起增强、隆起减弱和沉降3 个阶段[9]。可以看出目前顶管领域的研究主要集中在土层厚度固定,穿越既有道路及管道时对周围环境的影响,对于下穿江河堤坝,土层厚度逐渐变化,并且有水情况的研究比较匮乏。而在我国滨海和滨江城市的顶管建设过程中,不可避免地会遇到穿越江河的工况。这类工况常常面临江底水头压力大,且顶管穿越过程历经较大的覆土厚度变化,同时江边建筑物对施工的影响也较为敏感的问题。此类问题稍有处理不当,就会对施工的顺利进行产生很大的安全隐患和风险。岳兵等结合扬州第五水厂清水管道穿越夹江工程,分析了长距离大口径斜顶管施工的施工难点及解决措施,提出需严格控制注浆量和顶管速度,顶管方可安全穿越南水北调夹江大堤[10]。王晏围绕丹阳市长江黄岗取水管首次穿越长江主航道工程,探讨了超长距离小口径顶管的工程难点,针对水文河势、环境评价、水资源、通航安全、航道影响、地震评价等方面进行了专项论证,优化了施工方案,工程目前运行状况良好[11]。颜建平结合穿越黄浦江的大直径顶管工程在顶进过程中发生沉降的事故,采用了特种注浆技术并结合管内顶升的施工方案,使用有限元软件对其进行了施工模拟和分析,指导和调整施工方案,最终实现了管道的抬升和后续管道的顺利顶进[12]。本文结合上海白龙港南线输送干线SST1.2 标过江管工程的W2- W1 标段,对顶管下穿黄浦江堤坝过程进行数值模拟,分析施工过程中顶管端面压力、减阻泥浆模量、摩阻力的变异对地层、堤坝变形影响的变化规律,分析各施工参数对环境影响的敏感性,为本工程施工及类似工程提供参考。

1 工程概况

本标段为白龙港南线输送干线过江管工程,管道自华泾路提升泵站穿越黄浦江,顶管上覆9层土,下穿黄浦江堤坝桩基,总长3705m,其中过江管内径达到2700mm,外径达到3200mm,属于大直径顶管。工程范围在80m 深度内,主要由饱和粘性土、粉性土、砂性土组成,属第四纪松散沉积物,按其土性不同和物理力学性质上的差异可分为8 个主要层次及分属不同层次的亚层,共计21 个亚层。根据地质勘察报告,地层剖面如图1 所示。土层的计算参数取相应土层内参数的平均值,共计13 层,如表1 所示。

图1 工程地层剖面Fig.1 Engineering stratum profile

表1 土层物理力学参数Tab.1 Physico-mechanical parameters of soils

2 三维数值模拟

2.1 有限元模型建立

根据地质勘察报告得出的土层分布图,采用有限元软件ABAQUS 进行三维建模和分析,模型长度200m,宽度33m,高度25.1m～43.6m,如图2 所示。将性质相近的土层进行简化合并,建立11 层土,从上至下厚度分别为1.2m、2m、2m、1.6m、8m、3.7m、2.4m、4m、4m、5.7m、9m。建 立3 个 坡 度 分 别 为12.34%、22.21%、5.71%的斜坡以模拟黄浦江河床,如图3 所示。以静水压力模拟江水的作用,土体不考虑渗流作用,采用Mohr-Coulomb 模型,以剪应力强度为屈服准则。顶管外径3.2m,壁厚0.25m,密度2650kg/m3,弹性模量21GPa;泥浆层厚度5cm,密度1900kg/m3,弹性模量1MPa,泊松比0.4。

设置x向为顶管顶进方向(0～200m),y向为堤坝走向(-16.5m～16.5m),z向为深度方向(-15.5m～28.1m),顶管中心埋深28.1m。模型采用位移边界条件,上表面为自由边界,下表面固定,其余4 个表面固定各自法向位移。在x=40m 处设置堤坝和10 根桩基,如图4 所示,堤坝尺寸33m ×3.2m ×0.45m,桩基尺寸17m ×0.45m×0.45m,均不计密度,弹性模量40GPa。顶管与桩底竖向距离5.6m。

图2 有限元模型示意Fig.2 Finite element model

图3 河床示意Fig.3 River bed

图4 堤坝桩基示意Fig.4 Dam and pile foundation

2.2 基本假定

在建模和有限元计算中,基本假定如下:

(1)土体为均匀的各向同性材料;

(2)顶管端面压力与作用于掘进面土体的推力均为圆形均布荷载;

(3)顶管推进过程中不考虑土体时间效应,只考虑顶进和开挖空间距离的变化;

(4)泥浆与顶管间的摩阻力沿管道长度方向均匀分布。

2.3 施工步骤模拟

顶管施工是一个通过千斤顶的顶推力使顶管逐渐挤入土中并达到一定位置的过程,在这个过程中,千斤顶的顶推力随着顶进过程是不断变化的,使用有限元软件比较难以准确模拟这种动态过程。因此本文采用位移贯入法来模拟顶进过程,即通过直接在顶管尾部施加强制位移以完成顶管的顶进。在顶进过程中,通过相互作用关闭需要开挖的土体单元来模拟土体的开挖,使其不能发挥作用。

Step1: 关闭顶管、机头、泥浆、桩基单元,进行初始地应力平衡,得到未开挖状态的应力场;

Step2: 重新激活顶管、机头、泥浆、桩基单元;

Step3: 挖去机头前8m 土体,激活相应泥浆层,施加顶管端面压力,给顶管施加8m 顶进量;

Step4: 重复Step3,依次顶进8m、8m、8m、8m 、16m、16m、16m、16m、16m、20m,累计顶进140m。

3 数值模拟结果分析

为了揭示顶管端面压力、减阻泥浆模量、摩阻力的变异对地层、堤坝变形影响的变化规律,取减阻泥浆模量Ez=1MPa,泥浆与顶管摩擦系数μ=0.35,0～40m 顶管端面压力P0=500kPa、40 m～72m 顶管端面压力P0=450kPa、72m～88m 顶管端面压力P0=420kPa、88m～104m 顶管端面压力P0=400kPa、104m～140m 顶管端面压力P0=350kPa 为标准组(由于顶管上覆土层厚度在40m 后逐渐减小,因此相应的顶管端面压力也需逐渐减小,标准组的顶管端面压力取顶进段顶管埋深处土体自重应力平均值),各组施工参数见表2。控制变量对比分析得出地表、堤坝竖向变形的变化规律。

表2 各组施工参数Tab.2 Construction parameters of each group

顶管顶进是一个动态过程,地表和堤坝的变形也在时刻变化,因此有必要对顶进过程中地表和堤坝的变形趋势进行研究,同时分析顶进完毕后各组地表和堤坝最终变形的差异,得出最合适的施工参数,给实际工程提供参考依据。

3.1 地表竖向变形分析

图5为标准组模型在顶进过程中,顶管正上方地表竖向变形的变化趋势。可以看出从顶进面开始,地表变形均先发生沉降,随着距顶进面距离的增加,沉降逐渐减少并开始隆起,隆起达到峰值后隆起量逐渐变小直至没有变形。在顶进量小于40m 时,机头前方地表土体有较小的隆起量,机头后方地表土体沉降较为明显;当顶进量超过40m 后,地表土体隆起较为明显,随着顶管的顶进,隆起量的峰值位置也逐渐往前移动,峰值位置大致位于机头上方,同时机头后方地表土体沉降量逐渐增大;当顶进量超过88m 后,距顶进面0～40m 的地表土体沉降趋于稳定,当顶进量超过120m 后,距顶进面40m～80m 的地表土体沉降也趋于稳定,且在堤坝附近曲线有明显的交汇,可以认为堤坝和桩基对附近土体变形有一定的约束作用。

图6为标准组顶进完毕后y=0 处模型纵向剖面沉降云图。从图中可见顶管下方土体以及机头上部附近土体发生隆起,顶管上方机头后方的土体发生沉降,且隆起量和沉降量的最大值均发生在顶管周围,与图5描述的现象一致。

图5 标准组顶进过程地表竖向变形Fig.5 Vertical deformation of the ground of the standard group during jacking process

图6 标准组顶进完毕竖向变形(单位： m)Fig.6 Vertical deformation of the standard group (unit: m)

图7～图9分别为在不同顶管端面压力、不同减阻泥浆模量、不同泥浆和顶管摩擦系数下,顶进完毕后地表的竖向变形(图7 的图例取0～40m 段顶管端面压力)。从图7 可以看出,不同顶管端面压力下的地表竖向变形曲线在距离顶进面大约30m 和120m 处发生交叉,并在距离顶进面大约140m 后逐渐汇合;随着顶管端面压力的增大,0～30m 段地表土体沉降逐渐减小,30m～120m 段地表土体沉降逐渐增大,机头上方地表土体隆起量逐渐增大,其中变形差异比较明显的是40m～120m 段和机头上方地表土体。需要注意的是400kPa 曲线,其机头上方土体发生了较大的沉降。综合考虑,顶管端面压力宜小于顶管中心土体自重应力10%,而目前施工过程中顶管端面压力常取1.05～1.1 倍土体自重应力,造成了不必要的资源浪费且对环境影响较大。从图8可以看出,不同减阻泥浆模量下的地表竖向变形差异主要集中在40m～120m 范围内,随着减阻泥浆模量的增大,该段地表沉降量越小;泥浆的模量越大,在开挖过程中对顶管和周围土体间孔隙的填充作用就越强,在施工过程中应尽可能提高泥浆的模量。从图9可以看出(图例为摩擦系数),不同泥浆与顶管摩擦系数下的地表竖向变形差异主要集中在0～40m 范围内,随着摩擦系数的减小,该段地表沉降量越小;泥浆的摩擦系数越小,顶进过程中顶管对周围土体的拖拽作用就越小,从而减小周围土体的水平变形以及由于变形协调导致的竖向变形,在施工过程中应尽可能减小泥浆的摩擦系数。

图7 不同顶管端面压力下的地表竖向变形Fig.7 Vertical deformation of the ground under different excavation face support pressures

图8 不同减阻泥浆模量下的地表竖向变形Fig.8 Vertical deformation of the ground under different grouting modulus

图9 不同摩阻力下的地表竖向变形Fig.9 Vertical deformation of the ground under different friction

3.2 堤坝竖向变形分析

图10为标准组模型在顶进完毕后,堤坝桩基竖向变形示意。可以看出,堤坝整体均发生沉降,顶管正上方堤坝沉降量最大,离顶管轴线越远,堤坝沉降量越小。堤坝最大沉降量9.6mm,符合上海市工程建设规范《地面沉降监测与防治技术规程》要求。图11 为标准组模型在顶进完毕后,堤坝y向的正应力云图。可以看出,堤坝所受最大拉应力为1.12MPa,最大压应力为1.85 MPa,考虑堤坝为钢筋混凝土材料,混凝土强度等级C40,堤坝内力处于安全范围内。

图10 堤坝桩基竖向变形(单位： m)Fig.10 Vertical deformation of dam and pile foundation (unit: m)

图11 堤坝应力(单位： Pa)Fig.11 Dam stress (unit: Pa)

图12～图14分别为在不同顶管端面压力、不同减阻泥浆模量、不同泥浆和顶管摩擦系数下,顶进过程中堤坝中点的竖向变形(图12的图例取0～40m 段顶管端面压力)。从图12～图14 可以看出,当顶进距离不超过32m 时,堤坝发生了一定的隆起,当顶进距离超过32m 后,随着顶进距离的增加,隆起量减小,并发生快速的沉降,当顶进距离超过80m 后,沉降速度放缓,堤坝变形量渐趋稳定。从图12 可以看出,不同顶管端面压力下的堤坝变形差异主要发生在顶进40m 后,此时,随着顶进距离的增加,顶管端面压力越大,堤坝的沉降量越大。从图13 可以看出,不同减阻泥浆模量下的堤坝变形差异主要发生在顶进32m 后,此时,随着顶进距离的增加,减阻泥浆模量越大,堤坝的沉降量越小。从图14 可以看出,在顶进距离不超过40m 时,摩擦系数越大,堤坝的隆起量越大;在顶进超过40m 后,堤坝隆起量逐渐减小并发生沉降,在顶进大约80m 时曲线发生交叉,随着顶进的继续,摩擦系数越大,堤坝的沉降量越大。

图12 不同顶管端面压力下的堤坝竖向变形Fig.12 Vertical deformation of dam under different excavation face support pressures

图13 不同减阻泥浆模量下的堤坝竖向变形Fig.13 Vertical deformation of dam under different mud modulus

图14 不同摩阻力下的堤坝竖向变形Fig.14 Vertical deformation of dam under different friction

4 结论

本文采用数值模拟方法研究了顶管端面压力、减阻泥浆模量、泥浆与顶管摩擦系数的变异对地表、堤坝桩基变形的影响,得出了以下主要结论:

1.减小顶管端面压力可以减小顶管上方地表土体和堤坝的沉降量,并减小机头上方地表土体隆起量,具体施工宜取小于顶管中心土体自重应力10%。

2.增大减阻泥浆模量可以减小地表土体与堤坝的沉降量。

3.减小泥浆与顶管摩擦系数可以减小顶进面附近地表土体的沉降量,并减小堤坝的最终沉降量。