王譚 安關峰

（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研究院 510060）

引言

頂管技術作為一種非開挖地下管道鋪設的施工技術，近年來得到了快速發(fā)展［1］。然而，隨著工程建設的規(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，同時結合大量工程進行了頂管施工中土與結構性狀的研究。由于頂管與樁基相互作用體系的復雜性、巖土介質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，其力學行為是隧道掘進與周圍地層相互作用的結果，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)生應力擾動，頂管施工擾動主要包括三個階段：（1）初始應力平衡階段，在頂管開挖擾動前，土層處于應力平衡狀態(tài)；（2）開挖應力擾動階段，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Fig.1 Disturbance deformation of ground

頂管施工與盾構法相應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、全風化、中風化和微風化巖層，樁基嵌入微風化巖層內(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，壓力應小于0.4MPa～0.6MPa［11］，且橫斷面的注漿壓力可近似認為隨深度線性變化［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，基本力學參數(shù)由地勘報告和設計資料提供；注漿層厚度統(tǒng)一設置為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進行初始地應力場計算，由于歷史上土層在自重應力的作用下已經(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 計算結果與分析

3.1 橋梁樁基水平位移分析

在頂管近距離側穿橋樁施工時，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＃橋墩側向位移實測值與計算值的對比圖，兩種結果總體分布規(guī)律相同，實測最大值為2.65mm，與計算值相當，其他數(shù)值也較為吻合。

圖7 橋樁側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，樁長遠大于橋樁結構水平位移，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系及與桿件所受彎矩M之間的關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，這說明在應力重分布中，土體應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力越大。樁基的不同位置受到的土的水平應力不同，所以會產(chǎn)生應力差，如果應力差足夠大，使得樁基產(chǎn)生剪切破壞，離頂管軸線位置越近，樁基相鄰位置的應力差則越大，在本例中，應力差最大為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力狀態(tài)，誘發(fā)地表沉降，這將對鄰近橋樁基礎造成不利影響。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，假設地層損失率為1.5%，提取地表位移理論計算結果與數(shù)值計算結果進行對比，如圖10所示。

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

圖10顯示，數(shù)值計算結果總體規(guī)律與理論計算結果趨于一致，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、地層損失及側向摩阻力綜合作用的結果。

4 結語

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，計算了頂管側穿高架橋樁產(chǎn)生的變形與應力，結果表明：

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性態(tài)，數(shù)值計算結果與理論值及實測值接近，可用于預測后續(xù)頂管隧道施工引起臨近樁體側移、樁體受力和地表沉降結果。

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