盛興堯 王劍鋒 廖晨聰 陳錦劍 夏小和

(1.上海交通大學(xué)土木工程系 200240;2.上海公路橋梁集團(tuán)有限公司頂管事業(yè)部 200433)

引言

頂管法屬于暗挖法,是一種施工過程中無需開槽的地下掘進(jìn)施工方法,雖然頂管法施工技術(shù)已發(fā)展很多年,但其作為一種地下開挖方法,仍不可避免地會對周圍土體產(chǎn)生擾動,引起周圍土體及構(gòu)筑物本身產(chǎn)生變形[1-4]。國內(nèi)外已有不少學(xué)者采用數(shù)值方法研究頂管施工的環(huán)境效應(yīng)[5,6]。

馮海寧等通過二維和三維有限元計算了頂管施工產(chǎn)生的土體變形和土體應(yīng)力,分別計算機(jī)頭土壓力、摩阻力和機(jī)頭對地表變形的影響,發(fā)現(xiàn)頂管施工引起地表的最大變形在機(jī)頭附近,其位置隨著機(jī)頭迎面土壓力的增大而逐漸遠(yuǎn)離機(jī)頭位置[7]。陳晨等依托某污水管線下穿地鐵地面線工程,研究頂管正面推力、地層損失、掘進(jìn)機(jī)和后續(xù)管道與土體之間的摩擦力對軌道變形的影響,發(fā)現(xiàn)軌道變形隨著正面推力和地層損失的增大而增大,摩擦力對短距離頂管影響較小,泥漿加固可以有效控制土體的沉降變形[8]。劉波等對地下步行通道大斷面頂管通道近接穿越下覆既有地鐵隧道進(jìn)行了數(shù)值模擬與現(xiàn)場試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)頂管施工過程中,下覆隧道豎向位移先后經(jīng)歷了初始下沉、隆起增強(qiáng)和隆起穩(wěn)定3 個階段,地表豎向位移先后經(jīng)歷了隆起增強(qiáng)、隆起減弱和沉降3 個階段[9]?？梢钥闯瞿壳绊敼茴I(lǐng)域的研究主要集中在土層厚度固定,穿越既有道路及管道時對周圍環(huán)境的影響,對于下穿江河堤壩,土層厚度逐漸變化,并且有水情況的研究比較匱乏。而在我國濱海和濱江城市的頂管建設(shè)過程中,不可避免地會遇到穿越江河的工況。這類工況常常面臨江底水頭壓力大,且頂管穿越過程歷經(jīng)較大的覆土厚度變化,同時江邊建筑物對施工的影響也較為敏感的問題。此類問題稍有處理不當(dāng),就會對施工的順利進(jìn)行產(chǎn)生很大的安全隱患和風(fēng)險。岳兵等結(jié)合揚(yáng)州第五水廠清水管道穿越夾江工程,分析了長距離大口徑斜頂管施工的施工難點(diǎn)及解決措施,提出需嚴(yán)格控制注漿量和頂管速度,頂管方可安全穿越南水北調(diào)夾江大堤[10]。王晏圍繞丹陽市長江黃崗取水管首次穿越長江主航道工程,探討了超長距離小口徑頂管的工程難點(diǎn),針對水文河勢、環(huán)境評價、水資源、通航安全、航道影響、地震評價等方面進(jìn)行了專項(xiàng)論證,優(yōu)化了施工方案,工程目前運(yùn)行狀況良好[11]。顏建平結(jié)合穿越黃浦江的大直徑頂管工程在頂進(jìn)過程中發(fā)生沉降的事故,采用了特種注漿技術(shù)并結(jié)合管內(nèi)頂升的施工方案,使用有限元軟件對其進(jìn)行了施工模擬和分析,指導(dǎo)和調(diào)整施工方案,最終實(shí)現(xiàn)了管道的抬升和后續(xù)管道的順利頂進(jìn)[12]。本文結(jié)合上海白龍港南線輸送干線SST1.2 標(biāo)過江管工程的W2- W1 標(biāo)段,對頂管下穿黃浦江堤壩過程進(jìn)行數(shù)值模擬,分析施工過程中頂管端面壓力、減阻泥漿模量、摩阻力的變異對地層、堤壩變形影響的變化規(guī)律,分析各施工參數(shù)對環(huán)境影響的敏感性,為本工程施工及類似工程提供參考。

1 工程概況

本標(biāo)段為白龍港南線輸送干線過江管工程,管道自華涇路提升泵站穿越黃浦江,頂管上覆9層土,下穿黃浦江堤壩樁基,總長3705m,其中過江管內(nèi)徑達(dá)到2700mm,外徑達(dá)到3200mm,屬于大直徑頂管。工程范圍在80m 深度內(nèi),主要由飽和粘性土、粉性土、砂性土組成,屬第四紀(jì)松散沉積物,按其土性不同和物理力學(xué)性質(zhì)上的差異可分為8 個主要層次及分屬不同層次的亞層,共計21 個亞層。根據(jù)地質(zhì)勘察報告,地層剖面如圖1 所示。土層的計算參數(shù)取相應(yīng)土層內(nèi)參數(shù)的平均值,共計13 層,如表1 所示。

圖1 工程地層剖面Fig.1 Engineering stratum profile

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

2 三維數(shù)值模擬

2.1 有限元模型建立

根據(jù)地質(zhì)勘察報告得出的土層分布圖,采用有限元軟件ABAQUS 進(jìn)行三維建模和分析,模型長度200m,寬度33m,高度25.1m～43.6m,如圖2 所示。將性質(zhì)相近的土層進(jìn)行簡化合并,建立11 層土,從上至下厚度分別為1.2m、2m、2m、1.6m、8m、3.7m、2.4m、4m、4m、5.7m、9m。建 立3 個 坡 度 分 別 為12.34%、22.21%、5.71%的斜坡以模擬黃浦江河床,如圖3 所示。以靜水壓力模擬江水的作用,土體不考慮滲流作用,采用Mohr-Coulomb 模型,以剪應(yīng)力強(qiáng)度為屈服準(zhǔn)則。頂管外徑3.2m,壁厚0.25m,密度2650kg/m3,彈性模量21GPa;泥漿層厚度5cm,密度1900kg/m3,彈性模量1MPa,泊松比0.4。

設(shè)置x向?yàn)轫敼茼斶M(jìn)方向(0～200m),y向?yàn)榈虊巫呦?-16.5m～16.5m),z向?yàn)樯疃确较?-15.5m～28.1m),頂管中心埋深28.1m。模型采用位移邊界條件,上表面為自由邊界,下表面固定,其余4 個表面固定各自法向位移。在x=40m 處設(shè)置堤壩和10 根樁基,如圖4 所示,堤壩尺寸33m ×3.2m ×0.45m,樁基尺寸17m ×0.45m×0.45m,均不計密度,彈性模量40GPa。頂管與樁底豎向距離5.6m。

圖2 有限元模型示意Fig.2 Finite element model

圖3 河床示意Fig.3 River bed

圖4 堤壩樁基示意Fig.4 Dam and pile foundation

2.2 基本假定

在建模和有限元計算中,基本假定如下:

(1)土體為均勻的各向同性材料;

(2)頂管端面壓力與作用于掘進(jìn)面土體的推力均為圓形均布荷載;

(3)頂管推進(jìn)過程中不考慮土體時間效應(yīng),只考慮頂進(jìn)和開挖空間距離的變化;

(4)泥漿與頂管間的摩阻力沿管道長度方向均勻分布。

2.3 施工步驟模擬

頂管施工是一個通過千斤頂?shù)捻斖屏κ鬼敼苤饾u擠入土中并達(dá)到一定位置的過程,在這個過程中,千斤頂?shù)捻斖屏﹄S著頂進(jìn)過程是不斷變化的,使用有限元軟件比較難以準(zhǔn)確模擬這種動態(tài)過程。因此本文采用位移貫入法來模擬頂進(jìn)過程,即通過直接在頂管尾部施加強(qiáng)制位移以完成頂管的頂進(jìn)。在頂進(jìn)過程中,通過相互作用關(guān)閉需要開挖的土體單元來模擬土體的開挖,使其不能發(fā)揮作用。

Step1: 關(guān)閉頂管、機(jī)頭、泥漿、樁基單元,進(jìn)行初始地應(yīng)力平衡,得到未開挖狀態(tài)的應(yīng)力場;

Step2: 重新激活頂管、機(jī)頭、泥漿、樁基單元;

Step3: 挖去機(jī)頭前8m 土體,激活相應(yīng)泥漿層,施加頂管端面壓力,給頂管施加8m 頂進(jìn)量;

Step4: 重復(fù)Step3,依次頂進(jìn)8m、8m、8m、8m 、16m、16m、16m、16m、16m、20m,累計頂進(jìn)140m。

3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

為了揭示頂管端面壓力、減阻泥漿模量、摩阻力的變異對地層、堤壩變形影響的變化規(guī)律,取減阻泥漿模量Ez=1MPa,泥漿與頂管摩擦系數(shù)μ=0.35,0～40m 頂管端面壓力P0=500kPa、40 m～72m 頂管端面壓力P0=450kPa、72m～88m 頂管端面壓力P0=420kPa、88m～104m 頂管端面壓力P0=400kPa、104m～140m 頂管端面壓力P0=350kPa 為標(biāo)準(zhǔn)組(由于頂管上覆土層厚度在40m 后逐漸減小,因此相應(yīng)的頂管端面壓力也需逐漸減小,標(biāo)準(zhǔn)組的頂管端面壓力取頂進(jìn)段頂管埋深處土體自重應(yīng)力平均值),各組施工參數(shù)見表2?？刂谱兞繉Ρ确治龅贸龅乇?、堤壩豎向變形的變化規(guī)律。

表2 各組施工參數(shù)Tab.2 Construction parameters of each group

頂管頂進(jìn)是一個動態(tài)過程,地表和堤壩的變形也在時刻變化,因此有必要對頂進(jìn)過程中地表和堤壩的變形趨勢進(jìn)行研究,同時分析頂進(jìn)完畢后各組地表和堤壩最終變形的差異,得出最合適的施工參數(shù),給實(shí)際工程提供參考依據(jù)。

3.1 地表豎向變形分析

圖5為標(biāo)準(zhǔn)組模型在頂進(jìn)過程中,頂管正上方地表豎向變形的變化趨勢。可以看出從頂進(jìn)面開始,地表變形均先發(fā)生沉降,隨著距頂進(jìn)面距離的增加,沉降逐漸減少并開始隆起,隆起達(dá)到峰值后隆起量逐漸變小直至沒有變形。在頂進(jìn)量小于40m 時,機(jī)頭前方地表土體有較小的隆起量,機(jī)頭后方地表土體沉降較為明顯;當(dāng)頂進(jìn)量超過40m 后,地表土體隆起較為明顯,隨著頂管的頂進(jìn),隆起量的峰值位置也逐漸往前移動,峰值位置大致位于機(jī)頭上方,同時機(jī)頭后方地表土體沉降量逐漸增大;當(dāng)頂進(jìn)量超過88m 后,距頂進(jìn)面0～40m 的地表土體沉降趨于穩(wěn)定,當(dāng)頂進(jìn)量超過120m 后,距頂進(jìn)面40m～80m 的地表土體沉降也趨于穩(wěn)定,且在堤壩附近曲線有明顯的交匯,可以認(rèn)為堤壩和樁基對附近土體變形有一定的約束作用。

圖6為標(biāo)準(zhǔn)組頂進(jìn)完畢后y=0 處模型縱向剖面沉降云圖。從圖中可見頂管下方土體以及機(jī)頭上部附近土體發(fā)生隆起,頂管上方機(jī)頭后方的土體發(fā)生沉降,且隆起量和沉降量的最大值均發(fā)生在頂管周圍,與圖5描述的現(xiàn)象一致。

圖5 標(biāo)準(zhǔn)組頂進(jìn)過程地表豎向變形Fig.5 Vertical deformation of the ground of the standard group during jacking process

圖6 標(biāo)準(zhǔn)組頂進(jìn)完畢豎向變形(單位： m)Fig.6 Vertical deformation of the standard group (unit: m)

圖7～圖9分別為在不同頂管端面壓力、不同減阻泥漿模量、不同泥漿和頂管摩擦系數(shù)下,頂進(jìn)完畢后地表的豎向變形(圖7 的圖例取0～40m 段頂管端面壓力)。從圖7 可以看出,不同頂管端面壓力下的地表豎向變形曲線在距離頂進(jìn)面大約30m 和120m 處發(fā)生交叉,并在距離頂進(jìn)面大約140m 后逐漸匯合;隨著頂管端面壓力的增大,0～30m 段地表土體沉降逐漸減小,30m～120m 段地表土體沉降逐漸增大,機(jī)頭上方地表土體隆起量逐漸增大,其中變形差異比較明顯的是40m～120m 段和機(jī)頭上方地表土體。需要注意的是400kPa 曲線,其機(jī)頭上方土體發(fā)生了較大的沉降。綜合考慮,頂管端面壓力宜小于頂管中心土體自重應(yīng)力10%,而目前施工過程中頂管端面壓力常取1.05～1.1 倍土體自重應(yīng)力,造成了不必要的資源浪費(fèi)且對環(huán)境影響較大。從圖8可以看出,不同減阻泥漿模量下的地表豎向變形差異主要集中在40m～120m 范圍內(nèi),隨著減阻泥漿模量的增大,該段地表沉降量越小;泥漿的模量越大,在開挖過程中對頂管和周圍土體間孔隙的填充作用就越強(qiáng),在施工過程中應(yīng)盡可能提高泥漿的模量。從圖9可以看出(圖例為摩擦系數(shù)),不同泥漿與頂管摩擦系數(shù)下的地表豎向變形差異主要集中在0～40m 范圍內(nèi),隨著摩擦系數(shù)的減小,該段地表沉降量越小;泥漿的摩擦系數(shù)越小,頂進(jìn)過程中頂管對周圍土體的拖拽作用就越小,從而減小周圍土體的水平變形以及由于變形協(xié)調(diào)導(dǎo)致的豎向變形,在施工過程中應(yīng)盡可能減小泥漿的摩擦系數(shù)。

圖7 不同頂管端面壓力下的地表豎向變形Fig.7 Vertical deformation of the ground under different excavation face support pressures

圖8 不同減阻泥漿模量下的地表豎向變形Fig.8 Vertical deformation of the ground under different grouting modulus

圖9 不同摩阻力下的地表豎向變形Fig.9 Vertical deformation of the ground under different friction

3.2 堤壩豎向變形分析

圖10為標(biāo)準(zhǔn)組模型在頂進(jìn)完畢后,堤壩樁基豎向變形示意?？梢钥闯?堤壩整體均發(fā)生沉降,頂管正上方堤壩沉降量最大,離頂管軸線越遠(yuǎn),堤壩沉降量越小。堤壩最大沉降量9.6mm,符合上海市工程建設(shè)規(guī)范《地面沉降監(jiān)測與防治技術(shù)規(guī)程》要求。圖11 為標(biāo)準(zhǔn)組模型在頂進(jìn)完畢后,堤壩y向的正應(yīng)力云圖?？梢钥闯?堤壩所受最大拉應(yīng)力為1.12MPa,最大壓應(yīng)力為1.85 MPa,考慮堤壩為鋼筋混凝土材料,混凝土強(qiáng)度等級C40,堤壩內(nèi)力處于安全范圍內(nèi)。

圖10 堤壩樁基豎向變形(單位： m)Fig.10 Vertical deformation of dam and pile foundation (unit: m)

圖11 堤壩應(yīng)力(單位： Pa)Fig.11 Dam stress (unit: Pa)

圖12～圖14分別為在不同頂管端面壓力、不同減阻泥漿模量、不同泥漿和頂管摩擦系數(shù)下,頂進(jìn)過程中堤壩中點(diǎn)的豎向變形(圖12的圖例取0～40m 段頂管端面壓力)。從圖12～圖14 可以看出,當(dāng)頂進(jìn)距離不超過32m 時,堤壩發(fā)生了一定的隆起,當(dāng)頂進(jìn)距離超過32m 后,隨著頂進(jìn)距離的增加,隆起量減小,并發(fā)生快速的沉降,當(dāng)頂進(jìn)距離超過80m 后,沉降速度放緩,堤壩變形量漸趨穩(wěn)定。從圖12 可以看出,不同頂管端面壓力下的堤壩變形差異主要發(fā)生在頂進(jìn)40m 后,此時,隨著頂進(jìn)距離的增加,頂管端面壓力越大,堤壩的沉降量越大。從圖13 可以看出,不同減阻泥漿模量下的堤壩變形差異主要發(fā)生在頂進(jìn)32m 后,此時,隨著頂進(jìn)距離的增加,減阻泥漿模量越大,堤壩的沉降量越小。從圖14 可以看出,在頂進(jìn)距離不超過40m 時,摩擦系數(shù)越大,堤壩的隆起量越大;在頂進(jìn)超過40m 后,堤壩隆起量逐漸減小并發(fā)生沉降,在頂進(jìn)大約80m 時曲線發(fā)生交叉,隨著頂進(jìn)的繼續(xù),摩擦系數(shù)越大,堤壩的沉降量越大。

圖12 不同頂管端面壓力下的堤壩豎向變形Fig.12 Vertical deformation of dam under different excavation face support pressures

圖13 不同減阻泥漿模量下的堤壩豎向變形Fig.13 Vertical deformation of dam under different mud modulus

圖14 不同摩阻力下的堤壩豎向變形Fig.14 Vertical deformation of dam under different friction

4 結(jié)論

本文采用數(shù)值模擬方法研究了頂管端面壓力、減阻泥漿模量、泥漿與頂管摩擦系數(shù)的變異對地表、堤壩樁基變形的影響,得出了以下主要結(jié)論:

1.減小頂管端面壓力可以減小頂管上方地表土體和堤壩的沉降量,并減小機(jī)頭上方地表土體隆起量,具體施工宜取小于頂管中心土體自重應(yīng)力10%。

2.增大減阻泥漿模量可以減小地表土體與堤壩的沉降量。

3.減小泥漿與頂管摩擦系數(shù)可以減小頂進(jìn)面附近地表土體的沉降量,并減小堤壩的最終沉降量。