大直徑鋼筋混凝土頂管穿越河道頂進(jìn)力研究

陳智涵,陳曉龍，劉鍇鑫，馬保松，張 鵬*

(1.中國(guó)地質(zhì)大學(xué)(武漢)工程學(xué)院，湖北 武漢 430074；2.中山大學(xué)土木工程學(xué)院，廣東 珠海 519082)

管材受力特性是頂管工程設(shè)計(jì)和施工中需要考慮的重要因素。頂管施工過(guò)程中，頂管管節(jié)受到頂進(jìn)力、迎面阻力、管壁摩阻力、管周水土壓力和注漿壓力、自身重力以及地表附加荷載等的作用，受力狀態(tài)十分復(fù)雜。其中軸向頂進(jìn)力是管道結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、頂管機(jī)選型和工作井結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的決定性參數(shù)之一。當(dāng)頂管頂進(jìn)力較小時(shí)，會(huì)導(dǎo)致頂管頂速過(guò)慢甚至無(wú)法頂進(jìn)；當(dāng)頂管頂進(jìn)力過(guò)大時(shí)，頂管管節(jié)受壓增大，超過(guò)其極限時(shí)會(huì)發(fā)生局部破壞，同時(shí)會(huì)大大增加管道結(jié)構(gòu)失穩(wěn)的風(fēng)險(xiǎn)，因此頂進(jìn)力的有效預(yù)測(cè)對(duì)保障頂管施工安全起著不可忽視的作用。

在頂管頂進(jìn)力研究方面，王雙等[1]運(yùn)用柱形圓孔拓展理論對(duì)3種不同泥漿套形態(tài)假設(shè)提出了相應(yīng)的頂管管壁摩阻力計(jì)算公式，并在對(duì)比分析實(shí)測(cè)頂進(jìn)力的基礎(chǔ)上，得出現(xiàn)有頂管管壁摩阻力計(jì)算公式的計(jì)算結(jié)果偏于保守的結(jié)論；張鵬等[2]基于Persson接觸模型分析了管土接觸寬度和接觸壓力的分布規(guī)律，并考慮管漿摩阻力推導(dǎo)出直線頂管摩阻力計(jì)算公式；魏綱等[3]和馮海寧等[4]對(duì)鋼筋混凝土頂管頂進(jìn)過(guò)程中管道縱向與環(huán)向鋼筋應(yīng)力及管土接觸壓力進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試；Shou等[5]通過(guò)室內(nèi)試驗(yàn)和有限元模擬研究了泥漿、超挖等因素對(duì)頂管頂進(jìn)力的影響；薛振興[6]利用ANSYS軟件分析了頂進(jìn)距離、埋深、管徑、管材以及糾偏角度對(duì)混凝土頂管管節(jié)應(yīng)力的影響規(guī)律；Yen等[7]利用ABAQUS軟件對(duì)比分析了采用不同管土接觸面積、不同泥漿添加劑下頂管中所需的頂進(jìn)力，得到了管土接觸面積和泥漿添加劑對(duì)頂管頂進(jìn)力的影響規(guī)律。

綜上，目前對(duì)于頂管頂進(jìn)力的研究方法主要有室內(nèi)試驗(yàn)、現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)、理論計(jì)算和數(shù)值模擬等，由于數(shù)值模擬手段可以快速確定土-管相互作用的工程行為[8-10]，已受到了許多學(xué)者的青睞。但是，現(xiàn)有的頂管頂進(jìn)力數(shù)值模擬大多集中于管土接觸面積、管土摩擦系數(shù)大小以及頂進(jìn)控制方法的研究，而忽略了在實(shí)際工程中注漿作用的時(shí)間效應(yīng)以及地層性質(zhì)、地形對(duì)模擬參數(shù)的影響研究，并且對(duì)模擬過(guò)程中管土摩擦系數(shù)的選取也大多采用假定的方法，沒(méi)有實(shí)際依據(jù)。同時(shí)，一般穿河頂管的埋深變化較大，管周壓力也可能會(huì)波動(dòng)較大，在頂管頂進(jìn)力預(yù)測(cè)時(shí)更應(yīng)將地形變化考慮在內(nèi)。因此，本文依托佛山市某電力隧道鋼筋混凝土穿河頂管工程，根據(jù)實(shí)測(cè)的頂管管節(jié)軸向應(yīng)變數(shù)據(jù)，計(jì)算頂管不同頂進(jìn)階段的管土摩擦系數(shù)，分析管土摩擦系數(shù)在頂管頂進(jìn)過(guò)程中的時(shí)空變化規(guī)律，并利用ABAQUS有限元軟件建立頂管頂進(jìn)三維數(shù)值模型，模擬分析頂管頂進(jìn)過(guò)程中地形、地層性質(zhì)變化以及注漿作用的時(shí)間效應(yīng)對(duì)頂進(jìn)力的影響，通過(guò)將模擬結(jié)果與實(shí)際監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行驗(yàn)證對(duì)比，以探究更為準(zhǔn)確的頂管頂進(jìn)力預(yù)測(cè)方法，進(jìn)一步保障頂管頂進(jìn)施工過(guò)程中管節(jié)結(jié)構(gòu)的安全。

1 工程概況

本研究依托的佛山市某電力隧道鋼筋混凝土穿河頂管工程，隧道全長(zhǎng)約為588 m，中途穿越河道，河道平均水深約4.5 m，采用泥水平衡式頂管機(jī)進(jìn)行施工。頂管管節(jié)采用預(yù)制鋼筋混凝土管，外徑為4.14 m，內(nèi)徑為3.50 m，壁厚為320 mm，管節(jié)之間的縱向連接采用承插式“F”型接頭。管道平均覆土深度為11 m，屬于大直徑深埋頂管。該電力隧道鋼筋混凝土穿河頂管工程平面示意圖見(jiàn)圖 1。

圖1 佛山市某電力隧道鋼筋混凝土穿河頂管工程 平面示意圖Fig.1 Schematic plan of steel concrete pipe jacking project of a power tunnel crossing the river in Foshan

頂管穿越段地形地質(zhì)條件復(fù)雜，地層類(lèi)型由上至下依次為：①素填土；②淤泥質(zhì)黏土；③-1粉質(zhì)黏土；③-2粉質(zhì)黏土；④-1粉砂；④-2粉砂；⑤中砂；⑥圓礫；⑦-1泥質(zhì)粉砂巖；⑦-2泥質(zhì)粉砂巖；⑧-1鈣質(zhì)粉砂巖；⑧-2鈣質(zhì)粉砂巖。頂管頂進(jìn)途中主要穿越淤泥質(zhì)黏土及粉砂層，泥水艙實(shí)測(cè)平均壓力為0.16 MPa。根據(jù)鉆孔揭露，穿越地層的物理力學(xué)性質(zhì)參數(shù)見(jiàn)表 1。

表1 穿越地層的物理力學(xué)性質(zhì)參數(shù)

2 頂管頂進(jìn)力實(shí)測(cè)分析

2. 1 現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)

現(xiàn)場(chǎng)頂管頂進(jìn)力依據(jù)主頂液壓油缸表盤(pán)顯示的壓力值進(jìn)行采集，頂管每根管節(jié)(2.5 m)記錄一次頂進(jìn)力數(shù)值。頂管管節(jié)軸向應(yīng)變測(cè)量采用埋入式智能弦式應(yīng)變計(jì)，布設(shè)在5#、23#、26#、39#、107#、159#、202#頂管，每個(gè)監(jiān)測(cè)斷面內(nèi)應(yīng)變計(jì)安裝在外層鋼筋籠的上下左右4個(gè)位置(ZX1、ZX2、ZX3、ZX4分別指代監(jiān)測(cè)斷面左、下、右和上側(cè)軸向應(yīng)變計(jì))，如圖 2所示。

圖2 頂管管節(jié)軸向應(yīng)變計(jì)布置圖Fig.2 Layout of pipe joint axial strain gauges

管周水土壓力計(jì)埋設(shè)于50#頂管管節(jié)，在50#頂管管節(jié)共布置4個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)，每個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置一個(gè)土壓力傳感器(編號(hào)為W1～W4)和一個(gè)孔隙水傳感器(編號(hào)為T(mén)1～T4)，如圖3所示。

圖3 管周水土壓力計(jì)布置圖Fig.3 Layout of water and soil pressure gauge

2. 2 頂管頂進(jìn)力實(shí)測(cè)分析

現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)得到的頂管頂進(jìn)力隨頂進(jìn)距離的變化曲線，見(jiàn)圖4。

圖4 現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)頂管頂進(jìn)力隨頂進(jìn)距離的變化曲線Fig.4 Variation curve of measured jacking force with jacking distance

由圖4可知：在頂程30 m內(nèi)，實(shí)測(cè)的頂管頂進(jìn)力增長(zhǎng)較快，此時(shí)泥漿剛注入，尚未發(fā)揮效果；在頂程為30～150 m范圍內(nèi)，實(shí)測(cè)的頂管頂進(jìn)力增長(zhǎng)趨勢(shì)漸緩，局部有輕微減小趨勢(shì)，此時(shí)也應(yīng)是泥漿潤(rùn)滑效果逐漸發(fā)揮的過(guò)程；從頂程150 m開(kāi)始，頂管由粉砂層進(jìn)入淤泥質(zhì)黏土層，頂管頂進(jìn)力在10 000 kN左右波動(dòng)；頂管頂至450～510 m，管道埋深增大，頂管頂進(jìn)力隨之略微升高；頂管頂至510 m后，頂管穿越至粉質(zhì)黏土層，中間夾有的強(qiáng)風(fēng)化巖塊導(dǎo)致頂管頂進(jìn)力陡增。這是由于膨潤(rùn)土泥漿具有觸變性，而吊裝、連接管節(jié)造成的施工中斷使頂管管節(jié)軸線方向存在反復(fù)加載、卸載過(guò)程，導(dǎo)致施工停頓重啟后的靜摩擦力大于頂管正常頂進(jìn)時(shí)的滑動(dòng)摩擦力[11]，故整個(gè)頂進(jìn)過(guò)程中實(shí)測(cè)的頂管頂進(jìn)力呈波動(dòng)式上升。

2. 3 頂管管節(jié)軸向應(yīng)變實(shí)測(cè)分析

因測(cè)試頂管管節(jié)軸向應(yīng)變的變化趨勢(shì)大致相同，故選取23#頂管管節(jié)的軸向應(yīng)變數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，見(jiàn)圖5。

圖5 23#頂管管節(jié)不同頂進(jìn)距離的軸向應(yīng)變實(shí)測(cè)值Fig.5 Measured axial strain of 23# pipe joint at different distances

由圖5可知：整個(gè)頂進(jìn)過(guò)程中，管道基本處于受壓狀態(tài)，頂管管節(jié)軸向應(yīng)變值為負(fù)，部分拉應(yīng)變值可能是由于軸線偏差造成的偏心軸壓所致?？傮w上，頂管管節(jié)軸向應(yīng)變表現(xiàn)為底部>兩側(cè)>頂部，且頂管管節(jié)兩側(cè)的軸向應(yīng)變值近乎相等。根據(jù)文獻(xiàn)[3]，注漿情況下混凝土頂管管節(jié)兩側(cè)的接觸壓力大于頂部，這一差值產(chǎn)生的摩阻力削減了頂管管節(jié)兩側(cè)軸向合力的大小，從而使其軸向應(yīng)變小于頂部；頂管管節(jié)管底軸向應(yīng)變?cè)诘谝弧⒍?、四頂進(jìn)階段內(nèi)的平均數(shù)值分別穩(wěn)定在-20με、-30με、-15με，但在第三階段頂管穿過(guò)河道后，土層含水率降低，機(jī)頭有向下的趨勢(shì)，出現(xiàn)軸線偏差，其軸向應(yīng)變波動(dòng)較大。

2. 4 管土摩擦系數(shù)實(shí)測(cè)反算

對(duì)于鋼筋混凝土頂管，其管節(jié)軸向應(yīng)變主要受頂進(jìn)力的控制[12]，如圖6所示為頂管管節(jié)截面受力示意圖，選取任意兩管節(jié)，管節(jié)間軸向內(nèi)力差應(yīng)等于其軸向合力差，因此在第i+n根和第i根管節(jié)內(nèi)，管節(jié)外壁與周?chē)馏w間的摩擦系數(shù)與管節(jié)軸向內(nèi)力應(yīng)有如下關(guān)系：

(1)

圖6 頂管管節(jié)截面受力示意圖Fig.6 Schematic diagram of the force of the pipe joint

根據(jù)公式(1)反算管土摩擦系數(shù)，其中Fc根據(jù)管周土壓力監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)(前30 m無(wú)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)，在30～150 m、150～450 m、450～600 m分別取平均值為378 kPa、257 kPa、284 kPa)，并選取頂管頂至150 m、510 m以及600 m時(shí)8#、23#頂管管節(jié)實(shí)測(cè)的平均軸向應(yīng)變，以此反算30 m后的管土摩擦系數(shù)，依據(jù)文獻(xiàn)[13]，前30 m管土摩擦系數(shù)采用f=tan(φ/2)(φ為土體內(nèi)摩擦角)計(jì)算，其計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表 2。

通過(guò)對(duì)比不同頂進(jìn)階段的管土摩擦系數(shù)(見(jiàn)表2)，結(jié)果表明：管土摩擦系數(shù)的變化主要分為是否注漿以及穿越地層性質(zhì)的變化。時(shí)間上，泥漿套未形成期間的管土摩擦系數(shù)較大，比注漿作用穩(wěn)定后大1倍左右；空間上，管土摩擦系數(shù)在淤泥質(zhì)黏土與含強(qiáng)風(fēng)化巖塊的粉質(zhì)黏土間的變化最為明顯，前者僅為后者的55.65%。

表2 不同頂進(jìn)階段管土摩擦系數(shù)

3 頂管頂進(jìn)過(guò)程的數(shù)值模擬

3. 1 數(shù)值模型建立及模擬過(guò)程

根據(jù)上述管土摩擦系數(shù)反算的結(jié)果，利用ABAQUS有限元軟件建立頂管頂進(jìn)三維數(shù)值模型，并采用如下假定條件對(duì)頂管頂進(jìn)過(guò)程進(jìn)行了簡(jiǎn)化：

(1) 假定土體為均質(zhì)、連續(xù)、各向同性的彈塑性體，采用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型。

(2) 管節(jié)和頂管機(jī)采用實(shí)體單元進(jìn)行模擬，忽略管節(jié)接頭的作用，將整個(gè)管節(jié)看作一個(gè)整體結(jié)構(gòu)，采用彈性本構(gòu)模型。

(3) 頂管頂進(jìn)過(guò)程中，不考慮地下水滲流對(duì)土體擾動(dòng)的影響。

(4) 作用于開(kāi)挖面土體的支護(hù)壓力為圓形均布荷載，取值為實(shí)測(cè)的頂管機(jī)泥水艙壓力，考慮施工過(guò)程中注漿對(duì)土體的注漿壓力時(shí)，將注漿壓力以力的形式施加于土體上。

為了更好地模擬頂管頂進(jìn)過(guò)程，將模型參數(shù)設(shè)置如下：

圖7 部分模型地層設(shè)置Fig.7 Settings of layers of partial model

(1) 幾何模型及參數(shù)：建立幾何模型時(shí)，按照實(shí)際地層變化設(shè)置埋深和地層性質(zhì)(見(jiàn)圖7)，同時(shí)為了消除邊界效應(yīng)，整個(gè)模型設(shè)置長(zhǎng)、寬、高為650 m×30 m×36 m；頂管機(jī)長(zhǎng)度為5 m，頂管機(jī)及管節(jié)共建長(zhǎng)度為600 m；土體、頂管機(jī)及管節(jié)均按C3D8R實(shí)體單元?jiǎng)澐郑?jì)算模型及網(wǎng)格劃分見(jiàn)圖 8，各材料的力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表3。

圖8 計(jì)算模型及網(wǎng)格劃分 Fig.8 Computing model and mesh generation

表3 各材料力學(xué)參數(shù)

(2) 管土接觸：將土體與對(duì)應(yīng)管節(jié)外表面設(shè)置接觸對(duì)，切向行為通過(guò)“罰函數(shù)”定義管土摩擦系數(shù)來(lái)表示兩者之間的摩擦作用，管土摩擦系數(shù)按照表2設(shè)置。為了模擬潤(rùn)滑泥漿對(duì)管土接觸的影響，同時(shí)考慮周?chē)馏w的地層損失，在開(kāi)挖形成的隧洞與管道之間設(shè)置有等代層單元以模擬泥漿套，等代層與隧洞接觸界面采用共節(jié)點(diǎn)約束方式，厚度采用實(shí)際超切量30 mm。

(3) 邊界條件及荷載施加：模型下表面限制3個(gè)方向的位移，側(cè)面限制住其各自法向位移。頂管頂進(jìn)采用位移控制法[14-16]——在頂推面施加位移荷載，土體開(kāi)挖后在開(kāi)挖面施加支護(hù)壓力，其大小為泥水倉(cāng)實(shí)測(cè)平均壓力0.16 MPa。在河道段上表面施加面荷載，其大小為44.1 kPa。

(4) 分析步驟：先對(duì)土體進(jìn)行地應(yīng)力平衡，然后將頂管頂進(jìn)至預(yù)設(shè)管洞內(nèi)作為初始頂進(jìn)狀態(tài)，采用生死單元法和位移控制法模擬開(kāi)挖頂進(jìn)過(guò)程。

為了比較地層性質(zhì)、地形以及注漿作用的時(shí)間效應(yīng)對(duì)頂管頂進(jìn)力的影響，共設(shè)置了4種工況即4組數(shù)值模型，見(jiàn)表4。

表4 數(shù)值模型分組設(shè)置

3. 2 數(shù)值模擬結(jié)果及分析

提取頂推面z軸方向的應(yīng)力，取其平均值與管節(jié)截面積相乘得到頂管頂進(jìn)力。不同工況下頂管頂進(jìn)力模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)值的對(duì)比見(jiàn)圖9。由于頂管頂進(jìn)力曲線與豎坐標(biāo)的交點(diǎn)可看作初始迎面阻力，因此本文將其作為考慮地形變化工況下頂管頂進(jìn)力模擬結(jié)果的初始值，其大小采用泥水倉(cāng)壓力乘以頂管機(jī)刀盤(pán)面積計(jì)算。

圖9 不同工況下頂管頂進(jìn)力模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)值的對(duì)比Fig.9 Comparison between simulated and measured pipe jacking force under different working conditions

由圖9可知:與實(shí)測(cè)頂管頂進(jìn)力相比，考慮注漿作用的時(shí)間效應(yīng)時(shí)，模型D的頂管頂進(jìn)力模擬曲線近似為一條直線，遠(yuǎn)小于實(shí)測(cè)頂管頂進(jìn)力；在僅考慮地形變化而采用單一管土摩擦系數(shù)時(shí)，模型B的頂管頂進(jìn)力模擬結(jié)果前期與實(shí)測(cè)頂管結(jié)果還較為吻合，但隨著頂進(jìn)距離的增加，模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)值的差距不斷增大；在僅考慮管土摩擦系數(shù)變化取平均埋深時(shí)，因?yàn)槁裆顣?huì)直接影響管周摩阻力，所以模型C的頂管頂進(jìn)力模擬曲線在前期與實(shí)測(cè)曲線吻合，但在穿越河道時(shí)頂進(jìn)力模擬結(jié)果增長(zhǎng)更快，以致在穿過(guò)河道進(jìn)入粉質(zhì)黏土夾強(qiáng)風(fēng)化巖塊地層后，模擬頂進(jìn)力已遠(yuǎn)超過(guò)實(shí)測(cè)頂進(jìn)力；在綜合考慮地形變化和管土摩擦系數(shù)變化時(shí)，模型A的頂管頂進(jìn)力模擬曲線與實(shí)測(cè)曲線趨勢(shì)相近、大小相仿。

對(duì)比4個(gè)數(shù)值模型的模擬結(jié)果可知，頂管頂進(jìn)力大小受多種因素的共同影響，且注漿對(duì)頂管頂進(jìn)力的降低作用明顯，是前期頂管頂進(jìn)力先增后減的主因，而綜合考慮各因素的頂管頂進(jìn)力預(yù)測(cè)模型與僅考慮單一因素的頂管頂進(jìn)力預(yù)測(cè)模型的模擬結(jié)果相比,其與實(shí)測(cè)值更為吻合。

4 結(jié) 論

通過(guò)對(duì)佛山某大直徑鋼筋混凝土穿河頂管的頂進(jìn)力及管節(jié)軸向應(yīng)變進(jìn)行實(shí)測(cè)和數(shù)值分析，得到結(jié)論如下：

(1)混凝土頂管管節(jié)的軸向應(yīng)變受到頂進(jìn)力、注漿作用、地層性質(zhì)和地形變化的共同影響，其中頂進(jìn)力起到控制性作用。因此，注漿條件下單根管節(jié)軸向應(yīng)變實(shí)測(cè)值在穿越地層性質(zhì)和埋深不變的情況下表現(xiàn)出整體大小基本不變的特征。

(2)根據(jù)頂管頂進(jìn)力和管節(jié)軸向應(yīng)變反算出的管土摩擦系數(shù)表現(xiàn)出時(shí)空上的規(guī)律性。時(shí)間上，由于注漿作用的時(shí)間效應(yīng)，注漿初期的管土摩擦系數(shù)較大，當(dāng)管周形成完整泥漿套后，管土摩擦系數(shù)保持在較小狀態(tài)；空間上，管土摩擦系數(shù)主要受地層性質(zhì)的影響，管土摩擦系數(shù)在頂管由淤泥質(zhì)黏土層進(jìn)入夾強(qiáng)風(fēng)化巖塊的粉質(zhì)黏土層時(shí)變化最為明顯，前者僅為后者的55.65%。

(3)注漿作用的時(shí)間效應(yīng)以及地層性質(zhì)會(huì)影響管土摩擦系數(shù)的大小，而地形的變化將直接影響管周摩阻力，基于上述因素建立的4個(gè)數(shù)值模型反映出頂管頂進(jìn)力演化受多種因素的共同影響，隨著各因素的變化會(huì)表現(xiàn)出一定的階段性，但除了注漿作用的時(shí)間效應(yīng)外，其他因素導(dǎo)致的頂管頂進(jìn)力變化會(huì)隨著頂進(jìn)過(guò)程累加，因此僅考慮單一因素的頂管頂進(jìn)力預(yù)測(cè)模型的模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)值有較大差距，而綜合考慮地層性質(zhì)、地形以及注漿作用時(shí)間效應(yīng)等因素的頂管頂進(jìn)力預(yù)測(cè)模型的模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果更為吻合，從而驗(yàn)證了本文提出方法的正確性。