張 鵬，曾 聰，王道偉，黎 軒，馬保松

(中國地質大學(武漢)工程學院，湖北 武漢 430074)

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拱北隧道曲線鋼頂管接頭橡膠圈結構數(shù)值模擬研究

張 鵬，曾 聰，王道偉，黎 軒，馬保松*

(中國地質大學(武漢)工程學院，湖北 武漢 430074)

曲線鋼頂管技術是給水工程和隧道支護工程中新的非開挖施工技術，其管節(jié)結構與傳統(tǒng)混凝土頂管管節(jié)結構差別較大，但目前設計和施工缺乏理論依據(jù)和參考規(guī)范。為優(yōu)化拱北隧道曲線鋼頂管施工中采用的接頭橡膠圈結構，采用ABAQUS有限元軟件，建立接頭安裝模型，研究優(yōu)化前后橡膠圈應力、接觸壓力和接頭安裝力的變化規(guī)律。結果表明：優(yōu)化后的橡膠圈應力和接頭安裝力明顯減小，且接觸壓力大于0.3 MPa，滿足現(xiàn)場施工密封的要求，證明優(yōu)化后的接頭更加合理可靠。

拱北隧道；曲線鋼頂管；鷹嘴橡膠圈；承插口接頭

0 引言

鋼頂管具有強度高、承壓性好、質量輕以及與周圍土體摩擦因數(shù)小等優(yōu)點而被廣泛用于供水頂管工程中，我國也已將該技術納入《給水排水工程頂管技術規(guī)程》[1]。目前，我國單次頂進距離超過1 000 m的鋼頂管達十余條，頂管最大直徑超過4 000 mm，并呈現(xiàn)出大直徑、長距離和曲線化的發(fā)展趨勢。在此技術的基礎上，我國創(chuàng)新性地將曲線鋼頂管應用于國內(nèi)首條曲線管幕隧道支護結構施工中，但由于鋼管壁很薄，相對于混凝土管穩(wěn)定性差，容易發(fā)生屈曲失穩(wěn)。因此，鋼頂管目前多用于直線頂管施工中，管節(jié)接頭采用焊接形式。

為實現(xiàn)鋼管曲線頂進，相關學者參考混凝土管接頭，提出了曲線頂管鋼管節(jié)技術。管身采用鋼板卷制焊接，并在兩端焊接法蘭和縱向勁板，形成承插式接頭，然后通過螺栓連接限制管節(jié)偏角，保證鋼管曲線頂進，而且在上海青草沙嚴橋支線工程中得到成功應用[2]。然而，相比結構已經(jīng)系列化、可依據(jù)《頂進施工法用鋼筋混凝土排水管》[3]規(guī)范選取的混凝土頂管，曲線鋼頂管管節(jié)結構尚無統(tǒng)一標準，限制了管節(jié)加工工藝和曲線鋼頂管施工技術的發(fā)展，因而無法得到推廣應用。雖然目前已有曲線鋼頂管成功應用的工程案例，但接頭結構均參考混凝土管承插接口，使用的楔形橡膠圈結構和尺寸也與其類似，接頭的結構設計往往依靠經(jīng)驗。盡管一些學者對管節(jié)接頭偏轉狀態(tài)下的密封性進行了試驗測試[4-10]，但密封性能否滿足施工要求以及接頭結構是否合理仍然缺乏詳細的研究，并且主要集中于鋼筋混凝土管，加之密封試驗裝置往往造價高，試驗投入大，且無法對不同尺寸的管節(jié)進行測試，不能為不同施工環(huán)境和管徑的曲線鋼頂管工程提供理論依據(jù)。

本文以拱北隧道管幕工程中的曲線鋼頂管為例，采用ABAQUS有限元軟件建立鋼頂管管節(jié)接頭數(shù)值模型，模擬優(yōu)化前后接頭的安裝過程，分析接頭橡膠圈的應力、接觸壓力和安裝力，為曲線鋼頂管接頭結構優(yōu)化提供依據(jù)。

1 工程概況

目前在建的港珠澳大橋拱北隧道首次采用曲線頂管管幕+水平凍結法施工，隧道全長255 m，采用上下疊層穿越拱北口岸[11-13]。管幕橫斷面布置如圖1所示。隧道上部平均埋深4～5 m，底部埋深接近30 m，由36根直徑為1 620 mm的鋼管組成(不包含0號試驗管)，管間距為355～358 mm。鋼管全部采用曲線頂管技術施工，其軌跡形為88 m緩和曲線與167 m圓曲線組成，平均曲率半徑約為890 m，相鄰管節(jié)最大偏角為0.26°。

圖1 管幕橫斷面布置(單位：m)

管節(jié)接頭為F型承插接口，并安裝2道鷹嘴橡膠密封圈，如圖2所示。施工場地工程地質和水文地質條件復雜，穿越地層為粉質黏土、淤泥質粉土等軟土以及中粗砂等易流失地層，且地下水壓高，底部管道周圍地下水位接近30 m。因此，無論是復雜的曲線軌跡，還是高水壓軟土地層，都對頂管管節(jié)接頭的結構提出較高的要求，要求管節(jié)不僅能靈活偏轉，而且要在高水壓條件下具有良好的密封性。

2 鋼頂管接頭結構

本工程曲線頂管采用的鋼管節(jié)壁厚分為2種，以隧道中板為界，頂部17根頂管采用20 mm厚鋼板卷制焊接而成，底部19根頂管壁厚增加到24 mm，單根長度為4 m。接頭采用F型承插口，通過在管端焊接20 mm厚法蘭和40塊20 mm厚縱向勁板形成承口和插口，以增強管節(jié)接頭的剛度，為適應管節(jié)偏轉的需要，管節(jié)之間采用M33限位螺栓進行連接。為了提高接頭受力的均勻性，同時保持管節(jié)之間的開口度，在承口與插口法蘭之間設置20 mm厚的木質墊塊。為了滿足高水壓條件下頂管密封施工的要求，接頭處安裝2道鷹嘴橡膠圈。

圖2 F型接頭結構

管節(jié)接頭優(yōu)化后結構和初始設計結構相類似，均為圖2所示的F型承插口+2道鷹嘴橡膠圈。但由于初始設計承插口間隙選取較小，僅為3 mm，加之采用體積較大的鷹嘴橡膠圈(如圖3(a)所示)，前期管節(jié)試安裝時，出現(xiàn)了橡膠圈安裝不到位，管節(jié)安裝所需的力較大，甚至發(fā)生橡膠圈破壞的情況，說明管節(jié)接頭結構和橡膠圈形狀選擇不合理，需要進行優(yōu)化設計。為便于管節(jié)安裝，優(yōu)化后接頭承插口間隙增加到5 mm，同時為防止橡膠圈因壓縮變形過大發(fā)生破壞，將原橡膠圈較厚的一側中間部位切除，形成圖3(b)所示的鷹嘴橡膠圈。下文將對優(yōu)化前后的管節(jié)接頭和橡膠圈建模，模擬管節(jié)安裝過程，分析其結構優(yōu)化的可行性。

(a) 初始設計

(b) 優(yōu)化后

3 數(shù)值模擬

3.1 接頭數(shù)值模型

由于橡膠為不可壓縮材料，會表現(xiàn)出復雜的材料非線性和幾何非線性，本構模型選用超彈性材料。目前廣泛使用Mooney-Rivlin應變能函數(shù)[14]

(1)

式中：W為應變能函數(shù)；Cij為Rivlin系數(shù)；I1、I2分別為第1和第2 Green應變不變量。

ABAQUS軟件中采用3個參數(shù)的Mooney-Rivlin模型表達

(2)

式中：C01、C10和D1是與溫度有關的材料參數(shù)；Jel為彈性體積比。

優(yōu)化前后接頭數(shù)值模型如圖4所示。其中：承插口材料為Q235鋼材，橡膠圈材料為邵氏硬度A為42的氯丁橡膠?？紤]到鋼材彈性模量遠高于橡膠，其內(nèi)力和變形可忽略不計，為簡化模型可將承插口等效為解析剛體。ABAQUS中剛體邊界條件通過參考點控制施加，承口邊界條件施加到參考點RP1上，同理，插口邊界條件施加到參考點RP2上。

(a) 初始設計

(b) 優(yōu)化后

Fig.4 Numerical model diagrams of pipe-joint before and after optimization (mm)

根據(jù)文獻[14]和文獻[15]中的橡膠材料參數(shù)經(jīng)驗公式，由橡膠圈的硬度可確定其材料力學參數(shù)，如表1所示。網(wǎng)格采用減縮積分的一階平面應變單元(CPE4R) 來模擬。邊界條件設置為插口約束RP2所有自由度、承口只約束RP1豎向位移。為模擬橡膠圈與承插口的接觸特性，需要在承插口各面與橡膠圈各面之間建立接觸關系，并且對橡膠圈各面建立自接觸。承插口與橡膠圈法向接觸屬性設置為硬接觸，考慮到接頭安裝過程涂抹潤滑油，橡膠圈與接頭切向摩擦因數(shù)取0.1，為防止接觸面互相穿透，主面和從面間過盈間隙取0.01。通過對承口參考點RP1施加水平向右的位移來模擬管節(jié)安裝過程。

表1 鷹嘴橡膠圈參數(shù)

3.2 數(shù)值模擬結果分析

在對初始設計接頭進行模擬時，由于承插口間隙僅為3 mm，橡膠圈壓縮變形過大，模擬過程不收斂，也說明了接頭初始設計不合理。在初始接頭模型的基礎上，承插口間隙增加到4 mm，模擬仍然無法收斂，當間隙達到5 mm后才得到合理的模擬結果；因此，在分析接頭安裝力、橡膠圈接觸壓力和橡膠圈應力時，以初始接頭在5 mm 間隙下的結果與優(yōu)化后接頭的結果進行對比分析。

3.2.1 管節(jié)安裝力分析

管節(jié)接頭優(yōu)化前后單位長度安裝力隨安裝長度的變化曲線如圖5所示。初始設計接頭單道橡膠圈在安裝過程中安裝力先增大后減小，但優(yōu)化后的接頭安裝力先增大后略微減小，然后繼續(xù)增大。兩者安裝力均在橡膠圈安裝完成后穩(wěn)定，且第2道橡膠圈所需的安裝力大于第1道橡膠圈。

(a) 初始設計(5 mm間隙)

(b) 優(yōu)化后

Fig.5 Variation curves of installation force per millimeter of pipe-joint before and after optimization

由圖5(a)可知：即使初始設計接頭承插口間隙增加為5 mm，第1道橡膠圈安裝單位長度上最大安裝力達到6.67 N/mm，第2道橡膠圈最大安裝力達到10.22 N/mm，而在3 mm間隙條件下，由于將其安裝在更小的間隙中，橡膠圈體積壓縮更大，所需的安裝力也會更大；由圖5(b)可知:優(yōu)化后接頭安裝時最大安裝力分別降低到3.02 N/mm和6.04 N/mm，減小為初始設計接頭安裝力的45.3%和59.1%，說明優(yōu)化后的接頭結構合理，便于管節(jié)安裝，避免了安裝力過大導致橡膠圈破壞的現(xiàn)象。

3.2.2 橡膠圈應力分析

優(yōu)化前后接頭橡膠圈的應力分布如圖6所示。鷹嘴橡膠圈唇口部位和頂部與接頭接觸區(qū)域均存在應力集中。初始設計的接頭橡膠圈在插口間隙增加到5 mm 時，最大拉應力為2.325 MPa，而在3 mm間隙下橡膠圈應力會更大，現(xiàn)場試安裝過程中出現(xiàn)了失效破壞的現(xiàn)象，說明其應力超過許用應力；優(yōu)化后橡膠圈最大拉應力僅為1.097 MPa，約為初始設計接頭橡膠圈的一半，且應力集中區(qū)域明顯減小，同樣表明優(yōu)化后的鷹嘴橡膠圈結構合理，安裝過程中不會出現(xiàn)橡膠圈破壞的現(xiàn)象。

(a) 初始設計(5 mm間隙)

(b) 優(yōu)化后

Fig.6 Nephograms of stress distribution of rubber ring before and after optimization (MPa)

3.2.3 橡膠圈接觸壓力分析

鷹嘴橡膠圈屬于自緊式結構，其密封原理為：接頭安裝使橡膠圈產(chǎn)生壓縮變形，并在接觸面上產(chǎn)生接觸壓力，當接頭位于地下水位以下時，水壓力作用在橡膠圈唇口使其張開，從而增大接觸壓力，起到加強密封的效果。目前，通常認為在最大接觸壓力大于介質壓力時，橡膠圈的密封性是可靠的，或者在接觸壓力產(chǎn)生的密封摩阻力大于介質壓力時，橡膠圈密封也不會失效。

接頭優(yōu)化前后橡膠圈的接觸壓力分布如圖7所示。由于橡膠圈局部區(qū)域接觸壓力集中，優(yōu)化前后最大接觸壓力分別為5.35 MPa和1.08 MPa。但橡膠圈接觸壓力主要分布在頂部和底部，這2個面上的接觸壓力決定了橡膠圈的密封性。接頭優(yōu)化前后橡膠圈頂面和底面接觸壓力曲線如圖8所示。頂部接觸長度大于底部接觸長度。初始設計接頭橡膠圈在5 mm承插口間隙條件下，底部最大接觸壓力略大于頂部，達到2.05 MPa，優(yōu)化后接頭鷹嘴橡膠圈最大接觸壓力出現(xiàn)在頂部為1.08 MPa，這是由于初始設計鷹嘴橡膠圈體積較大，在相同承插口間隙條件下，壓縮變形較優(yōu)化后大，接觸壓力相應也較大，但兩者最大接觸壓力均大于現(xiàn)場0.3 MPa施工水壓力密封的要求，證明優(yōu)化后接頭橡膠圈的密封性可以滿足現(xiàn)場施工的需要。由文獻[16]接頭室內(nèi)密封試驗和現(xiàn)場施工情況可知，優(yōu)化后曲線頂管接頭未出現(xiàn)明顯泄漏，也證明其結構合理。

(a) 初始設計(5 mm間隙)

(b) 優(yōu)化后

Fig.7 Nephograms of contact pressure of rubber ring before and after optimization (MPa)

4 結論與討論

1)管節(jié)接頭單位長度安裝力隨著橡膠圈數(shù)量的增加而增大，初始設計接頭單道橡膠圈的安裝力表現(xiàn)為先增大后減小，優(yōu)化后接頭安裝力表現(xiàn)為波動持續(xù)增加的規(guī)律。優(yōu)化后的接頭單位長度安裝力約為初始設計的一半，便于管節(jié)連接，說明優(yōu)化后的接頭橡膠圈結構更加合理。

2)由于初始設計采用的鷹嘴橡膠圈體積較大，在相同承插口間隙條件下壓縮變形更大，雖然接觸壓力增大，密封性更好，但會產(chǎn)生較大的拉應力使得橡膠圈發(fā)生破壞；優(yōu)化后的鷹嘴橡膠圈由于去除了容易產(chǎn)生應力集中的部位，雖然接觸壓力有所下降，導致密封性能減弱，但避免了過大的應力集中，橡膠圈安裝過程不會發(fā)生破壞，且也滿足現(xiàn)場0.3 MPa的壓力要求，同樣證明優(yōu)化后的橡膠圈結構合理。

(a) 初始設計(5 mm 間隙)

(b) 優(yōu)化后

Fig.8 Variation curves of contact pressure of rubber ring before and after optimization

3)鷹嘴橡膠圈的唇口在水壓作用下與承插口接觸更加緊密，水壓力具有增強密封的效果，而且曲線頂管接頭在偏轉過程中，會引起橡膠圈不均勻壓縮，也會對其密封性產(chǎn)生影響。因此，水壓力和接頭偏轉對橡膠圈密封性的影響有待進一步研究。

[1] 上海市政工程設計研究總院.給水排水工程頂管技術規(guī)程：CECS 246:2008[S].北京：中國計劃出版社，2008.(Shanghai Municipal Engineering Design Institute.Technical specification for pipe jacking of water supply and sewerage engineering:CECS 246:2008[S].Beijing:China Planning Press,2008.(in Chinese))

[2] 許龍.上海青草沙水源地原水工程嚴橋支線工程鋼頂管設計[J].中國市政工程,2011(2):58-59,61.(XU Long.On steel pipe-jacking design of Yanqiao Branch of Shanghai Qingcaosha Drinking Water Source Engineering[J].China Municipal Engineering,2011(2):58-59,61.(in Chinese))

[3] 頂進施工法用鋼筋混凝土排水管：JC/T 640—2010[S].北京：中國建材工業(yè)出版社,2010.(Reinforced concrete sewer pipes used for jacking construction:JC/T 640—2010[S].Beijing:China Building Materials Press,2010.(in Chinese))

[4] 范明星,葛金科,吳根祥,等.大口徑小半徑曲線鋼筋混凝土頂管施工技術與應用[J].中國市政工程,2001(1):49-52.(FAN Mingxing,GE Jinke,WU Genxiang,et al.Cuvred RC pipe jacking with large diameter and small radius[J].China Municipal Engineering,2001 (1):49-52.(in Chinese))

[5] 衛(wèi)珍.新型接口在玻璃鋼夾砂管頂管工程中的運用[J].中國市政工程,2008(6):45-46.(WEI Zhen.Application of new joints to pipe jacking of sand-sandwiched GRP pipes[J].China Municipal Engineering,2008 (6):45-46.(in Chinese))

[6] 周仕剛,朱文國,薛元德,等.大口徑玻璃纖維增強混凝土管(FRPCP)曲線頂管工程的質量控制[J].凈水技術,2012,31(1):86-89.(ZHOU Shigang,ZHU Wenguo,XUE Yuande,et al.Quality control requirements of curved jacking engineering for glass fibre reinforced plastic concrete pipe (FRPCP) with large diameter[J].Water Purification Technology,2012,31(1):86-89.(in Chinese))

[7] 王明輝,曹艷茹,潘耀聰,等.大口徑離心澆鑄玻璃鋼管曲線頂管的應用技術研析[J].特種結構,2011(4):96-98.(WANG Minghui,CAO Yanru,PAN Yaocong,et al.The analysis of application technology of large diameter centrifugally cast glass-reinforced plastics curve jacking pipes[J].Special Structures,2011(4):96-98.(in Chinese))

[8] 丁玉龍.空間雙曲線鋼頂管的鉸接結構形式[J].凈水技術,2013,32(2):87-90.(DING Yulong.Structural form of hinged-joint in steel pipe jacking construction of space hyperbola curve[J].Water Purification Technology,2013,32(2):87-90.(in Chinese))

[9] 呂根喜,黃金明.φ4 000 mm大口徑鋼筋混凝土管接口水密封性能檢驗方法初探[J].混凝土與水泥制品,2014(1):24-28.(LYU Genxi,HUANG Jinming.Discussion of watertightness detection method of large diameter (φ4 000 mm)reinforced concrete pipe joint [J].China Concrete and Cement Products,2014(1):24-28.(in Chinese))

[10] 李建勇.鋼承口鋼筋混凝土管道雙密封止水接口試驗研究[J].特種結構,2014,31(2):61-66.(LI Jianyong.Experimental study of dual-seal water tight joint of reinforced concrete pipes with steel sockets[J].Special Structures,2014,31(2):61-66.(in Chinese))

[11] 張冬梅,張博愷,劉志剛.管幕凍結法淺埋大斷面隧道開挖方案對襯砌性態(tài)及地層位移的影響[J].隧道建設,2015,35(11):1121-1126.(ZHANG Dongmei,ZHANG Bokai,LIU Zhigang.Impact of excavation procedures of shallow large cross-section tunnel with pipe-roofing and frozen soil on tunnel behavior and ground movement[J].Tunnel Construction,2015,35(11):1121-1126.(in Chinese))

[12] 程占,程勇,劉志剛.拱北隧道管幕-暗挖法工作井設計關鍵技術[J].隧道建設,2015,35(11):1214-1221.(CHENG Zhan,CHENG Yong,LIU Zhigang.Key technologies for design of working shaft of Gongbei Tunnel:Considering tunneling and pipe jacking conditions[J].Tunnel Construction,2015,35(11):1214-1221.(in Chinese))

[13] ZHANG Piaoping,MA Baosong,ZHAO Wei.The largest curved pipe roofing tunnel project in the world[C]//Pipelines 2013:Pipelines and Trenchless Construction and Renewals：A Global Perspective.Fort Worth:ASCE,2013:953-963.

[14] 王偉,鄧濤,趙樹高.橡膠Mooney-Rivlin模型中材料常數(shù)的確定[J].特種橡膠制品,2004,25(4):8-10.(WANG Wei,DENG Tao,ZHAO Shugao.Determination for material constants of rubber Mooney-Rivlin model [J].Special Purpose Rubber Products,2004,25(4):8-10.(in Chinese))

[15] 鄭明軍,王文靜,陳政南,等.橡膠Mooney-Rivlin模型力學性能常數(shù)的確定[J].橡膠工業(yè),2003,50(8):462-465.(ZHENG Mingjun,WANG Wenjing,CHEN Zhengnan,et al.Determination for mechanical constants of rubber Mooney-Rivlin model[J].China Rubber Industry,2003,50(8):462-465.(in Chinese))

[16] 張鵬,王翔宇,王道偉,等.曲線鋼頂管接頭密封性檢測及數(shù)值模擬研究[J].給水排水,2015,41(10):100-105.(ZHANG Peng,WANG Xiangyu,WANG Daowei,et al.Test and numerical simulation study of joint sealing of steel curved jacking pipe [J].Water & Wastewater Engineering,2015,41(10):100-105.(in Chinese))

Study of Numerical Simulation of Rubber Ring of Curved Steel Pipe Jacking Joints of Gongbei Tunnel

ZHANG Peng,ZENG Cong,WANG Daowei,LI Xuan,MA Baosong*

(FacultyofEngineering,ChinaUniversityofGeosciences,Wuhan430074,Hubei,China)

The curved steel pipe jacking technology,of which the pipe structure is greatly different from that of traditional reinforced concrete pipe jacking,is a new trenchless technology for water supply projects and tunnel support.There is not reliable design and construction standard for curved steel pipe jacking nowadays.The pipe-joint model of curved steel pipe jacking is established by ABAQUS software so as to optimize the structure of rubber ring used in Gongbei Tunnel.The stress and contact pressure of rubber ring and installation force of pipe-joint before and after optimization are studied.The analytical results show that the stress of rubber ring and installation force of pipe-joint reduce obviously after optimization; and the contact pressure of optimized rubber is larger than 0.3 MPa; the optimized rubber ring is rational.

Gongbei Tunnel; curved steel pipe jacking; aquiline rubber ring; spigot and socket joint

2016-01-06;

2016-03-09

張鵬(1988—)，男，山西大同人，中國地質大學(武漢)地質工程專業(yè)在讀博士，主要研究方向為頂管等非開挖技術和理論。E-mail：cugpengzhang@163.com。*通訊作者：馬保松，E-mail：mabaosong@163.com。

10.3973/j.issn.1672-741X.2016.10.010

U 45

A

1672-741X(2016)10-1226-06