熊正元，楊春山

（廣州市市政工程設(shè)計研究總院，廣東 廣州 510000）

0 引言

頂管作為一種非開挖技術(shù)，越來越多地應(yīng)用于各種地下管線[1]。頂管推進(jìn)過程會使周圍土層受到擠壓、剪切及卸載作用，由此引起地層擾動變形是不可避免的，從而迫使鄰近構(gòu)筑物受到擾動。隨著頂管建設(shè)的日益增多，頂管施工環(huán)境力學(xué)效應(yīng)值得探索。

以頂管下穿高速橋梁實例為依托，分析頂管推進(jìn)過程力學(xué)擾動的內(nèi)在機理，建立頂管施工過程精細(xì)的三維計算模型，探索上覆既有高速橋梁結(jié)構(gòu)對于下穿頂管開挖的力學(xué)響應(yīng)特征，以評價頂管方案的可行性。

圖1 頂管與既有橋梁的位置關(guān)系

表1 土層-結(jié)構(gòu)物理力學(xué)參數(shù)

1 工程概況

廣州市獵德污水處理系統(tǒng)管網(wǎng)工程中車陂路主涌與長興路支涌采用頂管法施工，全長約為4.54 km。項目部分頂管區(qū)域下穿華南快速路，頂管與既有橋梁結(jié)構(gòu)的位置關(guān)系如圖1所示。該區(qū)段頂管最小埋深約為5 m，管徑為800 mm的焊接Q235鋼管。根據(jù)現(xiàn)場勘察資料與橋梁結(jié)構(gòu)設(shè)計資料，可得到表1的土層-結(jié)構(gòu)物理力學(xué)參數(shù)。

2 頂管推進(jìn)擾動機理

如圖2所示，頂管推進(jìn)受正面頂進(jìn)力、地層損失及摩擦力等因素影響，產(chǎn)生應(yīng)力擾動。頂管施工擾動主要經(jīng)歷三個階段：

（1）初始應(yīng)力平衡階段。在頂管開挖擾動前，土層在自重作用下處于應(yīng)力平衡狀態(tài)。

圖2 頂管施工土體擾動效應(yīng)

（2）開挖應(yīng)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。隨著泥漿的不斷注入和硬化，阻止了土層塌陷與松動的發(fā)展，擾動后變形逐漸趨于穩(wěn)定。

頂管前方土體在頂進(jìn)力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。

3 橋梁結(jié)構(gòu)對頂管下穿力學(xué)響應(yīng)

3.1 計算模型及工況

模型計算區(qū)域選取時，充分考慮了邊界效應(yīng)，X、Y、Z方向計算尺寸分別取54 m、17 m及18 m。整體計算模型、頂管與橋梁結(jié)構(gòu)模型如圖3所示。

計算模型中土層、頂管泥漿套、承臺、橋臺、空心板采用三維實體單元模擬，頂管管道用殼單元模擬。模型中土層用Mohr-Coulomb彈塑性本構(gòu)模型，既有橋梁與新建頂管則用彈性本構(gòu)模型。模型中地下橋梁結(jié)構(gòu)與頂管泥漿套通過修改單元屬性實現(xiàn)。模型側(cè)向加水平位移約束，底部加豎向約束，頂面為自由面，不加約束。

圖3 頂管施工三維計算模型

頂管外環(huán)形空隙借鑒盾構(gòu)注漿等代層[2]的思路，在頂管外圍空隙處設(shè)置一定厚度的實體單元，等代層厚度近似等于Lee與Rowe[3]提出地層空隙參數(shù)G，若不考慮泥漿套，G就是因超挖引起土體向管節(jié)的收斂位移，通過下式計算：

式中：Ge為刀盤切削形成的管道外壁空隙；Gp為頂管機外徑與管道結(jié)構(gòu)外徑之差；U3d為開挖面形成的超挖土量；ω為頂進(jìn)施工引起的偏斜或頂進(jìn)路線為曲線時形成的空隙。

基于實例工況，參考文獻(xiàn)[4]的取值方法，該例地層空隙參數(shù)G取10 mm，泥漿套等代層實體單元壓縮模量Es取5 MPa。頂管開挖正面推進(jìn)力取開挖面中點的靜止土壓力±20 kPa[5]，該例推進(jìn)力約為90 kPa，土體與頂管間截面摩阻力取3 kPa。

模型計算含頂管隧道長度54 m，每次向前推進(jìn)的長度為1.5 m，分38步頂進(jìn)完成。此次分析共計40個工況，具體見表2。

表2 計算工況

3.2 地層沉降與模型可靠性分析

圖4為頂管通過監(jiān)控點2D（管徑）后的沉降云圖，定義位移指向坐標(biāo)正軸為正，反之為負(fù)。圖4顯示，受頂管開挖造成的擠壓、剪切及卸載等作用，周圍土層經(jīng)歷應(yīng)力擾動、重塑及位移等過程，模型表現(xiàn)為整體沉降，最大豎向位移為-2.6 mm，出現(xiàn)在管道頂部，地表最大沉降約為-1.385 mm。

圖4 頂管開挖完地表沉降云圖

為了考察計算模型的合理性，提取監(jiān)控點位橫向地表沉降，與Peck[6]地表橫向沉降槽理論計算結(jié)果對比。Peck沉降槽經(jīng)驗公式為

式中：S（x）為x位置地面沉降量，m；x為橫向水平距離，m；Smax為隧道軸線上方的最大地面沉降量，m；Vloss為隧道單位長度的土體損失量，m3/m；i為地面沉降槽寬度系數(shù)，m；R為頂管隧道外半徑，m；h為隧道軸線至地面的距離，m；n=0.8～1，土越軟取值越大。

將實例參數(shù)代入上述公式，計算得到i=2.7 m，Vloss=0.012 5 m3/m，Smax=1.845 mm。計算不同位置的地表沉降值，并提取相應(yīng)數(shù)值，結(jié)果對比如圖5所示。

圖5地表沉降對比

圖5 表明，頂管施工引起的地表沉降分布滿足一般的認(rèn)識，與Peck沉降槽理論計算結(jié)果呈現(xiàn)出的正態(tài)分布規(guī)律吻合，數(shù)值計算沉降結(jié)果反映了實際地表沉降趨勢。然而數(shù)值計算位移值較理論分析結(jié)果明顯更小，最大相差約25%，究其原因是數(shù)值計算結(jié)果提取的是頂管至監(jiān)控點后方2D時的沉降值，并非最終沉降值，該值約為總沉降量的75%，與文獻(xiàn)[7]的認(rèn)識相近。由上述分析認(rèn)為，本文所用計算模型具備合理性。

3.3 既有橋梁結(jié)構(gòu)力學(xué)響應(yīng)

考慮到頂管軸向擾動作用顯著小于其他兩個方向，故此重點考察Y、Z方向的位移結(jié)果。圖6為頂管施工完鄰近橋梁結(jié)構(gòu)位移云圖。

圖6 頂管施工完橋梁結(jié)構(gòu)位移云圖

圖6顯示，頂管施工引起的橋梁結(jié)構(gòu)最大位移僅為0.125 mm，遠(yuǎn)小于控制值5 mm，因此橋梁結(jié)構(gòu)受到影響很細(xì)微。由位移結(jié)果不難發(fā)現(xiàn)，橋梁結(jié)構(gòu)位移總體水平較低，究其原因是頂管管徑較小，開挖引起的擾動經(jīng)土層擴散衰減后，傳遞至橋梁結(jié)構(gòu)，由此引起橋梁結(jié)構(gòu)力學(xué)響應(yīng)不明顯。

圖7為既有橋梁結(jié)構(gòu)在頂管開挖前、后的最大主應(yīng)力云圖，定義應(yīng)力受拉為正，承壓為負(fù)。從應(yīng)力云圖分布情況來看，頂管施工引起的橋梁結(jié)構(gòu)附加應(yīng)力很小，然而由于橋梁結(jié)構(gòu)受到長期運營荷載作用，產(chǎn)生的最大主應(yīng)力為2.114 MPa，超過了結(jié)構(gòu)極限抗拉強度，所以結(jié)構(gòu)處于局部帶裂隙工作狀態(tài)。由橋梁結(jié)構(gòu)位移和應(yīng)力結(jié)果可判斷，實例頂管開挖引起的力學(xué)擾動較小，橋梁結(jié)構(gòu)處于安全穩(wěn)定狀態(tài)，頂管實施方案可行。但考慮到結(jié)構(gòu)帶裂隙工作，頂管施工階段需加強實時監(jiān)控，以確保頂管施工中橋梁結(jié)構(gòu)的安全問題。

圖7 橋梁結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖（單位：kPa）

4 結(jié)語

（1）頂管通過監(jiān)控點2倍的管徑后，地表沉降約完成總沉降量的3/4。頂管施工中力學(xué)擾動主要經(jīng)歷初始應(yīng)力平衡、開挖擾動及注漿穩(wěn)定三個階段。

（2）頂管施工地表沉降滿足Peck沉降槽分布，數(shù)值與理論計算規(guī)律吻合，所用三維模型具備合理性。

（3）頂管施工引起的橋梁結(jié)構(gòu)附加變形和應(yīng)力均遠(yuǎn)小于控制值，頂管設(shè)計方案總體可行，但既有橋梁結(jié)構(gòu)處于局部帶裂縫狀態(tài)，需加強施工監(jiān)控。