馬煜佳,郭夢圓,郭林林
(1. 中交第四航務(wù)工程勘察設(shè)計院有限公司,廣東 廣州 510230;2. 水利部珠江水利委員會技術(shù)中心, 廣東 廣州 510611)
頂管施工作為一種非開挖式的施工方法,由于具有可穿越障礙物、對地面交通影響小、建筑公害少、施工工期短等特點而被廣泛應(yīng)用于目前市政、水利工程的管道鋪設(shè)之中[1]。但當頂管穿越河堤、公路、橋梁等建筑物下方時,一方面由于開挖頂進過程中不可避免的會對土體產(chǎn)生擾動;另一方面由于超挖及糾偏導(dǎo)致了土體損失,因此,施工可能會造成地面沉降,結(jié)構(gòu)失穩(wěn)等不利影響[2]。目前,國內(nèi)大量研究工作主要集中在頂管施工引起的土體沉降變形方面。如鄧根等基于廣州某地鐵工程實測資料,提出了用于預(yù)測隧道開挖引起的地表沉降的修正Peck公式[3]。陳小丹等通過MIDAS GTS軟件,探究了污水頂管對供水渠沉降的影響[4]。曹宇春等通過ABAQUS軟件,探究了不同摩阻力及支護壓力對地面沉降的影響[5]。廖建三等通過ANSYS軟件,研究了頂管材料及直徑的差異對地面沉降的影響[6]。王曉凡等通過FLAC3D軟件,模擬了頂管施工頂進過程中不同位置土體的位移變化規(guī)律[7]。
當頂管穿越堤壩時,其造成的土體損失與擾動會改變土體的應(yīng)力狀態(tài),導(dǎo)致土體內(nèi)部某一面的剪應(yīng)力增加或土體本身抗剪強度的減小,使得土體從高處向低處滑動的趨勢變得更加明顯[8]。因此,為確保整個堤防的安全,有必要對頂管穿越對堤壩邊坡穩(wěn)定的影響進行研究。
本文以廣州市白云區(qū)某凈水廠污水管道的頂管施工為例,采用有限元分析方法,探究頂管施工對邊坡穩(wěn)定的影響,為今后類似工程施工提供參考。
廣州市白云區(qū)某凈水廠配套主干管網(wǎng)工程采用泥水平衡式頂管施工法,排污管管底設(shè)計標高約為-2.15~0.56 m,埋深約為6.35~10.40 m,管軸線距堤前沿為5~6 m。頂管機外徑為1 860 mm,管材采用鋼筋混凝土管,管道內(nèi)徑為1 500 mm,壁厚為150 mm,單節(jié)管長為2 m,接口采用柔性接頭F型鋼承口。頂管從現(xiàn)有河堤下部穿過,堤防等級為4級,設(shè)計防洪標準為20年一遇。工程斷面及各部分尺寸見圖1。
根據(jù)區(qū)域地質(zhì)調(diào)查和鉆孔揭露,場區(qū)內(nèi)主要土層物理力學(xué)指標見表1。
圖1 工程典型斷面示意(單位:m)
表1 土層物理力學(xué)性質(zhì)指標
由于本文重點分析施工完成后的邊坡穩(wěn)定情況,因此,采用ABAQUS軟件建立二維平面應(yīng)變模型。土層深度為17.4 m,寬度方向為60 m,采用Mohr-Coulomb彈塑性模型。管道彈性模量為35 GPa,泊松比為0.18,容重為25 kN/m3;管道與土體之間的注漿層彈性模量為0.3 MPa,泊松比為0.48,容重為20 kN/m3;擋墻彈性模量為4.9 MPa,泊松比為0.21,容重為22 kN/m3;樁土結(jié)合部分采用復(fù)合地基抗剪強度指標,其中素填土層c、φ值分別為10.5 kPa、8.4°,淤泥質(zhì)粘土層c、φ值分別為11.6 kPa、8.1°。模型的邊界條件:上表面為自由面,用以模擬地面,左右兩側(cè)邊界限制水平位移;下表面限制水平及豎向位移。采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分方法,模型中間網(wǎng)格較為密集,邊緣網(wǎng)格較為稀疏,模型網(wǎng)格劃分示意如圖2~4。
圖2 模型整體網(wǎng)格
圖3 管道及注漿層
圖4 擋墻及下部基礎(chǔ)
1) 采用生死單元法模擬土體開挖
最初將需要開挖的土體單元處于“生”的狀態(tài)參與地應(yīng)力平衡,而后將其“殺死”并將注漿層及管道單元激活用以參與后續(xù)計算。
2) 通過注漿層模擬地層損失
目前,對于土體損失的模擬主要有兩種方式:① 通過邊界單元模擬地層損失,即在邊界單元上用指定平移的方式模擬地層損失引起的土體移動;② 通過調(diào)整注漿層的厚度模擬地層損失,本文采用后者。工程中一般認為土體損失量Vloss=πR2η,其中R為開挖半徑,η為土體損失率[9]。韓煊等通過數(shù)據(jù)統(tǒng)計,得到η的范圍總體在0.22%~6.9%之間[10];魏綱等整理了國內(nèi)27個工程實例,得到η的分布范圍主要在0.773%~7.712%之間[11]。在本文依據(jù)經(jīng)驗取2.5%,由此得出土體損失約為5 cm。
3) 使用強度折減法得到安全系數(shù)
有限元強度折減法在計算邊坡穩(wěn)定時運用的極為普遍,其基本原理為在保持外荷載不變的情況下,通過折減系數(shù)的變化,降低土體的c、φ值,最終使土體達到屈服破壞,此時的折減系數(shù)即為傳統(tǒng)意義上的安全系數(shù)[12]。
分別建立施工前、后對比模型,對施工前模型進行地應(yīng)力平衡、強度折減;對施工后模型進行地應(yīng)力平衡、施工開挖、強度折減。從圖5中可以看出,開挖后地面沉降的模擬值與實測值的沉降規(guī)律相同,說明用本文研究中采用的建模方式是相對合理的。相比較而言,地表沉降實測值總是大于模擬值,其原因可能為施工現(xiàn)場車輛等臨時荷載對沉降的影響。
圖5 沿頂管橫斷面地表沉降模擬值與實測值比較
圖6為在ABAQUS強度折減分析中得到的Fs~U1曲線(Fs為安全系數(shù),U1為水平位移)。從圖6中可以看出,2條曲線均存在明顯的拐點,即在某一時刻,土體出現(xiàn)塑性貫通區(qū),導(dǎo)致位移迅速增加。開挖前、后拐點位置對應(yīng)的Fs值分別為1.49和1.41,說明頂管施工會導(dǎo)致安全系數(shù)系數(shù)的下降,對邊坡穩(wěn)定產(chǎn)生不利影響。
圖6 開挖前后有限元模型的Fs~U1曲線
為進一步探討不同因素對邊坡穩(wěn)定的影響,本文在后續(xù)研究中采用單一土層參數(shù)進行影響因素分析。地下土層是復(fù)雜不均勻的,若變化管道位置,可使其處于不同的土層中,因此,在進行影響因素討論時,為了便于變量控制,消除因土體變化導(dǎo)致的結(jié)果差異,將土體簡化為1層,采用表1中淤泥質(zhì)粘土的參數(shù)進行建模計算。
控制管道尺寸不變,土體損失率分別取2%、4%、6%、8%、10%、12%進行對比分析,變化趨勢如圖7所示。從圖7中可知,安全系數(shù)隨著土體損失率的增大而減小,當土體損失在4%~8%區(qū)間內(nèi)時曲線斜率較大,說明此時安全系數(shù)降低的較快。曲線中安全系數(shù)最小值較初始值降低約7.3%。
圖7 安全系數(shù)隨土體損失的變化
控制土體損失率不變,管道直徑分別取1 m、1.5 m、2 m、2.5 m、3 m、3.5 m、4 m建模計算,得到管徑對邊坡穩(wěn)定的影響如圖8所示。隨著直徑的增加,安全系數(shù)逐漸降低且有減小速度加快的趨勢。管徑為4 m時的安全系數(shù)相較于管徑為1 m時的安全系數(shù)降低約6.9%。
圖8 安全系數(shù)隨管道直徑的變化
管道埋深分別取2 m、3.5 m、5 m、6.5 m、8 m、9.5 m、11 m進行建模分析,埋深不同導(dǎo)致的邊坡穩(wěn)定變化如圖9所示。隨著管道埋深的增加,安全系數(shù)首先緩慢減小,在深度為4~6 m的位置附近時減小速度加快,達到最小值后又逐漸增大到原始值附近,總體呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢。從圖10中可知:管道附近的滑弧深度為5 m左右,由此可知在滑弧附近開挖管道對邊坡穩(wěn)定的影響較大,安全系數(shù)降低約11.4%。當埋深較小或較大時,對邊坡穩(wěn)定產(chǎn)生的影響較小。
圖9 安全系數(shù)隨管道埋深的變化
圖10 有限元強度折減法土體位移示意
管道距前沿的水平距離分別取4 m、6 m、8 m、10 m、12 m、14 m進行建模分析,得到如圖11所示的曲線。從圖11中可知:安全系數(shù)隨著水平距離的增大而增大,即越遠離滑弧區(qū)域頂管開挖造成的影響越小,距前沿4 m處較14 m處安全系數(shù)降低約10.7%。
圖11 安全系數(shù)隨管道水平位置的變化
國內(nèi)諸多學(xué)者對頂管施工影響的論述,主要集中在土體沉降規(guī)律方面,本文采用有限元軟件ABAQUS建模,分析其對邊坡穩(wěn)定的影響,并通過變量控制探討不同因素的影響規(guī)律。通過研究得出以下結(jié)論:
當土體損失率小于4%或大于8%時,安全系數(shù)降低的較為緩慢,而當損失率處于4%~8%之間時,安全系數(shù)降低較快,因此,施工中應(yīng)盡量將損失率控制在4%以內(nèi)。
隨著管徑的增大,安全系數(shù)降低的速度加快,說明管徑越大對邊坡穩(wěn)定造成的不利影響越明顯,因此,相較于小直徑管,當采用大直徑管道時更應(yīng)關(guān)注邊坡穩(wěn)定情況。
通過變化管道的水平位置和埋深,發(fā)現(xiàn)當管道處于滑弧面附近時,對邊坡穩(wěn)定的影響較大,安全系數(shù)降低達到10%以上,距離滑弧面越遠,則影響越小。因此,設(shè)計管道時應(yīng)使其盡量避開滑動剪切面。