劉桂榮

上海市基礎(chǔ)工程集團(tuán)有限公司 上海 200436

隨著我國經(jīng)濟(jì)發(fā)展和城市化進(jìn)程的推進(jìn)，長距離頂管工藝在市政工程中應(yīng)用日益增多。其中鋼頂管因其耐久性長、受力性能好，應(yīng)用廣泛。但由于其自身為薄壁結(jié)構(gòu)，在頂距不斷加長、口徑日趨增大、施工環(huán)境愈加復(fù)雜的工況下，施工技術(shù)難度和風(fēng)險(xiǎn)也顯著增加[1-2]。近年來，鋼頂管受力變形或局部失穩(wěn)破壞引發(fā)的工程事故時(shí)有發(fā)生。如2009年6月10日，?？诎咨抽T污水處理廠擴(kuò)建工程排海鋼頂管突然出現(xiàn)透水事故，管道由于彎折引起斷裂[3]；2009年11月29日，某鋼頂管工程在頂進(jìn)過程中發(fā)生管道屈曲事故，管道底部隆起變形達(dá)0.6 m。工程事故的不斷發(fā)生，也使工程業(yè)界認(rèn)識(shí)到：復(fù)雜環(huán)境中長距離鋼頂管的屈曲特性分析是設(shè)計(jì)施工中必須充分考慮的重要環(huán)節(jié)之一。

鑒于目前鋼頂管屈曲問題研究滯后于工程實(shí)踐的發(fā)展，很大程度上限制了長距離鋼頂管技術(shù)進(jìn)一步發(fā)展。因此，開展長距離鋼頂管的受力特性及理論分析研究，提高鋼頂管在復(fù)雜環(huán)境下施工的安全性和經(jīng)濟(jì)性，具有重要的經(jīng)濟(jì)效益及社會(huì)效益。本文針對(duì)鎮(zhèn)江大港水廠一期取水工程超長距離頂管頂進(jìn)過程中的屈曲穩(wěn)定問題，利用Abaqus有限元計(jì)算軟件的Buckle分析模塊進(jìn)行摩擦因數(shù)等因素影響規(guī)律的研究，以便為相似工況下長距離頂管施工提供良好借鑒。

1 工程概況

鎮(zhèn)江大港水廠一期取水工程位于鎮(zhèn)江新區(qū)長江沿岸，江心汽渡祝趙路旁，取水主管道采用頂管工藝施工，從江心取水至場內(nèi)泵房井，廠內(nèi)處理后經(jīng)后續(xù)管道輸送供水。其中2#沉井至取水頭的長距離東線鋼頂管長度為1 615 m，直徑1 800 mm，Q235B碳素結(jié)構(gòu)鋼，壁厚22 mm，水艙涂料防腐兩底兩面。全線標(biāo)高－26～－44 m。具體的坡度隨全線變化以及頂管穿越的土層分布見表1、表2。

表1 頂管全線坡度變化表

表2 頂管穿越土層分布情況

隨著頂管施工頂進(jìn)長度的不斷增大，相應(yīng)的頂管側(cè)壁所承受的摩阻力也不斷增長，導(dǎo)致頂進(jìn)困難的情況。往往采取合理布置中繼環(huán)的技術(shù)措施，降低后座頂力需求值，保證頂管順利進(jìn)行。本工程鋼頂管共布置了8個(gè)中繼環(huán)，其分布情況如圖1所示。

圖1 工具管及中繼環(huán)布置示意

2 數(shù)值模擬方法

2.1計(jì)算假定

為簡化長距離鋼頂管施工過程中的復(fù)雜受力情況，降低建模難度及計(jì)算時(shí)間，本次分析作如下假定：管土相互作用簡化為均勻分布于頂管周圍的圍壓[4-5]，不考慮鋼管本身的自重作用，僅考慮相鄰兩個(gè)中繼環(huán)之間的管段。

2.2計(jì)算模型

2.2.1 模型尺寸

根據(jù)上文數(shù)據(jù)，本工程中兩個(gè)相鄰中繼環(huán)間距在180～220 m之間，因此本文分析時(shí)設(shè)定管節(jié)長度200 m。鋼頂管穩(wěn)定分析的模型尺寸為：管道外徑D＝1.8 m，壁厚t＝22 mm，管長l＝200 m。

2.2.2 荷載與邊界條件

在鋼頂管施工過程中，鋼管所受主要荷載為圍壓、頂力及摩阻力。根據(jù)分析的不同問題，通過面力將相應(yīng)荷載施加至頂管。

由于中繼環(huán)剛度大，在圍壓與軸壓作用下，其變形可基本忽略。因此，鋼頂管一端約束3個(gè)方向位移，另一端約束環(huán)向及徑向位移，如圖2所示。

圖2 鋼頂管邊界條件示意

2.2.3 網(wǎng)格劃分

由于鋼頂管徑厚比D/t＝82，即厚度方向尺寸遠(yuǎn)小于其他方向（鋼管軸向和環(huán)向），沿厚度方向的應(yīng)力變化可忽略。因此，采用四邊形四節(jié)點(diǎn)S4殼單元模擬鋼頂管結(jié)構(gòu)。為保證計(jì)算結(jié)果精確，網(wǎng)格劃分時(shí)采用較小網(wǎng)格尺寸（0.1 m），如圖3所示。

圖3 網(wǎng)格劃分

2.2.4 計(jì)算參數(shù)

采用Q235B鋼參數(shù)作為計(jì)算基本參數(shù)，具體參數(shù)為：彈性模量E＝210 GPa，泊松比v＝0.3，屈服應(yīng)力σcr＝235 MPa。

2.3計(jì)算過程

對(duì)鋼頂管穩(wěn)定分析計(jì)算步驟為：

1）進(jìn)行管道的特征值屈曲計(jì)算（buckle分析步），得到管道有可能發(fā)生的屈曲模態(tài)。

2）將模態(tài)乘以某一特定比例因子，以初始缺陷形式代入鋼管，進(jìn)行彈塑性分析（riks分析步）[6]。

3 鋼管屈曲特性分析

3.1圍壓荷載作用下鋼管屈曲特性

3.1.1 模態(tài)分析

當(dāng)鋼管埋深較大時(shí)，鋼管與土體之間發(fā)生較大協(xié)調(diào)變形。在減阻泥漿的作用下，管道所受接觸壓力沿管壁基本上呈均勻分布。因此，分析中的圍壓取均布荷載，如圖4所示。

圖4 均布圍壓示意

通過Abaqus的模態(tài)分析模塊，可獲得鋼管的前5階屈曲模態(tài)。將前5階模態(tài)乘以相應(yīng)的缺陷因子代入模型后，進(jìn)行彈塑性分析，得到極限圍壓為868.6 kPa。

理論上，均布圍壓作用下圓柱殼體的屈曲壓力可以用式（1）[7]進(jìn)行計(jì)算：

式中：pcr——均布圍壓作用下臨界屈曲圍壓，Pa；

E——Q235B鋼的彈性模量；

v——Q235B鋼的泊松比；

t——鋼頂管的壁厚，m；

r——鋼頂管的半徑，m。

理論計(jì)算結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果對(duì)比見表3。計(jì)算結(jié)果表明，理論計(jì)算結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果十分接近，有限元計(jì)算模型較為合理。

表3 有限元計(jì)算與理論值對(duì)比

3.1.2 管長與壁厚影響

為分析管長與壁厚對(duì)圍壓屈曲特性影響，控制頂管直徑保持不變，改變中繼環(huán)間距和頂管壁厚，進(jìn)行圍壓作用下的屈曲模態(tài)分析，并獲取圍壓作用下的極限荷載。

經(jīng)過圍壓作用下屈曲分析，可以獲得不同管長與壁厚下的屈曲模態(tài)，如圖5所示?？梢园l(fā)現(xiàn)，在不同管長、壁厚情況下獲取的屈曲模態(tài)圖形狀比較相似，呈現(xiàn)出局部屈曲的特點(diǎn)，屈曲的位置靠近管節(jié)的中段。

圖5 均布圍壓下管長與壁厚對(duì)屈曲模態(tài)影響

獲取了圍壓狀態(tài)下前幾階屈曲模態(tài)之后，將屈曲模態(tài)乘以缺陷因子作為初始缺陷代入彈塑性分析，令初始缺陷不大于1%D[8]，可得到不同頂管參數(shù)下極限圍壓承載值（表4）。

表4 均布圍壓下管道極限承載值單位：kPa

由表4可知，當(dāng)管長較小、壁厚較大時(shí)，頂管圍壓極限承載力較大，隨管長變大或壁厚變小，頂管圍壓極限承載力下降。在200 m管長情況下，壁厚20 mm管節(jié)的圍壓極限承載力相較于壁厚24 mm管節(jié)下降43%。

通過在未約束軸向位移的一端沿著軸向施加均勻邊荷載的方法施加軸向荷載，如圖6所示。

圖6 模型軸壓施加示意

3.2軸壓荷載作用下鋼管屈曲特性

通過Abaqus的模態(tài)分析模塊，可獲得鋼管的前5階屈曲模態(tài)。將前5階模態(tài)乘以相應(yīng)的缺陷因子代入模型的彈塑性分析中，得到極限軸壓為5 456.4 kN。理論上對(duì)于均布軸向作用下圓柱殼體的屈曲壓力可以用式（2）[9]進(jìn)行計(jì)算：

將理論計(jì)算結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果對(duì)比（表5）。計(jì)算結(jié)果表明，理論計(jì)算結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果十分接近，有限元計(jì)算模型較為合理。

表5 有限元計(jì)算與理論值對(duì)比

為分析管長與壁厚對(duì)軸壓屈曲特性的影響，控制頂管直徑保持不變，改變中繼環(huán)間距和頂管壁厚，進(jìn)行軸壓作用下的屈曲模態(tài)分析，并獲取軸壓作用下的極限荷載。經(jīng)過軸壓作用下屈曲分析，可獲得不同管長與壁厚下的屈曲模態(tài)，如圖7所示。

圖7 軸壓荷載下管長與壁厚對(duì)屈曲模態(tài)影響

根據(jù)不同管長、壁厚情況下軸壓屈曲模態(tài)分析結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)：從整體上來看，頂管在軸壓作用下呈現(xiàn)出整體失穩(wěn)的狀態(tài)，這種整體失穩(wěn)的危險(xiǎn)性要高于圍壓作用下的局部失穩(wěn)。

此外，管長對(duì)鋼管在軸壓作用下的屈曲模態(tài)有著較大的影響。管長較小時(shí)（50 m），鋼管整體變形量較?。还荛L較大時(shí)（300 m），鋼管整體變形量較大。管長越大，管節(jié)整體穩(wěn)定性越差。

獲取軸壓狀態(tài)下前幾階屈曲模態(tài)之后，將屈曲模態(tài)乘以缺陷因子作為初始缺陷代入彈塑性分析。令初始缺陷不大于1%D，可以獲得不同頂管參數(shù)下圍壓極限承載值（表6）。

表6 不同頂管參數(shù)下管道圍壓極限承載值單位：kN

由表6可知，在中繼環(huán)間距比較小，頂管壁厚比較大的情況下，頂管的軸壓極限承載力比較大，隨著中繼環(huán)間距變大，壁厚變小，頂管的軸壓極限承載力下降。尤其是管長較長時(shí)，會(huì)造成極限承載力較理論值出現(xiàn)較大的下降的情況。在管長200 m情況下，壁厚20 mm管節(jié)的軸壓極限承載力相較于壁厚24 mm管節(jié)下降20%。

3.3摩阻力作用下鋼管屈曲特性

考慮在實(shí)際工程中，可能存在部分管節(jié)泥漿減阻效果不良的情況，需分析摩阻力對(duì)于頂管屈曲特性的影響。為模擬該工況，首先在頂管的周圍施加均布圍壓，然后將圍壓p與摩擦因數(shù)μ相乘，得到施加在頂管的切向的摩阻力。

通過Abaqus的模態(tài)分析模塊，可以獲得鋼管在不同摩擦因數(shù)μ作用下的前3階屈曲模態(tài)，如圖8所示。

圖8 不同摩擦因數(shù)μ作用下的屈曲模態(tài)

由計(jì)算結(jié)果可知，在摩擦因數(shù)μ較小（0.1）的情況下，頂管在摩阻力及圍壓共同作用下呈現(xiàn)出部分屈曲特性，與純圍壓狀態(tài)下屈曲模態(tài)相似；在摩擦因數(shù)μ較大（0.2）的情況下，頂管在摩阻力以及圍壓的共同作用下呈現(xiàn)出整體失穩(wěn)的趨勢，與軸壓作用下屈曲模態(tài)相似。

4 超長頂管屈曲失效控制措施

4.1屈曲預(yù)防措施

根據(jù)上文分析，從如下方面給出建議預(yù)防措施。

1）圍壓：可在頂管外壁布設(shè)圍壓監(jiān)測裝置，當(dāng)監(jiān)測到圍壓有劇烈地上升或者下降的時(shí)候，應(yīng)暫緩施工，盡量讓圍壓恢復(fù)至正常水平后重啟頂進(jìn)。

2）管長：適當(dāng)減小中繼環(huán)間距，可有效提高管節(jié)的極限承載力。

3）注漿減阻：若由于頂管機(jī)外殼和管道外徑間隙或由于大幅度糾偏引起的空隙未及時(shí)被觸變泥漿填充，將會(huì)造成地層損失，并引發(fā)圍壓降低，導(dǎo)致承載力降低?？赏ㄟ^同步注漿使管節(jié)外周形成完整的泥漿套，減少土體擾動(dòng)以防止管節(jié)圍壓大幅變化。同時(shí)加強(qiáng)對(duì)注漿效果的監(jiān)測，當(dāng)監(jiān)測到頂進(jìn)阻力過大或者圍壓大幅變化時(shí)，應(yīng)及時(shí)檢查注漿情況并改善注漿效果。

4）糾偏：應(yīng)盡量避免較大角度的糾偏操作，使管節(jié)發(fā)展出較大的偏移量，控制土體間隙的產(chǎn)生。

4.2屈曲后補(bǔ)救措施

一旦出現(xiàn)了頂管局部失穩(wěn)的問題，就應(yīng)當(dāng)對(duì)發(fā)生屈曲的部位進(jìn)行補(bǔ)救，防止屈曲的進(jìn)一步發(fā)生。在荷載不易改變的情況下，增加管節(jié)的局部剛度則可以控制管節(jié)的進(jìn)一步變形。

為提升管節(jié)的局部剛度可采用加勁肋，如圖9所示。

圖9 縱向加勁肋、環(huán)向加勁肋及正交加勁肋

加勁肋通常采用槽鋼，將槽鋼開口焊接到頂管壁內(nèi)形成閉口的截面梁。在布置環(huán)向加勁肋時(shí)，肋間距通常可以在1～2倍頂管直徑之間選擇[10]。

對(duì)于本工程，由于管節(jié)長度較大，在變形較大區(qū)域采用正交加勁肋效果更好。

此外，還可以在變形較大區(qū)段采用豎向工字鋼支撐來提升管節(jié)局部剛度。

本工程中管節(jié)直徑1.8 m，工字鋼支撐的凈間距至少要0.5 m以上，以保證施工人員的通行，工字鋼的長度為1.7 m左右。工字鋼和鋼頂管之間設(shè)置弧形鋼板，分散壓力，防止在高圍壓狀態(tài)下工字鋼的支撐力對(duì)頂管本身造成結(jié)構(gòu)性破壞（圖10）。

圖10 豎向工字鋼支撐

5 結(jié)語

本文以鎮(zhèn)江大港水廠超長鋼頂管施工為例，利用Abaqus有限元軟件對(duì)頂管屈曲問題進(jìn)行分析，揭示了不同荷載作用下的鋼頂管屈曲模式以及管長、壁厚、摩擦因數(shù)等因素對(duì)屈曲模態(tài)及極限荷載的影響，并從預(yù)防屈曲和屈曲后補(bǔ)救方面提出了控制措施。主要結(jié)論如下：

1）均布圍壓荷載作用下鋼頂管呈現(xiàn)出局部屈曲的特點(diǎn)，屈曲位置靠近管節(jié)中段。在中繼環(huán)間距較小，頂管壁厚較大的情況下，頂管的圍壓極限承載力較大，且隨中繼環(huán)間距變大、壁厚變小而下降。

2）均布軸壓荷載作用下鋼頂管前5階屈曲模態(tài)表明，頂管在軸壓作用下呈現(xiàn)出整體失穩(wěn)的狀態(tài)，其危險(xiǎn)性高于圍壓作用下的局部失穩(wěn)狀態(tài)。當(dāng)中繼環(huán)間距較小，頂管壁厚較大時(shí)，頂管的軸壓極限承載力較大，且隨著中繼環(huán)間距變大、壁厚變小而下降，尤其是管長較長時(shí)，極限承載力較理論值出現(xiàn)較大的下降。

3）摩阻力荷載作用下鋼頂管前3階屈曲模態(tài)表明，當(dāng)摩擦因數(shù)μ較小時(shí)，頂管在摩阻力和圍壓共同作用下呈現(xiàn)出部分屈曲的特性，與圍壓狀態(tài)下屈曲模態(tài)相似；當(dāng)摩擦因數(shù)μ較大時(shí)，頂管在摩阻力和圍壓的共同作用下呈現(xiàn)出整體失穩(wěn)的特性，與軸壓作用下屈曲模態(tài)相似。

4）注漿減阻能有效預(yù)防鋼頂管局部屈曲。若局部屈曲已經(jīng)發(fā)生，則應(yīng)當(dāng)及時(shí)采用設(shè)置縱向加勁肋、環(huán)向加勁肋、正交加勁肋以及豎向工字鋼支撐等手段，防止屈曲進(jìn)一步發(fā)展。