上覆高速橋梁對下穿頂管施工的力學響應

熊正元，楊春山

（廣州市市政工程設計研究總院，廣東 廣州 510000）

0 引言

頂管作為一種非開挖技術，越來越多地應用于各種地下管線[1]。頂管推進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，從而迫使鄰近構筑物受到擾動。隨著頂管建設的日益增多，頂管施工環(huán)境力學效應值得探索。

以頂管下穿高速橋梁實例為依托，分析頂管推進過程力學擾動的內在機理，建立頂管施工過程精細的三維計算模型，探索上覆既有高速橋梁結構對于下穿頂管開挖的力學響應特征，以評價頂管方案的可行性。

圖1 頂管與既有橋梁的位置關系

表1 土層-結構物理力學參數

1 工程概況

廣州市獵德污水處理系統管網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，頂管與既有橋梁結構的位置關系如圖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。根據現場勘察資料與橋梁結構設計資料，可得到表1的土層-結構物理力學參數。

2 頂管推進擾動機理

如圖2所示，頂管推進受正面頂進力、地層損失及摩擦力等因素影響，產生應力擾動。頂管施工擾動主要經歷三個階段：

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

圖2 頂管施工土體擾動效應

（2）開挖應力擾動階段。頂管接近與通過時，土層經歷擠壓隆起、損失松動，出現明顯的變形，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為主動狀態(tài)，所以擾動面傾角為 45°+φ/2。

3 橋梁結構對頂管下穿力學響應

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，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、頂管與橋梁結構模型如圖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彈塑性本構模型，既有橋梁與新建頂管則用彈性本構模型。模型中地下橋梁結構與頂管泥漿套通過修改單元屬性實現。模型側向加水平位移約束，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)形空隙借鑒盾構注漿等代層[2]的思路，在頂管外圍空隙處設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構外徑之差；U3d為開挖面形成的超挖土量；ω為頂進施工引起的偏斜或頂進路線為曲線時形成的空隙。

基于實例工況，參考文獻[4]的取值方法，該例地層空隙參數G取10 mm，泥漿套等代層實體單元壓縮模量Es取5 MPa。頂管開挖正面推進力取開挖面中點的靜止土壓力±20 kPa[5]，該例推進力約為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，每次向前推進的長度為1.5 m，分38步頂進完成。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，定義位移指向坐標正軸為正，反之為負。圖4顯示，受頂管開挖造成的擠壓、剪切及卸載等作用，周圍土層經歷應力擾動、重塑及位移等過程，模型表現為整體沉降，最大豎向位移為-2.6 mm，出現在管道頂部，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果對比。Peck沉降槽經驗公式為

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，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，并提取相應數值，結果對比如圖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識，與Peck沉降槽理論計算結果呈現出的正態(tài)分布規(guī)律吻合，數值計算沉降結果反映了實際地表沉降趨勢。然而數值計算位移值較理論分析結果明顯更小，最大相差約25%，究其原因是數值計算結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[7]的認識相近。由上述分析認為，本文所用計算模型具備合理性。

3.3 既有橋梁結構力學響應

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方向的位移結果。圖6為頂管施工完鄰近橋梁結構位移云圖。

圖6 頂管施工完橋梁結構位移云圖

圖6顯示，頂管施工引起的橋梁結構最大位移僅為0.125 mm，遠小于控制值5 mm，因此橋梁結構受到影響很細微。由位移結果不難發(fā)現，橋梁結構位移總體水平較低，究其原因是頂管管徑較小，開挖引起的擾動經土層擴散衰減后，傳遞至橋梁結構，由此引起橋梁結構力學響應不明顯。

圖7為既有橋梁結構在頂管開挖前、后的最大主應力云圖，定義應力受拉為正，承壓為負。從應力云圖分布情況來看，頂管施工引起的橋梁結構附加應力很小，然而由于橋梁結構受到長期運營荷載作用，產生的最大主應力為2.114 MPa，超過了結構極限抗拉強度，所以結構處于局部帶裂隙工作狀態(tài)。由橋梁結構位移和應力結果可判斷，實例頂管開挖引起的力學擾動較小，橋梁結構處于安全穩(wěn)定狀態(tài)，頂管實施方案可行。但考慮到結構帶裂隙工作，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構的安全問題。

圖7 橋梁結構應力云圖（單位：kPa）

4 結語

（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。頂管施工中力學擾動主要經歷初始應力平衡、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構附加變形和應力均遠小于控制值，頂管設計方案總體可行，但既有橋梁結構處于局部帶裂縫狀態(tài)，需加強施工監(jiān)控。