李培 王泰 張宣 彭春強(qiáng) 周質(zhì)炎

(上海市政工程設(shè)計(jì)研究總院(集團(tuán))有限公司 200092)

引言

現(xiàn)階段頂管法與盾構(gòu)法是目前較為常用的非開(kāi)挖技術(shù),已廣泛應(yīng)用于市政管道、地鐵、隧道等施工領(lǐng)域。兩者的施工原理基本一致,都是采用液壓裝置配合掘進(jìn)機(jī)成孔;不同之處在于頂管法是采用液壓油缸將管節(jié)頂入掘進(jìn)機(jī)形成的孔洞中形成襯砌,盾構(gòu)法是在掘進(jìn)機(jī)成孔后拼裝襯砌塊形成襯砌。

相同的施工工況下,頂管施工技術(shù)具有造價(jià)低、施工工期短、隧道安全性高等優(yōu)點(diǎn),但是由于其動(dòng)力由始發(fā)井的液壓油缸提供,在施工過(guò)程中頂管會(huì)處于一直“運(yùn)動(dòng)”的狀態(tài),對(duì)周圍土體擾動(dòng)較大,且曲線頂管施工轉(zhuǎn)彎半徑較大,因此對(duì)工程的適應(yīng)性較差,在穿越河道、樁基和需要小曲率轉(zhuǎn)彎的工程中難以應(yīng)用;盾構(gòu)施工技術(shù)是由處于隧道前段的盾構(gòu)機(jī)和后續(xù)噴漿、管片拼裝裝置組成,隨著盾構(gòu)機(jī)的推進(jìn),盾構(gòu)隧道一體成型,對(duì)土體擾動(dòng)較小,并且在開(kāi)挖過(guò)程中可以采用超挖、欠挖、主動(dòng)轉(zhuǎn)彎等措施進(jìn)行較小曲率轉(zhuǎn)彎隧道線路的挖掘,因而對(duì)施工地質(zhì)適應(yīng)性較好。

目前頂管與盾構(gòu)施工技術(shù)都已經(jīng)非常成熟,但是,由于頂管和盾構(gòu)施工都有自身特定的優(yōu)勢(shì)和不足,在工程方法選擇上,很多時(shí)候即使綜合考慮了工程背景、工程規(guī)模、工程投資等多方面因素后,仍難以抉擇出較完美的解決方法,因而催生了頂管盾構(gòu)復(fù)合技術(shù)。

頂管盾構(gòu)復(fù)合技術(shù)是指在一條隧道施工建設(shè)過(guò)程中,采用頂管和盾構(gòu)結(jié)合的施工方式,具體方法就是利用鉸接掘進(jìn)機(jī)代替頂管施工中的機(jī)頭部分,在隧道的前段采用頂管施工的方式,在隧道的后段采用盾構(gòu)施工的方式。此工法結(jié)合了兩種施工方式的優(yōu)點(diǎn),是一種新型的非開(kāi)挖施工技術(shù)。

1 優(yōu)越性

頂管盾構(gòu)復(fù)合技術(shù)綜合了頂管法與盾構(gòu)法兩者之間的優(yōu)點(diǎn),其優(yōu)越性主要表現(xiàn)在綜合經(jīng)濟(jì)性、地質(zhì)適應(yīng)性和社會(huì)效應(yīng)三個(gè)方面。在綜合經(jīng)濟(jì)性方面,復(fù)合技術(shù)具有比盾構(gòu)技術(shù)施工速度快,預(yù)制混凝土管體比盾構(gòu)預(yù)制管片造價(jià)低,施工設(shè)備簡(jiǎn)單等因素,所以在物理成本和人力成本上均有所降低;在地質(zhì)適應(yīng)性方面,復(fù)合技術(shù)由于采用前段頂管后段盾構(gòu),并且采用鉸接掘進(jìn)機(jī),減小隧道的轉(zhuǎn)彎半徑,在地質(zhì)條件良好的前段采用頂管技術(shù),在地質(zhì)復(fù)雜的后段采用盾構(gòu)技術(shù),因而能夠適應(yīng)更復(fù)雜的地質(zhì)條件;在社會(huì)效應(yīng)方面,使用復(fù)合技術(shù)能夠在沒(méi)有中轉(zhuǎn)井的前提下進(jìn)行轉(zhuǎn)換,對(duì)周圍交通環(huán)境和居民生活環(huán)境影響降到最低,有較高的社會(huì)效應(yīng)。頂管法、盾構(gòu)法、復(fù)合法應(yīng)用情況比較見(jiàn)表1。

2 工程應(yīng)用

天津市延吉道220kV 電力隧道工程,覆土8m～10m,采用內(nèi)徑3m 圓形斷面形式構(gòu)成隧道整體。分別穿越永定新河、新引河、外環(huán)線、鐵路等建(構(gòu))筑物障礙物。隧道總長(zhǎng)約1.96km,穿越鐵路段952m。圖1 為延吉道220kV 電力隧道工程穿越鐵路段工程平面。

本工程因穿越重要鐵路線段,若使用長(zhǎng)距離頂管頂進(jìn),每節(jié)管道反復(fù)穿越,將對(duì)鐵路基礎(chǔ)等產(chǎn)生較大影響;并且經(jīng)測(cè)算頂管穿越鐵路段每天鐵路保護(hù)費(fèi)用約為18 萬(wàn)元,經(jīng)濟(jì)費(fèi)用較高。綜合考慮,使用頂管盾構(gòu)復(fù)合技術(shù)施工,先直線頂管施工至距鐵路線30m 處,開(kāi)始轉(zhuǎn)換成盾構(gòu)施工穿越鐵路段。此方案,既滿足了鐵路部門提出的“最少擾動(dòng)鐵路”,又很好地控制了工程的整體費(fèi)用。

圖2為頂管盾構(gòu)轉(zhuǎn)換環(huán)位置示意,轉(zhuǎn)換環(huán)采用特殊制作的鋼管環(huán)段,安裝掘進(jìn)設(shè)備時(shí),將轉(zhuǎn)換環(huán)置于掘進(jìn)機(jī)械設(shè)備后,頂管管片前端。待施工至轉(zhuǎn)換段節(jié)點(diǎn)后,將盾構(gòu)管片運(yùn)輸至掘進(jìn)機(jī)艙內(nèi)開(kāi)始拼裝,拼裝完成后與轉(zhuǎn)換環(huán)相連接,來(lái)實(shí)現(xiàn)頂管與盾構(gòu)施工方式的轉(zhuǎn)換。圖3 為內(nèi)部轉(zhuǎn)換環(huán)處照片。

3 計(jì)算分析

3.1 轉(zhuǎn)換環(huán)靜力分析

1.模型建立

圖1 工程平面示意Fig.1 Engineering plane diagram

圖2 施工方式示意Fig.2 Diagram of construction method

轉(zhuǎn)換環(huán)內(nèi)徑3.000m,外徑3.550m,中間隔板之間互呈20°夾角,全環(huán)共分布18 個(gè)隔板,隔板厚度為0.01m,其余部分厚度為0.02m,模型使用鋼材為Q345鋼[1],彈性模量Es= 2.06 × 1011Pa,密度ρ=7850kg/m3,圓環(huán)形式及斷面如圖4 所示。

圖3 頂管-盾構(gòu)轉(zhuǎn)換處Fig.3 Conversions of pipe jacking and shield engineering

圖4 轉(zhuǎn)換環(huán)及連接示意Fig.4 Connection ring and connection diagram

使用ANSYS 軟件進(jìn)行模型分析,采用命令流的方式建模,所建立有限元模型軸向長(zhǎng)度為0.456m,計(jì)算半徑3.275m。模型主體采用shell181 三維殼單元模型,為更準(zhǔn)確模擬土體對(duì)鋼環(huán)的作用情況,本文采用surf154 表面效應(yīng)單元施加荷載,combin36 單元作為土體彈簧單元。模型中隔板采用自由網(wǎng)格化分,其余部分采用映射網(wǎng)格劃分,均采用四邊形網(wǎng)格,網(wǎng)格尺寸最大為15mm×56mm,最小為15mm×47mm。模型整體殼單元數(shù)量為9666 個(gè),土彈簧單元為3600個(gè),節(jié)點(diǎn)數(shù)為9594 個(gè)。整體網(wǎng)格模型及局部網(wǎng)格模型如圖5、圖6 所示。

圖5 整體單元模型Fig.5 Overall element model

圖6 局部單元模型Fig.6 Local element model

2.施加荷載

本工程地質(zhì)勘測(cè)報(bào)告如表2 所示。為便于計(jì)算,設(shè)計(jì)條件中覆土厚度取10m,土重度采用平均重度18kN/m3,地下水位埋深取2m,側(cè)向土壓力系數(shù)取λ=0.7,地層抗力系數(shù)k=2500kN/m3,設(shè)計(jì)持力層為粘質(zhì)粉土層,地面超載取P0=10kN/m2。

表2 地層物理力學(xué)性質(zhì)主要參數(shù)Tab.2 The main physical and mechanical parameters of stratum

在垂直荷載計(jì)算中,因?yàn)檎承酝?貫入度N＜8),采用全覆土壓力,采用水土合算方式計(jì)算設(shè)計(jì)荷載。設(shè)計(jì)荷載各項(xiàng)值及計(jì)算方法如表3 所示[2]。

表3 模型荷載計(jì)算公式及計(jì)算表Tab.3 Model load calculation formula and table

水平荷載為梯形均布荷載,豎向荷載為等值均布荷載,荷載施加后如圖7、圖8 所示。

3.約束條件

為準(zhǔn)確模擬模型與土層的接觸形式以及變形后的土層抗力,本文采用彈簧模型模擬土層約束及土層抗力,取歐美國(guó)家常用的全周地層彈簧模型,地層彈簧彈性模量根據(jù)實(shí)際勘測(cè)報(bào)告進(jìn)行設(shè)定,彈簧采用combin34 單元實(shí)現(xiàn),并對(duì)彈簧末端進(jìn)行約束[3],施加約束后如圖9 所示。

圖7 水平荷載Fig.7 Horizontal load

圖8 豎向荷載Fig.8 Vertical load

圖9 地層彈簧及約束條件Fig.9 Formation spring and constraints

4.結(jié)構(gòu)分析

轉(zhuǎn)換環(huán)在土體中受到各個(gè)方向的荷載作用,會(huì)發(fā)生一定量的變形,結(jié)果如圖10 所示,整體變形量為1.63mm,整體變形量較小;轉(zhuǎn)換環(huán)受力應(yīng)力云圖如圖11 所示,最大應(yīng)力值發(fā)生在隧道兩側(cè),最大值為26.66MPa。轉(zhuǎn)換環(huán)整體剛度、強(qiáng)度均滿足要求。

圖10 模型整體變形(單位： m)Fig.10 Overall deformation of the model(unit: m)

圖11 等效應(yīng)力云圖(單位： MPa)Fig.11 Equivalent stress cloud graphic(unit: MPa)

由模擬結(jié)果可以得到對(duì)于本工程埋深10m的轉(zhuǎn)換環(huán),在實(shí)際受力過(guò)程中主要是受到壓應(yīng)力控制,較大的壓應(yīng)力容易造成鋼構(gòu)件的局部屈曲失穩(wěn)。在實(shí)際構(gòu)件設(shè)計(jì)中不僅要對(duì)最大應(yīng)力進(jìn)行強(qiáng)度驗(yàn)算,還應(yīng)當(dāng)注意腹板屈曲問(wèn)題的發(fā)生。

3.2 管片靜力分析及等效剛度環(huán)模型確定

本工程盾構(gòu)管片一周分為6 片,如圖12 所示,K 型管片角度取為26.65°,其余各管片角度均為66.67°,管片整體單元模型如圖13 所示。

圖12 管片斷面Fig.12 Tube section

圖13 管片整體單元Fig.13 Tube overall element

使用ANSYS 軟件進(jìn)行有限元計(jì)算分析,采用shell182 單元模擬,材料參數(shù)、荷載計(jì)算方式如3.1 節(jié)所述,單元總數(shù)為17874 個(gè),節(jié)點(diǎn)數(shù)為34716 個(gè)。荷載施加方式同樣選用surf154 表面效應(yīng)單元,最大網(wǎng)格尺寸20mm×40mm,最小網(wǎng)格尺寸0.15mm×20mm。本文中模擬工況取為靜力荷載,模擬管片正常使用情況下的變形及應(yīng)力狀態(tài),荷載計(jì)算方法、模型約束條件、模型計(jì)算及收斂條件同3.1 節(jié)所述,此處不再贅述。管片總位移模擬結(jié)果如圖14 所示。

為更好地分析曲線段小轉(zhuǎn)彎半徑隧道受力形式,對(duì)已計(jì)算管片進(jìn)行等效剛度環(huán)計(jì)算分析。建立簡(jiǎn)單的圓環(huán)模型,通過(guò)調(diào)整圓環(huán)壁厚,使圓環(huán)剛度無(wú)限趨近于計(jì)算管片剛度。為后續(xù)整體計(jì)算簡(jiǎn)化模型奠定計(jì)算基礎(chǔ)[4]。等效剛度環(huán)模型建立、荷載施加、邊界約束、結(jié)果分析等不再贅述。

圖14 總位移云圖(單位： m)Fig.14 Total displacement(uint: m)

如表4 所示,等效剛度環(huán)厚度精度控制在1mm,通過(guò)ANSYS 有限元命令流計(jì)算方式篩選,最終確定等效剛度環(huán)厚度為0.115m 厚。等效剛度環(huán)變形見(jiàn)圖15,與原管片變形基本趨于一致。

表4 位移變形比較Tab.4 Compared of displacement change

圖15 等效剛度環(huán)變形(單位： m)Fig.15 Equivalent ring deformation graphics(unit: m)

3.3 小半徑隧道管片環(huán)間力學(xué)性能分析

1.模型建立

鉸接頂盾復(fù)合掘進(jìn)機(jī)可以實(shí)現(xiàn)10D小轉(zhuǎn)彎半徑轉(zhuǎn)彎,但是小轉(zhuǎn)彎部分因轉(zhuǎn)動(dòng)角度對(duì)管片受力產(chǎn)生影響,對(duì)隧道整體軸向、環(huán)間會(huì)產(chǎn)生附加反力,直接影響隧道是否可以正常實(shí)施[5]。下文將采用ABAQUS 軟件建立模型,利用3.2 節(jié)計(jì)算所得等效剛度環(huán)替代管片模型,對(duì)小轉(zhuǎn)彎半徑隧道部分進(jìn)行受力分析。

分別建立半徑為50m、100m、500m 的管道模型,并且自管中心向左右側(cè)延伸40m 建立土體模型,其中管道外徑3.23m,厚徑比t/D=3.8%,具體尺寸如圖16 所示。

圖16 模型尺寸Fig.16 Size of the model

土體采用摩爾庫(kù)侖本構(gòu)模型,邊界條件限制扇形兩側(cè)面水平位移、底部豎向位移,模擬靜力作用采用Static General 分析步,管土表面采用面面接觸模擬,摩擦系數(shù)0.45,單元選取C3D8R,轉(zhuǎn)彎半徑50m、100m、500m,整體模型如圖17 所示。

為提取隧道斷面內(nèi)力,需在原模型上定義切斷面。以轉(zhuǎn)彎半徑中心為中心,平行隧道斷面為切斷面,對(duì)模型整體做切面數(shù)據(jù)提取。定義切斷面坐標(biāo)系統(tǒng)為笛卡爾坐標(biāo),隧道軸線方向?yàn)閅軸,水平切向?yàn)閄軸,垂直切線為Z軸。如圖18 所示。

2.結(jié)果分析

僅考慮土體承受自重作用下管片截面的軸力,如圖19 所示。

圖17 不同轉(zhuǎn)彎半徑模型Fig.17 Model of different turning radius

圖18 模型切面示意Fig.18 Model section

土體靜載作用下隧道將產(chǎn)生軸向力,主要是因?yàn)樗淼腊霃絻?nèi)、外側(cè)面積不同,土體產(chǎn)生的側(cè)向土壓力形成壓力差所致。隨著半徑的增大,其軸力值逐漸減小分別為- 341kN、- 144kN 及-96kN,且均為負(fù)值,表明隧道橫斷面管片均為受壓狀態(tài);而軸力逐漸減小主要是因?yàn)榍实臏p小導(dǎo)致軸向夾角減小,分擔(dān)的合力減小。因此隧道半徑越小,造成的軸向壓力差越大。具體變化規(guī)律如圖20 所示。

圖19 軸力變化Fig.19 Change of axial force

圖20 內(nèi)外側(cè)軸力差值Fig.20 Difference axial force of medial and lateral

隧道在土體中受力后,斷面內(nèi)外側(cè)不均勻壓力由隧道本身剛度抵消,即由隧道環(huán)間連接螺栓抵消。

以50m 轉(zhuǎn)彎半徑隧道為例,將隧道斷面受力區(qū)域劃分成8 部分進(jìn)行受力分析,如圖21 所示。曲線內(nèi)外兩側(cè)8 部分壓力值見(jiàn)表5。

圖21 斷面劃分區(qū)域Fig.21 Section divided regional

表5 各部位壓力值(單位： kN)Tab.5 Each site pressure value(unit: kN)

環(huán)間接頭螺栓設(shè)計(jì)時(shí),需考慮內(nèi)外壓力差值導(dǎo)致的隧道曲線半徑內(nèi)側(cè)的張拉彎矩。其最大差值為76kN,出現(xiàn)在隧道的②部位。且經(jīng)計(jì)算,②部位環(huán)間螺栓可滿足張拉彎矩的拉力要求。故小轉(zhuǎn)彎半徑50m 的曲線隧道實(shí)施可行。

4 結(jié)論

1.頂管盾構(gòu)復(fù)合法,可先進(jìn)行頂進(jìn)施工,至地理環(huán)境復(fù)雜地段,通過(guò)轉(zhuǎn)換環(huán)轉(zhuǎn)換成盾構(gòu)施工方式。

2.對(duì)轉(zhuǎn)換環(huán)部位進(jìn)行了受力分析,轉(zhuǎn)換環(huán)構(gòu)造滿足此工法受力要求。

3.對(duì)標(biāo)準(zhǔn)段盾構(gòu)受力分析,確定等效剛度環(huán)模型,簡(jiǎn)化了隧道小轉(zhuǎn)彎部分整體計(jì)算模型。

4.小轉(zhuǎn)彎半徑處,隧道內(nèi)外側(cè)受土壓力不平衡。半徑越小,內(nèi)外側(cè)壓力差值越大。壓力差值將會(huì)對(duì)隧道曲線半徑內(nèi)側(cè)產(chǎn)生一定的張拉彎矩。經(jīng)復(fù)核,環(huán)間接頭螺栓可滿足此工況使用。

綜上所述,轉(zhuǎn)換環(huán)、管片構(gòu)件均可滿足頂管盾構(gòu)復(fù)合法受力要求。結(jié)合實(shí)際工程實(shí)例,說(shuō)明頂管盾構(gòu)復(fù)合法方法可行,可利用其自身施工方式的優(yōu)點(diǎn),適用于更多更復(fù)雜環(huán)境的工程應(yīng)用。