长距离钢顶管屈曲失效机制与稳定分析及控制措施研究

2022-07-06刘桂荣

建筑施工 2022年2期

刘桂荣

上海市基础工程集团有限公司上海 200436

随着我国经济发展和城市化进程的推进，长距离顶管工艺在市政工程中应用日益增多。其中钢顶管因其耐久性长、受力性能好，应用广泛。但由于其自身为薄壁结构，在顶距不断加长、口径日趋增大、施工环境愈加复杂的工况下，施工技术难度和风险也显著增加[1-2]。近年来，钢顶管受力变形或局部失稳破坏引发的工程事故时有发生。如2009年6月10日，海口白沙门污水处理厂扩建工程排海钢顶管突然出现透水事故，管道由于弯折引起断裂[3]；2009年11月29日，某钢顶管工程在顶进过程中发生管道屈曲事故，管道底部隆起变形达0.6 m。工程事故的不断发生，也使工程业界认识到：复杂环境中长距离钢顶管的屈曲特性分析是设计施工中必须充分考虑的重要环节之一。

鉴于目前钢顶管屈曲问题研究滞后于工程实践的发展，很大程度上限制了长距离钢顶管技术进一步发展。因此，开展长距离钢顶管的受力特性及理论分析研究，提高钢顶管在复杂环境下施工的安全性和经济性，具有重要的经济效益及社会效益。本文针对镇江大港水厂一期取水工程超长距离顶管顶进过程中的屈曲稳定问题，利用Abaqus有限元计算软件的Buckle分析模块进行摩擦因数等因素影响规律的研究，以便为相似工况下长距离顶管施工提供良好借鉴。

1 工程概况

镇江大港水厂一期取水工程位于镇江新区长江沿岸，江心汽渡祝赵路旁，取水主管道采用顶管工艺施工，从江心取水至场内泵房井，厂内处理后经后续管道输送供水。其中2#沉井至取水头的长距离东线钢顶管长度为1 615 m，直径1 800 mm，Q235B碳素结构钢，壁厚22 mm，水舱涂料防腐两底两面。全线标高－26～－44 m。具体的坡度随全线变化以及顶管穿越的土层分布见表1、表2。

表1 顶管全线坡度变化表

表2 顶管穿越土层分布情况

随着顶管施工顶进长度的不断增大，相应的顶管侧壁所承受的摩阻力也不断增长，导致顶进困难的情况。往往采取合理布置中继环的技术措施，降低后座顶力需求值，保证顶管顺利进行。本工程钢顶管共布置了8个中继环，其分布情况如图1所示。

图1 工具管及中继环布置示意

2 数值模拟方法

2.1计算假定

为简化长距离钢顶管施工过程中的复杂受力情况，降低建模难度及计算时间，本次分析作如下假定：管土相互作用简化为均匀分布于顶管周围的围压[4-5]，不考虑钢管本身的自重作用，仅考虑相邻两个中继环之间的管段。

2.2计算模型

2.2.1 模型尺寸

根据上文数据，本工程中两个相邻中继环间距在180～220 m之间，因此本文分析时设定管节长度200 m。钢顶管稳定分析的模型尺寸为：管道外径D＝1.8 m，壁厚t＝22 mm，管长l＝200 m。

2.2.2 荷载与边界条件

在钢顶管施工过程中，钢管所受主要荷载为围压、顶力及摩阻力。根据分析的不同问题，通过面力将相应荷载施加至顶管。

由于中继环刚度大，在围压与轴压作用下，其变形可基本忽略。因此，钢顶管一端约束3个方向位移，另一端约束环向及径向位移，如图2所示。

图2 钢顶管边界条件示意

2.2.3 网格划分

由于钢顶管径厚比D/t＝82，即厚度方向尺寸远小于其他方向（钢管轴向和环向），沿厚度方向的应力变化可忽略。因此，采用四边形四节点S4壳单元模拟钢顶管结构。为保证计算结果精确，网格划分时采用较小网格尺寸（0.1 m），如图3所示。

图3 网格划分

2.2.4 计算参数

采用Q235B钢参数作为计算基本参数，具体参数为：弹性模量E＝210 GPa，泊松比v＝0.3，屈服应力σcr＝235 MPa。

2.3计算过程

对钢顶管稳定分析计算步骤为：

1）进行管道的特征值屈曲计算（buckle分析步），得到管道有可能发生的屈曲模态。

2）将模态乘以某一特定比例因子，以初始缺陷形式代入钢管，进行弹塑性分析（riks分析步）[6]。

3 钢管屈曲特性分析

3.1围压荷载作用下钢管屈曲特性

3.1.1 模态分析

当钢管埋深较大时，钢管与土体之间发生较大协调变形。在减阻泥浆的作用下，管道所受接触压力沿管壁基本上呈均匀分布。因此，分析中的围压取均布荷载，如图4所示。

图4 均布围压示意

通过Abaqus的模态分析模块，可获得钢管的前5阶屈曲模态。将前5阶模态乘以相应的缺陷因子代入模型后，进行弹塑性分析，得到极限围压为868.6 kPa。

理论上，均布围压作用下圆柱壳体的屈曲压力可以用式（1）[7]进行计算：

式中：pcr——均布围压作用下临界屈曲围压，Pa；

E——Q235B钢的弹性模量；

v——Q235B钢的泊松比；

t——钢顶管的壁厚，m；

r——钢顶管的半径，m。

理论计算结果与数值计算结果对比见表3。计算结果表明，理论计算结果与数值计算结果十分接近，有限元计算模型较为合理。

表3 有限元计算与理论值对比

3.1.2 管长与壁厚影响

为分析管长与壁厚对围压屈曲特性影响，控制顶管直径保持不变，改变中继环间距和顶管壁厚，进行围压作用下的屈曲模态分析，并获取围压作用下的极限荷载。

经过围压作用下屈曲分析，可以获得不同管长与壁厚下的屈曲模态，如图5所示。可以发现，在不同管长、壁厚情况下获取的屈曲模态图形状比较相似，呈现出局部屈曲的特点，屈曲的位置靠近管节的中段。

图5 均布围压下管长与壁厚对屈曲模态影响

获取了围压状态下前几阶屈曲模态之后，将屈曲模态乘以缺陷因子作为初始缺陷代入弹塑性分析，令初始缺陷不大于1%D[8]，可得到不同顶管参数下极限围压承载值（表4）。

表4 均布围压下管道极限承载值单位：kPa

由表4可知，当管长较小、壁厚较大时，顶管围压极限承载力较大，随管长变大或壁厚变小，顶管围压极限承载力下降。在200 m管长情况下，壁厚20 mm管节的围压极限承载力相较于壁厚24 mm管节下降43%。

通过在未约束轴向位移的一端沿着轴向施加均匀边荷载的方法施加轴向荷载，如图6所示。

图6 模型轴压施加示意

3.2轴压荷载作用下钢管屈曲特性

通过Abaqus的模态分析模块，可获得钢管的前5阶屈曲模态。将前5阶模态乘以相应的缺陷因子代入模型的弹塑性分析中，得到极限轴压为5 456.4 kN。理论上对于均布轴向作用下圆柱壳体的屈曲压力可以用式（2）[9]进行计算：

将理论计算结果与数值计算结果对比（表5）。计算结果表明，理论计算结果与数值计算结果十分接近，有限元计算模型较为合理。

表5 有限元计算与理论值对比

为分析管长与壁厚对轴压屈曲特性的影响，控制顶管直径保持不变，改变中继环间距和顶管壁厚，进行轴压作用下的屈曲模态分析，并获取轴压作用下的极限荷载。经过轴压作用下屈曲分析，可获得不同管长与壁厚下的屈曲模态，如图7所示。

图7 轴压荷载下管长与壁厚对屈曲模态影响

根据不同管长、壁厚情况下轴压屈曲模态分析结果，可以发现：从整体上来看，顶管在轴压作用下呈现出整体失稳的状态，这种整体失稳的危险性要高于围压作用下的局部失稳。

此外，管长对钢管在轴压作用下的屈曲模态有着较大的影响。管长较小时（50 m），钢管整体变形量较小；管长较大时（300 m），钢管整体变形量较大。管长越大，管节整体稳定性越差。

获取轴压状态下前几阶屈曲模态之后，将屈曲模态乘以缺陷因子作为初始缺陷代入弹塑性分析。令初始缺陷不大于1%D，可以获得不同顶管参数下围压极限承载值（表6）。

表6 不同顶管参数下管道围压极限承载值单位：kN

由表6可知，在中继环间距比较小，顶管壁厚比较大的情况下，顶管的轴压极限承载力比较大，随着中继环间距变大，壁厚变小，顶管的轴压极限承载力下降。尤其是管长较长时，会造成极限承载力较理论值出现较大的下降的情况。在管长200 m情况下，壁厚20 mm管节的轴压极限承载力相较于壁厚24 mm管节下降20%。

3.3摩阻力作用下钢管屈曲特性

考虑在实际工程中，可能存在部分管节泥浆减阻效果不良的情况，需分析摩阻力对于顶管屈曲特性的影响。为模拟该工况，首先在顶管的周围施加均布围压，然后将围压p与摩擦因数μ相乘，得到施加在顶管的切向的摩阻力。

通过Abaqus的模态分析模块，可以获得钢管在不同摩擦因数μ作用下的前3阶屈曲模态，如图8所示。

图8 不同摩擦因数μ作用下的屈曲模态

由计算结果可知，在摩擦因数μ较小（0.1）的情况下，顶管在摩阻力及围压共同作用下呈现出部分屈曲特性，与纯围压状态下屈曲模态相似；在摩擦因数μ较大（0.2）的情况下，顶管在摩阻力以及围压的共同作用下呈现出整体失稳的趋势，与轴压作用下屈曲模态相似。

4 超长顶管屈曲失效控制措施

4.1屈曲预防措施

根据上文分析，从如下方面给出建议预防措施。

1）围压：可在顶管外壁布设围压监测装置，当监测到围压有剧烈地上升或者下降的时候，应暂缓施工，尽量让围压恢复至正常水平后重启顶进。

2）管长：适当减小中继环间距，可有效提高管节的极限承载力。

3）注浆减阻：若由于顶管机外壳和管道外径间隙或由于大幅度纠偏引起的空隙未及时被触变泥浆填充，将会造成地层损失，并引发围压降低，导致承载力降低。可通过同步注浆使管节外周形成完整的泥浆套，减少土体扰动以防止管节围压大幅变化。同时加强对注浆效果的监测，当监测到顶进阻力过大或者围压大幅变化时，应及时检查注浆情况并改善注浆效果。

4）纠偏：应尽量避免较大角度的纠偏操作，使管节发展出较大的偏移量，控制土体间隙的产生。