海上桩基施工对邻近既有污水管道的影响

2022-10-16张海顺周冠南蒋小金唐友刚

土木工程与管理学报 2022年4期

张海顺，周冠南，蒋小金，唐友刚

(1. 天津大学建筑工程学院，天津 300350; 2. 中国铁建大桥工程局集团有限公司，天津 300300)

在施工澳氹第四条跨海大桥(以下简称澳氹四桥)的北栈桥和主桥边跨临时支架钢管桩基时，其钢管桩邻近澳门市政既有海中污水管道。桥梁桩基施工的振动冲击荷载会对周围建(构)筑物造成一定的不利影响，特别是距离钢管桩基较近的污水管道，如果在钢管桩基施工过程中未对钢管桩振动下沉加以控制，有可能对污水管道产生损伤。一旦发生污水管道泄露，将会造成难以挽回的经济损失。因此，有必要探究桩基施工对邻近既有污水管道的影响。

考虑到桩基冲击振动施工、海上水文地质条件、污水管道埋深深度等因素，采用现场试验的方法研究管道的受振响应问题难以实现，一些学者大多采用数值模拟的方法解决此类问题：黄延琦[1]为确定海底管道在沉桩振动条件下的振动控制速度和土体侧向位移控制标准，确定可通过建立数值损伤模型来分析沉桩振动对海底管道安全运行产生的影响；宋春生等[2]在结合分析国内的爆破振动、机械振动、抗震设防等级及《桩基工程手册》和国外瑞士的振动安全判据标准的基础上，分析了冲击钻孔振动对埋地管道影响的安全判据；张龙等[3]研究表明埋地管道周边质点振动速度峰值和管道位移这两个因素对埋地管道的影响最为直接显著，在此基础上提出了实际工程条件下近海埋地管道在沉桩振动施工下的安全控制标准。

澳氹四桥结构设计和施工按照招标文件要求优先采用港澳当地标准[4]，但是澳门地区没有正式颁布有关污水管道受振的相关安全控制标准，在工程初期确定合理的振动安全判据，采取优化的控制手段和有效的安全监测手段，对确保污水管道的安全运行具有重要意义，因此需要进行相关研究以确保污水管道的安全运行。

1 工程概况

1.1 相互位置关系

澳氹四桥由北向南依次是A区互通和口岸立交、北引桥、主桥、南引桥和E区口岸立交。在北引桥N1-G1栈桥施工时，根据施工方案、地质与物探勘察报告，发现栈桥钢管桩与既有污水管道临近，以最近的编号为G7-3钢管桩为例，该钢管桩与污水管道轴心距离为8872 mm。北引桥栈桥施工完成后一段时间，施工主桥边跨支架钢管桩，以最近的编号为L1-6钢管桩为例，该钢管桩与污水管道轴心距离为7183 mm。

污水管道采用Q235C钢材，直径为1800 mm，壁厚16 mm，底标高-6.0 m，位于碎石层中。碎石层两侧为碎石混合料，其上为压顶块石100～150 kg，污水管道其下为厚度2 m的回填砂。污水管道和回填土均位于淤泥层中。北栈桥钢管桩直径为800 mm，壁厚为10 mm，底标高为-25.0 m。主桥边跨支架钢管桩直径为1200 mm，壁厚为14 mm，底标高为-55.0 m。钢管桩与污水管道的相互位置平面和立面关系见图1,2所示。污水管道与两种钢管桩空间不在一个平面内，为了建模分析方便，将三者置于一个2D模型中，设定好轴心距离保证2D模型分析三者的相互影响与3D模型吻合。

图1 钢管桩和既有污水管道的平面位置关系/mm

图2 钢管桩施工和既有污水管道的立面关系/mm

1.2 水文地质条件

根据地质勘察报告，钢管桩和污水管道周围土体的水文地质条件见表1所示。

表1 水文地质参数

1.3 施工方法和机械设备

根据施工要求，包括吃水深度、船舶稳定、走锚可能性、锚缆布置、抗风浪性能、起吊能力、桩架

高度等确定打桩船。此外根据吊桩钩的吊重、龙口、倾斜机构确定打桩机械设备。选用两类振动锤(YC-8，ICE 44B)的技术参数见表2所示。

表2 振动锤技术参数

北栈桥G7-3钢管桩施工分为3个阶段：第1阶段为钢管桩的静压沉桩，采用YC-8液压振动锤持续静压至无法继续静压下沉；第2阶段为钢管桩的重锤低击过程，采用YC-8液压振动锤施工，此过程冲击能力为16 kN·m，冲击频率为低频30 bpm(0.5 Hz)，工作行程定为200 mm，小于最大行程1500 mm；第3阶段为钢管桩的液压振动下沉直至施工结束的过程，采用ICE 44B 液压振动锤施工，此过程的激振力为1845 kN，振动频率控制为300 vpm(5 Hz)，小于最大频率1800 vpm(30 Hz)。

主桥边跨支架L1-6钢管桩施工分为两个阶段：第1阶段为钢管桩的静压过程，采用YC-8液压振动锤持续静压至无法继续静压下沉；第2阶段为钢管桩的重锤低击直至施工完成的过程，采用YC-8液压振动锤施工，此过程冲击能力为16 kN·m，工作行程为200 mm，冲击频率为低频30 bpm(5 Hz)。

2 控制标准和安全判据

2.1 国内外各行业相关标准规范参考

目前国内外在桩基冲击钻孔振动对污水管道产生的影响方面并无相应的标准或规范，遇到此类问题时，工程一般处理方法是参考相近规范进行类推来确定影响。相近规范归纳起来有：

(1)GB 6722—2014《爆破安全规程》[5]

一些工程在具体评价强夯类冲击振动环境影响时，基本都参照此规程中的相关规定。然而，桩基振动下沉和爆破振动存在差异，爆破振动速度快且是瞬时的，桩基振动下沉速度慢且是持续的。因此，不能直接将爆破振动安全判据作为桩基振动下沉的安全判据。

(2)JB 16—2000《机械工程环境保护设计规定》

有些工程按照机械振动的相关规定来作为施工冲击振动的安全判据[6]。规定中提出对于有保护价值或对振动特别敏感的建筑，振源频率在10～60 Hz范围内，其影响建筑物正常使用的振动速度限值为3～5 mm/s。

(3)瑞士标准SN 640312—1992

瑞士标准中振动允许值按照质点峰值振动速度来选取，标准中明确规定了施工振动对埋地管线的安全判据为，在考虑频率为10～60 Hz的情况下振动速度限制范围为8～12 mm/s。

(4)前联邦德国标准DIM 4150—1999

根据建筑物对振动的灵敏性将其分为3类，并对每类建筑物给出了振动速度上限对卓越频率的函数曲线。在受连续振动的情况下，Ⅰ类(商业建筑、工业建筑等)、Ⅱ类(住宅、公寓等)、Ⅲ类(对振动特别敏感的建筑物和具有一定保护等级的历史性古建筑物)其影响建筑物正常使用的振动速度限值分别为10，5，2.5 mm/s。

(5)日本专家归纳的建筑物容许振动限界

日本专家对一些研究者提出的建筑物振动允许界限进行了归纳，在振动速度作为振动评价指标的情况下，建筑物基本没有损坏的要求下振动速度允许值为5 mm/s，可有轻微损坏的要求下振动速度允许值为10 mm/s。

(6)香港地区标准PNAP APP137

根据香港屋宇署颁布的认可人士、注册结构工程师及注册岩土工程师作业备考PNAP APP137 标准中，因打桩和类似操作而引起的振动量度和建议的经地下传送振动限度中规定：“对于因打桩工程引起的经地下传送震动对相邻构筑物的影响，须以粒子移动最高速度的最大值评估。而粒子移动最高速度的最大值，须以有关构筑物从地面水平所量度的三维直角轴线上的粒子移动最高速度估计。”粒子移动最高速度的最大值指引数值如表3所示。

表3 粒子移动最高速度的最大值指引数值 mm/s

同时也规定了因打桩和类似操作导致地面沉降的建议限度“AAA值”如表4所示。

表4 因打桩和类似操作导致地面沉降的建议限度

表4中“AAA值”在工程中的具体含义如下：以总沉降量u为例，当u<12 mm时，不触发预警，可不做处理；当12 mm≤u<18 mm时，触发预警，需做好相应的准备和应急方案；当18 mm≤u<25 mm时，触发警报，需局部停工，重点监测，调整施工方案；当u≥25 mm时，暂停一切相关工作，确认危险解决后方可恢复施工。

2.2 安全判据的适用选取

在控制建筑物施工振动的影响中，首先应确定保护对象的允许振动值，即安全判据[7]。目前对海上沉桩振动破坏的理论研究还不充分，尚无适用的安全标准。虽然国内外目前已颁布实施了一些技术规范或法规，但它们是对实际工作状态的振动进行测量或做调查统计分析的结果，并不是通过较为严密的理论分析而得出的真正的允许振动[8]。

考虑到桩基冲击钻孔振动与爆破振动的不同，用《爆破安全规程》中的安全振速作为桩基冲击钻孔振动的安全判据欠合理；同时考虑到冲击钻孔振动与机械振动也有不同，用《机械工程环境保护设计规定》中的规定作为安全判据也欠妥。

定量评价施工振动对建(构)筑物的影响，目前较广泛采用的是质点峰值振速，如前文所述瑞士、前联邦德国、日本和香港地区均采用该指标。此外国内外的工程实践表明，质点峰值振速与建(构)筑物的破坏程度相关性最好，所以在衡量建(构)筑物的振动效应时，国内外绝大多数采用质点峰值振速作为控制标准[9]。

通过有关专家进行的施工风险预评估工作，确定澳氹四桥钢管桩施工对邻近污水管道施工影响的安全判据为质点峰值振速，以最与实际接近的香港地区标准作为参考，对于重锤低击过程中控制海床地基质点峰值振速为7.5 mm/s，对于振动沉桩过程中控制海床地基质点峰值振速为3 mm/s，污水管道位移控制值为12 mm作为补充。由此可知，只要控制海床地基峰值振速在安全范围内，即可保证污水管道的安全。

3 仿真分析

3.1 有限元分析模型

针对钢管桩周围现场工程地质条件，污水管道在纵向相当于无限长，因此可以将该问题简化为平面应变问题，采用二维平面模型。同时在回填土条件下，污水管道周围土压力都处于非极限状态，钢管桩施工引起的塑性区相对选取的土体范围较小，污水管道、钢管桩和周围岩土均考虑采用线性模型。

模型计算域内包括污水管道、钢管桩、周围岩土3种材料。有限元分析模型按照实际条件进行建模分析。对研究范围的岩土体进行均质连续单一性简化，不考虑岩土内部裂隙及弱面的影响。

为使3种材料单元形成耦合，模型采用ALE算法，管道、钢管桩和岩土层划分为Lagrange网格，对管道和钢管桩进行网格细化加密，岩土层网格相对稀疏，保证其应力应变的精确模拟。

文献[10]对于充水(满水)管道和无水空管的振动情况进行了数值模拟分析，其中对于充水状态的管道与水之间采用流固耦合算法。在同等规模的振动作用下，管道的质点振动传播特征基本一致。充水(满水)状态相比空管状态，由于水增大了管道重量并且对于耗能减振的影响，充水管道的变形量、质点振动速度有所降低，管道中水的存在对管道的抗振起到积极作用，充水管道的抗变形能力更强，稳定性更高。因此分析时按照最不利的影响，将空管状态作为分析状态。

3.2 边界条件

考虑打桩引起的振动随着离桩距离增大而减小，为了消除端部效应影响，模型计算宽度取60 m，深度方向取70 m。模型中除顶面为自由边界，土体两侧和底部利用弹簧和阻尼设定为无反射边界，以较为真实模拟振动在土体间的传递。

为真实反映污水管道和钢管桩与土体间的接触特性，将管道与土体接触部分设置为自动点点接触。污水管道建成已超过10年，按照污水管线与周围土体共节点进行分析。钢管桩为新建构件，按照钢管桩与周围土体建立摩擦单元进行分析。

3.3 荷载形式

在有限元模型中，对于满足不可压缩的非线性连续性流体的海水建模分析较为困难，海水单元网格受振后将产生严重的畸变, 进而导致数值计算无法正常进行，最终导致收敛失败。对于低速流动范畴的海水，有水模型与无水模型相比，对海床以下结构和土体无明显差异。通过建立无水模型和施加均布下压力进行地应力平衡分析，将海床以下结构和土体达到有应力无位移的状态，以便分析桩基施工对邻近结构和土体的影响。

重锤低击状态下，冲击荷载在冲击过程中按正弦函数变化，采用瞬态动力学计算方法模拟重锤低击钢管桩施工中的冲击荷载对既有污水管道产生的影响。

振动沉桩状态下，桩锤利用激振器沿桩柱的铅垂力方向能产生正弦波规律变化的激振力。采用瞬态动力学计算方法，按照施工时间时长进行动力时程分析，荷载按照正弦正半周期进行施加。在施工主桥边跨支架钢管桩完成的工况下有限元分析模型见图3所示，管壁内为钝化的土体单元。

图3 有限元分析模型

4 分析结果

4.1 施工过程对污水管道的影响及安全判断

为了研究北栈桥钢管桩G7-3和主桥边跨支架钢管桩L1-6先后施工下沉过程对既有污水管道水平和竖向变形的变化情况，将两钢管桩以每下沉5 m为一工况点，其下沉过程见表5所示。污水管道水平和竖向位移变化见图4，5所示。结合表3、图4,5可以看出，钢管桩的水平和竖向位移均小于12 mm，经计算其矢量位移和同样小于12 mm，满足安全判据要求。

表5 钢管桩施工下沉工况

由于冲击振动荷载的方向向下，对岩土地基的冲击能力主要在竖向方向耗散，而对管道的影响比较大的是水平方向的冲击能。水平和竖向位移最大值均出现在钢管桩底部打入与污水管道距离最近的工况，即两钢管桩下沉-5 m(工况1和工况6)。随着钢管桩施工入土深度的增加，其对管道的影响逐渐减小。由图4，5可以看出，沉桩过程对污水管道的位移影响为竖向位移为主，水平位移相对较小。桩基施工时，管道正下方处于迎振面，管道正上方处于背振面。迎振面直面振动，其位移要比背振面大。

图4 管道正上/正下节点水平位移随钢管桩施工变化曲线

图5 管道左侧/后侧节点竖向位移随钢管桩施工变化曲线

4.2 污水管道质点峰值振速分析

根据实际工况下的数值计算模型，按照最不利情况考虑选取上述模型中污水管道作为研究截面，以该管道壁16个质点以及质点所在的单元为研究对象如图6所示。

图6 管道截面质点示意

为了研究管道截面单元质点的振动特点，现针对管道上各质点的合振速及质点所在单元应力，分析其在管道截面的分布规律。以工况1和工况6为例，管道质点峰值振速如图7所示，管道截面单元应力见图8所示。

图7 管道截面合振速分布

图8 管道截面应力增量分布

由图7，8可知，实际施工工况下，管道截面最大振动速度出现在质点A13处，合振速峰值2.85 mm/s，小于限制值3 mm/s。水下管道为钢管，材质为Q235C，全线铺设于回填砂上的碎石层中，不存在海水冲刷而出现的管道悬浮状态，管道本身整体应力水平很低。压力管道截面应力增量峰值出现在A13点，应力增加量8.34 MPa，对于管道无明显影响。由上述分析可知，污水管道质点振动速度和单元应力增量峰值均发生在迎振侧底部。

此外，在振动沉桩过程中，污水管道截面质点振速表现为底部最大、中部次之、顶部最小的特征。管道迎振面有应力增量大于背振面应力增量，且大小分布规律与质点峰值振速相似。

4.3 海床质点峰值振速与管道质点峰值振速的关系

由于污水管道位于海床下的回填碎石中，在钢管桩施工过程中较难对邻近污水管道本体进行直接的振动监测，因此为了实现对管道质点峰值振速进行有效的监测，找到一种便于应用于工程实际的管道受振质点峰值振速预测方法至关重要。

选取实际工况下管道截面对于钢管桩施工的迎振侧质点A13(管道底质点)与管道正上方海床质点B13为研究对象如图6所示。管道截面迎振质点峰值振速与其正上方海床质点峰值振速分布见图9所示。

图9 管道截面峰值振速和正上方海床质点振速分布

由图9可知，管道正上方海床质点B13振速vc小于管道质点A13振速vp，两者均呈现出随着激振力的增加，质点峰值振速增加的规律。管道质点A13与其正上方海床质点B13振速具有相互对应的关系，海床质点B13振速在一定程度上可以反映其在正下方管道截面质点A13的振动速度特征。根据数值模拟分析找到管道截面A13振动速度与其正上方海床B13振动速度相互关系如图10所示。

图10 管道截面底部质点与正上方海床质点峰值振速关系拟合

由此，得到对应相关关系式(1)如下：

vp=1.1464vc+0.0055

(1)

式中:vp为管道A13质点峰值振速；vc为正上方海床B13质点峰值振速。根据前文振动控制条件，对于振动沉桩过程海床地基质点峰值振速控制值为3 mm/s，代入式(1)可获得管道截面质点峰值振速允许值为3.44 mm/s。通过桩基施工过程的现场监测，确保海床地基质点振动速度在允许范围内，进而确保污水管道安全。