長距離鋼頂管屈曲失效機制與穩定分析及控制措施研究

劉桂榮

上海市基礎工程集團有限公司 上海 200436

隨著我國經濟發展和城市化進程的推進，長距離頂管工藝在市政工程中應用日益增多。其中鋼頂管因其耐久性長、受力性能好，應用廣泛。但由于其自身為薄壁結構，在頂距不斷加長、口徑日趨增大、施工環境愈加復雜的工況下，施工技術難度和風險也顯著增加[1-2]。近年來，鋼頂管受力變形或局部失穩破壞引發的工程事故時有發生。如2009年6月10日，海口白沙門污水處理廠擴建工程排海鋼頂管突然出現透水事故，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過程中發生管道屈曲事故，管道底部隆起變形達0.6 m。工程事故的不斷發生，也使工程業界認識到：復雜環境中長距離鋼頂管的屈曲特性分析是設計施工中必須充分考慮的重要環節之一。

鑒于目前鋼頂管屈曲問題研究滯后于工程實踐的發展，很大程度上限制了長距離鋼頂管技術進一步發展。因此，開展長距離鋼頂管的受力特性及理論分析研究，提高鋼頂管在復雜環境下施工的安全性和經濟性，具有重要的經濟效益及社會效益。本文針對鎮江大港水廠一期取水工程超長距離頂管頂進過程中的屈曲穩定問題，利用Abaqus有限元計算軟件的Buckle分析模塊進行摩擦因數等因素影響規律的研究，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

鎮江大港水廠一期取水工程位于鎮江新區長江沿岸，江心汽渡祝趙路旁，取水主管道采用頂管工藝施工，從江心取水至場內泵房井，廠內處理后經后續管道輸送供水。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碳素結構鋼，壁厚22 mm，水艙涂料防腐兩底兩面。全線標高－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

隨著頂管施工頂進長度的不斷增大，相應的頂管側壁所承受的摩阻力也不斷增長，導致頂進困難的情況。往往采取合理布置中繼環的技術措施，降低后座頂力需求值，保證頂管順利進行。本工程鋼頂管共布置了8個中繼環，其分布情況如圖1所示。

圖1 工具管及中繼環布置示意

2 數值模擬方法

2.1計算假定

為簡化長距離鋼頂管施工過程中的復雜受力情況，降低建模難度及計算時間，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，僅考慮相鄰兩個中繼環之間的管段。

2.2計算模型

2.2.1 模型尺寸

根據上文數據，本工程中兩個相鄰中繼環間距在180～220 m之間，因此本文分析時設定管節長度200 m。鋼頂管穩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。根據分析的不同問題，通過面力將相應荷載施加至頂管。

由于中繼環剛度大，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個方向位移，另一端約束環向及徑向位移，如圖2所示。

圖2 鋼頂管邊界條件示意

2.2.3 網格劃分

由于鋼頂管徑厚比D/t＝82，即厚度方向尺寸遠小于其他方向（鋼管軸向和環向），沿厚度方向的應力變化可忽略。因此，采用四邊形四節點S4殼單元模擬鋼頂管結構。為保證計算結果精確，網格劃分時采用較小網格尺寸（0.1 m），如圖3所示。

圖3 網格劃分

2.2.4 計算參數

采用Q235B鋼參數作為計算基本參數，具體參數為：彈性模量E＝210 GPa，泊松比v＝0.3，屈服應力σcr＝235 MPa。

2.3計算過程

對鋼頂管穩定分析計算步驟為：

1）進行管道的特征值屈曲計算（buckle分析步），得到管道有可能發生的屈曲模態。

2）將模態乘以某一特定比例因子，以初始缺陷形式代入鋼管，進行彈塑性分析（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 模態分析

當鋼管埋深較大時，鋼管與土體之間發生較大協調變形。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的模態分析模塊，可獲得鋼管的前5階屈曲模態。將前5階模態乘以相應的缺陷因子代入模型后，進行彈塑性分析，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]進行計算：

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。

理論計算結果與數值計算結果對比見表3。計算結果表明，理論計算結果與數值計算結果十分接近，有限元計算模型較為合理。

表3 有限元計算與理論值對比

3.1.2 管長與壁厚影響

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

經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，如圖5所示。可以發現，在不同管長、壁厚情況下獲取的屈曲模態圖形狀比較相似，呈現出局部屈曲的特點，屈曲的位置靠近管節的中段。

圖5 均布圍壓下管長與壁厚對屈曲模態影響

獲取了圍壓狀態下前幾階屈曲模態之后，將屈曲模態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，當管長較小、壁厚較大時，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管節的圍壓極限承載力相較于壁厚24 mm管節下降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的模態分析模塊，可獲得鋼管的前5階屈曲模態。將前5階模態乘以相應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。理論上對于均布軸向作用下圓柱殼體的屈曲壓力可以用式（2）[9]進行計算：

將理論計算結果與數值計算結果對比（表5）。計算結果表明，理論計算結果與數值計算結果十分接近，有限元計算模型較為合理。

表5 有限元計算與理論值對比

為分析管長與壁厚對軸壓屈曲特性的影響，控制頂管直徑保持不變，改變中繼環間距和頂管壁厚，進行軸壓作用下的屈曲模態分析，并獲取軸壓作用下的極限荷載。經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，如圖7所示。

圖7 軸壓荷載下管長與壁厚對屈曲模態影響

根據不同管長、壁厚情況下軸壓屈曲模態分析結果，可以發現：從整體上來看，頂管在軸壓作用下呈現出整體失穩的狀態，這種整體失穩的危險性要高于圍壓作用下的局部失穩。

此外，管長對鋼管在軸壓作用下的屈曲模態有著較大的影響。管長較小時（50 m），鋼管整體變形量較小；管長較大時（300 m），鋼管整體變形量較大。管長越大，管節整體穩定性越差。

獲取軸壓狀態下前幾階屈曲模態之后，將屈曲模態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下圍壓極限承載值（表6）。

表6 不同頂管參數下管道圍壓極限承載值單位：kN

由表6可知，在中繼環間距比較小，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，會造成極限承載力較理論值出現較大的下降的情況。在管長200 m情況下，壁厚20 mm管節的軸壓極限承載力相較于壁厚24 mm管節下降20%。

3.3摩阻力作用下鋼管屈曲特性

考慮在實際工程中，可能存在部分管節泥漿減阻效果不良的情況，需分析摩阻力對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μ相乘，得到施加在頂管的切向的摩阻力。

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

圖8 不同摩擦因數μ作用下的屈曲模態

由計算結果可知，在摩擦因數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出部分屈曲特性，與純圍壓狀態下屈曲模態相似；在摩擦因數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出整體失穩的趨勢，與軸壓作用下屈曲模態相似。

4 超長頂管屈曲失效控制措施

4.1屈曲預防措施

根據上文分析，從如下方面給出建議預防措施。

1）圍壓：可在頂管外壁布設圍壓監測裝置，當監測到圍壓有劇烈地上升或者下降的時候，應暫緩施工，盡量讓圍壓恢復至正常水平后重啟頂進。

2）管長：適當減小中繼環間距，可有效提高管節的極限承載力。

3）注漿減阻：若由于頂管機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被觸變泥漿填充，將會造成地層損失，并引發圍壓降低，導致承載力降低。可通過同步注漿使管節外周形成完整的泥漿套，減少土體擾動以防止管節圍壓大幅變化。同時加強對注漿效果的監測，當監測到頂進阻力過大或者圍壓大幅變化時，應及時檢查注漿情況并改善注漿效果。

4）糾偏：應盡量避免較大角度的糾偏操作，使管節發展出較大的偏移量，控制土體間隙的產生。

4.2屈曲后補救措施

一旦出現了頂管局部失穩的問題，就應當對發生屈曲的部位進行補救，防止屈曲的進一步發生。在荷載不易改變的情況下，增加管節的局部剛度則可以控制管節的進一步變形。

為提升管節的局部剛度可采用加勁肋，如圖9所示。

圖9 縱向加勁肋、環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形成閉口的截面梁。在布置環向加勁肋時，肋間距通常可以在1～2倍頂管直徑之間選擇[10]。

對于本工程，由于管節長度較大，在變形較大區域采用正交加勁肋效果更好。

此外，還可以在變形較大區段采用豎向工字鋼支撐來提升管節局部剛度。

本工程中管節直徑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置弧形鋼板，分散壓力，防止在高圍壓狀態下工字鋼的支撐力對頂管本身造成結構性破壞（圖10）。

圖10 豎向工字鋼支撐

5 結語

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

1）均布圍壓荷載作用下鋼頂管呈現出局部屈曲的特點，屈曲位置靠近管節中段。在中繼環間距較小，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階屈曲模態表明，頂管在軸壓作用下呈現出整體失穩的狀態，其危險性高于圍壓作用下的局部失穩狀態。當中繼環間距較小，頂管壁厚較大時，頂管的軸壓極限承載力較大，且隨著中繼環間距變大、壁厚變小而下降，尤其是管長較長時，極限承載力較理論值出現較大的下降。

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

4）注漿減阻能有效預防鋼頂管局部屈曲。若局部屈曲已經發生，則應當及時采用設置縱向加勁肋、環向加勁肋、正交加勁肋以及豎向工字鋼支撐等手段，防止屈曲進一步發展。