海上樁基施工對鄰近既有污水管道的影響

張海順， 周冠南， 蔣小金， 唐友剛

(1. 天津大學 建筑工程學院， 天津 300350; 2. 中國鐵建大橋工程局集團有限公司， 天津 300300)

在施工澳氹第四條跨海大橋(以下簡稱澳氹四橋)的北棧橋和主橋邊跨臨時支架鋼管樁基時，其鋼管樁鄰近澳門市政既有海中污水管道。橋梁樁基施工的振動沖擊荷載會對周圍建(構)筑物造成一定的不利影響，特別是距離鋼管樁基較近的污水管道，如果在鋼管樁基施工過程中未對鋼管樁振動下沉加以控制，有可能對污水管道產生損傷。一旦發生污水管道泄露，將會造成難以挽回的經濟損失。因此，有必要探究樁基施工對鄰近既有污水管道的影響。

考慮到樁基沖擊振動施工、海上水文地質條件、污水管道埋深深度等因素，采用現場試驗的方法研究管道的受振響應問題難以實現，一些學者大多采用數值模擬的方法解決此類問題：黃延琦[1]為確定海底管道在沉樁振動條件下的振動控制速度和土體側向位移控制標準，確定可通過建立數值損傷模型來分析沉樁振動對海底管道安全運行產生的影響；宋春生等[2]在結合分析國內的爆破振動、機械振動、抗震設防等級及《樁基工程手冊》和國外瑞士的振動安全判據標準的基礎上，分析了沖擊鉆孔振動對埋地管道影響的安全判據；張龍等[3]研究表明埋地管道周邊質點振動速度峰值和管道位移這兩個因素對埋地管道的影響最為直接顯著，在此基礎上提出了實際工程條件下近海埋地管道在沉樁振動施工下的安全控制標準。

澳氹四橋結構設計和施工按照招標文件要求優先采用港澳當地標準[4]，但是澳門地區沒有正式頒布有關污水管道受振的相關安全控制標準，在工程初期確定合理的振動安全判據，采取優化的控制手段和有效的安全監測手段，對確保污水管道的安全運行具有重要意義，因此需要進行相關研究以確保污水管道的安全運行。

1 工程概況

1.1 相互位置關系

澳氹四橋由北向南依次是A區互通和口岸立交、北引橋、主橋、南引橋和E區口岸立交。在北引橋N1-G1棧橋施工時，根據施工方案、地質與物探勘察報告，發現棧橋鋼管樁與既有污水管道臨近，以最近的編號為G7-3鋼管樁為例，該鋼管樁與污水管道軸心距離為8872 mm。北引橋棧橋施工完成后一段時間，施工主橋邊跨支架鋼管樁，以最近的編號為L1-6鋼管樁為例，該鋼管樁與污水管道軸心距離為7183 mm。

污水管道采用Q235C鋼材，直徑為1800 mm，壁厚16 mm，底標高-6.0 m，位于碎石層中。碎石層兩側為碎石混合料，其上為壓頂塊石100～150 kg，污水管道其下為厚度2 m的回填砂。污水管道和回填土均位于淤泥層中。北棧橋鋼管樁直徑為800 mm，壁厚為10 mm，底標高為-25.0 m。主橋邊跨支架鋼管樁直徑為1200 mm，壁厚為14 mm，底標高為-55.0 m。鋼管樁與污水管道的相互位置平面和立面關系見圖1,2所示。污水管道與兩種鋼管樁空間不在一個平面內，為了建模分析方便，將三者置于一個2D模型中，設定好軸心距離保證2D模型分析三者的相互影響與3D模型吻合。

圖1 鋼管樁和既有污水管道的平面位置關系/mm

圖2 鋼管樁施工和既有污水管道的立面關系/mm

1.2 水文地質條件

根據地質勘察報告，鋼管樁和污水管道周圍土體的水文地質條件見表1所示。

表1 水文地質參數

1.3 施工方法和機械設備

根據施工要求，包括吃水深度、船舶穩定、 走錨可能性、錨纜布置、抗風浪性能、起吊能力、樁架

高度等確定打樁船。此外根據吊樁鉤的吊重、龍口、傾斜機構確定打樁機械設備。選用兩類振動錘(YC-8，ICE 44B)的技術參數見表2所示。

表2 振動錘技術參數

北棧橋G7-3鋼管樁施工分為3個階段：第1階段為鋼管樁的靜壓沉樁，采用YC-8液壓振動錘持續靜壓至無法繼續靜壓下沉；第2階段為鋼管樁的重錘低擊過程，采用YC-8液壓振動錘施工，此過程沖擊能力為16 kN·m，沖擊頻率為低頻30 bpm(0.5 Hz)，工作行程定為200 mm，小于最大行程1500 mm；第3階段為鋼管樁的液壓振動下沉直至施工結束的過程，采用ICE 44B 液壓振動錘施工，此過程的激振力為1845 kN，振動頻率控制為300 vpm(5 Hz)，小于最大頻率1800 vpm(30 Hz)。

主橋邊跨支架L1-6鋼管樁施工分為兩個階段：第1階段為鋼管樁的靜壓過程，采用YC-8液壓振動錘持續靜壓至無法繼續靜壓下沉；第2階段為鋼管樁的重錘低擊直至施工完成的過程，采用YC-8液壓振動錘施工，此過程沖擊能力為16 kN·m，工作行程為200 mm，沖擊頻率為低頻30 bpm(5 Hz)。

2 控制標準和安全判據

2.1 國內外各行業相關標準規范參考

目前國內外在樁基沖擊鉆孔振動對污水管道產生的影響方面并無相應的標準或規范，遇到此類問題時，工程一般處理方法是參考相近規范進行類推來確定影響。相近規范歸納起來有：

(1)GB 6722—2014《爆破安全規程》[5]

一些工程在具體評價強夯類沖擊振動環境影響時，基本都參照此規程中的相關規定。然而，樁基振動下沉和爆破振動存在差異，爆破振動速度快且是瞬時的，樁基振動下沉速度慢且是持續的。因此，不能直接將爆破振動安全判據作為樁基振動下沉的安全判據。

(2)JB 16—2000《機械工程環境保護設計規定》

有些工程按照機械振動的相關規定來作為施工沖擊振動的安全判據[6]。規定中提出對于有保護價值或對振動特別敏感的建筑，振源頻率在10～60 Hz范圍內，其影響建筑物正常使用的振動速度限值為3～5 mm/s。

(3)瑞士標準SN 640312—1992

瑞士標準中振動允許值按照質點峰值振動速度來選取，標準中明確規定了施工振動對埋地管線的安全判據為，在考慮頻率為10～60 Hz的情況下振動速度限制范圍為8～12 mm/s。

(4)前聯邦德國標準DIM 4150—1999

根據建筑物對振動的靈敏性將其分為3類，并對每類建筑物給出了振動速度上限對卓越頻率的函數曲線。在受連續振動的情況下，Ⅰ類(商業建筑、工業建筑等)、Ⅱ類(住宅、公寓等)、Ⅲ類(對振動特別敏感的建筑物和具有一定保護等級的歷史性古建筑物)其影響建筑物正常使用的振動速度限值分別為10，5，2.5 mm/s。

(5)日本專家歸納的建筑物容許振動限界

日本專家對一些研究者提出的建筑物振動允許界限進行了歸納，在振動速度作為振動評價指標的情況下，建筑物基本沒有損壞的要求下振動速度允許值為5 mm/s，可有輕微損壞的要求下振動速度允許值為10 mm/s。

(6)香港地區標準PNAP APP137

根據香港屋宇署頒布的認可人士、注冊結構工程師及注冊巖土工程師作業備考PNAP APP137 標準中，因打樁和類似操作而引起的振動量度和建議的經地下傳送振動限度中規定：“對于因打樁工程引起的經地下傳送震動對相鄰構筑物的影響，須以粒子移動最高速度的最大值評估。而粒子移動最高速度的最大值，須以有關構筑物從地面水平所量度的三維直角軸線上的粒子移動最高速度估計。”粒子移動最高速度的最大值指引數值如表3所示。

表3 粒子移動最高速度的最大值指引數值 mm/s

同時也規定了因打樁和類似操作導致地面沉降的建議限度“AAA值”如表4所示。

表4 因打樁和類似操作導致地面沉降的建議限度

表4中“AAA值”在工程中的具體含義如下：以總沉降量u為例，當u<12 mm時，不觸發預警，可不做處理；當12 mm≤u<18 mm時，觸發預警，需做好相應的準備和應急方案；當18 mm≤u<25 mm時，觸發警報，需局部停工，重點監測，調整施工方案；當u≥25 mm時，暫停一切相關工作，確認危險解決后方可恢復施工。

2.2 安全判據的適用選取

在控制建筑物施工振動的影響中，首先應確定保護對象的允許振動值，即安全判據[7]。目前對海上沉樁振動破壞的理論研究還不充分，尚無適用的安全標準。雖然國內外目前已頒布實施了一些技術規范或法規，但它們是對實際工作狀態的振動進行測量或做調查統計分析的結果，并不是通過較為嚴密的理論分析而得出的真正的允許振動[8]。

考慮到樁基沖擊鉆孔振動與爆破振動的不同，用《爆破安全規程》中的安全振速作為樁基沖擊鉆孔振動的安全判據欠合理；同時考慮到沖擊鉆孔振動與機械振動也有不同，用《機械工程環境保護設計規定》中的規定作為安全判據也欠妥。

定量評價施工振動對建(構)筑物的影響，目前較廣泛采用的是質點峰值振速，如前文所述瑞士、前聯邦德國、日本和香港地區均采用該指標。此外國內外的工程實踐表明，質點峰值振速與建(構)筑物的破壞程度相關性最好，所以在衡量建(構)筑物的振動效應時，國內外絕大多數采用質點峰值振速作為控制標準[9]。

通過有關專家進行的施工風險預評估工作，確定澳氹四橋鋼管樁施工對鄰近污水管道施工影響的安全判據為質點峰值振速，以最與實際接近的香港地區標準作為參考，對于重錘低擊過程中控制海床地基質點峰值振速為7.5 mm/s，對于振動沉樁過程中控制海床地基質點峰值振速為3 mm/s，污水管道位移控制值為12 mm作為補充。由此可知，只要控制海床地基峰值振速在安全范圍內，即可保證污水管道的安全。

3 仿真分析

3.1 有限元分析模型

針對鋼管樁周圍現場工程地質條件，污水管道在縱向相當于無限長，因此可以將該問題簡化為平面應變問題，采用二維平面模型。同時在回填土條件下，污水管道周圍土壓力都處于非極限狀態，鋼管樁施工引起的塑性區相對選取的土體范圍較小，污水管道、鋼管樁和周圍巖土均考慮采用線性模型。

模型計算域內包括污水管道、鋼管樁、周圍巖土3種材料。有限元分析模型按照實際條件進行建模分析。對研究范圍的巖土體進行均質連續單一性簡化，不考慮巖土內部裂隙及弱面的影響。

為使3種材料單元形成耦合，模型采用ALE算法，管道、鋼管樁和巖土層劃分為Lagrange網格，對管道和鋼管樁進行網格細化加密，巖土層網格相對稀疏，保證其應力應變的精確模擬。

文獻[10]對于充水(滿水)管道和無水空管的振動情況進行了數值模擬分析，其中對于充水狀態的管道與水之間采用流固耦合算法。在同等規模的振動作用下，管道的質點振動傳播特征基本一致。充水(滿水)狀態相比空管狀態，由于水增大了管道重量并且對于耗能減振的影響，充水管道的變形量、質點振動速度有所降低，管道中水的存在對管道的抗振起到積極作用，充水管道的抗變形能力更強，穩定性更高。因此分析時按照最不利的影響，將空管狀態作為分析狀態。

3.2 邊界條件

考慮打樁引起的振動隨著離樁距離增大而減小，為了消除端部效應影響，模型計算寬度取60 m，深度方向取70 m。模型中除頂面為自由邊界，土體兩側和底部利用彈簧和阻尼設定為無反射邊界，以較為真實模擬振動在土體間的傳遞。

為真實反映污水管道和鋼管樁與土體間的接觸特性，將管道與土體接觸部分設置為自動點點接觸。污水管道建成已超過10年，按照污水管線與周圍土體共節點進行分析。鋼管樁為新建構件，按照鋼管樁與周圍土體建立摩擦單元進行分析。

3.3 荷載形式

在有限元模型中，對于滿足不可壓縮的非線性連續性流體的海水建模分析較為困難，海水單元網格受振后將產生嚴重的畸變, 進而導致數值計算無法正常進行，最終導致收斂失敗。對于低速流動范疇的海水，有水模型與無水模型相比，對海床以下結構和土體無明顯差異。通過建立無水模型和施加均布下壓力進行地應力平衡分析，將海床以下結構和土體達到有應力無位移的狀態，以便分析樁基施工對鄰近結構和土體的影響。

重錘低擊狀態下，沖擊荷載在沖擊過程中按正弦函數變化，采用瞬態動力學計算方法模擬重錘低擊鋼管樁施工中的沖擊荷載對既有污水管道產生的影響。

振動沉樁狀態下，樁錘利用激振器沿樁柱的鉛垂力方向能產生正弦波規律變化的激振力。采用瞬態動力學計算方法，按照施工時間時長進行動力時程分析，荷載按照正弦正半周期進行施加。在施工主橋邊跨支架鋼管樁完成的工況下有限元分析模型見圖3所示，管壁內為鈍化的土體單元。

圖3 有限元分析模型

4 分析結果

4.1 施工過程對污水管道的影響及安全判斷

為了研究北棧橋鋼管樁G7-3和主橋邊跨支架鋼管樁L1-6先后施工下沉過程對既有污水管道水平和豎向變形的變化情況，將兩鋼管樁以每下沉5 m為一工況點，其下沉過程見表5所示。污水管道水平和豎向位移變化見圖4，5所示。結合表3、圖4,5可以看出，鋼管樁的水平和豎向位移均小于12 mm，經計算其矢量位移和同樣小于12 mm，滿足安全判據要求。

表5 鋼管樁施工下沉工況

由于沖擊振動荷載的方向向下，對巖土地基的沖擊能力主要在豎向方向耗散，而對管道的影響比較大的是水平方向的沖擊能。水平和豎向位移最大值均出現在鋼管樁底部打入與污水管道距離最近的工況，即兩鋼管樁下沉-5 m(工況1和工況6)。隨著鋼管樁施工入土深度的增加，其對管道的影響逐漸減小。由圖4，5可以看出，沉樁過程對污水管道的位移影響為豎向位移為主，水平位移相對較小。樁基施工時，管道正下方處于迎振面，管道正上方處于背振面。迎振面直面振動，其位移要比背振面大。

圖4 管道正上/正下節點水平位移隨鋼管樁施工變化曲線

圖5 管道左側/后側節點豎向位移隨鋼管樁施工變化曲線

4.2 污水管道質點峰值振速分析

根據實際工況下的數值計算模型，按照最不利情況考慮選取上述模型中污水管道作為研究截面，以該管道壁16個質點以及質點所在的單元為研究對象如圖6所示。

圖6 管道截面質點示意

為了研究管道截面單元質點的振動特點，現針對管道上各質點的合振速及質點所在單元應力，分析其在管道截面的分布規律。以工況1和工況6為例，管道質點峰值振速如圖7所示，管道截面單元應力見圖8所示。

圖7 管道截面合振速分布

圖8 管道截面應力增量分布

由圖7，8可知，實際施工工況下，管道截面最大振動速度出現在質點A13處，合振速峰值2.85 mm/s，小于限制值3 mm/s。水下管道為鋼管，材質為Q235C，全線鋪設于回填砂上的碎石層中，不存在海水沖刷而出現的管道懸浮狀態，管道本身整體應力水平很低。壓力管道截面應力增量峰值出現在A13點，應力增加量8.34 MPa，對于管道無明顯影響。由上述分析可知，污水管道質點振動速度和單元應力增量峰值均發生在迎振側底部。

此外，在振動沉樁過程中，污水管道截面質點振速表現為底部最大、中部次之、頂部最小的特征。管道迎振面有應力增量大于背振面應力增量，且大小分布規律與質點峰值振速相似。

4.3 海床質點峰值振速與管道質點峰值振速的關系

由于污水管道位于海床下的回填碎石中，在鋼管樁施工過程中較難對鄰近污水管道本體進行直接的振動監測，因此為了實現對管道質點峰值振速進行有效的監測，找到一種便于應用于工程實際的管道受振質點峰值振速預測方法至關重要。

選取實際工況下管道截面對于鋼管樁施工的迎振側質點A13(管道底質點)與管道正上方海床質點B13為研究對象如圖6所示。管道截面迎振質點峰值振速與其正上方海床質點峰值振速分布見圖9所示。

圖9 管道截面峰值振速和正上方海床質點振速分布

由圖9可知，管道正上方海床質點B13振速vc小于管道質點A13振速vp，兩者均呈現出隨著激振力的增加，質點峰值振速增加的規律。管道質點A13與其正上方海床質點B13振速具有相互對應的關系，海床質點B13振速在一定程度上可以反映其在正下方管道截面質點A13的振動速度特征。根據數值模擬分析找到管道截面A13振動速度與其正上方海床B13振動速度相互關系如圖10所示。

圖10 管道截面底部質點與正上方海床質點峰值振速關系擬合

由此，得到對應相關關系式(1)如下：

vp=1.1464vc+0.0055

(1)

式中:vp為管道A13質點峰值振速；vc為正上方海床B13質點峰值振速。根據前文振動控制條件，對于振動沉樁過程海床地基質點峰值振速控制值為3 mm/s，代入式(1)可獲得管道截面質點峰值振速允許值為3.44 mm/s。通過樁基施工過程的現場監測，確保海床地基質點振動速度在允許范圍內，進而確保污水管道安全。

5 結 論

通過分析得到以下結論：

(1)初步探討了沖擊鉆孔施工振動對鄰近污水管道影響的安全判據。對于重錘低擊過程中控制海床地基質點峰值振速為7.5 mm/s，對于振動沉樁過程中控制海床地基質點峰值振速為3 mm/s，污水管道位移控制值為12 mm作為補充。

(2)運用二維平面應變問題建立污水管道 - 鋼管樁 - 周圍土體有限元模型，可以模擬分析鋼管樁施工對鄰近污水管道的影響，并且可以有效指導鋼管樁施工。根據分析結果，可通過調整鋼管樁施工技術措施來保證污水管道在施工期間的安全。

(3)在海中振動施工監測中，污水管道主要以豎向位移為主，而污水管道的應力與振速分布規律較為相似。因此，針對鄰近污水管道受鋼管樁施工的振動，主要監測管道上方海床的豎向振動速度。管道質點峰值振速大于海床質點峰值振速，兩者存在線性關系，根據公式可由海床質點峰值振速預測出管道質點峰值振速。