静压桩对邻近埋地管道性能影响的数值分析

王嘉勇,肖成志,2,何晨曦

(1.河北工业大学土木与交通学院,天津 300401; 2.河北工业大学河北省土木工程技术研究中心,天津 300401)

输水和油气埋地管道的正常运行事关重要,然而,伴随着城市化建设的快速发展,在人口居住密集的大、中城市土地紧张,大量建筑工程被迫在埋地管道邻近施工,如基坑开挖和打桩施工,这些都给既有埋地管道带来了重大安全隐患[1-2].因此,研究人员关注的焦点集中到邻近管道施工对其安全的影响,如静压沉桩对邻近埋地管道性能影响,该类施工过程和管土间相互作用都是非常复杂的问题.近年来,数值模拟法因其能较为全面地考虑到土体的本构关系、大变形、桩土间以及管土间相互作用等诸多因素而得到了广泛的应用.目前,常用的静压桩有限元分析方法主要有3种[3-4]:(1) 基于圆孔扩张理论的有限元法,如龚晓南、徐建平、CAO等[5-7]假定桩入土过程是一个分段的、侧向的挤土过程,但由于压桩过程导致土体大变形和桩-土界面摩擦接触问题,故所得结果和实际有较大差异;(2) 考虑桩-土相互作用及力贯入的有限单元法,如Mabsout等[8-10]采用桩顶施加荷载方式进行压桩模拟,但而实际过程中压桩荷载是变化的,不能高效地运用有限元程序解决该问题,且计算耗时长,不能满足实际工程的需要;(3) 考虑桩-土相互作用及位移贯入的有限元数值计算法,如罗战友、张明义、雷华阳等[11-13]采用此方法模拟压桩过程并与现场试验对比,发现挤土位移场动态模拟结果与实测值一致,表明位移贯入法模拟静压桩挤土效应具有较好的效果.上述研究重点分析桩体贯入时周边土体变形与受力响应.目前,国内外针对桩基施工对邻近埋地管道性的影响研究还相对较少,佘艳华[14]针对冲孔桩施工荷载性质对周边埋地管道力学性能的影响进行了分析,并取得较好成果.本文拟基于位移贯入法模拟沉桩过程的有限元数值方法,对比分析静压桩沉桩过程中桩-管水平间距、沉桩桩径和深度,以及管道埋深等因素对邻近埋地管道的变形与力学响应.

1　静压桩挤土效应下埋地管道力学与变形特性的有限元数值模拟

1.1　静压桩

静压桩主要采用静力压桩机借助自重和配重作反力将预制桩压入土中成桩,其具有噪音小、无污染和施工速度快等特点.当前,随着静力压桩机不断改进和预制高强度预应力管桩(prestressed high-intensity concrete,PHC桩)技术的不断提高,静压桩越来越广泛地应用于城区建筑.工程中可将较大直径PHC桩打入砂层和强风化岩层,同时由于挤压作用,可大幅度提升桩端承载力.

1.2　位移贯入法用于分析静压桩挤土效应简介

位移贯入法在分析静压桩挤土效应时,通过在桩顶施加向下的位移边界使桩体产生向下的运动模式,从而对桩周土产生挤土效应,这等同于在桩顶施加外力荷载,由于是通过施加位移条件来取代桩顶外加荷载,因此称作为“位移贯入法”.

桩体贯入过程中桩侧表面与桩周土体间产生滑移,使桩周土体产生明显拉裂和剪切破坏,桩周土体中应力水平高且快速进入塑性破坏状态,使桩得以持续贯入.同时,考虑到静压桩挤土过程中桩周土体会发生大变形,桩侧表面与桩周土体之间宜采用滑动接触摩擦模式,并采用非线性大变形算法,故在桩周邻近土层的单元网格划分时采用ALE (arbitrary Lagrange-Euler)网格技术,这样可以避免运算过程中网格形状发生畸变,确保计算收敛和结果的准确性[15].

1.3　静压桩挤土对管道影响的数值计算模型简图

利用大型有限元数值软件Abaqus进行模拟分析,计算模型简化为平面问题.图1为数值计算模型图,取桩轴对称的一半进行研究,土层宽度取1倍桩长即为HL,深度取2倍桩长即为2HL,沉桩位于管道左侧,土体边界为右侧面和下表面固定,地表面自由.考虑到静压桩贯入过程实际上是桩-土界面互相挤压和滑移的过程,这里采用面-面接触模型,接触面的摩擦类型为库仑摩擦,且假定一旦桩-土接触则后续不再分离,即桩-土处于接触且滑动状态.

图1　数值建模尺寸及边界条件Fig.1　Geometry and boundary condition of model

1.4　压桩场地土

基于对静压桩挤土效应和埋地管道动态变化的更加直观分析且获得普遍结论的考虑,假定静压桩场地土为均质砂土层.由于沉桩过程中桩周土体已进入塑性破坏状态,应变值和应力值均达到了材料的破坏限值,因此选择合适的塑性本构模型来描述压桩过程土体的应力-应变关系十分关键.本文土体本构模型选用服从Drucker-Prager屈服准则的弹塑性模型[10],该模型能较好地用于砂土等粒状材料的模拟,土体模型具体计算参数按表1选取,土体单元划分为四边形实体单元,如图1(c)所示.

1.5　桩和埋地管道

静压桩采用桩长为10 m的高强度预应力管桩,管桩外径Dp分别取600 mm和800 mm,桩靴尖角均为60°.若实际工程中桩截面为方形时,模拟计算时需将其转换为等面积的圆截面桩.考虑到实际工程桩体刚度远大于桩周土体,因此,文中建模时选用解析刚体来代替实际桩体.

埋地管道采用高密度聚乙烯(high density polyethylene,HDPE)双壁波纹管道,其外径D=600 mm,壁厚t=24 mm,密度ρ=0.95 g/cm3,弹性模量E=800 MPa,泊松比为0.4,模型中管道和土体均为实体单元,见图1(b).管道本构模型采用线弹性模型,并建立管-土接触面模拟管-土间相互作用,管-土间接触面采用面-面接触,以管道接触面为主控面,土体接触面为从属面,管道与土体介质的摩擦因数为0.4,见表1.

表1　砂土模型参数Tab.1　Model parameters for sand

1.6　静压桩挤土对管道性能影响的数值模拟工况

为了分析静压桩贯入挤土对管道性能影响,这里数值模拟计算拟通过综合考虑静压桩挤土效应下管-桩中心的水平距离L、沉桩深度Hp(Hp=HL)、管道埋深H和桩径Dp等因素对管道变形与力学性能的影响,各因素影响水平及其数值模拟组数如表2所示,数值计算均以沉桩结束为终止条件.

表2　埋地管道力学与变形分析的数值计算方案Tab.2　Plan for analysing mechanical performance and deformation of buried pipes via numerical calculation

2　结果分析

2.1　管-桩距离和沉桩深度对管道性能的影响

选取H=5D,Dp=800 mm和D=600 mm,通过改变管-桩中心水平距离来分析静压桩贯入时管道水平位移U、径向变形及其管周应力等变化规律.图2给出了不同L值时U(图1中点A,下同)与Hp的关系曲线.由图2可知,不同L时管道水平位移变化曲线具有相同的变化趋势,即在相同的沉桩深度时,管道水平位移随L的增大而逐渐减小,表明增加管-桩水平间距可以有效地减少沉桩挤土效应对管道水平位移的影响.

另外,当Hp<2 m (约3.3D)且桩端未到达管道埋深时,沉桩挤土对管道影响较弱,不同管-桩间距对应的管道水平位移很小.当2 m≤Hp≤6 m时,随着沉桩深度增加管道水平位移明显增加,沉桩挤土效应对埋地管道影响存在临界Hp值,其大小约为(H-1) m,即一旦Hp≥H-1时,沉桩过程对管道水平位移的影响显著增强,且当Hp=6 m (或10D)时,管道水平位移达到最大值,即表明管道最大水平位移不是出现在沉桩深度为管道埋深时,而是存在滞后效应,即Hp为2H时最大;当Hp>6 m时,管道水平位移呈现略微减少并随后趋于稳定,表明当Hp>2H(或10D),沉桩对管周的挤土效应影响基本结束,管道水平位移不再继续增大,但随着桩端继续贯入,桩对管道下方土体的挤压作用使得管周土对管道存在轻微挤压抬升作用,而此时由于桩周土体已发生塑性破环,管道与桩之间的土体强度较管周土体而言很低,因此管道在下方土体挤压下水平位移会略有回弹,并最终随桩端贯入远离管道而管道水平位移趋于稳定.

图2　不同L值时管道水平位移随沉桩深度影响Fig.2　Horizontal displacement of pipe varying with penetration depth of pile for different L

图3给出了4种管道水平和垂直径向变形比(即径向变形与管径之比)随沉桩深度和管-桩中心水平距离的变化曲线.由图3可知,管-桩中心水平距离越大,管道径向变形越小,且沉桩过程中由于桩的挤土效应,桩周土体发生横向移动,同时会对管道水平方向造成直接的挤压,因此管道在水平方向产生了较为明显的径向压缩变形;此外,管道在水平径向发生压缩的同时其垂直径向会发生扩张,但垂直径向变形要小于水平径向变形.另外,初始沉桩阶段即Hp<2 m (约3.3D)时,沉桩对管道径向变形比影响不明显,但水平径向变形比略有减小呈现,究其原因是由于静压桩挤土前管道因上方填土已经产生了水平膨胀变形,因此初始沉桩挤土时使管道水平变形略有收缩,故初始阶段变形比有所减小;当Hp≥2 m时,管道径向变形比明显增加,且对于L=3D和4D时,Hp=4 m (约7D)时管道径向变形比达到极值,而对于L=5D和6D时,Hp=5 m (约0.85D)时管道径向变形比达到极值,随后管道径向变形比随Hp继续增加呈现略微减少趋势,并在Hp达到6 m或10D时,管道径向变形趋于稳定.总体而言,同等条件下,沉桩过程中,水平径向比均要大于垂直径向变形比,即水平径向变形大于垂直径向变形,以垂直静压桩离管中心水平距离L=3D时为例,水平和垂直径向变形比最大值(取绝对值)分别为1.27%和0.91%,小于柔性管道规定的5D%的允许变形量.因此,实际工程中静压挤土桩与管道距离为3D时,管道变形上相对安全.

(b) 垂直径向变形比图3　管道垂直和水平径向变形比随沉桩深度的变化Fig.3　Variation of ratio of deformation of pipes in vertical and horizontal direction with depth of penetrating pile

图4给出了沉桩深度为10 m时不同管-桩水平间距时所对应的管道应力.由图4可知,管道靠近静压桩一侧的管周应力变化显著,且管周环向应力远大于径向应力,不同管-桩水平间距时管周应力最大值的位置位于240°～270°范围内,表明静压桩沉桩时靠近桩侧的管道腰部范围挤土效应明显.随着管-桩水平距离增加,管周应力逐渐减小,且当L≥5D时,管周各点间应力差逐渐缩小,管周应力趋于均匀分布,静压桩贯入对管道挤土效应明显减弱.

(b) 环向应力图4　不同管-桩水平距离时管周应力分布Fig.4　Stress distribution of pipes for different L

为了分析埋地管道对管周土体应力的影响,选取H=5D、L=3D和Dp=800 mm,对比分析沉桩结束后管周土应力与无管道时相同位置的应力比值,结果如图5所示.

图5　Hp=10 m时有、无管道时沿管周土应力比Fig.5　 Ratio of stress around pipe and W/O pipes while Hp=10 m

由图5可知,在近桩侧210°～0°范围内,管周土体水平向应力δh-have有管明显要比无埋地管道时相应位置的水平向应力δh-no大,尤其在管道水平径向即270°位置处二者比值δh-have/δh-no约为1.5,表明埋设管道导致静压桩挤土效应下管道周边土体应力重新分布,近桩侧挤压严重,使得管道近桩侧水平向土压力显著增加,比值δh-have/δh-no由管道水平向270°处向上下两侧(300°～0°和240°～180°)的过渡中逐渐减小;此外,由于管道近桩侧承担了大部分的挤土压力和变形,使得管道远离桩侧的管周土应力比即δh-have/δh-no和垂直方向的土压力比值δv-have/δv-no呈减少趋势,且在管道水平径向的90°位置达到最小值.

2.2　沉桩过程中管道埋深对管道性能的影响

选取L=3D和Dp=800 mm,改变管道埋深来分析静压桩挤土效应对管道性能的影响.图6为沉桩过程中不同埋深时管道水平位移(图1中点A)变化曲线,同时,图7给出了无埋地管道时沉桩挤土效应对距桩中心2.4 m (即3Dp)处水平位移变化规律曲线.

由图6可知,不同管道埋深时,管道水平位移随H的变化具有相同变化趋势,即呈现先增大后略微减少,并最终趋于稳定,且相同条件下随管道埋深增加,沉桩后其最大水平位移值也增大.结合图7可知,无埋地管道时静压桩挤土效应距桩中心2.4 m处水平位移随深度变化呈“马鞍”型,其水平位移增加段在土层深度方向小于8 m的范围内,减小段在大于8 m的范围内,考虑到城市管道埋深一般为2～6 m,这里分析选取管道埋深均在该范围内,即管道埋设在“马鞍”形曲线的水平位移增加段,因此,随H增加,管侧土体挤压效应越剧烈,水平位移越大.对比不同埋深时沉桩过程中管道水平位移快速增加段(2 m≤Hp≤6 m)U的大小,发现当Hp相同时,H越小,U越大,而一旦沉桩超过最大水平位移值对应的深度后,当Hp相同时,H越小,U越小.

图6　管道不同H时管道水平位移Fig.6　Horizontal displacement of pipe for different H

图7　无管道时不同深度距桩中心2.4 m处水平方向位移Fig.7　Horizontal displacements at 2.4 m away from centre of pile without pipe

图8和图9分别给出了不同管道埋深时,沉桩结束(即Hp=10 m)时管道径向变形和环向应力沿管周的分布规律.

图8　Hp=10 m时不同H对应的管道径向变形Fig.8　Radial deformation varying with H while Hp=10 m

图9　Hp=10 m时不同H下管周环向应力Fig.9　Hoop stress of pipes varying with H while Hp=10 m

由图8、9可知,管道靠近沉桩一侧的径向变形和环向应力变化明显.随着H增加,管道径向变形和管周环向应力逐渐增大,其中以近桩一侧即管道左上部分的径向变形最为明显,且最大径向变形管道方位角约为300°处,并以向管内压缩变形为主,而远离桩的管道另一侧则是以外鼓胀为主的变形,表明静压桩沉桩挤土时,靠近沉桩一侧使管道上方和水平方向同时受到挤土压缩作用,因此管道径向变形分布不再成对称分布,且埋深越大挤土效应越明显.结合图9可知,管周环向应力大小均在靠近沉桩一侧偏大,且埋深越大,管道环向应力值也随之增大,且管道环向主要受压应力作用.

2.3　沉桩过程中桩径对管道性能的影响

选取L=3D和H=5D及8D两种情况,对比分析沉桩过程中变化桩径(Dp1=800 mm和Dp2=600 mm)对管道性能的影响.

图10给出了4种不同工况下沉桩过程中管道水平位移变化曲线.由图10可知,H相同时,Dp越小,U越小,表明当管-桩间距和埋深相同时,增加静压桩桩径能使沉桩过程的桩侧挤土效应愈加明显;对比不同埋深下改变桩径前后的管道水平位移变化率,发现H分别为5D和8D时,当Dp减少25%即由800 mm变为600 mm时,分别可使U减少27.8%和30.7%,表明当管道埋深较大时,通过减小桩径对抑制管道水平位移的效果更明显.进一步,图11给出了Hp为4 m和10 m时管道的水平(U1)和垂直(U2)径向变形云图,显然,管道靠近沉桩一侧变形明显,且Hp=4 m时管道径向变形大于Hp=10 m时.

图10　沉桩过程中管道水平位移随H和Dp的变化Fig.10　Variation of pipe horizontal displacements with different combinations of H and Dp

另外,图12和图13分别给出了上述4种不同工况下管道径向变形和管周应力.总体上,两种埋深时,管道径向变形和管周应力均随桩径减小而减小,相比之下,埋深较浅(即H=5D)时管道径向变形和管周应力随桩径变化并不明显,二者减小幅度小;当埋深增加达到H=8D时,缩小桩径后管道径向变形和管周应力均大幅度减小,表明桩径越小,沉桩挤土效应对管道造成的变形和管周应力越小,且前后差异在管道埋深较大时显著.

(a)U1(Hp=6m，Dp=800mm)(b)U2(Hp=6m，Dp=800mm)(c)U1(Hp=10m，Dp=800mm)(d)U2(Hp=10m，Dp=800mm)图11　Hp为6m和10m时管道水平和垂直径向变形Fig．11　HorizontalandverticaldeformationofpipeswhenHpisequalto6and10m

图12　沉桩结束时不同H和Dp对管道径向变形的影响Fig.12　Effect of H and Dp on radial displacement after pile penetration

图13　沉桩结束时不同H和Dp对管周环向应力的影响Fig.13　Effect of H and Dp on pipes’ hoop stresses after pile penetration

3　结　论

(1) 同等条件下增大桩-管中心水平距离,沉桩挤土效应对管道性能的影响减弱,管道水平位移、管道变形及管周应力均随水平距离增加而减小;不同桩-管水平距离下,管道水平位移均随沉桩深度增加呈先增大后略微减少,并最终趋于稳定,使管道产生显著水平位移的临界沉桩深度为管道上方1 m处,且当沉桩深度为2倍管道埋深时管道水平位移最大.

(2) 保持相同桩-管水平距离和沉桩桩径,管道水平位移、管道变形及管周应力均随管道埋深增加而增加;管道水平位移最大值对应的沉桩深度亦随管道埋深增加而增大;靠近沉桩一侧管道径向变形和环向应力变化显著,且近桩一侧管道以压缩变形为主,而远离桩的一侧管道变形以向外鼓胀为主.

(3) 保持相同桩-管水平距离,当埋深为5倍管径时,桩径减少25%时管道最大水平位移减少27.8%,表明通过减小桩径可以有效抑制沉桩挤土对管道的影响,且增加管道埋深时这种抑制作用更明显.

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