管道修复人的圈子

引言

伴随着我国经济的快速发展，城市轨道交通建设已经大规模地开展，大量的市政管道将不可避免地被地铁隧道所穿越。地铁隧道施工将会导致周边地表产生变形，严重时还会使地下管道产生破坏，造成重大灾难性后果。管道的破坏将直接导致自来水或污水进入土体，改变土体属性，造成地表塌陷，影响交通的正常运行，更为严重的情况是周围岩土体稳定性将发生变化，导致工程事故的发生。

国内外学者针对隧道盾构施工对邻近建( 构) 筑物及管道的影响进行过深入研究。理论研究方面，Attewell 等^［1］利用Winkler 地基模型，通过单自由度荷载位移关系研究土－ 隧道相互作用，但Klar 等^［2］和Vorster 等^［3］认为该模型未考虑基础变形的连续质量( 管节连续或是刚性铰接) ，因此具有局限性，依据半空间同质模型提出了更严格的连续解; Klar等^{［4 － 5］}将弹性连续解扩展到包括沿管线的局部屈服，并且估计了具有节点的小直径管线连续弹性解预测公式。

在试验研究方面，朱叶艇等^［6］采用模型箱进行相似模型试验，用于模拟盾构掘进的半自动装置，能够较好地模拟盾构的掘进过程，相对人工开挖对试验造成的扰动更小; 王正兴等^［7］在室内试验基础上建立了管线颗粒流分析模型，验证了试验现象，得出管土相对位移受到地层损失量的影响; Marshall 等^［8］和Vorster^［9］则采用一系列的离心机试验，验证了在隧道开挖作用下不同地层损失对相邻管线的影响，讨论了地表沉降、管线沉降、管线弯矩和绕管线土体的剪应变。

除了试验研究之外，有限元分析方法也得到了工程界和学术界的认可。王正兴等^［10］研究了在砂土中隧道垂直下穿既有管线的数值模拟，得出管线变形和受力与管隧间距及地层损失率有关; 彭再勇^［11］针对隧道过圆砾层段管线扰动进行了模拟，得出加固地表后可有效降低初期支护的轴力、弯矩和剪力，使隧道施工更为安全; 王霆等^［12］模拟了车站施工对邻近管线的影响，通过管道应力、局部倾斜、附加最大弯矩和地表沉降槽限值的验算，对管线的安全性进行了评估。

然而在现有成果中，隧道开挖对小直径( 管径500 ～ 800 mm) 有压管道变形和受力影响的研究较多，特别是较为深入地研究了隧道开挖作用下管道变形特征和应力分布规律，这为隧道施工条件下保护有压管道提供了宝贵的经验。大直径雨污管道采用混凝土材质( 混凝土管径800 mm 以上) ^［13］，具有刚度大、薄弱点位于管节间承插口连接处、夏季暴雨期瞬间承受大量雨水的特点，在隧道下穿所引起的土层沉降中易引起承插口转动，从而导致管节间出现缝隙，致使管内雨污水渗入到土层中，从而影响土层的力学性质，严重时会导致事故的发生。因此，在地铁隧道下穿大直径雨污管道时尤其需要对承插口部位进行特别的防护。然而，目前针对地铁隧道穿越大直径无压雨污管道的变形特征和应力分布规律还鲜有研究。

针对以上问题，本文依托北京市某典型地铁盾构隧道穿越大直径雨污管道工程，采用相似材料模型试验和数值模拟计算相结合的方法，重点研究隧道盾构施工作用下上覆大直径雨污管道的变形特征和应力分布规律，同时进一步分析盾构施工对管隧竖向净距l以及管隧横向间距d 的影响。

1.工程概况

1． 1 工程简介

北京市某地铁盾构隧道穿越一条兴建于2001 年的雨污管道。雨污管道的材质为混凝土，接口型式为承插口，管长3 m，管径2． 25 m，管壁厚0． 175 m。研究区域内，雨污管道位于某地铁左线隧道正上方，且与隧道相互平行，管内顶部距区间地面为6． 04 m。根据岩土勘察报告，地铁隧道穿越雨污管道范围内的地层主要以粉质黏土为主，从地表标高开始，隧道盾构施工埋深范围内地基土体依次为杂填土、粉质黏土、粉细砂、圆砾卵石、粉质黏土和圆砾。

1． 2 隧道开挖方案

该隧道采用盾构施工方法，选用土压平衡式盾构，盾构顶部距区间地面17． 452 m，盾构隧道外径6 m、内径5． 4 m，衬砌管片为300 mm 厚的C50 预制混凝土管片，盾构每环宽1． 2 m，管隧竖向净距l 为9． 162 m。

2.模型试验

2． 1 相似系数确定与模型箱制作

为研究管隧平行条件下上覆雨污管线( 以下简称管线) 在隧道盾构施工过程中的变形和内力变化情况，需要进行相似模型试验来模拟管线的响应。根据相似三定理( 相似正定理、相似逆定理和π 定理) ^{［14 － 16］}，确定相似系数需考虑以下因素:

1) 工程中盾构隧道与管节的原型尺寸及模型箱的试验工作条件;

2) 在隧道盾构开挖卸载情况下，确保管道充分受力，使管道充分发生变形;

3) 隧道盾构模型开挖步距的控制以及管道位移和应力的量测精度要得到满足。

基于以上因素，重力与泊松比的相似系数可确定为1∶ 1，模型试验的几何相似、位移、应力、弹性模量以及黏聚力的相似系数可确定为15∶ 1。

模型箱由钢化玻璃、有机玻璃、基准梁和角钢组成，模型箱尺寸为3 m × 1 m × 2 m( 长× 宽× 高) ，如图1 所示。

图1 试验模型箱

2． 2 试验方案

试验采用管隧平行方案，如图2 所示。采用预制不锈钢圆形掘进装置模拟盾构隧道，如图3 所示。不锈钢弹性模量为14 GPa，盾构隧道模型壁厚20 mm、外径400 mm、内径360 mm、长1 000 mm。管节选取石膏管材( 加筋) ，直径150 mm，管壁厚10 mm，管顶埋深0． 4 m。为了消除边界效应的影响，模型箱的四周和底板均用角钢和螺栓固定，并在钢化玻璃拼接处用加劲肋进行加固，限制了模型箱四周的侧向移动变形。

图2 管道与盾构隧道平行方案( 单位: cm)

图3 盾构装置

2． 3 试验相似材料与量测装置

试验地层选用河砂、铁粉、石灰与石膏4 种材料制作而成。其中河砂与铁粉为骨料，石膏与石灰为胶黏剂。相似材料组成及配比如表1 所示。相似材料参数如表2 所示。

表1 相似材料组成及配比

表2 原型材料及模型材料物理力学参数

选用加筋配置的石膏来模拟相似模型材料试验的管道，模型试验相似比为1∶ 15，制管用混凝土强度等级为C30，将石膏的抗压强度控制为1． 34 MPa，弹性模量控制为2 000 MPa。试验共5 根管节，每根管节的长度为20 cm，管线通过管节的承插口进行拼接。

相似模型材料试验的量测内容有管道竖向位移、管道顶部应力和管道底部应力。测量管道位移的量测设备为拉线位移传感器，其量测范围为0 ～ 500 mm，量测精度为0． 01 mm，能够满足试验精度要求。测量管道应力的设备采用电阻应变片及DH3816N 静态应变测试系统。拉线位移传感器以及电阻应变片布设如图4 和图5所示。位移测点设置在承插口的两端，将每个管节的2个监测点连接传感器并编号。应变片沿每个管节上下各布设2 个，分别标记为DZW1 －1 /2 和DZW1 －3 /4。

图4 位移监测布置

图5 应变片布置

2． 4 试验过程

1) 管线埋设完毕后，填埋地层至设计高度，静置24 h 保证地层固结达到稳定，开挖设备就绪，调试好量测装置，记录初值。2) 在盾构装置外表面标记好刻度，采用人工推进方式模拟掌子面压力，同时转动盾构装置内刀片以模拟盾构刀盘的转动，达到切削泥土的目的。隧道盾构开挖过程分20 次掘进来完成，每次采用人工掘进5 cm，总计掘进100 cm。在掘进间隙10min 内，记录量测装置数据。3) 盾构隧道开挖结束，在静止状态下固结4、12、24、48 h 达到稳定状态，分别记录该时刻所对应的管线数据。试验工序共计24 步。

3.试验结果与分析

将模型试验结果换算至工程原型。记录隧道开挖过程以及稳定状态下管线的位移值，结果如图6 和图7 所示。管节所受应力取中间管节顶部与底部应变数据平均值进行研究。管节的应力时程响应如图8 所示。整体管道顶部与底部应力曲线如图9 所示。

图6 管道沉降时程响应

图7 管道沉降曲线

3． 1 管道位移分析

图6 中，G1、G3、G5 分别表示第1、3、5 根管节的沉降监测点编号，具体如图4 所示。随着盾构隧道开挖距离的不断增加，管节沉降也在不断增大，直到隧道盾构开挖结束后沉降达到最大，达10 mm 左右。隧道开挖结束进入稳定静置状态后，受土方在施工过程产生的地层损失影响，隧道周围土体应力向隧道所在位置集中，造成隧道周围土颗粒间隙被挤密，进而带动管道周边土体产生移动。由于管土相互作用的影响，将导致管节也随之产生相对位移。待模型静置48 h 达到稳定状态后，沉降值最大达到20 mm。根据GB50911—2013《城市轨道交通工程监测技术规范》9． 3． 3条规定，当无地方工程经验时，雨污管线的累计沉降不能超过20 mm。因此，管线处于破坏的临界状态。从图7 可以看出隧道掘进结束并稳定48 h 后的整体管道沉降分布规律，管道沉降近似为一条平缓曲线，沉降值在18 mm 左右。

图8 管节G3 应力时程响应

图9 管道应力曲线

3． 2 管道应力分析

分析图8 可得，随着盾构隧道的开挖，隧道上方管节G3 的顶部和底部应力基本呈现出受拉状态，当进行到工序21 步时，顶部拉应力达到135 kPa，大于底部的应力; 当隧道盾构开挖结束进入静置状态后，顶部应力持续增大，底部应力略有减小。管节顶部和底部应力变化趋势基本相同，在静置48 h 后均达到稳定值，顶部应力接近240 kPa，底部应力接近70kPa。图9 选取了管隧平行的管节进行研究，经分析可得，管节应力均为正值，即表示管节顶部和底部均受拉，随着距管道起点距离的增加，管节顶部和底部应力逐渐减小。

4.有限元模型建立

采用有限元软件Midas GTS NX 对应模型试验进行建模分析。该模型考虑模拟地层材料和几何的非线性，隧道盾壳、管片混凝土间的接触、混凝土管节承插800 隧道建设( 中英文) 第38 卷口之间的接触以及和土体间的接触，选取出单元、边界条件以及网格划分等解决方法，通过与试验结果对比，来验证有限元模型的可靠性。

4． 1 材料特性

模型地层材料选用Mohr － Coulomb 本构模型，管线、盾构隧道的钢筋混凝土管片和注浆层采用弹性本构模型计算，具体参数见表3。

表3 计算模型物理力学参数

4． 2 单元尺寸与网格

模型地层材料、管线、管片、注浆层等构件采用实体单元建立，盾壳采用板单元建立。隧道外围土体范围取3 倍以上隧道直径长度可满足边界效应被忽略的要求。因此，模型尺寸为60 m × 45 m × 45 m( 长×宽× 高) 。盾构管片壁厚300 mm，注浆层厚度为150mm，隧道总长为45 m。

由于相邻管节间承插接触面较多，因此对管节及其他单元采用四面体网格进行划分。通过定义线性梯度方法对管线、管线核心土及周边土体的网格细分，而远离管线的模拟地层及隧道网格的划分可相对稀疏。

4． 3 接触设置与边界条件

管线相邻管节间涉及较多接触面，为了考虑管节承插口的影响，分别在管节承插口部位设置接触面，考虑相邻管节间的挤压和摩擦效应。接触单元采用Mohr － Coulomb 准则，通过设置接触面间法向和剪切刚度模量以及黏聚力和内摩擦角等参数，模拟管道和相邻土体间的挤压和摩擦。依据Midas GTS 帮助文件以及北京地区管土之间摩擦的参数取值，法向刚度模量取相邻单元较小弹性模量的50 倍，剪切刚度模量取相邻单元较小剪切模量的50 倍，黏聚力取相邻土体黏聚力的3 倍，内摩擦角取相邻土体内摩擦角的3 倍，可较好地模拟管道在隧道开挖作用下的管线变形和内力变化规律。

模型四周设置位移边界条件约束x、y 方向的位移，模型底部设置位移边界条件约束z 方向的移动，而模型上表面为地表，是自由边界。有限元模型如图10所示。

图10 数值模型网格划分

4． 4 监测设置和计算步骤

4． 4． 1 监测设置

本文在每个管节上设置2 个沉降监测点，用来监测管节承插口两端的位移。此外，在每个管节设置4个应力监测点，研究管节接口和管节中部所受轴向应力的变化情况。沉降监测点布置如图11 所示，应力监测点布置如图12 所示。通过对这些量测数据进行分析，来评价管线变形和内力变化情况。

图11 管节沉降监测点布置

4． 4． 2 计算步骤

数值模拟计算的工况与模型试验的工况基本相同，本文采用单元网格“激活”和“钝化”的方式来模拟隧道盾构施工动态的开挖过程。隧道盾构开挖采用“钝化”命令来实现，管道和隧道管片及注浆的属性采用“激活”命令来实现。盾构隧道施工数值模拟工况如下。

图12 管节应力监测点布置

1) 计算土体在自重应力下的初始应力场，将收敛判别条件提高，模拟自重条件下土体的固结稳定，并将位移清零;

2) “激活”管道模型，将收敛判别条件提高，以模拟管道施工完成后的应力场分布，并将位移清零;

3) 定义盾构隧道施工步序，盾构按照土体开挖、盾壳安装、管片安装、盾尾注浆、盾壳拆除的施工阶段进行;

4) 依次循环第3 步，直到开挖完成，从隧道开挖至结束后土体达到稳定状态，共计26 步;

5) 计算及结果后处理分析。

5.计算结果与分析

图13 示出有限元分析和试验测得的管线位移曲线对比。图14 示出有限元分析和试验测得的管线应力曲线对比。

图13 管道位移结果对比

1) 有限元与试验测得的管线某管节沉降时程曲线均呈折线变化，表明管线变形随施工步序的增加经历了线弹性和非线性变化2 个阶段。在施工初期( 第8 步工序以前) ，由于隧道开挖导致地层损失，2 条曲线变化规律和减小趋势都较好地吻合; 施工后期，2条曲线均呈现出非线性减小，开挖土体产生的地层损失对该管节的影响逐渐减弱。由于数值模型中材料参数的理想化，导致非线性减小过程中有限元得出的管线沉降值与试验值之间的误差均在18%以内; 表明管线在经历隧道掌子面推进、刀盘削切、同步注浆以及脱出盾尾时出现了差异沉降。进入稳定状态后，管线最终沉降分布曲线与试验曲线能较好地吻合，误差在15%以内，说明在隧道施工过程中管线出现了均匀沉降且沉降变化规律相同，证明了建模方法的合理性。

图14 管节应力结果对比

2) 有限元与试验测得管线应力分布曲线基本呈现出“一”字形平行分布，2条曲线均反映出相同的应力分布规律。管节顶部与底部均为受拉区，表明随着盾构隧道开挖的进行，管线底部由于土体应力向隧道方向集中而导致管线周围土体颗粒被挤密，向地层损失方向移动，从而带动管线底部和顶部产生拉应力。数值试验结果略小于模型试验。由于模型试验在隧道开挖初期受扰动相对较大，而有限元计算条件相对稳定; 因此，管线顶部在距离管线起点8 m 范围以外，应力分布规律相同，8m 范围以内，模型试验结果略有起伏，而数值试验结果保持稳定，二者误差在10%以内。管线底部应力分布的数值计算结果和试验结果也基本吻合。

3) 从图13 和图14 可以看出，数值建模还存在一定的精度问题，但采用Midas GTS NX 对管线在隧道开挖过程中的变形和受力情况进行分析的建模方法还是合理的。因此，可在数值计算结果的基础上对管隧净距和管线内径参数进行研究。

6.关键影响因素分析

6． 1 关键影响因素的方案选择

为深入分析管隧竖向净距l 以及管隧横向间距d对于管线竖向沉降与管线应力之间的影响作用，l 依次取3、6、9 ( 模型试验与数值计算工况) 、12、15、18、24、30 m 共计8 种计算工况; 管线轴线与隧道轴线净距d 依次取3、6、9、12、15、18 m 共计6 种计算工况。沉降监测点和应力监测点布置与图11 和图12 相同。

6． 2 有限元模型验证与分析

图15 示出管隧竖向净距l 变化时管节竖向位移与管节应力变化曲线。图16 示出管隧横向间距d 变化时管线竖向位移与管节应力变化曲线。可以看出:

1) 随着l /D 的增加，管节的沉降呈现出减小趋势，当l /D 超过6 时，管节的沉降变化趋于稳定。管节顶部和底部应力随着l /D 的增加迅速减小，当l /D 大于2 时，顶部应力变化趋于平缓，当l /D 大于3 时，管节底部应力基本不受影响。表明由于脱出盾尾过程隧道上方土体还会进一步沉积，经过一定时间的沉降累积才达到平衡，而靠近边界处脱出盾尾最晚，因此距管道起点越远的管节相对沉降累积时间也越长，导致最终沉降也越大。

图15 隧道顶部与管道底部净距l 的影响

随着盾构隧道开挖的进行，管线底部由于土体应力向隧道方向集中而导致管线周围土体颗粒被挤密，向地层损失方向移动; 并且管隧处于平行状态，在隧道开挖过程中，先沉降的管线必然对后续管线产生一定的拉伸作用，再加上管土间相互作用的影响，必然会使管线顶部与底部产生拉应力。此外，由于管线本身的刚度较大，故管线极易在承插接口处发生转动变形，因此管体两端受力较大，从而管体顶部受拉略大于管体底部。当管隧竖向净距较大时，隧道开挖引起的地层损失所产生的土体应力重分布现象就越少发生，土体间颗粒的挤压现象就越少出现，土体所受扰动就越小，因此管线周围土体更加稳定。

图16 管隧横向间距d 的影响

2) 随着d /D 的增加，隧道开挖引起地层损失对管线周围土体应力分布的影响也逐渐减弱，因此管线抵抗变形和受力的能力也不断增强，管节的沉降开始变小，管节顶部和底部应力也开始减小。当管隧距离增大到一定程度后，管隧间土体受扰动趋势变缓，管线周围土体逐渐超出隧道开挖导致地层损失所影响的区域，因此土体性质更为稳定。当d /D 增大到4 以后，管节沉降变化趋于平稳。当d /D 大于2 时，管节应力减小并趋于平缓。

7.结论与建议

为研究隧道开挖条件下雨污管线的变形和内力变化特征，在模型试验和有限元结果对比的基础上，分析管隧平行条件下的雨污管线沉降、应力分布曲线，总结了管隧竖向净距与管隧横向间距对雨污管线的影响规律，并得到以下结论。

1) 当地铁盾构隧道开挖时，上覆管道沉降基本呈现平缓分布，最大值出现在盾构隧道尾部上方管节处，数值模拟计算结果与模型试验基本相符。根据研究发现，因为隧道施工产生的差异沉降易使管节接口处出现转动，严重时会使管内水体外泄造成危害，从而影响管线的正常使用。因此，需在施工时对管节接口处加密布设监测点，提高监测频率，在盾构施工过程中每一次拆除盾壳时都要监测记录管节的沉降值，以便进行实时对比和判断管节的沉降情况。

2) 随着盾构隧道开挖的进行，管线底部由于土体应力向隧道方向集中而导致管线周围土体颗粒被挤密，向管线下方移动，从而带动管线底部和顶部均产生拉应力，因此管道顶部与底部均呈现受拉状态，总体呈现出平行分布趋势，顶部受拉应力略大于底部，说明隧道开挖对管节造成的影响主要为受拉。因此，在沿管道分布范围内需对管节进行抗拉防护措施，避免管节出现受拉破坏。

3) 当隧道和管线都处在类似地层条件时，盾构施工使雨污管线产生的沉降和应力分别伴随管隧竖向净距l 和管隧横向间距d 的增大而出现减小趋势，表明雨污管线离隧道越远，受到的扰动就越小。当l /D 大于6、d /D 大于4 时，管线基本不再受影响。

本文通过模型试验和数值模拟计算结果验证了上覆雨污管线的管线变形和内力变化规律，同时研究了管隧竖向净距和管隧横向间距对上覆雨污管线的影响，为指导盾构施工时对上覆雨污管线的影响提供了技术支持。但是，由于本文只分析了管隧平行条件下单隧道的盾构开挖情况，得到的试验数据有限，对于存在地下水、管隧正交、管隧斜交以及双隧道开挖条件下雨污管线的变形和内力变化规律，还有待进一步的研究。

摘自：隧道建设