盾构开挖对埋地管线安全性分析

盾构开挖对埋地管线安全性分析

吴雯

天津市市政工程设计研究院南京分院 江苏南京 210000

摘要：隧道建设过程中不可避免会造成地层扰动，深埋于地下的管线受到附加应力影响发生不均匀沉降。本文对南通地铁某区间盾构隧道建设进行有限元模拟，结合现有监测数据对比验证，研究隧道建设中盾构掘进对土体沉降及燃气管线变形受力的影响。结果表明：基于HSS小应变本构模型具备一定真实性与可靠性；盾构开挖初期为隧道变形较大时期，管线变形大体呈“S”型分布，管线长度20~30m范围内，管线易发生不均匀沉降破坏；受应力集中荷载影响管线管头应力值大于其他部位应力值，管线弯头为沉降变化的拐点，容易发生折断破坏。

关键词：盾构；埋地管线；弯头；变形

1 引 言

国家的飞速发展，城市化的快速建设，盾构工程建设过程中需要注意四周密布的交通干道、地铁、高架设施等各种地下管线或者各类建筑。地下管线对盾构掘进极为敏感，变形和不均匀沉降极易发生，甚至导致管线破坏。

盾构掘进过程产生的土体扰动是影响管线变形及破坏的根本原因，主要体现为管土的相互作用[1]。影响管土相互作用的主要因素有土体本构模型和管线结构单元的选取，主要表现为管土相对刚度比以及管土接触单元[2]，因此建立管土相互作用模型显得尤为重要。关于土体本构模型的选取， HSS模型应用广泛，具备一定可靠性与科学性[3-5]，尤其适用于软土地基，但是有关HSS模型参数选取的研究较少，一般通过工程类比或经验取值。关永平等[6]利用数值模拟对比分析，认为盾构掘进中管线最大位移处于盾构轴线处，且管道位移随管道与隧道轴线间距增加而减小。

目前关于管线弯头应力与沉降规律的研究较少，对本构模型的选取也存在争议。本文通过三种本构模型的分析对比，基于实测数据，建立模型，研究管线变形以及弯头应力沉降分布规律。

2 工程概况

南通市轨道交通1号线地下线路长为39.182km，隧道主体采用盾构法施工。下穿区间施工过程中，使用冻结法加盾构机施工，以改善不良复杂的地质环境。盾构机机身长11.39m，盾构直径D为6000mm。站点周边主要管线有：平行车站主体DN1200污水管、平行车站主体DN1200雨水管、平行隧道主体DN323燃气管，埋深2.5m。本文主要选取平行隧道主体DN323燃气管进行数值模拟分析。

3 有限元数值模拟分析

3.1模型的建立

本文基于工程实际工况，利用Plaxis有限元软件建立三维分析模型，为了简化模型，做以下假设：

（1）由于钻孔土层厚度不一，选取勘察报告平均土层厚度作为土层厚度，初始应力只考虑土层自重。

（2）不考虑现有埋地管道的压力，管道材料为均质线性弹性体。忽略管道接头的影响和管道内压的影响，管线弯头直径与管身近似相同，采取板单元作为管道本构模型。

（3）忽略隧道施工条件优劣以及排渣对盾构施工模拟影响。

计算模型的极限条件：表面极限为自由极限，底部极限限制垂直位移，两侧边界仅限制水平位移。假设土体为理想弹塑性体，暂不考虑地下水位的影响；盾构衬砌、管线均视为三维可变形弹性体。结构构件参数见表1。

表1 结构构件参数

3.2土体本构模型选取

考虑具体工程与模拟的差异性，分别选用土体小应变模型、土体硬化小应变模型以及摩尔库伦模型三种模型，同时结合实测数据进行分析，不同土体本构模型条件下实测与计算数据对比图如图1所示，研究发现：土体沉降值最大为摩尔库伦模型，HSS模型最小，与实际工况下开挖30m内土体沉降最大值11.7mm相比，HSS模型更为贴近实际情况。这是因为HSS模型鉴于后期土体固结导致土体刚度增加，开挖后期土体沉降明显放缓。

图1 不同本构模型对比图

对比分析后，本文采用了HSS小应变土体硬化模型，且充分考虑了土体的剪胀特性，用土体硬化小应变模型可以更加准确的预测盾构掘进对埋地管线的影响。

3.3 模型参数选取

本文分别进行标准固结试验、三轴CD试验、三轴CD加卸载试验获得模量、、等参数，土层物理参数见表2。

表2 土层物理参数

3.4 实测数据与计算值对比

图2(a)为监测沉降变化曲线，可以看出盾构掘进一般经历三个变形阶段：①先期较大变形：图中可以看到地表沉降在20天内迅速下降，原因分为两部分，首先回填土的自固结沉降会导致地表产生较小的起伏沉降，另外隧道中盾构掘进破坏土体原有结构，引起土体应力的释放，对地表沉降有决定性影响。初期掘进开挖时，由于隧道工作面在不断向前推进，掌子面会产生较大变形，在土体自重应力的影响下，隧道拱顶的竖向位移在不断增大；②通过期沉降：从图中可以看出在这一时期，地表沉降随天数增加下降幅度减小，变化趋势趋于平稳，说明盾构掘进中地表沉降速率逐渐减小，土体应力状态也有初期的破坏逐渐趋于平衡，代表土体的沉降进入平缓期；③后期逐渐稳定：图中曲线逐渐趋于稳定，在这一时期，土应力逐渐平衡，不再随盾构施工发生很大的土应力失衡，土体沉降值在13.9mm左右。通过对计算值与实测值的分析比较，计算值曲线的变化规律与监测值基本一致，保持先增大后趋于平缓、接近某一值的分布规律；且计算值大于实测值，计算结果偏安全，建模具备可靠性。

(a)监测地表沉降值

(b)计算地表沉降值

图2 计算沉降值与监测沉降值

3.5 数值模拟结果分析

3.5.1 隧道施工对地表沉降影响

图3为1D~4D掘进长度时的变形云图，地表沉降最大值分别为11.9mm、17.9mm、21.1mm、22.1mm，最大沉降值变化率为50.4%、17.8%、4.7%。沉降值变化率符合图2（a）的变化规律，初期，盾构掘进导致土体应力的释放，位移变化率最大，中期管线位移变化较小，沉降幅度远小于开挖前期，在施工过程中，土体应力进一步平衡，沉降不再变大；在开挖后期，沉降不再变大，土体应力已经平衡。

从位移分布来看，隧道顶部为土体沉降部位，隧道底部为土体隆起部位，开挖掌子面为较大变形区域，隧道整体变形为压缩式变形，因此在隧道开挖过程中，要充分利用衬砌对隧道起到支撑作用。

（a）掘进1D

（b）掘进2D

（c）掘进3D

（d）掘进4D

图3 不同掘进长度下变形云图

3.5.2 隧道施工对管线变形影响

（a）掘进1D

（b）掘进2D

（c）掘进3D

图4 不同掘进长度下管线沉降图

图4 为不同掘进长度下管线沉降图。由图可知：在盾构掘进过程中，掘进长度为1D、2D、3D时，管线最大沉降为6.01mm、10.17mm、13.55mm。管线变形大体呈“S”型分布，管线沉降最大值所在部位为盾构掘进开挖面。这是由于在开挖面处，开挖面上方管线遭受的附加应力最大，此时管线会与周围的土体发生协同位移。而管线破坏大都表现为不均匀沉降破坏，因此判断管线安全与否除了考虑沉降数值外，还需考虑管线长度方向沉降变化率，即不均匀沉降。由图4可知，管线长度20~30m范围内，管线不均匀沉降最严重，最易发生不均匀沉降破坏。

3.5.3 管线弯头应力分析

管顶应力见图5，由图可知：在管线弯头处出现集中应力，弯头处的最大应力值为0.85MPa。

考虑到集中荷载对管线弯头的影响，管线弯头会成为抵抗土应力较大部位，同时盾构掘进过程中附加应力进一步对弯头产生影响，管道弯头是一个薄弱环节。在实际应用中，应当重点对管线弯头的进行保护。

图 5 管顶应力曲线图

图 6 管线沉降分布图

管线沉降见图6，由图可知管线弯头沉降与管身其他部位位移变化方向一致，表现为向下的位移矢量。沿盾构开挖方向的管身沉降值较大，且各部位沉降差值不大，垂直于开挖方向的管身位移沉降差值较大，表现为不均匀沉降，管线弯头为沉降变化的拐点，容易发生折断破坏。

4. 结论

本文在分析盾构对埋地管线影响时，主要采用HSS模型，结合实测数据，验证了建模的可靠性，主要结论如下：

1、就本工程而言，相比于摩尔库伦、HS模型，HSS模型具备更好的科学性与可靠性；

2、在掘进初期土体沉降值最大，掘进后期土体沉降逐渐趋于平缓；管线长度20~30m范围内，管线易发生不均匀沉降破坏；

3、受应力集中荷载作用影响，管线弯头应力值大于其他部位。管线弯头为沉降变化的拐点，容易发生折断破坏。

参考文献：

[1]刘全林, 杨敏. 地埋管与土相互作用分析模型及其参数确定[J]. 岩土力学, 2014, (5): 728-731.

[2]任艳荣, 刘玉标, 顾小芸. 用ABAQUS软件处理管土相互作用中的接触面问题[J]. 力学与实践, 2004(6): 43-45.

[3]顾晓强, 刘文倩, 陈玺元, 等. 广东阳江地区海洋软土HSS模型参数的试验研究[J]. 岩土工程学报, 2021, 43(S2): 41-44.

[4]张浩, 张陈蓉, 时振昊, 等. 基于IGS小应变模型的基坑开挖对隧道影响数值模拟[J]. 岩土工程学报, 2021, 43(S2): 72-75.

[5]陈赟, 罗敏敏, 夏能武, 等. 软土HSS模型参数现有试验成果统计分析[J]. 岩土工程学报, 2021, 43(S2): 197-201。

[6]关永平, 郭龙, 李云龙, 等. 城市地铁掘进对相邻地下管线影响的数值分析[J]. 水利与建筑工程学报, 2010, 8(2): 11-12+4