地鐵盾構(gòu)施工對(duì)上覆平行雨污管道影響的試驗(yàn)和數(shù)值分析

胡 愈， 姚愛(ài)軍， 張劍濤， 郭海峰

(1. 北京工業(yè)大學(xué)城市與工程安全減災(zāi)省部共建教育部重點(diǎn)試驗(yàn)室， 北京 100124； 2. 河南工程學(xué)院土木工程學(xué)院， 河南 鄭州 451191； 3. 中國(guó)建筑科學(xué)研究院建研地基基礎(chǔ)工程有限責(zé)任公司， 北京 100013)

0 引言

伴隨著我國(guó)經(jīng)濟(jì)的快速發(fā)展，城市軌道交通建設(shè)已經(jīng)大規(guī)模地開(kāi)展，大量的市政管道將不可避免地被地鐵隧道所穿越。地鐵隧道施工將會(huì)導(dǎo)致周邊地表產(chǎn)生變形，嚴(yán)重時(shí)還會(huì)使地下管道產(chǎn)生破壞，造成重大災(zāi)難性后果。管道的破壞將直接導(dǎo)致自來(lái)水或污水進(jìn)入土體，改變土體屬性，造成地表塌陷，影響交通的正常運(yùn)行，更為嚴(yán)重的情況是周?chē)鷰r土體穩(wěn)定性將發(fā)生變化，導(dǎo)致工程事故的發(fā)生。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)隧道盾構(gòu)施工對(duì)鄰近建(構(gòu))筑物及管道的影響進(jìn)行過(guò)深入研究。理論研究方面，Attewell等[1]利用Winkler地基模型，通過(guò)單自由度荷載位移關(guān)系研究土-隧道相互作用，但Klar等[2]和Vorster等[3]認(rèn)為該模型未考慮基礎(chǔ)變形的連續(xù)質(zhì)量(管節(jié)連續(xù)或是剛性鉸接)，因此具有局限性，依據(jù)半空間同質(zhì)模型提出了更嚴(yán)格的連續(xù)解； Klar等[4-5]將彈性連續(xù)解擴(kuò)展到包括沿管線的局部屈服，并且估計(jì)了具有節(jié)點(diǎn)的小直徑管線連續(xù)彈性解預(yù)測(cè)公式。

在試驗(yàn)研究方面，朱葉艇等[6]采用模型箱進(jìn)行相似模型試驗(yàn)，用于模擬盾構(gòu)掘進(jìn)的半自動(dòng)裝置，能夠較好地模擬盾構(gòu)的掘進(jìn)過(guò)程，相對(duì)人工開(kāi)挖對(duì)試驗(yàn)造成的擾動(dòng)更?。?王正興等[7]在室內(nèi)試驗(yàn)基礎(chǔ)上建立了管線顆粒流分析模型，驗(yàn)證了試驗(yàn)現(xiàn)象，得出管土相對(duì)位移受到地層損失量的影響；Marshall等[8]和Vorster[9]則采用一系列的離心機(jī)試驗(yàn)，驗(yàn)證了在隧道開(kāi)挖作用下不同地層損失對(duì)相鄰管線的影響，討論了地表沉降、管線沉降、管線彎矩和繞管線土體的剪應(yīng)變。

除了試驗(yàn)研究之外，有限元分析方法也得到了工程界和學(xué)術(shù)界的認(rèn)可。王正興等[10]研究了在砂土中隧道垂直下穿既有管線的數(shù)值模擬，得出管線變形和受力與管隧間距及地層損失率有關(guān)；彭再勇[11]針對(duì)隧道過(guò)圓礫層段管線擾動(dòng)進(jìn)行了模擬，得出加固地表后可有效降低初期支護(hù)的軸力、彎矩和剪力，使隧道施工更為安全；王霆等[12]模擬了車(chē)站施工對(duì)鄰近管線的影響，通過(guò)管道應(yīng)力、局部?jī)A斜、附加最大彎矩和地表沉降槽限值的驗(yàn)算，對(duì)管線的安全性進(jìn)行了評(píng)估。

然而在現(xiàn)有成果中，隧道開(kāi)挖對(duì)小直徑(管徑500～800 mm)有壓管道變形和受力影響的研究較多，特別是較為深入地研究了隧道開(kāi)挖作用下管道變形特征和應(yīng)力分布規(guī)律，這為隧道施工條件下保護(hù)有壓管道提供了寶貴的經(jīng)驗(yàn)。大直徑雨污管道采用混凝土材質(zhì)(混凝土管徑800 mm以上)[13]，具有剛度大、薄弱點(diǎn)位于管節(jié)間承插口連接處、夏季暴雨期瞬間承受大量雨水的特點(diǎn)，在隧道下穿所引起的土層沉降中易引起承插口轉(zhuǎn)動(dòng)，從而導(dǎo)致管節(jié)間出現(xiàn)縫隙，致使管內(nèi)雨污水滲入到土層中，從而影響土層的力學(xué)性質(zhì)，嚴(yán)重時(shí)會(huì)導(dǎo)致事故的發(fā)生。因此，在地鐵隧道下穿大直徑雨污管道時(shí)尤其需要對(duì)承插口部位進(jìn)行特別的防護(hù)。然而，目前針對(duì)地鐵隧道穿越大直徑無(wú)壓雨污管道的變形特征和應(yīng)力分布規(guī)律還鮮有研究。

針對(duì)以上問(wèn)題，本文依托北京市某典型地鐵盾構(gòu)隧道穿越大直徑雨污管道工程，采用相似材料模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬計(jì)算相結(jié)合的方法，重點(diǎn)研究隧道盾構(gòu)施工作用下上覆大直徑雨污管道的變形特征和應(yīng)力分布規(guī)律，同時(shí)進(jìn)一步分析盾構(gòu)施工對(duì)管隧豎向凈距l(xiāng)以及管隧橫向間距d的影響。

1 工程概況

1.1 工程簡(jiǎn)介

北京市某地鐵盾構(gòu)隧道穿越一條興建于2001年的雨污管道。雨污管道的材質(zhì)為混凝土，接口型式為承插口，管長(zhǎng)3 m，管徑2.25 m，管壁厚0.175 m。研究區(qū)域內(nèi)，雨污管道位于某地鐵左線隧道正上方，且與隧道相互平行，管內(nèi)頂部距區(qū)間地面為6.04 m。根據(jù)巖土勘察報(bào)告，地鐵隧道穿越雨污管道范圍內(nèi)的地層主要以粉質(zhì)黏土為主，從地表標(biāo)高開(kāi)始，隧道盾構(gòu)施工埋深范圍內(nèi)地基土體依次為雜填土、粉質(zhì)黏土、粉細(xì)砂、圓礫卵石、粉質(zhì)黏土和圓礫。

1.2 隧道開(kāi)挖方案

該隧道采用盾構(gòu)施工方法，選用土壓平衡式盾構(gòu)，盾構(gòu)頂部距區(qū)間地面17.452 m，盾構(gòu)隧道外徑6 m、內(nèi)徑5.4 m，襯砌管片為300 mm厚的C50預(yù)制混凝土管片，盾構(gòu)每環(huán)寬1.2 m，管隧豎向凈距l(xiāng)為9.162 m。

2 模型試驗(yàn)

2.1 相似系數(shù)確定與模型箱制作

為研究管隧平行條件下上覆雨污管線(以下簡(jiǎn)稱(chēng)管線)在隧道盾構(gòu)施工過(guò)程中的變形和內(nèi)力變化情況，需要進(jìn)行相似模型試驗(yàn)來(lái)模擬管線的響應(yīng)。根據(jù)相似三定理(相似正定理、相似逆定理和π定理)[14-16]，確定相似系數(shù)需考慮以下因素：

1)工程中盾構(gòu)隧道與管節(jié)的原型尺寸及模型箱的試驗(yàn)工作條件；

2)在隧道盾構(gòu)開(kāi)挖卸載情況下，確保管道充分受力，使管道充分發(fā)生變形；

3)隧道盾構(gòu)模型開(kāi)挖步距的控制以及管道位移和應(yīng)力的量測(cè)精度要得到滿(mǎn)足。

基于以上因素，重力與泊松比的相似系數(shù)可確定為1∶1，模型試驗(yàn)的幾何相似、位移、應(yīng)力、彈性模量以及黏聚力的相似系數(shù)可確定為15∶1。

模型箱由鋼化玻璃、有機(jī)玻璃、基準(zhǔn)梁和角鋼組成，模型箱尺寸為3 m×1 m×2 m(長(zhǎng)×寬×高)，如圖1所示。

圖1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ拖銯ig. 1 Model test box

2.2 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)采用管隧平行方案，如圖2所示。采用預(yù)制不銹鋼圓形掘進(jìn)裝置模擬盾構(gòu)隧道，如圖3所示。不銹鋼彈性模量為14 GPa，盾構(gòu)隧道模型壁厚20 mm、外徑400 mm、內(nèi)徑360 mm、長(zhǎng)1 000 mm。管節(jié)選取石膏管材(加筋)，直徑150 mm，管壁厚10 mm，管頂埋深0.4 m。為了消除邊界效應(yīng)的影響，模型箱的四周和底板均用角鋼和螺栓固定，并在鋼化玻璃拼接處用加勁肋進(jìn)行加固，限制了模型箱四周的側(cè)向移動(dòng)變形。

圖2 管道與盾構(gòu)隧道平行方案(單位： cm)Fig. 2 Parallel plan of pipe and tunnel (unit: cm)

圖3 盾構(gòu)裝置Fig. 3 Shield apparatus

2.3 試驗(yàn)相似材料與量測(cè)裝置

試驗(yàn)地層選用河砂、鐵粉、石灰與石膏4種材料制作而成。其中河砂與鐵粉為骨料，石膏與石灰為膠黏劑。相似材料組成及配比如表1所示。相似材料參數(shù)如表2所示。

表1 相似材料組成及配比Table 1 Composition and ratio of similar materials

表2原型材料及模型材料物理力學(xué)參數(shù)

Table 2 Physico-mechanical parameters of prototype materials and model materials

土體類(lèi)別 黏聚力c/kPa原型模型內(nèi)摩擦角/(°)原型模型泊松比原型模型雜填土0010.0010.000.340.34粉質(zhì)黏土Ⅰ29216.0016.000.360.36粉細(xì)砂0035.0035.000.270.27圓礫卵石0040.0040.000.200.20粉質(zhì)黏土Ⅱ29215.0015.000.310.31圓礫0045.0045.000.260.26

選用加筋配置的石膏來(lái)模擬相似模型材料試驗(yàn)的管道，模型試驗(yàn)相似比為1∶15，制管用混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30，將石膏的抗壓強(qiáng)度控制為1.34 MPa，彈性模量控制為2 000 MPa。試驗(yàn)共5根管節(jié)，每根管節(jié)的長(zhǎng)度為20 cm，管線通過(guò)管節(jié)的承插口進(jìn)行拼接。

相似模型材料試驗(yàn)的量測(cè)內(nèi)容有管道豎向位移、管道頂部應(yīng)力和管道底部應(yīng)力。測(cè)量管道位移的量測(cè)設(shè)備為拉線位移傳感器，其量測(cè)范圍為0～500 mm，量測(cè)精度為0.01 mm，能夠滿(mǎn)足試驗(yàn)精度要求。測(cè)量管道應(yīng)力的設(shè)備采用電阻應(yīng)變片及DH3816N靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)。拉線位移傳感器以及電阻應(yīng)變片布設(shè)如圖4和圖5所示。位移測(cè)點(diǎn)設(shè)置在承插口的兩端，將每個(gè)管節(jié)的2個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)連接傳感器并編號(hào)。應(yīng)變片沿每個(gè)管節(jié)上下各布設(shè)2個(gè)，分別標(biāo)記為DZW1-1/2和DZW1-3/4。

圖4 位移監(jiān)測(cè)布置Fig. 4 Layout of monitoring points

2.4 試驗(yàn)過(guò)程

1)管線埋設(shè)完畢后，填埋地層至設(shè)計(jì)高度，靜置24 h保證地層固結(jié)達(dá)到穩(wěn)定，開(kāi)挖設(shè)備就緒，調(diào)試好量測(cè)裝置，記錄初值。2)在盾構(gòu)裝置外表面標(biāo)記好刻度，采用人工推進(jìn)方式模擬掌子面壓力，同時(shí)轉(zhuǎn)動(dòng)盾構(gòu)裝置內(nèi)刀片以模擬盾構(gòu)刀盤(pán)的轉(zhuǎn)動(dòng)，達(dá)到切削泥土的目的。隧道盾構(gòu)開(kāi)挖過(guò)程分20次掘進(jìn)來(lái)完成，每次采用人工掘進(jìn)5 cm，總計(jì)掘進(jìn)100 cm。在掘進(jìn)間隙10 min內(nèi)，記錄量測(cè)裝置數(shù)據(jù)。3)盾構(gòu)隧道開(kāi)挖結(jié)束，在靜止?fàn)顟B(tài)下固結(jié)4、12、24、48 h達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，分別記錄該時(shí)刻所對(duì)應(yīng)的管線數(shù)據(jù)。試驗(yàn)工序共計(jì)24步。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

將模型試驗(yàn)結(jié)果換算至工程原型。記錄隧道開(kāi)挖過(guò)程以及穩(wěn)定狀態(tài)下管線的位移值，結(jié)果如圖6和圖7所示。管節(jié)所受應(yīng)力取中間管節(jié)頂部與底部應(yīng)變數(shù)據(jù)平均值進(jìn)行研究。管節(jié)的應(yīng)力時(shí)程響應(yīng)如圖8所示。整體管道頂部與底部應(yīng)力曲線如圖9所示。

圖6 管道沉降時(shí)程響應(yīng)Fig. 6 Time response of pipeline settlement

圖7 管道沉降曲線Fig. 7 Settlement curve of pipeline

3.1 管道位移分析

圖6中，G1、G3、G5分別表示第1、3、5根管節(jié)的沉降監(jiān)測(cè)點(diǎn)編號(hào)，具體如圖4所示。隨著盾構(gòu)隧道開(kāi)挖距離的不斷增加，管節(jié)沉降也在不斷增大，直到隧道盾構(gòu)開(kāi)挖結(jié)束后沉降達(dá)到最大，達(dá)10 mm左右。隧道開(kāi)挖結(jié)束進(jìn)入穩(wěn)定靜置狀態(tài)后，受土方在施工過(guò)程產(chǎn)生的地層損失影響，隧道周?chē)馏w應(yīng)力向隧道所在位置集中，造成隧道周?chē)令w粒間隙被擠密，進(jìn)而帶動(dòng)管道周邊土體產(chǎn)生移動(dòng)。由于管土相互作用的影響，將導(dǎo)致管節(jié)也隨之產(chǎn)生相對(duì)位移。待模型靜置48 h達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)后，沉降值最大達(dá)到20 mm。根據(jù)GB 50911—2013《城市軌道交通工程監(jiān)測(cè)技術(shù)規(guī)范》9.3.3條規(guī)定，當(dāng)無(wú)地方工程經(jīng)驗(yàn)時(shí)，雨污管線的累計(jì)沉降不能超過(guò)20 mm。因此，管線處于破壞的臨界狀態(tài)。從圖7可以看出隧道掘進(jìn)結(jié)束并穩(wěn)定48 h后的整體管道沉降分布規(guī)律，管道沉降近似為一條平緩曲線，沉降值在18 mm左右。

圖8 管節(jié)G3應(yīng)力時(shí)程響應(yīng)Fig. 8 Time response of pipeline G3 stress

圖9 管道應(yīng)力曲線Fig. 9 Stress curve of pipeline

3.2 管道應(yīng)力分析

分析圖8可得，隨著盾構(gòu)隧道的開(kāi)挖，隧道上方管節(jié)G3的頂部和底部應(yīng)力基本呈現(xiàn)出受拉狀態(tài)，當(dāng)進(jìn)行到工序21步時(shí)，頂部拉應(yīng)力達(dá)到135 kPa，大于底部的應(yīng)力；當(dāng)隧道盾構(gòu)開(kāi)挖結(jié)束進(jìn)入靜置狀態(tài)后，頂部應(yīng)力持續(xù)增大，底部應(yīng)力略有減小。管節(jié)頂部和底部應(yīng)力變化趨勢(shì)基本相同，在靜置48 h后均達(dá)到穩(wěn)定值，頂部應(yīng)力接近240 kPa，底部應(yīng)力接近70 kPa。圖9選取了管隧平行的管節(jié)進(jìn)行研究，經(jīng)分析可得，管節(jié)應(yīng)力均為正值，即表示管節(jié)頂部和底部均受拉，隨著距管道起點(diǎn)距離的增加，管節(jié)頂部和底部應(yīng)力逐漸減小。

4 有限元模型建立

采用有限元軟件Midas GTS NX對(duì)應(yīng)模型試驗(yàn)進(jìn)行建模分析。該模型考慮模擬地層材料和幾何的非線性，隧道盾殼、管片混凝土間的接觸、混凝土管節(jié)承插口之間的接觸以及和土體間的接觸，選取出單元、邊界條件以及網(wǎng)格劃分等解決方法，通過(guò)與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，來(lái)驗(yàn)證有限元模型的可靠性。

4.1 材料特性

模型地層材料選用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型，管線、盾構(gòu)隧道的鋼筋混凝土管片和注漿層采用彈性本構(gòu)模型計(jì)算，具體參數(shù)見(jiàn)表3。

表3 計(jì)算模型物理力學(xué)參數(shù)Table 3 Physico-mechanical parameters of soil layers

4.2 單元尺寸與網(wǎng)格

模型地層材料、管線、管片、注漿層等構(gòu)件采用實(shí)體單元建立，盾殼采用板單元建立。隧道外圍土體范圍取3倍以上隧道直徑長(zhǎng)度可滿(mǎn)足邊界效應(yīng)被忽略的要求。因此，模型尺寸為60 m×45 m×45 m(長(zhǎng)×寬×高)。盾構(gòu)管片壁厚300 mm，注漿層厚度為150 mm，隧道總長(zhǎng)為45 m。

由于相鄰管節(jié)間承插接觸面較多，因此對(duì)管節(jié)及其他單元采用四面體網(wǎng)格進(jìn)行劃分。通過(guò)定義線性梯度方法對(duì)管線、管線核心土及周邊土體的網(wǎng)格細(xì)分，而遠(yuǎn)離管線的模擬地層及隧道網(wǎng)格的劃分可相對(duì)稀疏。

4.3 接觸設(shè)置與邊界條件

管線相鄰管節(jié)間涉及較多接觸面，為了考慮管節(jié)承插口的影響，分別在管節(jié)承插口部位設(shè)置接觸面，考慮相鄰管節(jié)間的擠壓和摩擦效應(yīng)。接觸單元采用Mohr-Coulomb準(zhǔn)則，通過(guò)設(shè)置接觸面間法向和剪切剛度模量以及黏聚力和內(nèi)摩擦角等參數(shù)，模擬管道和相鄰?fù)馏w間的擠壓和摩擦。依據(jù)Midas GTS幫助文件以及北京地區(qū)管土之間摩擦的參數(shù)取值，法向剛度模量取相鄰單元較小彈性模量的50倍，剪切剛度模量取相鄰單元較小剪切模量的50倍，黏聚力取相鄰?fù)馏w黏聚力的3倍，內(nèi)摩擦角取相鄰?fù)馏w內(nèi)摩擦角的3倍，可較好地模擬管道在隧道開(kāi)挖作用下的管線變形和內(nèi)力變化規(guī)律。

模型四周設(shè)置位移邊界條件約束x、y方向的位移，模型底部設(shè)置位移邊界條件約束z方向的移動(dòng)，而模型上表面為地表，是自由邊界。有限元模型如圖10所示。

(a) 整體模型網(wǎng)格劃分

(b) 管道與盾構(gòu)隧道相對(duì)位置

(c) 管節(jié)

4.4 監(jiān)測(cè)設(shè)置和計(jì)算步驟

4.4.1 監(jiān)測(cè)設(shè)置

本文在每個(gè)管節(jié)上設(shè)置2個(gè)沉降監(jiān)測(cè)點(diǎn)，用來(lái)監(jiān)測(cè)管節(jié)承插口兩端的位移。此外,在每個(gè)管節(jié)設(shè)置4個(gè)應(yīng)力監(jiān)測(cè)點(diǎn),研究管節(jié)接口和管節(jié)中部所受軸向應(yīng)力的變化情況。沉降監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置如圖11所示，應(yīng)力監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置如圖12所示。通過(guò)對(duì)這些量測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，來(lái)評(píng)價(jià)管線變形和內(nèi)力變化情況。

圖11 管節(jié)沉降監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置Fig. 11 Layout of settlement monitoring points on pipeline

4.4.2 計(jì)算步驟

數(shù)值模擬計(jì)算的工況與模型試驗(yàn)的工況基本相同，本文采用單元網(wǎng)格“激活”和“鈍化”的方式來(lái)模擬隧道盾構(gòu)施工動(dòng)態(tài)的開(kāi)挖過(guò)程。隧道盾構(gòu)開(kāi)挖采用“鈍化”命令來(lái)實(shí)現(xiàn)，管道和隧道管片及注漿的屬性采用“激活”命令來(lái)實(shí)現(xiàn)。盾構(gòu)隧道施工數(shù)值模擬工況如下。

圖12 管節(jié)應(yīng)力監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置Fig. 12 Layout of stress monitoring points on pipeline

1)計(jì)算土體在自重應(yīng)力下的初始應(yīng)力場(chǎng)，將收斂判別條件提高，模擬自重條件下土體的固結(jié)穩(wěn)定，并將位移清零；

2)“激活”管道模型，將收斂判別條件提高，以模擬管道施工完成后的應(yīng)力場(chǎng)分布，并將位移清零；

3)定義盾構(gòu)隧道施工步序，盾構(gòu)按照土體開(kāi)挖、盾殼安裝、管片安裝、盾尾注漿、盾殼拆除的施工階段進(jìn)行；

4)依次循環(huán)第3步，直到開(kāi)挖完成，從隧道開(kāi)挖至結(jié)束后土體達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，共計(jì)26步；

5)計(jì)算及結(jié)果后處理分析。

5 計(jì)算結(jié)果與分析

圖13示出有限元分析和試驗(yàn)測(cè)得的管線位移曲線對(duì)比。圖14示出有限元分析和試驗(yàn)測(cè)得的管線應(yīng)力曲線對(duì)比。

(a) 管道豎向位移時(shí)程響應(yīng)

(b) 管道位移曲線

Fig. 13 Comparison of pipeline displacement between model test and numerical calculation

1)有限元與試驗(yàn)測(cè)得的管線某管節(jié)沉降時(shí)程曲線均呈折線變化，表明管線變形隨施工步序的增加經(jīng)歷了線彈性和非線性變化2個(gè)階段。在施工初期(第8步工序以前)，由于隧道開(kāi)挖導(dǎo)致地層損失，2條曲線變化規(guī)律和減小趨勢(shì)都較好地吻合；施工后期，2條曲線均呈現(xiàn)出非線性減小，開(kāi)挖土體產(chǎn)生的地層損失對(duì)該管節(jié)的影響逐漸減弱。由于數(shù)值模型中材料參數(shù)的理想化，導(dǎo)致非線性減小過(guò)程中有限元得出的管線沉降值與試驗(yàn)值之間的誤差均在18%以?xún)?nèi)； 表明管線在經(jīng)歷隧道掌子面推進(jìn)、刀盤(pán)削切、同步注漿以及脫出盾尾時(shí)出現(xiàn)了差異沉降。進(jìn)入穩(wěn)定狀態(tài)后，管線最終沉降分布曲線與試驗(yàn)曲線能較好地吻合，誤差在15%以?xún)?nèi)，說(shuō)明在隧道施工過(guò)程中管線出現(xiàn)了均勻沉降且沉降變化規(guī)律相同，證明了建模方法的合理性。

圖14 管節(jié)應(yīng)力結(jié)果對(duì)比

Fig. 14 Comparison of pipeline stress between model test and numerical calculation

2)有限元與試驗(yàn)測(cè)得管線應(yīng)力分布曲線基本呈現(xiàn)出“一”字形平行分布，2條曲線均反映出相同的應(yīng)力分布規(guī)律。管節(jié)頂部與底部均為受拉區(qū)，表明隨著盾構(gòu)隧道開(kāi)挖的進(jìn)行，管線底部由于土體應(yīng)力向隧道方向集中而導(dǎo)致管線周?chē)馏w顆粒被擠密，向地層損失方向移動(dòng)，從而帶動(dòng)管線底部和頂部產(chǎn)生拉應(yīng)力。 數(shù)值試驗(yàn)結(jié)果略小于模型試驗(yàn)。由于模型試驗(yàn)在隧道開(kāi)挖初期受擾動(dòng)相對(duì)較大，而有限元計(jì)算條件相對(duì)穩(wěn)定；因此，管線頂部在距離管線起點(diǎn)8 m范圍以外，應(yīng)力分布規(guī)律相同，8 m范圍以?xún)?nèi)，模型試驗(yàn)結(jié)果略有起伏，而數(shù)值試驗(yàn)結(jié)果保持穩(wěn)定，二者誤差在10%以?xún)?nèi)。管線底部應(yīng)力分布的數(shù)值計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果也基本吻合。

3)從圖13和圖14可以看出，數(shù)值建模還存在一定的精度問(wèn)題，但采用Midas GTS NX對(duì)管線在隧道開(kāi)挖過(guò)程中的變形和受力情況進(jìn)行分析的建模方法還是合理的。因此，可在數(shù)值計(jì)算結(jié)果的基礎(chǔ)上對(duì)管隧凈距和管線內(nèi)徑參數(shù)進(jìn)行研究。

6 關(guān)鍵影響因素分析

6.1 關(guān)鍵影響因素的方案選擇

為深入分析管隧豎向凈距l(xiāng)以及管隧橫向間距d對(duì)于管線豎向沉降與管線應(yīng)力之間的影響作用，l依次取3、6、9(模型試驗(yàn)與數(shù)值計(jì)算工況)、12、15、18、24、30 m共計(jì)8種計(jì)算工況；管線軸線與隧道軸線凈距d依次取3、6、9、12、15、18 m共計(jì)6種計(jì)算工況。沉降監(jiān)測(cè)點(diǎn)和應(yīng)力監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置與圖11和圖12相同。

6.2 有限元模型驗(yàn)證與分析

圖15示出管隧豎向凈距l(xiāng)變化時(shí)管節(jié)豎向位移與管節(jié)應(yīng)力變化曲線。圖16示出管隧橫向間距d變化時(shí)管線豎向位移與管節(jié)應(yīng)力變化曲線。可以看出：

1)隨著l/D的增加，管節(jié)的沉降呈現(xiàn)出減小趨勢(shì)，當(dāng)l/D超過(guò)6時(shí)，管節(jié)的沉降變化趨于穩(wěn)定。 管節(jié)頂部和底部應(yīng)力隨著l/D的增加迅速減小，當(dāng)l/D大于2時(shí)，頂部應(yīng)力變化趨于平緩，當(dāng)l/D大于3時(shí)，管節(jié)底部應(yīng)力基本不受影響。表明由于脫出盾尾過(guò)程隧道上方土體還會(huì)進(jìn)一步沉積，經(jīng)過(guò)一定時(shí)間的沉降累積才達(dá)到平衡，而靠近邊界處脫出盾尾最晚，因此距管道起點(diǎn)越遠(yuǎn)的管節(jié)相對(duì)沉降累積時(shí)間也越長(zhǎng)，導(dǎo)致最終沉降也越大。

(a) 管節(jié)豎向位移

(b) 管節(jié)應(yīng)力

隨著盾構(gòu)隧道開(kāi)挖的進(jìn)行，管線底部由于土體應(yīng)力向隧道方向集中而導(dǎo)致管線周?chē)馏w顆粒被擠密，向地層損失方向移動(dòng)；并且管隧處于平行狀態(tài)，在隧道開(kāi)挖過(guò)程中，先沉降的管線必然對(duì)后續(xù)管線產(chǎn)生一定的拉伸作用，再加上管土間相互作用的影響，必然會(huì)使管線頂部與底部產(chǎn)生拉應(yīng)力。此外，由于管線本身的剛度較大，故管線極易在承插接口處發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)變形，因此管體兩端受力較大，從而管體頂部受拉略大于管體底部。當(dāng)管隧豎向凈距較大時(shí)，隧道開(kāi)挖引起的地層損失所產(chǎn)生的土體應(yīng)力重分布現(xiàn)象就越少發(fā)生，土體間顆粒的擠壓現(xiàn)象就越少出現(xiàn)，土體所受擾動(dòng)就越小，因此管線周?chē)馏w更加穩(wěn)定。

(b) 管節(jié)應(yīng)力

2)隨著d/D的增加，隧道開(kāi)挖引起地層損失對(duì)管線周?chē)馏w應(yīng)力分布的影響也逐漸減弱，因此管線抵抗變形和受力的能力也不斷增強(qiáng)，管節(jié)的沉降開(kāi)始變小，管節(jié)頂部和底部應(yīng)力也開(kāi)始減小。當(dāng)管隧距離增大到一定程度后，管隧間土體受擾動(dòng)趨勢(shì)變緩，管線周?chē)馏w逐漸超出隧道開(kāi)挖導(dǎo)致地層損失所影響的區(qū)域，因此土體性質(zhì)更為穩(wěn)定。 當(dāng)d/D增大到4以后，管節(jié)沉降變化趨于平穩(wěn)。當(dāng)d/D大于2時(shí)，管節(jié)應(yīng)力減小并趨于平緩。

7 結(jié)論與建議

為研究隧道開(kāi)挖條件下雨污管線的變形和內(nèi)力變化特征，在模型試驗(yàn)和有限元結(jié)果對(duì)比的基礎(chǔ)上，分析管隧平行條件下的雨污管線沉降、應(yīng)力分布曲線，總結(jié)了管隧豎向凈距與管隧橫向間距對(duì)雨污管線的影響規(guī)律，并得到以下結(jié)論。

1)當(dāng)?shù)罔F盾構(gòu)隧道開(kāi)挖時(shí)，上覆管道沉降基本呈現(xiàn)平緩分布，最大值出現(xiàn)在盾構(gòu)隧道尾部上方管節(jié)處，數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果與模型試驗(yàn)基本相符。根據(jù)研究發(fā)現(xiàn)，因?yàn)樗淼朗┕ぎa(chǎn)生的差異沉降易使管節(jié)接口處出現(xiàn)轉(zhuǎn)動(dòng)，嚴(yán)重時(shí)會(huì)使管內(nèi)水體外泄造成危害，從而影響管線的正常使用。因此，需在施工時(shí)對(duì)管節(jié)接口處加密布設(shè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)，提高監(jiān)測(cè)頻率，在盾構(gòu)施工過(guò)程中每一次拆除盾殼時(shí)都要監(jiān)測(cè)記錄管節(jié)的沉降值，以便進(jìn)行實(shí)時(shí)對(duì)比和判斷管節(jié)的沉降情況。

2)隨著盾構(gòu)隧道開(kāi)挖的進(jìn)行，管線底部由于土體應(yīng)力向隧道方向集中而導(dǎo)致管線周?chē)馏w顆粒被擠密，向管線下方移動(dòng)，從而帶動(dòng)管線底部和頂部均產(chǎn)生拉應(yīng)力，因此管道頂部與底部均呈現(xiàn)受拉狀態(tài)，總體呈現(xiàn)出平行分布趨勢(shì)，頂部受拉應(yīng)力略大于底部，說(shuō)明隧道開(kāi)挖對(duì)管節(jié)造成的影響主要為受拉。因此，在沿管道分布范圍內(nèi)需對(duì)管節(jié)進(jìn)行抗拉防護(hù)措施，避免管節(jié)出現(xiàn)受拉破壞。

3)當(dāng)隧道和管線都處在類(lèi)似地層條件時(shí)，盾構(gòu)施工使雨污管線產(chǎn)生的沉降和應(yīng)力分別伴隨管隧豎向凈距l(xiāng)和管隧橫向間距d的增大而出現(xiàn)減小趨勢(shì)，表明雨污管線離隧道越遠(yuǎn)，受到的擾動(dòng)就越小。當(dāng)l/D大于6、d/D大于4時(shí)，管線基本不再受影響。

本文通過(guò)模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果驗(yàn)證了上覆雨污管線的管線變形和內(nèi)力變化規(guī)律，同時(shí)研究了管隧豎向凈距和管隧橫向間距對(duì)上覆雨污管線的影響，為指導(dǎo)盾構(gòu)施工時(shí)對(duì)上覆雨污管線的影響提供了技術(shù)支持。但是，由于本文只分析了管隧平行條件下單隧道的盾構(gòu)開(kāi)挖情況，得到的試驗(yàn)數(shù)據(jù)有限，對(duì)于存在地下水、管隧正交、管隧斜交以及雙隧道開(kāi)挖條件下雨污管線的變形和內(nèi)力變化規(guī)律，還有待進(jìn)一步的研究。

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