地裂縫環(huán)境下SRTP埋地管道性狀

黃強兵，姜紫看，郭 瑞，梁 奧

(1.長安大學 地質(zhì)工程與測繪學院，陜西 西安 710054； 2.中鐵西南科學研究院有限公司，四川 成都 611731； 3.中交二公局第三工程有限公司，陜西 西安 710016)

0 引 言

20世紀50年代以來，陜西西安城區(qū)先后出現(xiàn)NEE向分布的14條地裂縫，目前，普遍認為這些地裂縫是構(gòu)造控制、地下水過量開采誘發(fā)的典型城市地質(zhì)災(zāi)害[1-4]。同時，西安地區(qū)多個地下水超采區(qū)出現(xiàn)沉降漏斗現(xiàn)象，嚴重影響城市生命線工程(如軌道交通[3,5-6]和地下管網(wǎng)系統(tǒng))的正常使用。對于地裂縫，一般工程建(構(gòu))筑物均采取避讓措施，但城市輸水、輸油(氣)管道是一種長距離線性和網(wǎng)絡(luò)狀工程，基本無法避讓。已有調(diào)查表明，地裂縫活動常常導致市政設(shè)施損壞及埋地管道開裂或錯斷破壞，從而誘發(fā)次生災(zāi)害，如輸水管道破壞導致水滲入地層引起地面塌陷，天然氣管道破裂使燃氣泄漏引發(fā)爆炸[1-4,7]。因此，廣布市區(qū)的地裂縫對西安目前城市市政設(shè)施，尤其是管道系統(tǒng)構(gòu)成了嚴重安全威脅，已引起市政部門的高度重視。

目前，國內(nèi)外關(guān)于地下管道通過不良地質(zhì)(如地面沉降、活斷層以及地裂縫等)的研究已經(jīng)取得很多成果。Kennedy等分析了土層對地下管道的橫向作用力和管道縱向彎曲變形特征，建立了跨斷層地下管道的力學解析模型[8]。高惠瑛等提出不均勻沉降作用下埋地管道受力變形分析新方法，并給出算例分析沉降參數(shù)、管徑和埋深等因素對管道的影響[9]。劉嘉斌等在總結(jié)西安地裂縫的分布規(guī)律和活動特征基礎(chǔ)上，提出燃氣管道穿越地裂縫采用淺埋、管側(cè)筑溝充砂以及主變形區(qū)加補償器的方法減小地裂縫對管道變形的影響[10]。毛應(yīng)生等據(jù)現(xiàn)場調(diào)查指出排水管道在地裂縫錯動后最易在接頭處斷裂破壞，建議管道接頭使用抗拉的柔性材料[11]。馬廣超據(jù)實地調(diào)查地裂縫作用后排水管道的破壞情況，提出采用柔性管材(玻璃鋼夾砂管(PVC)或聚乙烯雙臂波紋管(PE))和加強砂基礎(chǔ)的方案整改已損舊管道[12]。Kokavessis等用有限元數(shù)值模擬和接觸單元法研究了管土相互作用，分析了埋地管道在地表永久荷載作用下的性狀特征[13]。朱慶杰等使用ANDIA軟件建立管道-地層-斷裂三維模型，重點分析了地震作用下不同管道埋深、管土接觸和斷層參數(shù)對地下管道破壞的影響[14]。門玉明等結(jié)合實際研究工作指出隨著城市地下空間的開發(fā)利用，地下管線工程將不可避免地穿越地裂縫帶，需要加強物理模型試驗和理論方面的研究工作[15]。陳志磊采用1∶1足尺模型試驗，研究了地基沉降導致聚乙烯地下管道產(chǎn)生變形破壞的力學機制[16]。Vazouras等通過數(shù)值模擬研究了埋地鋼質(zhì)管道通過走滑構(gòu)造斷裂的性狀，分析了管道局部失穩(wěn)的力學模式，得到了鋼質(zhì)管道變形特征[17]。曹建國通過試驗?zāi)M研究地面地震液化后地下管道的震害特性，對比分析了不同直徑3種管材的變形破壞特征，并對不同管材抗震性能進行評價[18]。從上述研究來看，現(xiàn)階段關(guān)于地面沉降和斷層對地下管道影響的研究較為深入，而地下管道地裂縫災(zāi)害研究方面多為危害的宏觀定性描述與對策探討，尤其是地裂縫活動時埋地管道受力與變形特點、管道變形破壞模式等模型試驗[19-20]和理論分析等方面的相關(guān)研究較少，從工程設(shè)計角度出發(fā)的定量研究十分缺乏。

基于此，本文以陜西西安市政管道建設(shè)中目前常用的鋼絲網(wǎng)骨架塑料復合(SRTP)埋地管道為研究對象?？紤]到NEE向西安地裂縫與EW向展布的管道工程基本呈30°斜交，與SN向展布管道呈60°斜交，其中30°斜交工況更為不利，故以與管道呈30°斜交穿越的地裂縫帶為工程背景。通過足尺模型試驗，結(jié)合數(shù)值模擬計算，研究地裂縫環(huán)境下埋地管道的受力及變形特點，以期揭示地裂縫環(huán)境下SRTP埋地管道的變形力學性狀，為埋地管道穿越活動地裂縫帶的設(shè)計與防災(zāi)提供科學依據(jù)。

1 試驗設(shè)計

1.1 模型尺寸及材料參數(shù)

本文采取1∶1足尺模型試驗，根據(jù)目前城市埋地管道實際情況，模型試驗中管道采取溝埋式，埋深為1.7 m，管溝內(nèi)為中砂，厚度為0.3 m，模型尺寸為5.0 m(長)×2.5 m(寬)×2.0 m(高)。管道埋深范圍地層物理力學參數(shù)(平均值)特征包括：重度(γ)為18.5 kN·m-3， 彈性模量(E)為7.45 MPa，黏聚力(c)為30 kPa，內(nèi)摩擦角(φ)為27.5°。試驗時，地層結(jié)構(gòu)上部為1.4 m黃土，中間為0.3 m中砂，底部為0.3 m黃土，模型試驗地層和SRTP埋地管道相關(guān)參數(shù)如表1、2所示。探槽揭示地裂縫帶一般充填粉細砂、粉土和粉質(zhì)黏土，模型試驗中地裂縫設(shè)為寬度2 cm軟弱帶，按照實際地裂縫帶內(nèi)充填物來模擬[3]。SRTP埋地管道和試驗?zāi)Ｐ鸵妶D1、2。

表1 模型試驗地層結(jié)構(gòu)及參數(shù)Tab.1 Strata Structure and Parameters of Model Test

表2 SRTP埋地管道材料參數(shù)Tab.2 Material Parameters of SRTP Buried Pipeline

圖1 SRTP埋地管道示意圖Fig.1 Schematic Diagram of SRTP Buried Pipeline

圖2 試驗?zāi)Ｐ褪疽鈭D(單位：m)Fig.2 Schematic Diagram of Test Model (Unit: m)

1.2 試驗原理及測試內(nèi)容

本次模型試驗在長安大學地質(zhì)災(zāi)害大型物理模擬試驗中心自主研制的模型箱系統(tǒng)上進行，模型箱尺寸為5.0 m(長)×2.5 m(寬)×2.0 m(高)(圖2)。西安地裂縫的活動方式基本是上盤下降、下盤穩(wěn)定，具有正斷層性質(zhì)，模型試驗中通過控制模型箱上盤底部千斤頂?shù)纳祦砟M地裂縫上盤下降過程，考察管道的受力變形甚至破壞情況。

管道頂部和地表沉降變形主要通過布設(shè)在管道頂部和地面的位移計來測量，位移計沿管道軸向布置，間隔0.6 m，總共7個(圖3)。位移計固定在模型箱頂部的橫梁上，通過直徑20 mm的PVC管內(nèi)設(shè)置一根測桿，一端置于管道頂部，一端焊接擴大頭，位于模型頂面，位移計頂住擴大頭，管道產(chǎn)生沉降時，PVC管內(nèi)的測桿隨即豎向沉降，位移計讀數(shù)隨之產(chǎn)生變化。位移計布設(shè)如圖3(a)所示，而地表的沉降位移可直接通過地表標志點上的位移計進行測量[圖3(b)]。

圖3 位移計布設(shè)Fig.3 Layout of Displacement Meters

此外，為分析管道的受力變形情況，在管道的軸向和橫向分別布置測點(圖4)，每條測線各布9個軸向和橫向應(yīng)變片，兩者相互垂直，相鄰兩軸向應(yīng)變片間隔0.6 m。

圖4 應(yīng)變片布置圖(單位：m)Fig.4 Arrangement of Strain Measured Points (Unit: m)

s為地裂縫上盤底部沉降量；測點位于上盤用正值表示，位于下盤用負值表示

2 結(jié)果分析

2.1 管道頂部與地面沉降位移特征

圖5為地裂縫上盤不同沉降作用下管道頂部沉降位移曲線。由圖5可以看出：地裂縫上盤下降時，管道頂部沉降呈反“S”型曲線，其沉降滯后于地層本身的沉降；當?shù)亓芽p上盤下降20 cm時，管道頂部沉降量約16.90 cm，管道沉降變形約為地裂縫上盤沉降量的84.3%，這說明地裂縫錯動時管土接觸位置局部出現(xiàn)脫空區(qū)。隨著地裂縫上盤底部沉降量的增加，脫空區(qū)范圍也隨之擴大，試驗結(jié)束后開挖發(fā)現(xiàn)在上盤出現(xiàn)了高約9 cm脫空區(qū)。SRTP埋地管道由過塑鋼絲網(wǎng)骨架和熱塑性塑料聚乙烯構(gòu)成，鋼材抗拉，而熱塑性聚乙烯具有較好柔性，這使得SRTP埋地管道既可抗拉又具一定可塑性。當上盤地層錯動時，管道沉降變形小于上盤地層錯動量，導致管道除承受上覆土層自重之外，還受管道兩側(cè)地層的摩擦阻力，管道產(chǎn)生較大附加變形。而位于下盤的管道在靠近地裂縫區(qū)有微量沉降，遠離地裂縫區(qū)產(chǎn)生了輕微隆起的翹曲變形。

圖6為地裂縫上盤不同沉降作用下地表沉降位移曲線。由圖6可知：地裂縫上盤的地表沉降變形較大，呈向上盤傾斜增加的趨勢；而下盤的地表沉降變形較小，出現(xiàn)輕微的隆起變形。當上盤沉降20 cm時，上盤地表最大沉降量約16.17 cm，占上盤沉降量的80.8%，說明上盤地層因管道的支撐作用，地表沉降明顯滯后和小于上盤底部地層的沉降，具有明顯的變形“衰減效應(yīng)”。

圖6 地表沉降位移曲線Fig.6 Curves of Settlement Displacement of Surface

地裂縫沉降作用下，跨地裂縫帶管道的變形和地表沉降均明顯滯后于地裂縫地層的沉降，具有變形(或位移)“衰減效應(yīng)”，這與實際地裂縫由深部到淺部地層沉降具有減小的趨勢[3]相一致。同時，試驗過程中位于地裂縫下盤的管道頂部先產(chǎn)生4 mm的最大隆起翹曲變形，之后逐漸減小，而下盤地表的隆起變形也隨之由最大的1.16 mm減小至最后的0.56 mm，這說明管道經(jīng)歷了適應(yīng)地裂縫地層變形后部分恢復的力學過程，管道周圍砌溝地層(砂)承受的摩擦阻力相應(yīng)逐漸降低。

應(yīng)力為正值表示拉應(yīng)力，為負值表示壓應(yīng)力

2.2 管道應(yīng)力變化特征

圖7為管道頂、底部軸向應(yīng)力隨地裂縫上盤沉降的變化曲線。從管道頂部受力來看，在地裂縫沉降作用下，SRTP埋地管道頂部在下盤整體受拉應(yīng)力，而位于上盤0.6～1.8 m范圍的管道頂部主要受壓應(yīng)力，且位于下盤的管道頂部所受拉應(yīng)力明顯大于上盤所受壓應(yīng)力，即地裂縫沉降后管道主要受拉應(yīng)力。當上盤沉降至最大20 cm時，管道頂部最大軸向拉應(yīng)力為23.04 MPa，出現(xiàn)在下盤距地裂縫0.6 m處，低于SRTP埋地管道設(shè)計抗拉強度(63 MPa)。從管道底部受力來看，管道底部所受軸向應(yīng)力和管道頂部剛好相反，管道底部在上盤整體受拉應(yīng)力，而位于下盤-1.2～0 m范圍的管道底部主要受壓應(yīng)力，上盤管道底部所受拉應(yīng)力明顯大于下盤所受壓應(yīng)力。當上盤沉降至最大20 cm時，管道底部最大軸向拉應(yīng)力為25.23 MPa，同樣低于SRTP埋地管道設(shè)計抗拉強度。綜上所述，管道頂、底部雖然出現(xiàn)了明顯的拉應(yīng)力和壓應(yīng)力集中區(qū)，但管道的拉應(yīng)力和壓應(yīng)力并未超過其抗拉強度和抗壓強度，試驗結(jié)束管道沒有破損，說明管道具有較好適應(yīng)地裂縫大變形的能力。

同時，地裂縫上盤沉降過程中位于上盤的管道底部會產(chǎn)生脫空區(qū)，即圖7中上盤0.6～1.8 m的區(qū)域，脫空區(qū)范圍為1.2 m，該范圍內(nèi)管道底部出現(xiàn)拉應(yīng)力，而其頂部出現(xiàn)壓應(yīng)力。從管道頂、底部軸向應(yīng)力的變化特征及影響范圍來看，地裂縫作用對SRTP埋地管道縱向影響長度約3.0 m，即上盤0～1.8 m、下盤-1.2～0 m。由此可以判定，地裂縫帶內(nèi)SRTP埋地管道設(shè)防長度為上盤1.8 m和下盤1.2 m，在該范圍內(nèi)管道需要采取一定的保護措施。

2.3 地表破壞過程及管道變形特征

圖8、9分別給出了試驗結(jié)束后模型地表變形破壞及管道底部脫空示意圖。當上盤沉降2 cm后，地表立刻出現(xiàn)3條互不貫通裂縫[圖8(a)、(b)]，隨著上盤沉降量的累加，裂縫逐漸擴展貫通，同時出現(xiàn)次級裂縫；當上盤沉降8 cm時，地表產(chǎn)生3條主裂縫和多條次級裂縫[圖8(c)、(d)]；當上盤沉降量達20 cm時，上盤靠近地裂縫側(cè)密集分布超過10條寬窄不等的裂縫，而下盤僅幾條，且裂縫之間呈平行發(fā)育趨勢[圖8(e)、(f)]，說明地裂縫活動類似于活斷層，具有典型的上盤效應(yīng)，即上盤地層或地表破裂明顯多于下盤。位于上盤的管道底部局部區(qū)域脫空(圖9)，這是埋地管道與周圍地層變形不協(xié)調(diào)導致的，且脫空區(qū)的大小會對埋地管道的內(nèi)力和變形產(chǎn)生明顯影響。試驗結(jié)束后開挖發(fā)現(xiàn)管道雖有一定程度的變形，但未見開裂破壞現(xiàn)象，管道整體仍連續(xù)完整，靜置60 d后基本恢復到試驗前狀態(tài)，進一步說明SRTP埋地管道具有很好適應(yīng)地裂縫大變形的能力。

圖8 地表變形破壞特征Fig.8 Characteristics of Ground Surface Deformation

圖9 管道底部脫空情況Fig.9 Disengaging Situation of the Bottom of Pipeline

3 數(shù)值模擬驗證與分析

采用有限元數(shù)值模擬對上述模型試驗進行驗證，計算得到的模型尺寸、地層結(jié)構(gòu)及邊界條件(圖10)均與模型試驗一致。本次模擬計算通過地裂縫上盤底部施加z方向的強制位移來模擬上盤沉降過程，上盤強制位移工況分5種，即地裂縫上盤底部沉降量分別為4、8、12、16、20 cm。計算時采用Mohr-Coulomb強度準則，管道及地層計算參數(shù)見表1～3。

圖10 數(shù)值模擬計算模型(單位：m)Fig.10 Numerical Simulation Calculation Model (Unit: m)

表3 地層計算參數(shù)Tab.3 Calculation Parameters of Strata

3.1 地層與管道沉降變形特征

圖11為地裂縫沉降(s=20 cm)作用下模型試驗和數(shù)值模擬中管道變形效果對比圖。由圖11可知，管道上、下盤變形呈“S”狀。根據(jù)地裂縫沉降作用下管道變形的特點，可以將管道變形大致劃分為3段，即上盤沉降段、脫空段和下盤翹曲段。位于下盤地層中的管道在近地裂縫處變形最大，隨著與地裂縫距離的增加，管道變形強度減小；而位于上盤地層中的管道由于受到周圍地層沉降的拖曳作用，產(chǎn)生整體沉降，在靠近地裂縫處，當上盤沉降量超過管道豎向沉降量時，將產(chǎn)生管道底部脫空現(xiàn)象，與模型試驗結(jié)果基本一致。同時，管道頂部的沉降作用數(shù)值模擬計算結(jié)果也與模型試驗結(jié)果具有較好的吻合度(圖12)。

3.2 管道內(nèi)力變化特征

圖11 地裂縫沉降作用下埋地管道變形效果Fig.11 Deformation of Buried Pipeline Under the Settlement Action of Ground Fissure

圖13給出了管道內(nèi)力隨地裂縫沉降量的變化曲線。從軸力來看，位于地裂縫上盤的管道部分受壓應(yīng)力而下盤部分受拉應(yīng)力，且受拉應(yīng)力更加明顯，在-0.6 m處軸力最大[圖13(a)]，說明在地裂縫沉降作用下，受上盤地層的拖曳作用，此處最可能發(fā)生拉裂破壞，與模型試驗結(jié)果基本一致。管道所受剪應(yīng)力在-0.7 m(下盤)和0.4 m(上盤)出現(xiàn)峰值，易發(fā)生剪切或剪斷破壞，剪應(yīng)力在-1.3 m(下盤)至1.7 m(上盤)比較大，因此，管道受剪應(yīng)力影響范圍約3.0 m[圖13(b)]，此段管道受地裂縫沉降作用引起的剪切作用較強。管道彎矩在-1.3 m(下盤)至1.7 m(上盤)范圍變化較大，其他位置彎矩較小[圖13(c)]，說明彎矩影響范圍為-1.3 m(下盤)至1.7 m(上盤)。從管道內(nèi)力變化特征來看，地裂縫沉降作用下SRTP埋地管道受影響的范圍大致為3.0 m，即-1.3 m(下盤)至1.7 m(上盤)之間，這與前述模型試驗結(jié)果吻合。

圖12 管道頂部沉降位移對比(s=20 cm)Fig.12 Comparison of Settlement Displacement at the Top of Pipeline (s=20 cm)

4 結(jié) 語

(1)斜交穿越地裂縫帶的SRTP埋地管道和地表的沉降位移(或變形)明顯小于或滯后于地裂縫沉降引起的地層位移，其沉降變形特征具有明顯的“衰減效應(yīng)”。

(2)地裂縫沉降作用下管道頂部上盤受壓應(yīng)力，下盤受拉應(yīng)力，而底部受力剛好相反，具有較為明顯的反對稱受力特征。管道受力變形模式為拉張-擠壓彎曲變形模式；SRTP埋地管道具有較強的韌性和適應(yīng)地裂縫大變形的能力。

(3)地裂縫活動對SRTP埋地管道的縱向影響長度為3.0 m。SRTP埋地管道設(shè)防長度為上盤1.8 m和下盤1.2 m，在此范圍內(nèi)管道需要采取適當保護措施。

(4)地裂縫沉降作用下SRTP埋地管道的縱向變形大致可分為3段，即上盤沉降段、脫空段和下盤翹曲段。其中，脫空段范圍隨著地裂縫沉降量的增大而增大，當?shù)亓芽p沉降量達到20 cm時，脫空段范圍為1.2 m。

圖13 管道內(nèi)力變化曲線Fig.13 Change Curves of Internal Forces of Pipeline

(5)本文僅考慮了SRTP埋地管道與地裂縫帶呈30°斜交的工況，有關(guān)地裂縫環(huán)境下埋地管道力學模型的構(gòu)建、交角變化、地層結(jié)構(gòu)及管材等參數(shù)對埋地管道性狀的影響后續(xù)將展開進一步討論。