胡 愈， 姚愛軍， 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試驗室， 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。地鐵隧道施工將會導(dǎo)致周邊地表產(chǎn)生變形，嚴(yán)重時還會使地下管道產(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)重的情況是周圍巖土體穩(wěn)定性將發(fā)生變化，導(dǎo)致工程事故的發(fā)生。

國內(nèi)外學(xué)者針對隧道盾構(gòu)施工對鄰近建(構(gòu))筑物及管道的影響進(jìn)行過深入研究。理論研究方面，Attewell等[1]利用Winkler地基模型，通過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，并且估計了具有節(jié)點的小直徑管線連續(xù)彈性解預(yù)測公式。

在試驗研究方面，朱葉艇等[6]采用模型箱進(jìn)行相似模型試驗，用于模擬盾構(gòu)掘進(jìn)的半自動裝置，能夠較好地模擬盾構(gòu)的掘進(jìn)過程，相對人工開挖對試驗造成的擾動更??； 王正興等[7]在室內(nèi)試驗基礎(chǔ)上建立了管線顆粒流分析模型，驗證了試驗現(xiàn)象，得出管土相對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，驗證了在隧道開挖作用下不同地層損失對相鄰管線的影響，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]針對隧道過圓礫層段管線擾動進(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]模擬了車站施工對鄰近管線的影響，通過管道應(yīng)力、局部傾斜、附加最大彎矩和地表沉降槽限值的驗算，對管線的安全性進(jìn)行了評估。

然而在現(xiàn)有成果中，隧道開挖對小直徑(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。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，在隧道下穿所引起的土層沉降中易引起承插口轉(zhuǎn)動，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)重時會導(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尤其需要對承插口部位進(jìn)行特別的防護(hù)。然而，目前針對地鐵隧道穿越大直徑無壓雨污管道的變形特征和應(yīng)力分布規(guī)律還鮮有研究。

針對以上問題，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和數(shù)值模擬計算相結(jié)合的方法，重點研究隧道盾構(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，同時進(jìn)一步分析盾構(gòu)施工對管隧豎向凈距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

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(以下簡稱管線)在隧道盾構(gòu)施工過程中的變形和內(nèi)力變化情況，需要進(jìn)行相似模型試驗來模擬管線的響應(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工作條件；

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

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

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×寬×高)，如圖1所示。

圖1 試驗?zāi)Ｐ拖銯ig. 1 Model test box

2.2 試驗方案

試驗采用管隧平行方案，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 試驗相似材料與量測裝置

試驗地層選用河砂、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模擬相似模型材料試驗的管道，模型試驗相似比為1∶15，制管用混凝土強(qiáng)度等級為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。試驗共5根管節(jié)，每根管節(jié)的長度為20 cm，管線通過管節(jié)的承插口進(jìn)行拼接。

相似模型材料試驗的量測內(nèi)容有管道豎向位移、管道頂部應(yīng)力和管道底部應(yīng)力。測量管道位移的量測設(shè)備為拉線位移傳感器，其量測范圍為0～500 mm，量測精度為0.01 mm，能夠滿足試驗精度要求。測量管道應(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。位移測點設(shè)置在承插口的兩端，將每個管節(jié)的2個監(jiān)測點連接傳感器并編號。應(yīng)變片沿每個管節(jié)上下各布設(shè)2個，分別標(biāo)記為DZW1-1/2和DZW1-3/4。

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

2.4 試驗過程

1)管線埋設(shè)完畢后，填埋地層至設(shè)計高度，靜置24 h保證地層固結(jié)達(dá)到穩(wěn)定，開挖設(shè)備就緒，調(diào)試好量測裝置，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，同時轉(zhuǎn)動盾構(gòu)裝置內(nèi)刀片以模擬盾構(gòu)刀盤的轉(zhuǎn)動，達(dá)到切削泥土的目的。隧道盾構(gòu)開挖過程分20次掘進(jìn)來完成，每次采用人工掘進(jìn)5 cm，總計掘進(jìn)100 cm。在掘進(jìn)間隙10 min內(nèi)，記錄量測裝置數(shù)據(jù)。3)盾構(gòu)隧道開挖結(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)，分別記錄該時刻所對應(yīng)的管線數(shù)據(jù)。試驗工序共計24步。

3 試驗結(jié)果與分析

將模型試驗結(jié)果換算至工程原型。記錄隧道開挖過程以及穩(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)測點編號，具體如圖4所示。隨著盾構(gòu)隧道開挖距離的不斷增加，管節(jié)沉降也在不斷增大，直到隧道盾構(gòu)開挖結(jié)束后沉降達(dá)到最大，達(dá)10 mm左右。隧道開挖結(jié)束進(jìn)入穩(wěn)定靜置狀態(tài)后，受土方在施工過程產(chǎn)生的地層損失影響，隧道周圍土體應(yīng)力向隧道所在位置集中，造成隧道周圍土顆粒間隙被擠密，進(jìn)而帶動管道周邊土體產(chǎn)生移動。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)測技術(shù)規(guī)范》9.3.3條規(guī)定，當(dāng)無地方工程經(jīng)驗時，雨污管線的累計沉降不能超過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，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對應(yīng)模型試驗進(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，通過與試驗結(jié)果對比，來驗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)模型計算，具體參數(shù)見表3。

表3 計算模型物理力學(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倍以上隧道直徑長度可滿足邊界效應(yīng)被忽略的要求。因此，模型尺寸為60 m×45 m×45 m(長×寬×高)。盾構(gòu)管片壁厚300 mm，注漿層厚度為150 mm，隧道總長為45 m。

由于相鄰管節(jié)間承插接觸面較多，因此對管節(jié)及其他單元采用四面體網(wǎng)格進(jìn)行劃分。通過定義線性梯度方法對管線、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，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)隧道相對位置

(c) 管節(jié)

4.4 監(jiān)測設(shè)置和計算步驟

4.4.1 監(jiān)測設(shè)置

本文在每個管節(jié)上設(shè)置2個沉降監(jiān)測點，用來監(jiān)測管節(jié)承插口兩端的位移。此外,在每個管節(jié)設(shè)置4個應(yīng)力監(jiān)測點,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)測點布置如圖11所示，應(yīng)力監(jiān)測點布置如圖12所示。通過對這些量測數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，來評價管線變形和內(nèi)力變化情況。

圖11 管節(jié)沉降監(jiān)測點布置Fig. 11 Layout of settlement monitoring points on pipeline

4.4.2 計算步驟

數(shù)值模擬計算的工況與模型試驗的工況基本相同，本文采用單元網(wǎng)格“激活”和“鈍化”的方式來模擬隧道盾構(gòu)施工動態(tài)的開挖過程。隧道盾構(gòu)開挖采用“鈍化”命令來實現(xiàn)，管道和隧道管片及注漿的屬性采用“激活”命令來實現(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)測點布置Fig. 12 Layout of stress monitoring points on pipeline

1)計算土體在自重應(yīng)力下的初始應(yīng)力場，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，直到開挖完成，從隧道開挖至結(jié)束后土體達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，共計26步；

5)計算及結(jié)果后處理分析。

5 計算結(jié)果與分析

圖13示出有限元分析和試驗測得的管線位移曲線對比。圖14示出有限元分析和試驗測得的管線應(yīng)力曲線對比。

(a) 管道豎向位移時程響應(yīng)

(b) 管道位移曲線

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

1)有限元與試驗測得的管線某管節(jié)沉降時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個階段。在施工初期(第8步工序以前)，由于隧道開挖導(dǎo)致地層損失，2條曲線變化規(guī)律和減小趨勢都較好地吻合；施工后期，2條曲線均呈現(xiàn)出非線性減小，開挖土體產(chǎn)生的地層損失對該管節(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)致非線性減小過程中有限元得出的管線沉降值與試驗值之間的誤差均在18%以內(nèi)； 表明管線在經(jīng)歷隧道掌子面推進(jìn)、刀盤削切、同步注漿以及脫出盾尾時出現(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曲線能較好地吻合，誤差在15%以內(nèi)，說明在隧道施工過程中管線出現(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)果對比

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

2)有限元與試驗測得管線應(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)致管線周圍土體顆粒被擠密，向地層損失方向移動，從而帶動管線底部和頂部產(chǎn)生拉應(yīng)力。 數(shù)值試驗結(jié)果略小于模型試驗。由于模型試驗在隧道開挖初期受擾動相對較大，而有限元計算條件相對穩(wěn)定；因此，管線頂部在距離管線起點8 m范圍以外，應(yīng)力分布規(guī)律相同，8 m范圍以內(nèi)，模型試驗結(jié)果略有起伏，而數(shù)值試驗結(jié)果保持穩(wěn)定，二者誤差在10%以內(nèi)。管線底部應(yīng)力分布的數(shù)值計算結(jié)果和試驗結(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題，但采用Midas GTS NX對管線在隧道開挖過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)值計算結(jié)果的基礎(chǔ)上對管隧凈距和管線內(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(模型試驗與數(shù)值計算工況)、12、15、18、24、30 m共計8種計算工況；管線軸線與隧道軸線凈距d依次取3、6、9、12、15、18 m共計6種計算工況。沉降監(jiān)測點和應(yīng)力監(jiān)測點布置與圖11和圖12相同。

6.2 有限元模型驗證與分析

圖15示出管隧豎向凈距l(xiāng)變化時管節(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變化時管線豎向位移與管節(jié)應(yīng)力變化曲線?？梢钥闯觯?/p>

1)隨著l/D的增加，管節(jié)的沉降呈現(xiàn)出減小趨勢，當(dāng)l/D超過6時，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，頂部應(yīng)力變化趨于平緩，當(dāng)l/D大于3時，管節(jié)底部應(yīng)力基本不受影響。表明由于脫出盾尾過程隧道上方土體還會進(jìn)一步沉積，經(jīng)過一定時間的沉降累積才達(dá)到平衡，而靠近邊界處脫出盾尾最晚，因此距管道起點越遠(yuǎn)的管節(jié)相對沉降累積時間也越長，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)致管線周圍土體顆粒被擠密，向地層損失方向移動；并且管隧處于平行狀態(tài)，在隧道開挖過程中，先沉降的管線必然對后續(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，隧道開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)，土體所受擾動就越小，因此管線周圍土體更加穩(wěn)定。

(b) 管節(jié)應(yīng)力

2)隨著d/D的增加，隧道開挖引起地層損失對管線周圍土體應(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)的沉降開始變小，管節(jié)頂部和底部應(yīng)力也開始減小。當(dāng)管隧距離增大到一定程度后，管隧間土體受擾動趨勢變緩，管線周圍土體逐漸超出隧道開挖導(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，管節(jié)應(yīng)力減小并趨于平緩。

7 結(jié)論與建議

為研究隧道開挖條件下雨污管線的變形和內(nèi)力變化特征，在模型試驗和有限元結(jié)果對比的基礎(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)隧道開挖時，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)值模擬計算結(jié)果與模型試驗基本相符。根據(jù)研究發(fā)現(xiàn)，因為隧道施工產(chǎn)生的差異沉降易使管節(jié)接口處出現(xiàn)轉(zhuǎn)動，嚴(yán)重時會使管內(nèi)水體外泄造成危害，從而影響管線的正常使用。因此，需在施工時對管節(jié)接口處加密布設(shè)監(jiān)測點，提高監(jiān)測頻率，在盾構(gòu)施工過程中每一次拆除盾殼時都要監(jiān)測記錄管節(jié)的沉降值，以便進(jìn)行實時對比和判斷管節(jié)的沉降情況。

2)隨著盾構(gòu)隧道開挖的進(jìn)行，管線底部由于土體應(yīng)力向隧道方向集中而導(dǎo)致管線周圍土體顆粒被擠密，向管線下方移動，從而帶動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，頂部受拉應(yīng)力略大于底部，說明隧道開挖對管節(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似地層條件時，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，表明雨污管線離隧道越遠(yuǎn)，受到的擾動就越小。當(dāng)l/D大于6、d/D大于4時，管線基本不再受影響。

本文通過模型試驗和數(shù)值模擬計算結(jié)果驗證了上覆雨污管線的管線變形和內(nèi)力變化規(guī)律，同時研究了管隧豎向凈距和管隧橫向間距對上覆雨污管線的影響，為指導(dǎo)盾構(gòu)施工時對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)開挖情況，得到的試驗數(shù)據(jù)有限，對于存在地下水、管隧正交、管隧斜交以及雙隧道開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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