地铁车站施工对邻近管线影响的三维数值模拟摘 要:随着城市建设步伐的加快,地铁工程施工对邻近管线的影响问题日趋突出.本文以北京地铁某车站工程为背景,借助大型有限元程序ABAQUS建立了三维隧道-管道-土体耦合模型,详细模拟了车站施工过程对邻近管线的影响.计算结果与现场量测数据基本吻合,验证了数值分析的可靠性.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.关键词:地铁工程;地下管线;数值模拟;管-土相互作用 目前,北京多条地铁线路同时开工,地铁工程影响邻近管线问题已成为地铁施工的重点和难点.地铁开挖引起邻近煤气管泄露、水管爆裂、电缆断裂的情况,国内外均有报道.如何在施工中有效控制开挖引起的地层移动,保护邻近管线的安全,并对管线安全性做出合理的判断,已经成为地铁工程中迫切需要解决的问题. 由于具体工程的地层情况、开挖方式、支护形式、管线材质、接头类型、管道-隧道相对位置变化较大,无论是弹性地基梁法还是工程类比法均无法取得令人满意的预测结果.随着有限元、有限差分以及边界元的发展,数值方法可以有效弥补上述方法存在的局限性.本文作者针对北京地铁的具体工程,用ABAQUS程序进行车站施工影响邻近管线的三维非线性弹塑性分析,预测各施工阶段管道的沉降,结合现场监控量测数据对管道的安全性进行评价.1 工程概况 在建的某地铁车站,主体双层暗挖段采用上下4导洞的洞桩法施工.施工导洞初期支护均为马蹄形结构,下导洞采用双侧壁导坑法开挖,上导洞采用交叉中隔壁法施工.车站的施工环境非常复杂,周围存在大量的地下管线.选取距离隧道结构最近的雨水管作为研究对象,其与相对车站的位置关系如图1所示.详细的施工步骤见图2,其中1~14为开挖面序号.
2 管线控制标准与安全判别方法 目前我国还没有统一的管线变形控制标准.一方面,管线现状承载能力和抵抗变形的能力难以确定,因此直接决定了管线控制标准难以确定.另一方面,国内外可以借鉴的地下管线控制标准比较少,除文献[1]在条文中有明确规定之外,Attewell等[2]曾提出一些经验性控制标准,其他可供参考资料较少.在判别地下管线的安全性时,一般将管线分成刚性管和柔性管.刚性管安全性可以由管道接口抗拔力、允许曲率半径或管节受弯应力判断.管节中的纵向弯曲应力应小于容许值,当弯曲应力小于容许值时,管道可安全使用,否则,管道可能产生断裂或泄漏.柔性管安全性一般由管道的允许曲率半径和接头张角进行安全判别. O’Rourke&Trautman[3]提出了一种管线损害评估的经验法,主要参考指标是管线可能损害处的地层移动坡角值Smax/i.其中Smax为隧道开挖引起的最大地表沉降,i为隧道中线到地表沉降槽反弯点的距离.在砂层中的浅埋隧道,规定了横向沉降槽的Smax/i限值,如表1所示.3 管-土相互作用的模拟 管-土相互作用是研究地铁施工对邻近管线影响需要解决的难点,目前已有的研究方法主要有弹性地基梁线弹性解析模型和有限元板壳模型.有限元方法多采用接触面单元分析这类问题,但一般接触面单元需要预先确定哪些点的位移相等,不能精确模拟接触面在变形过程中的实际情况.在ABAQUS程序中,主-从接触面法可以模拟管-土的法向侵入与脱离及切向的相对滑移. 采用主-从面接触模型模拟管-土相互作用时,管道作为主接触面,土体作为从接触面,形成一个接触对.接触面的相互作用按切向和法向分别定义,即切向接触时,管土节点一旦接触,就不再发生相对滑动;法向接触时,允许管土节点相互分离.4 计算过程与结果4.1 模型与参数 1)计算模型取中跨拱圈的圆心作为模型的原点,上边界取到地表,下边界自结构底板向下取11m,模型总高为35m.模型宽度取125m,线路纵向考虑边界效应取20m.模型计算范围、土层分布、管线和车站结构的位置关系如图1所示.由此建立的计算模型网格如图3所示,图3中不同灰度代表不同的开挖或支护区域.模型的边界条件取地表为自由边界,其他5个面为滚轴约束. 2)雨水管为钢筋混凝土管,由于多年腐蚀造成承载变形能力降低,取原设计弹性模量的80%进行计算.管道采用承插式接口,承口环和插口环均用扁钢压制成型,与钢筒焊成一体.因此,可近似忽略管道的接口影响,用具有轴弯性能的空间等参壳单元模拟. 3)边桩为钻孔灌注桩,设计直径为600mm,间距1000mm,考虑到桩间的注浆作用,将边桩模拟为300mm的壳单元,初期支护采用具有轴弯性能的空间等参壳单元模拟. 4)地层采用遵循非线性弹塑性本构关系和莫尔-库仑屈服准则的空间等参实体单元模拟.二次衬砌采用弹性本构关系的空间等参实体单元模拟. 5)由于实际开挖过程采用降水施工,故不考虑地下水在开挖过程中的影响.4.2 横向地表沉降与管道沉降 地表沉降槽曲线如图4所示. 车站计算最大地表沉降为84.4mm,地表沉降槽宽度约为80m,管道最大沉降量为46mm,该处地层的最大沉降为48mm,管道沉降与地层沉降基本一致.图5为管道沉降的时程曲线.表2为各施工阶段地表和管道累计沉降最大点的沉降量及沉降比例. 通过与监测结果的对比,发现沉降槽计算结果与实测数据趋势上基本吻合,计算结果比实测结果偏大近9mm,且实测管道沉降有局部上抬现象.这主要是由于施工中的初支回填注浆作用在计算中没有考虑,故计算管道沉降大于监测值.4.3 管道纵向沉降 1)不同施工阶段管道的纵向变形· 不同开挖步序下管道纵向变形如图6所示,雨水管与隧道开挖方向平行,管道在车站施工过程中纵向变形不断变化,在上部左导洞第4部开挖时出现纵向最大局部倾斜.车站施工完毕后管道纵向不均匀沉降值为8mm. 2)管道纵向最不利情况分析· 管道在上左导洞开挖时出现最不利变形,此时的纵向坡角达到最大值,如图7所示,局部倾斜最大值为40.2/20000=0.002.5 管道安全性验算5.1 管道应力验算 根据混凝土结构设计规范查得,混凝土强度设计值为1.1MPa,计算所得最大管道拉应力为0.8 MPa,小于混凝土的强度设计值,故从管道应力的角度可以判断管道是安全的.5.2 局部倾斜验算 根据文献[1]的规定,采用承插式接头的铸铁水管、钢筋混凝土水管两个接头之间的局部倾斜值不应大于0.0025,计算最大局部倾斜为0.002,小于控制值,管道的局部倾斜符合规范要求.5.3 附加最大弯矩验算 Vorster等[4](2005)用弹性地基梁法推导了隧道开挖对邻近管道的附加弯矩计算公式 式中:EⅠ为管道的弯曲刚度;Es为土体杨氏模量;r0是管道半径.按照式(1)验算可得M=2.97kN.m.5.4 地表沉降槽限值验算 Smax/i=84·4×10-3/80=0·001<0·012,故该雨水管线是安全的.6 结论与建议 1)通过三维非线性弹塑性有限元法模拟地铁车站施工对管线的影响,数值分析结果表明,施工期间管线能够满足变形与强度的要求.管线最大沉降为46mm,地表最大沉降为84mm.管线与周围地层位移基本一致,管道对地层变形的抵制作用不明显.施工期间管线最大拉应力为0.82MPa. 2)通过管道纵向变形形态随车站开挖的变化分析,发现管道的最不利形态发生在正下方导洞开挖阶段,该阶段管道出现最大局部倾斜,施工中应在管道正下方土体开挖阶段加强监测. 3)数值计算结果与现场监测结果基本吻合,从而一定程度上验证了模型的正确性和可靠性. 4)管道的变形和强度值与极限值比较接近,为了保证管线的安全,应采取先加固后施工的办法,由地表和导洞内向管道周围土体进行注浆加固,提高地层抗变形能力.参考文献:[1]GJB02-98·广州地区建筑基坑支护技术规定[S].1998.GJB02-98·SpecificationforRetainingandProtectioninBuildingExcavationEngineeringinGuangzhouArea[S].1998.[2]AttewellPB,YeatesJ,SelbyAR.SoilMovementsIn-ducedbyTunnellingandTheirEffectsonPipelinesandStructures[M].London:BlackieandSonLtd.,1986.[3]O’RourkeTD,TrautmanCH.BuriedPipelineResponsetoTunnellingGroundMovements[C]∥Switzerland:Proc.Europipe’82Conf.,Basel,1982:5-12.[4]VorsterTEB,KlarA,SogaK.EstimatingtheEffectsofTunnelingonExistingPipelines[J].JournalofGeotechnicalandGeoenvironmentalEngineering,2005,131(11):1399-1410.
2 管线控制标准与安全判别方法 目前我国还没有统一的管线变形控制标准.一方面,管线现状承载能力和抵抗变形的能力难以确定,因此直接决定了管线控制标准难以确定.另一方面,国内外可以借鉴的地下管线控制标准比较少,除文献[1]在条文中有明确规定之外,Attewell等[2]曾提出一些经验性控制标准,其他可供参考资料较少.在判别地下管线的安全性时,一般将管线分成刚性管和柔性管.刚性管安全性可以由管道接口抗拔力、允许曲率半径或管节受弯应力判断.管节中的纵向弯曲应力应小于容许值,当弯曲应力小于容许值时,管道可安全使用,否则,管道可能产生断裂或泄漏.柔性管安全性一般由管道的允许曲率半径和接头张角进行安全判别. O’Rourke&Trautman[3]提出了一种管线损害评估的经验法,主要参考指标是管线可能损害处的地层移动坡角值Smax/i.其中Smax为隧道开挖引起的最大地表沉降,i为隧道中线到地表沉降槽反弯点的距离.在砂层中的浅埋隧道,规定了横向沉降槽的Smax/i限值,如表1所示.3 管-土相互作用的模拟 管-土相互作用是研究地铁施工对邻近管线影响需要解决的难点,目前已有的研究方法主要有弹性地基梁线弹性解析模型和有限元板壳模型.有限元方法多采用接触面单元分析这类问题,但一般接触面单元需要预先确定哪些点的位移相等,不能精确模拟接触面在变形过程中的实际情况.在ABAQUS程序中,主-从接触面法可以模拟管-土的法向侵入与脱离及切向的相对滑移. 采用主-从面接触模型模拟管-土相互作用时,管道作为主接触面,土体作为从接触面,形成一个接触对.接触面的相互作用按切向和法向分别定义,即切向接触时,管土节点一旦接触,就不再发生相对滑动;法向接触时,允许管土节点相互分离.4 计算过程与结果4.1 模型与参数 1)计算模型取中跨拱圈的圆心作为模型的原点,上边界取到地表,下边界自结构底板向下取11m,模型总高为35m.模型宽度取125m,线路纵向考虑边界效应取20m.模型计算范围、土层分布、管线和车站结构的位置关系如图1所示.由此建立的计算模型网格如图3所示,图3中不同灰度代表不同的开挖或支护区域.模型的边界条件取地表为自由边界,其他5个面为滚轴约束. 2)雨水管为钢筋混凝土管,由于多年腐蚀造成承载变形能力降低,取原设计弹性模量的80%进行计算.管道采用承插式接口,承口环和插口环均用扁钢压制成型,与钢筒焊成一体.因此,可近似忽略管道的接口影响,用具有轴弯性能的空间等参壳单元模拟. 3)边桩为钻孔灌注桩,设计直径为600mm,间距1000mm,考虑到桩间的注浆作用,将边桩模拟为300mm的壳单元,初期支护采用具有轴弯性能的空间等参壳单元模拟. 4)地层采用遵循非线性弹塑性本构关系和莫尔-库仑屈服准则的空间等参实体单元模拟.二次衬砌采用弹性本构关系的空间等参实体单元模拟. 5)由于实际开挖过程采用降水施工,故不考虑地下水在开挖过程中的影响.4.2 横向地表沉降与管道沉降 地表沉降槽曲线如图4所示. 车站计算最大地表沉降为84.4mm,地表沉降槽宽度约为80m,管道最大沉降量为46mm,该处地层的最大沉降为48mm,管道沉降与地层沉降基本一致.图5为管道沉降的时程曲线.表2为各施工阶段地表和管道累计沉降最大点的沉降量及沉降比例. 通过与监测结果的对比,发现沉降槽计算结果与实测数据趋势上基本吻合,计算结果比实测结果偏大近9mm,且实测管道沉降有局部上抬现象.这主要是由于施工中的初支回填注浆作用在计算中没有考虑,故计算管道沉降大于监测值.4.3 管道纵向沉降 1)不同施工阶段管道的纵向变形· 不同开挖步序下管道纵向变形如图6所示,雨水管与隧道开挖方向平行,管道在车站施工过程中纵向变形不断变化,在上部左导洞第4部开挖时出现纵向最大局部倾斜.车站施工完毕后管道纵向不均匀沉降值为8mm. 2)管道纵向最不利情况分析· 管道在上左导洞开挖时出现最不利变形,此时的纵向坡角达到最大值,如图7所示,局部倾斜最大值为40.2/20000=0.002.5 管道安全性验算5.1 管道应力验算 根据混凝土结构设计规范查得,混凝土强度设计值为1.1MPa,计算所得最大管道拉应力为0.8 MPa,小于混凝土的强度设计值,故从管道应力的角度可以判断管道是安全的.5.2 局部倾斜验算 根据文献[1]的规定,采用承插式接头的铸铁水管、钢筋混凝土水管两个接头之间的局部倾斜值不应大于0.0025,计算最大局部倾斜为0.002,小于控制值,管道的局部倾斜符合规范要求.5.3 附加最大弯矩验算 Vorster等[4](2005)用弹性地基梁法推导了隧道开挖对邻近管道的附加弯矩计算公式 式中:EⅠ为管道的弯曲刚度;Es为土体杨氏模量;r0是管道半径.按照式(1)验算可得M=2.97kN.m.5.4 地表沉降槽限值验算 Smax/i=84·4×10-3/80=0·001<0·012,故该雨水管线是安全的.6 结论与建议 1)通过三维非线性弹塑性有限元法模拟地铁车站施工对管线的影响,数值分析结果表明,施工期间管线能够满足变形与强度的要求.管线最大沉降为46mm,地表最大沉降为84mm.管线与周围地层位移基本一致,管道对地层变形的抵制作用不明显.施工期间管线最大拉应力为0.82MPa. 2)通过管道纵向变形形态随车站开挖的变化分析,发现管道的最不利形态发生在正下方导洞开挖阶段,该阶段管道出现最大局部倾斜,施工中应在管道正下方土体开挖阶段加强监测. 3)数值计算结果与现场监测结果基本吻合,从而一定程度上验证了模型的正确性和可靠性. 4)管道的变形和强度值与极限值比较接近,为了保证管线的安全,应采取先加固后施工的办法,由地表和导洞内向管道周围土体进行注浆加固,提高地层抗变形能力.参考文献:[1]GJB02-98·广州地区建筑基坑支护技术规定[S].1998.GJB02-98·SpecificationforRetainingandProtectioninBuildingExcavationEngineeringinGuangzhouArea[S].1998.[2]AttewellPB,YeatesJ,SelbyAR.SoilMovementsIn-ducedbyTunnellingandTheirEffectsonPipelinesandStructures[M].London:BlackieandSonLtd.,1986.[3]O’RourkeTD,TrautmanCH.BuriedPipelineResponsetoTunnellingGroundMovements[C]∥Switzerland:Proc.Europipe’82Conf.,Basel,1982:5-12.[4]VorsterTEB,KlarA,SogaK.EstimatingtheEffectsofTunnelingonExistingPipelines[J].JournalofGeotechnicalandGeoenvironmentalEngineering,2005,131(11):1399-1410.
