第一章绪论 1．1引言 随世界各地城市地下空间的不断丌发与利用，在新建地下结构时遇到许多 “近接施工”问题，包括隧道水平、竖直和倾斜平行，上下正交和斜交，以及一 条隧道近接桩基和地下管网等。近接施-r_弓l起的土体沉降可能危及周边建(构)筑 物和近接地下既有结构和管线的安全，会造成严重的经济损失和社会影响。【11 因此，分析研究各复杂工况条件下管线变形沉降特点对如何在和施工中可靠地预 测和有效地抑制施工引起的过大地层位移或沉降，以及在施工中如何防止坍塌， 确保周边建(构)筑物和地下管线安全具有理论和现实的指导意义，已成为城市地 铁及其他地下工程建设中一定要解决的一项重要课题。12] 上海轨道交通7号线号线的重要组成部分，区问隧道采用 巾6340mm的土压平衡盾构进行实施工程。在隧道沿线中山北路、镇坪路路口位置， 存在一①3500mm的合流污水总管和高架桥墩的钻孔灌注桩，隧道轴线处在污水 总管下方，且桥墩桩基处在隧道断面内。工程需进行桥墩桩基的处理和盾构掘进 穿越施工，以及需解决施工对污水总管的保护问题。 本论文将依托上海轨道交通7号线标区间隧道工程，在复杂周围环境条件 下，进行地下清障施工和盾构穿越掘进施工对大直管涵的变形沉降分析及其施工 控制技术进行研究，以掌握大直径管涵在复杂工况条件下的变形沉降特性，并进 一步形成一套完整的施工控制技术，为今后碰到类似工程提供理论依照及实践经 验。 1．2国内外研究现状 城市隧道施工往往处于建筑物、道路和地下管线等设施的密集区，因此导致 城市隧道建设中各种工程环境问题日渐突出。因而在城市隧道施工中，一定要保证 施工对于已有设施所造成的影响在允许的范围内。作为城市环境保护的一个新兴 课题，许多国内外学者都对城市地下工程项目施工对地层及邻近管线的影响研究作了 很多工作，得出许多有意义的结论，为科学评价城市隧道施工对邻近管线的影响 提供了一定的理论基础。 下面将从地下管涵初始应力、管一土相互作用、管涵破坏模式、管涵变形分 析四个方面做说明。 1．2．1地下管线初始应力研究 隧道丌挖之前地下管线就承受的应力称为管线，它是由管线内 部工作所承受的压力、上覆土压力、动静荷载、安装应力、先期地层运动及环境影响等因 素共同作用的结果。一般说来，管线安装挚层没有充分压实或由于其他问题造成 不均匀沉降，管线就会出现管段应力增加或接头转角增大现象；管线内外压力不 同会导致管段产生环向应力；上覆土压力与动静荷载的作用会使管段横断面趋于 椭圆，同时伴随管段应力的改变；同样，管线埋置土层的不同也会导致管身不同 的应力状态，比如，管线埋置于温差较大的土层就会使管身产生应变，而管线周 围土体湿度的变化也会引起管身的腐蚀以此来降低管线]Taki与O’Rourke 分析了作用在铸铁管上的内部压力、温度应力、重复荷载及安装应力，计算了低 压管在综合作用下拉应力与弯曲应变的典型值，认为作用在管线上的初始应力大 致为管线管涵与周围土体的相互作用研究 隧道施工中，因周围土体受到施工扰动产生位移，带动邻近管线发生不均匀 沉降和水平位移。同时，由于管线倍，必然会 对周围土体的移动产生抵抗作用。AtteweU[7】认为隧道施工引起的土体移动对管 线的影响可从隧道掘进方向与管线的相对空间位置来确定，当隧道掘进方向垂直 于管线延伸方向时，对管线的影响主要体现在管线周围土体的纵向位移引起管线 弯曲应力的增加及接头转角的增大；当隧道掘进方向平行于管线延伸方向时，对 管线的影响主要体现为周围土体对管线的轴向拉压作用。而管线对土体移动的抵 制作用主要与管线的管径、刚度、接头类型及所处位置有关。 由于大部分地下管线埋置深度不大，通常可以假设在管线直径不大时，地下 管线对周围土体移动没有抵抗能力，它将沿土体的移动轨迹变形。【8】一些研究成 2 果也表明了这种假设的可行性：[6lCarder与Tayor采取足尺试验研究了埋置深度 O．75m直径100mm的铸铁管置于不同土体中时在邻近开挖影响下的性状改变情 况，试验成果表明管线的移动轨迹与所处地层土体移动轨迹相吻合；[12]Molnar 等对芝加哥Lurie医疗研究中心工程中深基坑开挖对邻近地下管线影响的研究中 假设管线与周围土体一起移动的情况下，管径150mm--500mm的地下管线预测 变形值与现场实测数据相符。 但是，当地下管线直径增大到某些特定的程度后就会对周围土体移动产生作用 这同时也增大了管线l蒋洪胜等曾对上海地铁二号线某段盾 构法施工对上部管径3．6m的合流污水管产生的影响及处理的措施进行过研究， 深圳地铁已有的实测结果也表明位于大直径(3m)的管线上的地表沉降值小于 没有管线时的地表沉降值。不过Attewell认为尽管大管径管线抵抗土体移动时会 增加管身的应力，但由于管线自身强度较大(主要是针对灰铁管线)而不会导致管 段产生大的附加应力。总的来说，对于管径较大的管线，在隧道施工中要引起重 视特别是对地层运动比较剧烈，管材、接头比较脆弱且运营年限久的大管径管线 要进行专门的风险评估。 1．2．3管涵的破坏模式及允许变形值研究 考察地下管线在地层移动及变形作用下的主要破坏模式，一般有两种情况： 一是管段在附加拉应力作用下有裂缝，甚至发生破裂而丧失工作上的能力；二是管 段完好，但管段接头转角过大，接头不能保持封闭状态而发生渗漏。管线的破坏 可能主要由其中一种模式控制也可能两种破坏同时发生。【13】 文献【14】定义了隧道施工引起的地下管线破坏模式，对于柔性管(主要为钢管 及塑料管)由于屈服作用产生过度变形而使管段发生破裂；而对于刚性管(主要 为脆性灰铁管线)破坏的主要模式有：由纵向弯曲引起的横断面破裂、由管段环 向变形引起的径向开裂和管段接头处不能承受过大转角而发生渗漏三种情况。高 文华认为，对于焊接的大长度钢管的破坏主要由地层下降引起的管线弯曲应力控 制：对于有接头的管线，破坏主要由管线允许张开角和管线允许的纵向和横向抗 弯强度所决定。 为保证隧道施工全套工艺流程中邻近管线的安全，现行的一般作法是控制管线的沉降 量，地表倾斜及管接缝张开值‘19】。这些控制值的确定是基于若干规范和工程实践 经验确定的。然而，在实际工程应用中存在地下管线的变形不易量测以及对柔性 接头管线的接头转角无法实测的尴尬。并且，由于没有统一的理论控制标准，使 得这些控制值的确定带有一定的随意性，缺乏理论研究成果。【23】 1．2．4施工引起管涵的变形分析研究 隧道施工引起的地下管线影响因素较多，对于地下管线做准确的受力变形 分析是地下管线保护研究的基础，目前对地下管线的受力变形研究主要有解析法 与数值模拟法。 (1)解析法 Attewell基于Winker弹性地基模型提出隧道施工对结构与管线的影响评价 方法。根据管线位置与地层运动方向的不同，分别计算了管线垂直与平行地层运 动时管线的弯曲应力与接头转角，研究了大直径与小直径管线在地层运动下不同 的反应性状，讨论了理论分析的实际应用可行性，给出了管线设计方法，是较早 的比较系统的研究成果【24】【251。廖少明【14】、刘建航也基于弹性地基梁理论提出地 下管线按柔性管和刚性管分别进行考虑的两种方法。 高田至Ntl8】等根据弹性地基梁理论将受到地基沉降影响的四种情形下的地 下管线进行模型化处理，提出了计算管线最大弯曲应力、接头转角、最大接头伸 长的计算公式。段光杰【5】根据Winker地基反作用模型，讨论了由隧道不同施工 方引起的地层损失对周围地下管线的影响，在管线处的地层径向变形和地层轴向 变形两种影响下，分别总结了管线垂直于隧道轴线和平行于隧道轴线两种位置情 况下，管线变形、应变和转角等参数与地表最大沉降值的关系。高文华【161利用 Winke弹性地基梁理论分析了基坑开挖导致的地下管线竖向位移和水平位移，推 导了新的计算公式，讨论了引起地下管线变形的因素：基床系数、沉陷区长度及 地下管线对应的地表沉陷量，给出了不同管线变形控制标准及安全度评价准则。 解析法、经验法虽然能够较好地预计开挖引起的地表或地层沉降的大小和影 响范围，但不能很好地考虑土体与结构物的相互作用。 (2)数值模拟法 采用数值模拟方法，能够较好地考虑隧道开挖引起的地层位移与管线。 作用，得到较为满意的结果12 A．Marston【271利用有限元模型计算了地下管线在邻近深基坑丌挖时的附加弯曲 应力，建议对铸铁管线四周近地层移动引起的弯曲应变值最大可取为0．05％，对 球墨铸铁管线】等考虑了基坑围护结构、 土体与地下管线的耦合作用，建立了地下管线、土体以及基坑围护结构为一体的 三维有限元模型，分析了地下管线的管材、埋深、距离基坑远近、下卧层土质、 管线弹性模量与周围土体弹性模量比等因素对地下管线的影响位移；应用 Singhal柔性接口中密封橡胶圈产生的拉拔力、弯矩及扭矩，研究了基坑工程中 邻近柔性接口地下管线的受力与变形，得出了管线柔性接口的拉拔力P。并且总 结、归纳了地下管线的安全性判别方法及地下管线的工程监测和保护措施。吴波 ㈣等基于ANSYS软件平台，将地下管线模拟成三维弹性地基梁，建立了隧道支 护结构一土体一地下管线耦合作用的三维有限元分析模型，对施工过程进行了仿 真分析，并对地下管线的安全性进行了预测，给出了管线安全性的评价标准。 综观研究文献，目前较多研究主要是针对深基坑周围地下管线的位移、受力 等规律及管土之间的相互作用规律，而针对盾构隧道施工对周围地下管线的影响 力分析的研究成果较少。而本文依托工程上海轨道交通七号线五标，在全回转拔 桩施工以及盾构推进施工过程中，要着重保护邻近的大直径合流污水管涵，而针 对这种复杂工况下大直径管涵的变形特性分析的研究成果足少之又少，因此没有 成熟的理论研究和可靠的施工经验可以参考和借鉴。 1．3研究目的和意义 目前，国内城市轨道交通快速发展，越来越多的隧道处在城市密集区域，施 工不可避免的碰到各类重要管线和地下障碍物。虽然国外发达困家大城市的地铁 市政建设已较成熟，在复杂情况下对已有桩基的清除和盾构穿越管线施工有很多 成功的事例。而我国在这一课题的研究上尚未形成一套完整、成熟的施工控制技 术。为能保护好管线，确保地下施工的顺利进行，迫切需要进一步研究掌握复杂 工况条件下管线变形沉降的特性，形成一套完整、系统、可靠的施工控制技术。 本论文通过数值模拟对复杂工况条件大直径管涵变形沉降特点的研究，在研 究全回转套管拔桩施工和盾构推进施工对周边大直径管涵的影响特性后，掌握了 管涵周围土移的规律，并将研究成果用于指导现场施工，针对盾构施工对土 层扰动变形控制以及针对全回转套管拔桩施工对土层扰动变形控制，在施工过程 中形成了一整套控制技术方案，最大限度降低施工对地下管线的影响，确保环境 安全及工程质量，同时加快施工进度。此外，研究埋地大直径管涵在紧邻地下工 程施工以及其他各种荷载共同作用下的力学失效机理，并最终实现对在役管道剩 余使用寿命和管网可靠性的评估与预测具有重要的现实意义。 1．4研究内容和方法 本文围绕上海软土地层中紧接即有大直径管涵全回转套管拔桩施工和盾构 隧道旌工，对如下内容进行深入研究： (1)全回转套管拔桩对即有大直径管涵及周围地层的扰动影响特性研究及控制 技术分析 针对全回转套管拔桩对既有埋地大直径管涵管及周围土体的影响，本章采用 大型有限元软件ABAQUS对拔桩全过程进行数值模拟，全面掌握全回转套管拔 桩施工对既有大直径管涵沉降变形特性，并在施工过程中加以运用，形成并完善 全回转套管拔桩施工方案。为反映实际施工过程，将拔桩全过程划分为压入钢套 管、拔桩、拔出钢套管及回填三个步骤。通过计算与分析： 1)研究钢套管压入过程中，既有管涵随着压入深度的增加，所产生的水平 和竖向位移变化规律； 2)针对拔桩过程，分无套管支护和有套管支护两种工况进行分析，对比拔 桩过程中有无套管两种工况下土体的应力和位移情况，研究全回转套管拔桩影响 周边土体的机理； 3)研究钢套管拔出及回填过程中，既有管涵随着钢套管的拔出，所产生的 水平和竖向位移变化规律； (2)盾构隧道掘进施工对即有大直径管涵和周围土体的扰动影响特性研究及控 制技术分析 考虑地铁盾构隧道施工全过程，按照不同的施工阶段，分析时I’日J和空间不断 变化的三维结构与周围土体及邻近地下管线)间的相互作用，寻求地铁盾 构隧道掘进导致地下管线变形与沉降规律，探讨其破坏机理，在实际施工过程中， 6 合理规避风险点，形成和完善盾构隧道掘进施工对既有大直径污水管涵扰动控制 方案。具体包括： 1)通过对管线进行简支模型简化，并考虑土粒间作用和上覆土的影响，对 管线沉降、变形和转角进行解析分析，考察管节埋深、直径的影响，并取得地基 土基床系数对管线的影响规律和管线)依据地铁盾构隧道力学的原理与方法，运用FLAC3D大型数值分析软件 对盾构隧道掘进过程进行变工况、变参数的数值模拟，研究盾构掘进过程中管涵 的变形特性以及管涵相关参数对土层位移影响的规律； 3)根据现场监测资料与理论分析结果，探讨盾构隧道施工过程中大直径管 涵的变形与破坏机理以及周围土体与地下管涵间的相互作用；形成并不断完善盾 构施工对管涵的扰动影响控制技术方案。 1．5研究创新点 (1)建立了模拟全回转钻进拔桩的砼污水管．隧道地层结构计算模型，分析 了拔桩(套管)过程对污水管及对周围土体的影响规律。 (2)建立了同时考虑盾构隧道施工过程、污水管和周围群桩基础的三维有 限元计算模型，分析了盾构隧道施工对污水管的影响规律。 (3)依托本工程，形成一套完善的全回转钻机超深桩基拔除旌工和盾构近 距离穿越大型管线施工的工艺，掌握了在复杂环境条件下实施微扰动施工保护的 拔桩及盾构推进技术，并确保将邻近管线 第二章大直径管涵沉降规律研究 运用Marston(马斯顿)模型和曾国熙模型，计算上覆土对管道的作用力，对 管道进行简支模型简化，通过节问转角和挠度的关系来验证和控制节间是否产生 裂缝和控制裂缝，通过研究得出一些规律性的方案和计算方法。 2．1计算模型 研究计算采用两种模型，分别是Marston(马斯顿)模型和曾国熙模型。 (1)Marston(马斯顿)模型他71 Marston(马斯顿)模型是根据施工埋置方式的不同将埋地管道划分为上埋式 和沟埋式两种类型，分别提出不同的管道土压力计算模型。模型假定了极限平衡 和管道绝对刚性，并增加了～个竖直滑动面假定，即假设回填土在与管侧外表面 相切处存在一个竖向剪切面，剪切面将回填土分成三部分，其中管道上方为内土 柱，两侧为外土柱。由于管道截面假设为绝对刚性，因此管道在内土柱压力作用 下没有竖向变形，而管道突出基础高度D’范围内的管侧土体在回填后会产生沉 降变形，此时在管顶水平面处会出现一个管土相对沉降差6，使得管侧外土柱相 对于内土柱有向下运动的趋势，外土柱通过剪切面对内土柱作用一个向下的摩擦 力，使得管顶竖向土压力大于管顶内土柱的重量，即引起管顶竖向土压力的集中， 管顶竖向土压力集中系数大于1．O。 由于内外土柱在滑动面上的相互作用，使得管土沉降差随着距离管顶高度的 增加而减少，当填土高度足够大，则在某一高度以上的填土中内外土柱的沉降量 将相等，通过此高度的水平面称为等沉面(其高度记为He)。 当管顶回填土厚度H≤He时，称为完全上埋式，管顶竖向土压应力： pⅣ=等[exp(2KHf／D)-1】 @’1’ 当HHe时，称不完全上埋式，管顶竖向土压应力： @屯’ p日=券[exp(2KH，f／D)-1¨(肛H，)exp(2K／-／。f／D) 式中，D为管道外径， Y为回填土的容重， 由为填土的内摩擦角， f为内外土柱剪切面上的摩擦系数，f--tan巾，巾为土柱滑动剪切面 上的摩擦角。 (2-4) 完全上埋式和不完全上埋式的管顶竖向土压计算中，其K。的计算和取值有所 不同。 Marston模型以内土柱对外土柱的朗肯主动土压力作为上埋式管道的管侧 水平土压力，得到的水平土压力分布图形为管顶至管底线一l上埋式管道不恿图 (2)曾国熙模型[28] 曾国熙在保留土柱滑动面假设的前提下对Marston模型进行两点修正：①将 滑动面上的侧向土压力系数表示为外土柱对内土柱主动侧向土压力的函数而不 是内土柱对外土柱侧向土压力的函数；②考虑内外土柱之间的粘聚力。 当H≤He时，管项竖向土压应力： (2-5) PH=rH+坍2kf／D+2c(1—2q乏-f)H／D 当HHe时，管顶竖向土压应力： (2-6) PⅣ=rH+r(2H—H，)日，kf／D+2c(1—2x[-kf)H，／D 2．2管道受力计算分析 (1)Marston模型 9 此时HHe管顶竖向土压应力： kN／m2 (2—7) 上埋式管道的沿管横截面横向长度管顶竖向土压力为： kN (2—8) Gs=乃D=KsyDH=962．4 Ks 21·523上式的值仅在平面内的压力单位取kN，如在空间一沿管线长度方 向上由因次分析单位取kN／m，GS在数值上等于管线在长度上的荷载集度。 (2)曾国熙模型(修正Marston模型) C=6kPa为填土粘聚力，当HHe时，对平衡方程(6)式进行积分可得管顶竖 向土压应力： kN／m2(2—9) 昂：rH+7(2H—H。弘丫。kflD+2c(1—2．fkf)H，／D=95．03 其中Ks21．128，上埋式管道的沿管横截面横向长度管顶竖向土压力为： (2—10) Gs=斥D=Ks弘明=332．6kN／m 2．3大口径埋地管道沉降的变分法计算 2．3．1管道沉降能量的计算理论 地下直径为中3500的污水管埋在地下，其上有覆土，盾构推进时，下部土 体扰动引起上部污水管的受力范围由土体内摩擦角妒来定，计算模型如下： ly t- m 地叨 54：面地 ql NI I I I I I I I，J I I I I I I I I∥ ‘一 H 3 h r’ 崽 }萎手l !l ； 瓣一一}i ／—— 一 、【 r 厂 f ( 隧 道 ＼ ( 、、一 6m4m2m3 S h 22．5m 一 10 (a)十体与污水管相互作』【}j模型 (b)污水管连接模拟等效局部放人图 图2．2士体计算范同和受力模刑曲线图 土体的扰动长度为：L=LD+2Htan(45。一(,o／2)=31．7m 考虑管道自身的刚度较大，在力的作用下自身刚度影响取计算长度为 L=45m。在扰动范围内，污水管的受力在盾构通过处的上方产生的应力释放最 大，释放的应力向影响区域的两侧递减把污水管上的扰动荷载简化从隧道上方向 两侧按二次曲线递减。管道埋置时间较长，已完成土层的沉降，故管道只在释放 的应力作用下产生沉降。应力释放在盾构推进上方为最大，取值为管道上覆土的 压应力。释放应力荷载集度方程和曲线图如下： +mafst：1模型 ∥’、 —兮_曾圜熙模型 ≯ N i ?厂 ≮ 2} ≮ ‘ 4 ； k ．∥拍舟∈ ，B盹鼬 } ～∥ 铲∥ 魄《． ； 矿 飞b。。 t∥ 、j ’j 长度(m) 图2-3释放应力荷载集度曲线) Marston模型计算的管线) 曾图熙模型计算管线】，近年来在同本得到了广泛应用(朱合华，2002)[30】。该模型以梁单元 模拟污水管节，以弹簧的轴向(尼。)、剪切(七，)和转动(k)效应模拟环向接头和刚 套管，再以弹簧模拟土体与污水管之间的相互作用(图2．2局部放大图)。其纵向 等效抗弯刚度表达式为： 式中： K加一管片环缝转动刚度，一般需要试验确定； E。一隧道截面弹性模量； ，．一隧道纵向惯性矩； 卜一两环管片中心线间的距离，即一环管片的长度。 对于上海地铁隧道、管道，考虑接缝影响的隧道纵向等价刚度约为匀质隧道 刚度的l／5，这与实验及实测结果较为吻合(廖少明，2002)，故在此我们取 (彤)叼={tt={EI (2-15) 地下直径为中3500的污水管深埋在地下，其上覆土深度较大。污水管为钢 筋混凝土结构，节间用“F”型钢板接头，污水管的刚性较大，考虑地基系数以及 地基和管线的相互作用，污水管在土体受扰动引起的应力释放进而造成二次固结 引起的沉降过程，可由能量原理得出沉降函数，污水管的总势能： 咿恤％(爿毛Kr02-qoOg]Idx g。一弹性管道承受的均布荷载； K一管道下方土的基床系数； 国一梁的挠度； K×仞一连续弹性支承的分布反力； 卜一污水管长度，为45m。 解等式时可依据变分原理选取满足边界条件的沉降位移函数。 边界条件为： x=0时倒=0，X=，时，倒=0，函数为： 12 (2一17) 舻委，小访了mTff埘=1．3 ‘ 将(2．17)代入(2—16) r(A：(学+圭K)sm2--／--mz口cqoA．,sin厂)dxmr乃c up=re妻=l,3 2竽出一rqoA,．sin-婴，-dx] =m鲥=1．3砾％笋+扣m =蠢A：c婴等竺+等，一蠢A。辔 (2—18) D^一 蝴数的极值撇徘辈=哺 m5 A。=_z5丁(EI)Pq m=13．．… (2一19) m4 l+—,7／．4(EI—)。q 石×(D4一d4)3．1415×(4．084—3．54) ：6．23m4 64 64 4qol4 1 缈：y m=1,3，…… (2—20) Jr一 ，”=l 嚣 2．3．2管道的沉降计算 107N／m3时，考虑管节问以弹簧连接，得出 在粘土层中，地基系数为(2～4)X 管道的等效抗弯刚度与管节问的转动刚度ke有关，进而可得出转动刚度与管道 沉降之I日J的关系，其沉降图如下： ‘—～ ‘一、 +Kl=2E7(软葛) E 十K2=IE，(可翟) 嗣 --0--K3=aE7(硬蚕) 盘 蛙 转幼哪度 。 x1口” 图2-4转动刚度影响沉降效果图 由图中可以得出，管节问的转动刚度在取值非常小时，管道的沉降曲线有下 降的趋势，但变化幅度较小，管道在同一数量级变化时，管道的沉降几乎没有变 化，即管道的沉降随管节间的转动刚度变化不明显，故管节间的转动刚度不影响 管道的沉降。 由土体扰动情况下二次固结造成的影响范围计算出影响长度L=45m，污水 管位于粘土软塑性土层，其地基弹性系数k=(2。4)×107N／m3沉降数据图如下： 图2．5粘十地基管线管道张角计算研究 埋地污水管由于受到盾构推进式土体的扰动，在隧道上方一定范围内的污水 管产生沉降。污水管一节3m，“F”型钢板接头，管节连接部位预埋厚度10mm的 嵌入式钢套管。结合上海轨道交通某区l、日J隧道，其中污水管位于地表7m下的粘 土层。根据污水管的沉降公式，可得管道在计算长度内的曲率半径表达式为： 14 三 雕)=学 (2-21) 图2-6管线曲率半径 由变形协调条件，污水管在下沉过程中的转角臼(x)为 鼬却。=瓦dco=删．31．n．SE八im。5一×竿…罕m-1，3．… 刀4Elm4 (2—22) 管道自身的刚度较大，其沉降主要由于管节间转动而引起，上式计算出的管 线的转角是基于管线的线性状态，为反映管节转角的作用，现对上所得出的转角 进行等效。角度等效采用微元法对每节管线分割，然后把每份管线转角依次累加 到下一节管线上，即不考虑管线自身的转动，认为转动都是由于管线的搭接处的 转动张丌角度造成的，管线的管节间的张开角度等效后如下图。 O(x)x=o，1，2…·刀的整数，等效转角可用下式表达： 45 p7(x)=∑㈤ f=l (2—23) 图2．7管线得出的管线张丌裂缝： [△，]=dxsin[O]=dxtan[0】．dx[O】(2-24) 计算得出管线管节的张开量如下图： 图2．8管线管节的张开量 根据几何变形情况，提出差异沉降理论计算模型对管道的安全性进行评估。 模型如图2-9所示。 b a一承插槽深度；嘲插头的厚度；卜管的内径；卜管节长度；0—管节外张角；6一壁厚；Ah一差异 沉降值； 图2-9管节连接图 通过模型可以看出，当承插头全部滑出槽时，则管线破坏，此时两管节的外 16 张距离为AL=a，要保证管线不破坏，必须保证ALa。根据结构容许理论的判 定标准，可以取2a／3作为控制值，即[AL]=2a／3，由此推算[0]值；即： (2．25) 0]=tan一1[2a／3(d+2b)],Ah=Lxsin[0] 考虑结构的设计特性，使用年代、质量状况，确定容许幽，则： [Ah】=fxLxsin[O】 (2—26) 其中，伪折减系数，结构越久远，贝憾小。实际工程中污水管的内径为 3500mm，壁厚300mm，槽深60mm，承插头厚度为60mm，每节管长3000mm， 计算矽】值为p】_tan。1[2a／3(d+26)】-0．65106rad 由上图2．9可得最大的管节转角为： 0．035rad=00276。0039’3．82” 由《给排水管道工程施工及验收规范》GB50268．2008，混凝土管曲线安装 接口允许转角直径在1600,--3000mm时为0．5。。 0．01 2rad=000’43．2”0．50=00307 管线虽有张开，但在安全范围内!①3500mm管道为合流一期污水总管，此管 服务范围大，关系到周边地区不问断的污水排放，因此关系非常重大，因此出于 安全考虑取户o．3。 (2—27) [Ah】_厂xLxsin[O]-10．227mm 而在实际土层中管线mm，其管节问的沉降差必定远 小于管节间的安全的沉降差10．227mm，故本项目的污水管线在施工时虽有裂缝， 总体应该是安全的，在管线的关节接口处的转动角度达到安全的上限值时为： 0039’3．82”=0．01l36rad (2．28) 故管节转角安全上限时，管接口处的裂缝将从外到内贯通，管线就会发生渗 漏，管节张丌量为： [△，]l=d×sin[O】_dXtan[0】=dx[0】_3．5X0．01 由《给排水管道工程施工及验收规范》GB50268．2008，混凝土管曲线。时的管线管节问安全张丌量上限值： (2-30) [△，】2=dxsin[O】-dxtan[O]-dx[0]=30．5mm 17 只要管线mm，管线接口虽有裂缝但不会发生渗漏现 象，管线本章小结 本章通过解析方法研究了大直径管涵的沉降规律，主要做了以下几个方面的 工作： (1)首先利用变分法研究大直径管涵的沉降规律，其中使用]Marston(马 斯顿1模型和曾国熙模型； (2)由于管涵的接头方式也是影响沉降的重要因素，本章还对管道张角进 行了研究； 第三章全回转拔桩施工对地层扰动影响的数值模拟研究 3．1有限元理论 有限单元法是一种数值方法，设想把连续体分割成有限个单元，它们在节点 上相连接，即以一个单元集合体来替代连续体，把作用在单元上的力等效地移到 节点上，每个单元选择一个位移函数来表示位移分量的分布规律，按变分原理建 立单元的节点力．节点位移的关系式。根据节点平衡条件，把所有的单元关系集 合形成一组以节点位移为未知量的代数方程组，从而解得各节点位移。 有限单元法的数学基础为分割近似原理，有限元求解问题的基本步骤通常 为： 第一步：问题及求解域定义。根据实际问题确定求解域的物理性质和几何区 域。 第二步：求解域离散化。将求解域近似为具有不同有限大小和形状且彼此相 连的有限个单元组成的离散域，称此为有限元网格划分。显然单元越小，则离散 域的近似程度越好，计算结果也越精确，但计算工作量将增大。 第三步：确定状态变量及控制方法。对具体的物理问题，可用一组包含问题 状态变量边界条件的微分方程表示。为适合有限元求解，通常将微分方程化为等 价的泛函表示。 第四步：单元推导。对单元构造一个适合的近似解，推导有限元的列式，其 中包括选择合理的单元坐标系，建立单元式函数，以某种方法给出单元各状态变 量的离散关系，从而形成单元矩阵。为保证解的收敛性，单元推导应遵循相关原 则。 第五步：总装求解。将单元总装形成离散域的总矩阵方程，反映对近似求解 域的离散域的要求，即单元函数要满足一定的连续条件。总装在相邻单元节点进 行，状态变量及其导数的连续性建立在节点处和边界条件处。 第六步：联立方程组求解和结果解释。方程组的求解可用直接法、迭代法和 随机法，求解结果是单元节点处状态变最的近似值。对于计算结果，根据精度要 19 求确定是否需要重复计算。 简言之，有限元分析可分为三个阶段，前处理、处理和后处理。前处理是建 立有限元模型，完成单元网格划分；处理是计算有限元模型的过程；后处理则是 采集处理分析结果。随着计算机的发展及计算技术的进步，有限元方法也得到了 迅速的发展，这使有限元分析摆脱了仅为性能校核工具的原始阶段，计算结果的 可视化显示从简单的应力、位移和温度等场的静动态显示、彩色调色显示，发展 成为对受荷载对象可能出现缺陷(裂纹等)的位置、形状、大小及其可能波及区域 的显示等。 3．2ABAQUS软件概述[31】 国际上最为先进的大型通用有限元计算分析软件之一，其非线性(材料、几何、 接触)力学分析功能处于世界领先水平，在北美、欧洲和亚洲许多国家的机械、 土木、水利、材料、航空、冶金等领域得到广泛应用。ABAQUS可以进行结构 的静、动力分析，如应力、变形、振动、冲击、热传导和对流、质量扩散、声波、 力电耦合分析等。一个完整的ABAQUS分析过程通常有3个步骤：前处理、模拟 计算和后处理。其主要优点如下： (1)功能强大、使用方便。ABAQUS是集结构、热、流体、电磁、声学等 于一体的大型通用有限元分析软件，它为用户提供了广泛的分析功能，且使用起 来十分简单。大量的复杂问题都可以通过选项块的不同组合很容易地模拟出来， 在大部分模拟中，甚至高度非线性问题，用户只需提供一些工程数据，像结构的 几何形状、材料性能、边界条件及载倚情况即可。 (2)非线性分析功能。ABAQUS程序可求解复杂的包括几种不同材料、承 受复杂的机械及热载荷过程以及变化接触条件的非线性组合问题。非线性静态分 析将荷载分解成一系列增量的荷载步，并且在每一荷载步内进行一系列线性逼近 以达到平衡。类似的，在瞬态和动力非线性分析中问题可以被分解为连续的随时 间变化的荷载增量，在每一步进行平衡迭代。在非线性分析中，ABAQUS能自 动选择相应载荷增量和收敛速度，不仅能够选择合适参数，而且能连续调节参数 以保证在分析过程中有效地得到精确解。 20 (3)丰富的单元库和材料模型库。ABAQUS包括内容丰富的单元库，单元 种类多达433种。它们可以分为8个大类，称为单元族，包括：实体单元、壳单 元、薄膜单元、梁单元、杆单元、刚体元、连接元、无限元。ABAQUS定义了 多种材料本构关系及失效准则模型，如弹性模型包括线弹性、正交各向异性、粘 弹性模型等； 混凝土材料模型、蠕变模型等。ABAQUS可以模拟大多数典型工程材料的性能。 (4)良好的丌放性。ABAQUS建立了丌放的体系结构，提供了二次开发的 接口，利用其强大的分析求解平台，可使困难的分析简单化，使复杂的过程层次 化，设计人员可不再受工程数学解题技巧和计算机编程水平的限制，节省了大量 的时间以避免重复性的编程工作，使工程分析和优化设计更快和更好，同时能使 ABAQUS具备更多特殊的功能和更广泛的适用性。 3．3计算模型 全回转拔桩施工主要是钢套管与土体问的摩擦，因此需对此摩擦对土体的影 响进行分析研究。针对此工况进行计算，建立主从接触和摩擦模型。 3．3．1主从接触1321 桩土相互作用过程中，一般模拟桩与土间的接触行为多是引入接触面单元， 它是有限元计算中用以模拟接触面变形的一种特殊单元。采用接触面单元需要确 定哪些点的位移连续，这不能精确模拟桩土接触面在变形过程中的实际情况，有 一定的缺陷。利用ABAQUS软件提供的主从接触面则能够有效地解决该问题。 ABAQUS软件在模拟桩土接触时，在计算模型的桩和土体上建立表面，定出 会相互接触的一对表面，称为接触对，采用单纯的主一从接触算法。这种算法是 指在一个从属面上(土表面)的节点不能侵入主控面(桩表面)的某一部分，而 并没有对主控面做任何限制，它可以在从面的节点之间侵入从面，见图。为获得 最佳的模拟结果，桩土表面，即主从面的选择必须遵守一些简单的原则：(1)从 面应该是网格划分更精细的表面；(2)如果网格密度相近，从面应该取采用较软 材料的表面。 2l 基于这样的原则，在桩土相互作用计算中，将桩表面定为主接触面，土表面 定为从属接触面，见图3—1、图3-2。 毛面 、 、 ， ，一、 ／，7 卜～／7一一 从面、一 主／嘶侵入 图3—1：主面侵入从面图 图3-2：桩一土接触面 3．3．2摩擦模型 桩与土以及套管与土的接触问题是一个高度非线性行为，处理其接触问题时 需要解决两个问题：1)确定桩一土接触区域以及接触面间的接触状态；2)其接 触面接行为的本构模型桩土接触模型采用库仑摩擦模型，并用摩擦系数来表征在 两个表面问的摩擦行为。接触面上的剪切应力与滑移位移的关系如图3—3所示。 f▲ f ，k ·．J ● 图3-3：库仑摩擦模型示意图 图中实线部分为理想的摩擦行为，默认的摩擦系数为零，在表面剪力达到临 界剪应力Tmax前，切向运动一直保持为零，临界剪应力取决于法向接触压力， 即： ．c max=p口P (3一1) 式中，Il为摩擦系数，P为两接触面间的接触压力。直到接触面间的剪应 力等于极限摩擦剪应力u口P时接触面才会发生相对滑动。 由于桩一土之间的摩擦行为并非理想的摩擦行为，冈此在桩土接触模拟中， ABAQUS软件使用了一个允许“弹性滑动”的摩擦公式。“弹性滑动”是在粘结的 桩土接触面之问所发生的小量的相对运动时，允许其接触面间发生小量位移，即： ．c=Ks口∞ (3-2) 剪应力的发挥与摩擦系数、剪切刚度及法向应力相关。 3．4建立有限元模型 全回转工艺中对周围土体及管线影响最大的是钢套管压入和拔出的过程，因 此本次模拟针对钢套管压入与拔出过程中对合流总管的影响，建立三维有限元模 型进行研究。 3．4．1有限元模型 在几何模型上，用大尺寸来模拟半无限空间体，计算时土体计算域的半径远 大于桩横截面的半径(土体半径取为桩横截面半径的40～60倍)，计算深度为 桩长的1．5倍以上。计算模型如图所示，X轴为水平方向，Y轴为合流管道轴线 方向，Z轴为竖直方向。参考既有文献资料，并考虑计算时间代价，模型大小取 尺寸选取原则是把拔桩影响范围都包含在内。 ^桩位 、_， o 营iII —一 图3-4几何模型示意图 边界条件：沿X轴方向，对模型两面边界结点施加x方向的水平位移约束； 沿Y轴方向，对模型两面边界施加Y方向的水平位移约束，以考虑周围土体的 约束作用；模型底面结点，施加Z方向的竖向固定约束。 材料属性：土体一弹塑性模型(D．P模型)；污水管一实体弹性：灌注桩一实 体弹性；钢套管一实体弹性。 土体分层如图3．5所示。 l’ ①1 ③1 ③2 ④1 ⑤1．1 ⑤1．2 图3．5十体分层示意图 3．4．2本构模型 目前，土工计算中通常采用的各向同性模型有两大类，一类是弹性非线性模 型，另一类是弹塑性模型，二者都反映了土的非线性应力一应变关系特性。土的 力学特性通常指应力、应变和时间等的关系。土体由液体、气体和固体混合而成， 又受到应力历史的影响，其力学特性较为复杂。首先，土体变形有非常明显的非 线性特点，其应力应变曲线从丌始加载时就表现为非线性，没有直线段；其次， 应力路径、应力历史、固结程度都对土体的变形有较大影响：再者，土体还具有 剪胀性和各向异性等特殊性质。几十年来，学者们建立了数十种土体本构模型， 但很难用一种模型来概括所有土的性质，且参数较多，难以一一测定，不方便工 程应用。对具体的地域、工程和土质应采用最能反映其土体主要性质、参数测定 较为简便的模型。由于Drucker—Prager模型能较好地反映土体材料的弹性非线 性特性，且参数相对其它模型较少，容易从常规的工程地质勘察报告中获得，实 际应用中比较普遍，故本文土体材料本构关系采用Drucker—Prager模型，衬 砌结构和管线 根据全回转拔桩施工工艺，当钢套管回转钻入过程中，套管内的土体被扰动， 计算时将套管内土体强度参数考虑折减为原状土的1／5。 (2)摩擦系数 采用库仑摩擦模型，用摩擦系数来表征两个表面的摩擦行为，Randolph和 Wroth(1981)建议采用公式计算摩擦系数： ，，一sin∥cos矽7 (3—3)¨驯 胪i；丁 根据公式对各地层模型计算参数与相应折减。 3．5计算结果分析 全回转拔桩过程主要由压入钢套管、拔桩、拔出钢套管三个阶段组成，本论 文针对这三个施工全套工艺流程分别进行计算，得到如下结果。并分别对无套管支护和有 套管支护进行数值计算，分别选取3个工况预测土体应力和位移，同时对两者计 算结果进行比较。 3．5．1钢套管压入过程 3．5．1．1钢套管压入过程原理及模拟 钢套管压入过程共分五步来完成，第一步至第五步每一步下压距离依次为： 4m、2m、4m、6m、lOm。每一步压入距离的确定原则是：考虑土体分层的影响， 并考虑套管穿过污水管上下附近区域时细化。压入过程如图3-6所示。 一I二] (a)第一步 (b)第二 (c)．第二步 ∞B：÷0b。0，0：iE jd；i1●2104． 盘锥：c●F，一h-虹W。S 差善誊毵：。i。篡二：：。 (e)第五步 图3-6钢套管压入过程 3．5．1．2污水管位移 图3．7(a)为污水管随着钢套管压入深度增加，其水平横向位移的变化情况。 由图中可以看出，随着压入深度的增加，污水管向桩体方向产生位移，且横向位 移不断增大；钢套管压入达到一定深度后，继续下压过程中污水管横向位移增大 减缓，并最终达到了0．4ram。 图3．7(b)为污水管随着钢套管压入深度增加，其竖向位移的变化情况。由 图中可以看出，随着压入深度的增加，污水管位移不断增大；钢套管压入达到一 定深度后，继续下压过程中污水管竖向位移不再继续增大，逐渐稳定在4mm。 对比(a)、(b)两图可以发现，污水管横向位移非常小，在0．4mm数量级 上；竖向位移达到4ram，是污水管位移主要组成部分。因此，在施工全套工艺流程中应 重点控制污水管竖向位移，并且考虑到横向位移的影响；在对其位移进行布点监 测时，应注意以监测其竖向位移为主。 o-o 5．o lo．o 15．o 20．O 距离／重 O．∞O ·O．100 压入钢套普+ _--0．200 ■ ＼ 3--0．300 --0．400 -0．500 (a)水平位移 10·0 15．0 20·0 距离．7丑 O．∞O —I．0()0 压入钢套管． -．2．o【)0 ■ ＼ -3．000 --4．000 —5．000 (b)沉降曲线钢套管乐入过科中污水管位移曲线钢套管拔出及回填过程原理及模拟 与钢套管压入过程类似，钢套管拔出及回填过程也共分五步来完成，第一步 27 至第五步每一步上拔距离依次为：lOm、6m、4m、2m、4m。在上拔的同时，对 该上拔部分土体进行填充。每一步上拔距离的确定原则是：考虑土体分层的影响， 并考虑套管穿过污水管上下附近区域时细化。拔出过程如图3．8所示。 嗣 3 d∞¨㈣p，+_】“∞。p“·。 L， 磕i二，。1掣‰。fh， hu‘-玎u．u1 hbz-dvu口D●I…啦}c (a)．第一步 (b)．第_二步 (c)．钢套管拔出第三步 (d)．第四步 (e)．第五步 图3．16钢套管拔出过程 3．5．2．2污水管位移 0．0 2．0 毛0 0 8．0 10．012．0 14．016．0 18．020．0距离．，m O．200 囝回圈富j O．a∞ 萱蛊J，f1 吨吨吨 瑚姗啪 一0．800 一1．伽叮 (a)．污水管水平方向(X方向)位移曲线 距离．‘h O 0 0 囝圜臣圈 O O ■暑、， 1吨≈q O 0 0 0 11)吒．I-吨 咖啪咖啪湖黝蝴咖啪0 (b)．污水管竖直方向位移曲线钢套管拔出过程中污水管位移曲线(a)为污水管随着钢套管不断上拔，其水平横向位移的变化情况。由 图中可以看出，随着套管拔出，污水管向桩体方向产生位移，且横向位移逐渐增 大，并且当套管上拔到污水管管底对应高度后，继续上拔时，总管水平位移突增， 这是由于桩孔失去套管保护，而回填浆液尚未形成刚度造成的；钢套管拔出高度 达到污水管管顶以上后，继续上拔过程中污水管横向位移不再增大，最大位移最 终达到了0．8mm。 图3-9(b)为污水管随着钢套管不断上拔，其竖向位移的变化情况。由图中 可以看出，随着套管拔出，污水管竖向位移逐渐增大；钢套管拔出高度达到污水 管管顶以上后，继续上拔过程中污水管竖向位移增大趋势减缓，最大位移最后稳 定在7mm。 对比(a)、(b)两图，与套管压入过程相似，可以发现污水管横向位移较小， 竖向位移较大，达到7mm，横向位移约为竖向位移的1／10，因此竖向沉降是污 水管位移主要组成部分。 3．6本章小结 针对全回转拔桩对既有污水管及周围土体的影响，本章采用大型有限元软件 ABAQUS对拔桩全过程进行了数值模拟，并针对桩体与污水管净距大小对污水 管沉降的影响，进行了参数敏感性分析。为反映实际施工全套工艺流程，将拔桩全过程划 分为压入钢套管、拔桩、拔出钢套管及回填三个步骤。通过计算与分析，得到了 如下结论： 1．钢套管压入过程中，随着压入深度的增加，污水管向桩体方向产生水平 位移，且横向位移不断增大，钢套管压入达到污水管管底6m以下后，继续下压 过程中污水管横向位移增大减缓，并最终达到0．4mm；随着压入深度的增加，污 水管沉降不断增大，钢套管压入达到污水管管底6m以下后，继续下压过程中污 水管竖向位移不再继续增大，逐渐稳定在4mm。 2．钢套管拔出过程中，随着套管拔出，污水管向桩体方向产生位移，且横 向位移逐渐增大，当套管上拔到污水管管底对应高度后，继续上拔时，污水管管 水平位移突增，钢套管拔出高度达到污水管管顶以上后，继续上拔过程中污水管 横向位移不再增大，最大水平位移最终达到了0．8mm；随着套管拔出，污水管竖 30 向沉降逐渐增大，钢套管拔出高度达到污水管管顶以上后，继续上拔过程中污水 管竖向位移增大趋势减缓，最大位移最后稳定在7mm。 3．在压入钢套管和拔出钢套管过程中，污水管水平位移均约为其竖向位移 的1／10。因此，竖向沉降是污水管整移的主要组成部分，在施工全套工艺流程中应重 点控制污水管竖向位移，并且考虑到横向位移的影响；在对其位移进行布点监测 时，应以沉降监测为主。 第四章盾构施工对合流污水管影响的数值模拟研究 4．1FLAC3D软件概述【34】 FLAC(FastLagrangianAnalysisofContinua)，即连续介质快速拉格朗同分析， 它是一种基于拉格朗同差分法的一种显式有限差分程序，是由国际著名学者、英 国皂家工程院院士、离散元法的发明人PcterCundall博士在70年代中期开始研 究开发的面向土木建筑、采矿、交通、水利、地质、核废料处理、石油及环境工 程的通用软件系统，是美国Itasac国际咨询集团公司的软件核心产品最知名的软 件系统之一。FLAC及FLAC3D己在全球七十多个国家得到广泛应用，在国际土 木工程(尤其是岩土工程)的学术界和工业界赢得广泛的赞誉。 本文对施工全套工艺流程的力学模拟是通过FLAC3D程序来实现，FLAC3D将二维 FLAC推广到三维空间，不仅包括了所有FLAC的功能，并在该程序基础上进一 步丌发，能够模拟计算三维岩土体及其他介质中工程结构的受力与变形性态。与 FLAC类似，基于拉格朗同差分法的FLAC3D适用于绝大多数的工程力学问题， 尤其适用于材料的弹塑性、大变形分析、流变预测和施工过程的岩土工程的数值 模拟，因而得到国内外广泛认可和应用。 J 运动方程(每个节点) 【 L 广·．由应力及外力利用虚功原理求节点不平衡力{ f I．由不平衡力求节点速事 1．-————————————————————————————————J 图4．1FLAC3D求解过程流程图 FLAC基于显式差分法来求解运动方程和动力学方程。在确定研究区域的几 何形状后，首先将该区域进行离散化处理，将之划分为若干个网格单元，各网格 单元之间通过节点连接，当某个节点受到荷载作用后，由节点的应力和外力变化 以及时间步长△t利用虚功原理求得节点的平衡力，然后将不平衡力重新作用在 节点上，进行下一步迭代过程，直到失衡力足够小或节点位移趋于平衡为止。具 体如图5一l所示。 4．2模拟方案 4．2．1盾构施工过程简化[231 盾构法施工是在一个圆筒形移动式会属支撑的掩护下开挖地层及安装衬砌。 推进过程主要分为：开挖一安装衬砌_壁后注浆等三大步骤。 1一■■■i■■■■f_亍巴’舌慝’j。j一 一 4。21料 覃蔑‘孓厦震嵩鞘；萱书：书看玉一 看孱操作空育 i■丁二■_阳[ a盾尾空隙 b壁后注浆与及时补浆 图4—2衬砌安装与擘后注浆 壁后注浆足在盾构钢壳外壁内设置的注浆泵，以一定的注浆压力把具备一定 流动性的浆体压入盾尾空隙，并确保充填完全，是主动控制围岩应力释放和地层 位移的重要手段。在注浆完成后，注浆体仍处于液相流动状态，围岩土体和管片 衬砌主要承受浆体压力的作用。随施工进行和时间推移，浆体水分流失，浆体发 生变形，浆体压力逐渐消散，浆体逐渐硬化，并在管片外围形成环形保护层，最 终围岩土压力通过浆体层传递到管片。在浆体由液体状态逐渐向同体状态硬化的 过程中，浆体的力学性质变化、浆体的变形特性及浆体压力的消散必将直接影响 地层位移、土体应力释放及最终作用在管片上的土压力。 对由盾构隧道施工引起的地层变形做多元化的分析时，如图4．3所示，通常可分为 以下四个典型施工阶段： 地层的初始应力场，它的形成与地层构造、性质、埋藏条件及荷载历史等有关。 由隧道开挖引起的地层反应与隧道丌挖前地层的初始地应力状态密切相关。 在进行丌挖的模拟计算时，初始地应力场是随后迭代计算的基础，只有采用 与实际相符的初始地应力场，才可能得出真实的解答。初始地应力场指的是隧道 即将开挖时的地应力场。初始地应力场是在工程设计中需要考虑的重要因素。初 始地应力是由土体自重应力和地面超载引起的。软土地层在没有超载的情况下， 初始应力场通常为土体自重应力场。由于土体经历历史上长期的固结，一般早已 达到稳定状态，所以初始位移通常假设为零。 对于没有超载作用的天然地基，其初始应力场只考虑白重应力的作用。包括 竖向应力哆和水平应力吒，q： 吒=∑乃·红 q=q=K吒 (4—1) 式中：乃为第i层土的重度(KN／m3)； 囊为第i层土的厚度(m)； K。为土层静止土压力系数，K。=—L，∥为土体的泊松比。 (4．2) l一∥ 对于存在地面超载的情况，除考虑自重应力作用外还需要考虑由超载引起的 附加应力，附加应力的计算可以根据超载的类型利用附加应力计算公式或根据数 值计算得到。 4．2．3土体本构模型 土体大量的应力应变曲线表明，土体的变形包括弹性应变、塑性应变和蠕变 三部分。很明显，土体是一种典型的弹塑性介质，而且许多情况下土体均处于塑 性状态。土体材料特性复杂、种类繁多，根据已知土体不同的参数，所对应的本 构模型也不一样，计算结果也必然存在差异。也就是说，在进行地下结构的数 值分析时恰当地选取土体的本构模型，对于整个数值分析过程是至关重要的。为 此许多学者进行了大量研究，以期找到一种模型能较好地反应土体的应力变形特 征。前人在整理分析试验结果的基础上提出了各种各样的本构模型，目前常用的 Mohr-Columb模型来进行模拟。 4．2．3衬砌模拟 砌是和网格紧密相连的，在网格上建立可以滑动或者分离的衬砌单元必须用 liller)，但是结构单元通常用于较薄的衬砌，这是因为它们比有限差分单元更能 精确地反映衬砌的弯曲。然而在盾构施工中，混凝土管片衬砌环相对隧道半径比 较大，所以采用实体单元网格，并把参数赋值到网格中。 4．2．4注浆充填作用模拟 在影响地表变形的各种因素中，土体及衬砌材料的力学性质能够最终靠试验测 定，舱压力在施工时可以人为控制，最难确定而又对地表位移有着重要影响的是 盾尾空隙、土体向盾尾空隙的自然充填及注浆后浆体的分布情况和隧道壁面受扰 动的程度和范围。在实际施工中，要对它们分别进行量化是难以达到的，为此将 它们概化为一均质、等厚、弹性的等代层，使得用等代层替换衬砌周围实际的土 层及注浆情况后地表变形保持不变。[231 可以认为，等代层是隧道周围土体扰动、隧道壁面土体向盾尾空隙的移动及 回填注浆作用的抽象概括，对一定的地层结构条件和施工工艺而言，其厚度及其 力学参数应该是一定的。等代层中的材料是土、水泥浆及土与水泥浆的混合体， 其组成比例与土的性质、浆体材料和注浆压力等有关，可将等代层作为弹性材料 看待，其参数包括厚度、弹性模量和泊松比。 (1)弹性模量和泊松比等代层中的材料是土、水泥浆及土与水泥浆的混合 体，其弹性模量应介于土和水泥之间，一般可参考水泥土的压缩模量来取，它与 土的性质、浆体材料及其组成比例等有关。由于泊松比的取值范围不大，其取值 对地层变形计算的影响有限，故可参考水泥土的泊松比，将等代层的泊松比取为 0．2。 (2)厚度由等代层的意义可知，一般而言，等代层的厚度并不等于盾尾空 隙的理论值，如果隧道壁面土体较硬，不被扰动，仅向盾尾空隙产生少许位移， 其余空隙都被浆体充填，则等代层的厚度应略小于盾尾空隙的理论值，如果隧道 壁面的土体较软，则当衬砌脱出盾尾后，土体迅速向盾尾空隙移动、充满盾尾空 隙，隧道壁面土体受扰动。同时，在压力作用下，水泥浆渗入到软土中，形成土 与水泥浆的混合材料，考虑到软土的易扰动性且隧道壁面位移较大，等代层的厚 度将大于盾尾空隙的理论值，因此，等代层的厚度可按下式取为 36 萨，纠 (4—3) 式中：彳一计算的盾尾空隙，即盾构外径与衬砌外径之间的差值的一半(m)； 俨系数，叩值的范围可取为O．7～2．0，对硬土层，可取其下限，对极软的 土层，可取其上限。对不同土质中的盾构法隧道而占，其叼值一般可取 为：硬粘土，O．7～0．9；密砂，0．9～1．3；松砂，1．3～1．8；软粘土，1．乱2．0。 4．2．5数值模拟过程中的几点假定 (1)计算中不考虑衬砌管片分块问的横向连接及各管片环间的纵向连接。 (2)计算中忽略地下水的渗透作用，土体本身的变形与时间

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