超大直径盾构下穿高危管线施工数值模拟分析

2014-09-05周雪莲王晓锋魏林春顾沉颖

铁道建筑 2014年2期

周雪莲，王晓锋，魏林春，顾沉颖

(1．上海理工大学环境与建筑学院，上海 200093;2．国网上海市电力公司，上海 200002;3．上海隧道工程股份有限公司，上海 200062;4．上海市地下空间设计研究总院有限公司，上海 200032)

周雪莲1，王晓锋2，魏林春3，顾沉颖4

结合上海虹梅南路盾构隧道施工对邻近乙烯管线影响的工程实例，采用三维弹塑性有限元精细化模拟盾构施工过程中管线的响应。研究超大直径泥水平衡盾构掘进过程中二次扰动及复杂穿越对乙烯管线的影响，并依据燃气管线安全性的评价标准(容许差异沉降率和容许最大应力双控指标)对乙烯管线的安全性进行判定，为该工程后期第二次穿越乙烯管线的顺利施工提供依据。

超大直径乙烯管数值模拟施工参数

盾构机在穿越一些高危燃气管线时，由于燃气具有易燃、易爆等高危特性，高压燃气管线对隧道施工中的地层沉降控制要求非常高，管线的劈裂对周边环境安全将造成极其恶劣的影响［1］。所以设计和施工的关键是尽量减少由于隧道掘进引起的地层位移及对隧道沿线管线的影响。

盾构施工过程中土层与暗埋刚性管道的变形并非协调变形，土层破坏模式相当复杂，使通过理论方法研究管线受力形式及破坏模式以判别管线的安全性适用范围受限。借助于有限元数值分析软件，将复杂的施工过程适当简化以预测管线的安全性可以得到较好的效果［2］。

吴波等［3］结合深圳地铁大剧院—科学馆区间隧道工程，通过ANSYS有限元软件建立三维弹塑性模型模拟了隧道开挖对管线的影响，并给出管线安全性的评价标准。毕继红等［4］运用 ABAQUS有限元分析软件模拟了双线隧道开挖对地下管线的影响，认为在其它条件不变的情况下，管线的刚度越大，管线的变形越小，但产生的附加应力越大。魏纲等［5］采用三维有限元方法分析过街隧道施工引起的相邻地下管线变形和受力，总结出管线的水平位移远远小于竖向位移，管线与隧道间距和管线埋深比值＜10时，应采取措施以保障管线的正常运营。

目前，数值模拟大多建立在对不同的管线埋深、管线材质、管线与隧道间距和围岩条件等的对比分析上，模型简单且尚未考虑施工参数如切口泥水压力、同步注浆量、同步注浆压力以及推进速度等的影响。因此，需对实际工程进行精细化模拟。本文结合虹梅南路隧道工程采用超大直径泥水平衡盾构施工，通过建立精细化的数值仿真模型分析乙烯燃气管线的变形及受力情况。

1 工程概况

1.1 工程地质

虹梅南路隧道工程位于闵行区和奉贤区，北起虹梅南路、永德路交叉口，沿现状虹梅南路向南延伸，先后穿越剑川路、东川路、沪闵支线、江川东路、黄浦江，终点至西闸路以南约500 m，全长约5 260 m。

闵行区虹梅南路西侧，沿隧道主线方向存在上海氯碱公司的金山至吴泾乙烯管线1根，是输送乙烯化工原料的重要设施。乙烯管埋设覆土深度约1.5～2.0 m，管径250 mm，材质为钢管，内压力16 MPa。隧道外径14.5 m，内径13.3 m，管片厚0.6 m，左右线间距约21.0 m。隧道与乙烯管相对位置如图1所示。各土层厚度从上至下依次为 1.5，1.7，4.6，11.1，7.4，2.6，4.5及3.1 m。YX-i为乙烯管沉降监测点，相邻测点间距为20 m;W1020-i为地表沉降槽监测点，W1020-i处相邻测点间距为4.5 m，见图2。根据工程实际先开挖距离乙烯管较近的西线隧道，然后盾构机掉头开挖东线隧道。

1.2 盾构施工参数

图3为施工参数图，可见1-1断面处切口泥水压力控制在0.48 MPa左右，推进速度约为30 mm/min，同步注浆量为22.8 m3/环，同步注浆压力为0.7 MPa。

图1 隧道与乙烯管相对位置

图2 分析段监测点布置

图3 施工参数

1.3 管线控制标准

管线的破坏可能因差异沉降过大导致接头不能保持封闭状态而发生泄漏，或管线附加应力过大而出现裂缝。开挖引起周围地层的差异沉降是导致管线破坏或功能丧失的主要原因［6］。目前，我国还没有一个相对统一的关于管线变形控制的标准。毕继红等(2006)总结了相关管线的沉降控制指标，认为差异沉降应控制在δ≤L/1 000 m(δ为任意两点间的差异沉降值，L为两点间的间距)。由于该工程中乙烯管线是上世纪90年代敷设的老旧管线，且乙烯为无色无味的有毒气体并具有易燃易爆等特性，一旦发生泄漏对周围环境危害极大，为保证其安全运营取其安全系数为5，即 δ≤L/5 000 m;其次，现行《压力管道规范》(GB/T 20801.2—2006)［7］规定压力管道的极限受拉限定值为112 MPa，取安全系数为5，即该乙烯管道极限受拉限定值为22.4 MPa。将通过以上两个指标对乙烯管线的安全性进行判定。

2 数值模拟

2.1 计算假定

1)地下管线为等直径、等壁厚，管道材料本构关系按线弹性考虑。

2)管线与周围土体非协调变形。假定管线与周围土体通过摩擦接触，即在变形过程中，管线与土体可以产生有限的相对滑动。采用ABAQUS中Penalty接触关系将管线嵌入土层。

3)用降低弹性模量的方法考虑接头的影响。

4)同步注浆量简化为均一、等厚、弹性的等代层，等代层的厚度完全充填于盾尾间隙。

2.2 参数选取

根据已知材料参数及施工参数进行数值模拟。部分材料参数如表1所示。土体采用三维实体单元C3D8PR，衬砌和盾构机采用壳体单元C4S，乙烯管采用梁单元。土体本构模型采用Mohr-Coulomb弹塑性模型。考虑到衬砌接头对衬砌结构刚度的影响，将衬砌结构的刚度折减0.15［8］，衬砌结构取C55混凝土。

表1 数值模拟计算参数

为有效控制地表沉降值，适当简化已有的盾构施工过程地层损失、切口水压、注浆压力等施工参数。盾构施工过程的动态模拟采用刚度迁移法实现参数改变。在盾尾处沿径向施加同步注浆压力0.7 MPa，在切削面正面施加均布切口泥水压力0.48 MPa。为模拟盾构动态推进过程，每步掘进2 m，盾尾脱出后激活衬砌单元及同步注浆单元。闵行段乙烯管与隧道位置错综复杂，数值模拟时考虑盾构连续施工时对乙烯管的影响。

3 计算预测分析

计算得出，当盾尾脱离监测点20 m时，地表最大沉降发生在左线隧道正上方，最大沉降为9.1 mm，实测数据最大沉降为9.25 mm。隧道在盾尾脱出20 m后，乙烯管已开挖段实测数据最大沉降约为4.0 mm，数值模拟计算结果在盾尾脱出20 m后约为4.5 mm，实测数据与模拟值结果相近。

由差异沉降控制标准 δ≤L/5 000 m，得出 δ≤0.2L mm。由差异沉降定义可知该式等价于|Δy|≤0.2Δx(如图4所示)，即乙烯管的沉降曲线斜率 k的绝对值应＜0.2。实际工程中管线沉降曲线函数复杂，不便于通过求解沉降曲线的函数表达式f(x)并对其求导取斜率。由微分定义可知，当Δx足够小时曲边三角形ABC可简化为直角三角形ABC。因此，差异沉降控制标准可转化为

图4 差异沉降率计算模型

图5为差异沉降率曲线，仅当双线同时挖通时，隧道位置在160～180 m之间的乙烯管区段超出差异沉降控制范围，应当加密布置该区域的监测点，并结合施工参数进行调整，以满足乙烯管的正常运营。

图5 差异沉降率曲线

乙烯管差异沉降呈现如下规律:无论是单线隧道施工还是双线隧道施工时，乙烯管的最大差异沉降并非出现在隧道轴线正上方处，而是出现在乙烯管的拐弯点附近，即取决于乙烯管的敷设形状。在拐点处附近沉降变化明显。

根据乙烯管不同阶段应力可知，盾构机切口抵达监测点时，该监测点处乙烯管应力最大为5.0 MPa。盾构机不断掘进过程中，乙烯管应力逐渐减小，盾尾脱出20 m时最大应力为3.9 MPa。先建隧道开挖后，应力最大值发生在隧道与乙烯管斜交处，最大应力值约为1.6 MPa;右线隧道开挖完毕后，最大应力值为2.5 MPa。均未超过限定值22.4 MPa，该项指标显示乙烯管均处于安全状态。