盾构施工引起的管线变形规律及安全风险评估

柳程柱，苏永华

盾构施工引起的管线变形规律及安全风险评估

柳程柱，苏永华

(湖南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410082)

鉴于隧道施工会造成市政管线破坏，运用FLAC3D数值软件对盾构隧道上方管线进行模拟。通过在管壁上布置监测点，对管线进行施工过程沉降分析和最终沉降分析，并参考管线控制标准进行安全风险评估。研究结果表明：盾构面推进过程中，平行管线各点先后产生沉降且稳定后的最终沉降大致相同，正交管线各点会同时产生沉降，但稳定后的最终沉降有明显差异。管线沉降会先后经历盾构面前方变形期、盾构开挖扰动期和固结沉降期，超过75%的沉降发生于第二时期，且此时期沉降速率最大。随着管线侧向距离的增大，管线沉降不再符合埋深越大，沉降越大的规律，通过Gauss公式拟合能够计算得到管线最大沉降曲线。盾构施工对平行管线的破坏范围明显大于正交管线。

隧道施工；地下管线；数值模拟；沉降变形；风险等级

为缓解城市交通拥堵问题，国内城市正在建设、完善地下轨道交通系统。由于城市建设中已经形成较为完善且复杂的地下市政管网系统，地铁隧道的开挖将对地层及其内部管线不可避免地造成扰动甚至破坏，造成部分城市功能瘫痪、人民生产生活受困。因此，探究地铁施工过程中对地埋管线的影响规律是保护管线免遭施工破坏的重要前提。在前人研究的基础上可得知，管-隧互相扰动是三维空间问题，其影响机理复杂，影响因素众多。在没有管线铺设时，由隧道开挖扰动引起的地层变形可用Peck[1]公式以及修正的Peck公式进行分析。当隧道附近存在既有管线时，由于土-管的相互作用，管线的变形以及地层变形将会对彼此产生影响。由于管线对于土体变形的限制作用，有管道时的土体变形较无管道时的土体变形小，地层表面沉降范围边界也会相应缩小。学者采用不同方法研究隧道开挖对管线的影响，Attwell等[2-4]通过解析法研究管线受隧道开挖影响下的应力应变。管晓明等[5-6]运用数值模拟法进行管线-土-隧道相互耦合下的数值模拟进行分析。Vorster等[7-9]采用模型试验法研究隧道施工对管线的影响规律。已有的分析方法中只针对地层稳定后二维平面内的管线变形，如吴锋波等[10]给出管-隧正交时的管线最大沉降公式，并结合监测数据给出管线沉降槽宽度参数的参考范围；林存刚等[11]基于pasternak地基模型给出管-隧正交时管线接头挠曲变形，但是对于隧道施工扰动下管线变形过程的研究却很少，且缺少对于隧道邻近管线的安全风险评价标准，故需做进一步研究。本文拟用FLAC3D软件进行数值模拟，在隧道全开挖过程中进行管线变形监测，分析管线从初始沉降到最终稳定过程中各沉降时期的沉降规律，根据最终沉降对管线进行安全性评价，在相关规定和工程经验的基础上划分管线安全风险等级，在地层中形成管线安全区、基本安全区、风险预警区、破坏区，针对不同安全风险等级区域内管线进行不同程度的监测、保护、管理。

1 数值模型

1.1 基本假设

为简化模型，寻找规律，使得研究成果具有普适性，在本文的模拟中，作出以下假设：

1) 城市隧道的施工不受既有管线的干扰；

2) 管线的直径、壁厚相同，为连续、弹性、均匀体，满足线弹性材料特性，且不考虑接头的应力集中效应；

3) 管-隧相互作用过程中，管线与周围土体接触良好，管线的变形可视为与之接触的土体变形，忽略管线与土体的分离空隙；

4) 地层按水平分层，每层土体分布均匀连续，呈现弹塑性。

本文的地层材料采用摩尔库伦本构模型计算，管线材料采用线弹性模型计算。

1.2 工程模型

某地铁截面为圆形盾构隧道，地层上部为2 m的素填土，中部为13 m粉质黏土，底部为29 m的炭质泥岩。其盾构隧道埋深=20 m，位于底部地层中，地下管线主要埋设在中部地层中。以隧道轴线与前侧面的交点为坐标原点，沿水平方向为轴，沿隧道轴线方向为轴，沿竖直方向为轴建立三维坐标。实际工程中，地层可视为半无限空间体。模型尺寸设计为54 m()×30 m()×44 m()以抵消边界效应带来的影响。隧道参数及模型尺寸如图1所示，管片厚度=0.3 m，地下管线为球墨铸铁输水管线，管线外半径为=0.315 m，管线壁厚= 15 mm。

图1 FLAC3D数值计算模型

模型开挖过程中，盾构隧道的开挖以及管线采用null结构单元模型进行模拟，shell单元用以模拟管片支护和管线外壁。隧道盾构机每次推进2 m，管片衬砌迅速拼装。地层、管片以及管线的相关力学参数如表1所示。

表1 模型材料参数

1.3 模拟工况

将管线变形的实际监测数据与模拟数据进行对比，确保模型建立合理性。为探究不同管-隧位置下管线的变形特性，本文仅在管-隧平行和管-隧正交的位置基础上，改变管线埋深和侧向距离进行模拟。管线埋深一般分布在0～6 m范围内，但存在埋深大于6 m的特殊情况。Finno等[12]提出当管线埋深较小时，管线对地层的抵抗作用可以忽略，因此本文模拟工况中的管线主要铺设在中部地层，即3～13 m埋深范围内。根据实际经验与模拟结果，管线侧向距离超过10 m后，管线的变形沉降较小，故本文管-隧平行模拟工况中的平行管线侧向距离设计为0～10 m范围内，不同埋深的正交管线则均铺设在=15的平面上。模拟过程中，在管线下壁布置数据监测点，对隧道施工造成的管线变形进行实时监测，管-隧相对位置及监测点布置如图2和图3所示。

图2 管-隧平行监测点布置

图3 管-隧正交监测点布置

2 结果分析

2.1 管线沉降过程分析

根据施工阶段的不同，盾构隧道开挖造成的地层沉降沿隧道掘进方向可分为工作面前方变形、盾构机通过、固结沉降等阶段。地埋管线的变形主要是地层变形产生附加应力引起[13]，因此管线变形过程可根据地层不同变形阶段进行分析。

1) 平行管线变形

管-隧平行工况中，以隧道正上方埋深6 m的平行管线为例进行分析。为减小边界效应，分别选取管线上=5 m，=15 m和=25 m处监测点在盾构开挖全过程中的历史数据进行管线过程分析，以管线沉降和软件模拟的计算步数为轴绘图，如图4所示。

根据图4可知，平行管线上不同处的监测点的变形趋势相同，随着盾构面的推进先后发生沉降，且在最终稳定状态下的沉降值大小相当，这是由于平行管线上各点及管线周围土体与隧道的直线距离相同，受到施工扰动相同。从监测点的历史数据进行过程分析，盾构面的推进使得管线上任一点先后经历3个沉降时期，且不同点的沉降时期存在明显的时间差异。需要注意的是，变形时期是根据各时期内影响管线沉降的主导因素进行划分，管线的变形时期之间并没有严格意义上的分界线，下文对正交管线的变形期划分也如此。第一时期为盾构面前方变形期。由于盾构机推力引起上方的土压力失衡，造成上方地层变形，地埋管线也随之产生变形；第二时期为盾构开挖扰动期，盾构机施工扰动不断增大，此时期的管线各点产生极大幅度的沉降，且沉降速率迅速提高达到峰值。该工况下，管线监测点盾构扰动期产生的沉降约为21.45 mm；第三时期为固结沉降期，土体长期固结引起管线轻微沉降，此时期持续时间长，沉降速率小，达到最终沉降值。该工况下，管线监测点的最终沉降约为25.82 mm。第二时期产生的沉降约为最终沉降的83.08%。

图4 6 m埋深平行管线变形过程

2) 正交管线变形

管-隧正交工况下，以隧道正上方埋深6 m的正交管线为例进行分析。选取=0 m，=5 m，=10 m和=15 m处监测点历史数据分析，如图5所示。

与平行管线相比，正交管线上各点也将先后经历3个时期，且在盾构开挖扰动期产生的沉降最大，沉降速率达到峰值，盾构面前方变形期和固结沉降期产生的沉降较小。与平行管线不同的是，正交管线所有监测点中，位于隧道正上方的监测点最终沉降值最大，其他各点的沉降值随着该点到隧道轴心间距离的增大而明显减小，这是因为沿着管线走向，管线点到隧道轴线的距离增大，该点及周围土体受到的盾构扰动迅速减小，沉降值也随之减小。该工况下，=0 m处监测点固结沉降期后的最终沉降约为24.39 mm，而第二时期产生的沉降约为20.59 mm，占最终沉降量的84.42%。此外，正交管线各点会同时进入各变形时期，几乎没有时间 差异。

将平行、正交其他工况下的管线沉降数据进行汇总以分析管线第二时期沉降占比。因平行管线各点的最终沉降相当，只选取管线中点处监测点进行统计。正交管线各点处沉降不同，只选取沉降最大点进行统计，统计结果如图6所示。

图5 6 m埋深正交管线变形过程

图6 第二时期沉降占比

由上图可知，管线在第二时期产生的沉降占最终沉降的75%以上，且在相同埋深下，正交管线在第三时期的沉降占比略大于平行管线。

2.2 管线最大沉降分析

管-隧平行时，因平行管线上各点的埋深和距隧道轴心的侧向距离相同，在模拟过程中，不仅需要增加不同管线埋深的工况，而且需要增加不同管线侧向距离的工况。平行管线的沉降如图7所示，平行管线的各点的最终沉降相当，图中各点代表该埋深和侧向距离下的平行管线的最大沉降。

图7 不同埋深平行管线沉降

管-隧正交时，沿管线走向方向，管线上各点距隧道轴心的侧向距离不同，因此在模拟过程中仅需增加不同管线埋深的工况。正交管线的沉降如图8所示，正交管线的各点最终沉降不同，图中相同埋深的点代表该埋深处同一根管线上不同侧向距离点的沉降。

由图7和图8可知，管线埋深相同时，管线最大沉降点出现在隧道正上方，监测点侧向距离越大，沉降越小，管线产生的沉降与管-隧侧向距离呈现负相关性。当侧向距离相同时，管线最大沉降点出现在不同埋深处，说明管线沉降随管线埋深增大呈现多种变化，不再符合管线埋深越大，沉降越大的规律。为探究不同侧向距离下的最大沉降点埋深，对管线模拟沉降数据进行Gauss拟合。

式中：S为管线沉降值；S0为管线初始沉降值；Smax为管线最大沉降值；i为管线沉降槽宽度；xc为沉降槽偏移量；x为管线距隧道中心距离。

由于该模拟工况左右对称，因此沉降槽偏移量x=0。不考虑管线初始沉降，将管线的初始沉降值设为0=0该公式转化为：

隧道开挖引起的管线沉降即为：

式中：为隧道半径；1为地层损失率；为管线埋深处的沉降槽宽度系数；t为开挖隧道埋深；p为管线埋深。

根据模拟数据进行反分析计算拟合，拟合结果如表2所示。

根据反分析计算拟合得到平行、正交管线在不同埋深处的公式参数max和，得到该工况下的管线沉降公式。求得两相邻埋深的管线沉降拟合曲线交点，得到平行管线和正交管线在不同侧向距离下的最大沉降。相邻埋深沉降曲线交点如表3所示。

表2 管线沉降反分析结果

表3 相邻埋深沉降拟合曲线交点

在数值模拟数据中，选取管线在不同侧向距离下的最大沉降值，结合计算得到的交点数据可得到平行、正交管线在3～13 m埋深范围以及0～10 m的侧向距离范围内的最大沉降曲线，如图9所示。

=4.6 m的侧向距离线是最大沉降曲线的沉降分界线，平行管线和正交管线的最大沉降均为22.2 mm。侧向距离小于4.6 m时，平行管线的沉降大于正交管线，当侧向距离大于4.6 m时，正交管线的沉降大于平行管线。

图9 管线最大沉降曲线

3 管线安全风险评估

3.1 管线安全风险等级划分

目前，管线的位移控制并没有统一标准。不同功能的管线，部分地区制定有地方标准，如上海地区煤气管线的最大位移不超过15 mm，供水管线最大位移不超过30～50 mm；湖北省地方标准规定，供水管线的最大沉降不应超过30 mm。

由于管线沉降值的监测最为直接方便，且在管线接头发生转角、应变过程中伴随着沉降的发 生[14]，本文拟采用管线沉降值最为管线破坏判定标准。吴贤国等[15]以10，20，30和40 mm为临界点将城市给水管线划分为5种安全风险等级并给出相应的保护措施。本文中管线最大沉降为35.05 mm，因此本文仅选取10，20和30 mm为临界点对管线进行安全风险等级划分，针对不同等级给出相应的状态描述及保护措施，如表4所示。

3.2 管线安全风险范围评估

以上文划分的管线安全风险等级为基础，采用三维图形将本文盾构施工各工况下的管线沉降进行安全风险范围评估。分别以管线距离隧道中心的侧向距离和管线埋深为和轴，以管线沉降为轴绘制三维图。平行管线、正交管线不同位置处的管线沉降三维图如图10和图11所示。

表4 管线安全风险等级划分

图10 平行管线沉降三维图

图11 正交管线沉降三维图

由三维图可快速查找分析不同位置处管线的安全状态，从而采取不同管线保护措施。其中，蓝色为安全区；绿色为基本安全区；黄色为风险预警区；红色为破坏区。

将安全等级三维图投影得到安全等级剖面图分析各安全等级范围，如图12和图13所示。

图12 平行管线安全等级剖面图

图13 正交管线安全等级剖面图

将管-隧平行与管-隧正交的安全等级剖面图进行对比知，2种工况下的安全等级分布范围趋势相同，边界均以长圆弧形向上部地层扩展，破坏区域集中分布在隧道上方。随着管-隧之间的垂直距离和侧向距离的扩大，管线沉降逐渐缩小至安全状态。但是正交管线和平行管线的安全等级范围有所不同，尤其是破坏区域相差最大。平行管线的破坏区域在13 m埋深处的侧向边界约为2.24 m，以圆弧状向上延伸至埋深9.26 m处。正交管线的破坏区域在13 m埋深处的侧向边界约为1.16 m，以圆弧状向上延伸至埋深11.84 m处。而风险预警区、基本安全区以及安全区的范围相差不大。对2种位置关系下不同安全等级范围占比进行分析，如图14所示。

由图14可知，在0～10 m的侧向距离、3～13 m的埋深范围内，管-隧平行时，安全区占11%，较管-隧平行大2个百分点，基本安全区占40%，较管-隧平行小5个百分点，风险预警区占41%，较管-隧平行小4个百分点，破坏区占8%，约为管-隧平行破坏区的8倍。与平行管线相比，正交管线的大沉降范围和小沉降范围均有所缩小，绝大部分区域的沉降幅度处于中间状态。这是由于管-隧正交时，管线沿轴线方向的沉降存在差异，而管线自身具有整体性和抵抗变形的性能，使得同一根管线的沉降差异值变小，导致管线的大部分沉降值处于中间状态，只有极少部分处于极端状态。当管-隧平行时，管线各处的沉降基本相等，且极大程度上取决于周围地层扰动程度，导致了在施工扰动强烈区域内，管线沉降显著增大，在施工扰动微弱区域内，管线沉降显著减小，而中间状态的管线范围缩小。以上分析可知，在相同地层和施工条件下，盾构施工对平行管线的破坏范围大于对正交管线的破坏范围。

图14 安全等级范围对比

4 结论

1) 地埋管线受盾构施工扰动会产生沉降，随着盾构面的推进，平行管线各点会先后产生沉降且稳定后的管线各点产生的最终沉降大致相同。正交管线各点会同时产生沉降，但稳定后的最终沉降因侧向距离不同而有明显差异。

2) 在管线变形过程中，会先后经历盾构面前方变形期、盾构开挖扰动期和固结沉降期，超过75%的沉降发生于第二时期。平行管线沉降时期存在明显时间差异，正交管线沉降时期几乎没有时间 差异。

3) 相同条件下，管线埋深相同时，管线沉降随着侧向距离增大而减小；管线侧向距离相同时，最大沉降点出现在不同埋深处，不在符合埋深越大，管线沉降越大的规律。通过Guass公式拟合可分别计算出平行管线和正交管线的最大沉降曲线。

4) 分别选取管线10，20和30 mm的沉降值为临界点，将管线的安全风险等级划分为安全(Ⅰ级)、基本安全(Ⅱ级)、风险预警(Ⅲ级)、破坏(Ⅳ级)4种安全风险状态。安全等级边界以长圆弧形向上部地层扩展。分析管线沉降安全等级划分的三维图和剖面图得，相同条件下，盾构施工对上覆平行管线的破坏范围明显大于正交管线，本文平行管线破坏区大小约为正交管线破坏区的8倍。

[1] Peck R B. Deep excavations and tunnelling in soft ground[C]// Proceeding of the 7th International Conference of SMFE, Mexico, 1969: 225-290.

[2] Attewell P, Yeates J, Selby A. Soil movements induced by tunnelling and their effects on pipelines and structures[M]. London: Blackie, 1986.

[3] 魏纲, 黄文, 姜鑫. 地面出入式盾构开挖对邻近地下管线的影响分析[J]. 铁道科学与工程学报, 2017, 14(9): 1934-1941. WEI Gang, HUANG Wen, JIANG Xin. Analysis of influence of ground penetrating shield tunnel excavation on adjacent underground pipeline[J]. Journal of Railway Science and Engineering, 2017, 14(9): 1934-1941.

[4] 张治国, 师敏之, 张成平, 等. 类矩形盾构隧道开挖引起邻近地下管线变形研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2019, 38(4): 852-864. ZHANG Zhiguo, SHI Minzhi, ZHANG Chengping, et al. Research on deformation of adjacent underground pipelines caused by excavation of quasi-rectangular shields[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2019, 38(4): 852-864.

[5] 管晓明, 张良, 王利民, 等. 隧道近距下穿管线的爆破振动特征及安全标准[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2019, 50(11): 2870-2885. GUAN Xiaoming, ZHANG Liang, WANG Limin, et al. Blasting vibration characteristics and safety standard of pipeline passed down by tunnel in short distance[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2019, 50(11): 2870-2885.

[6] WANG Y, SHI J, Ng C W W. Numerical modeling of tunneling effect on buried pipelines[J]. Canadian Geotechnical Journal, 2011, 48(7): 1125-1137.

[7] Vorster T E, Klar A, Soga K, et al. Estimating the effects of tunneling on existing pipelines[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 2005, 131(11): 1399-1410.

[8] 马少坤, 刘莹, 邵羽, 等. 盾构双隧道不同开挖顺序及不同布置形式对管线的影响研究[J]. 岩土工程学报, 2018, 40(4): 689-697. MA Shaokun, LIU Ying, SHAO Yu, et al. Effects of twin shield tunneling with different construction sequences and different relative locations on adjacent pipelines[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2018, 40(4): 689-697.

[9] 朱叶艇, 张桓, 张子新, 等. 盾构隧道推进对邻近地下管线影响的物理模型试验研究[J]. 岩土力学, 2016, 37(增2): 151-160. ZHU Yeting, ZHANG Huan, ZHANG Zixin, et al. Physical model test study of influence of advance of shield tunnel on adjacent underground pipelines[J]. Rock and Soil Mechanics, 2016, 37(Suppl 2): 151-160.

[10] 吴锋波, 金淮, 尚彦军. 城市轨道交通隧道周边地下管线变形预测研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2013, 32(增2): 3592-3601. WU Fengbo, JIN Huai, SHANG Yanjun. Undernd pipeline deformation prediction around urban rail transit tunnel engineering[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2013, 32(Suppl 2): 3592- 3601.

[11] 林存刚, 黄茂松. 基于Pasternak地基的盾构隧道开挖非连续地下管线的挠曲[J]. 岩土工程学报, 2019, 41(7): 1200-1207. LIN Cungang, HUANG Maosong. Deflections of discontinuous buried pipelines induced by shield tunnelling based on Pasternak foundation[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2019, 41(7): 1200- 1207.

[12] Finno R J, Molnar K M, Rossow E C. Analysis of effects of deep braced excavations on adjacent buried utilities[R]. 2003:450-464.

[13] 赵智涛, 刘军, 王霆, 等. 地铁暗挖施工引起的管线与地层沉降关系研究[J]. 岩土力学, 2015, 34(4): 253-260. ZHAO Zhitao, LIU Jun, WANG TING, et al. Relationship between the surface subsidence and the pipeline displacement induced by metro tunnel construction[J]. Rock and Soil Mechanics, 2015, 34(4): 253-260.

[14] 魏纲, 林雄, 金睿, 等. 双线盾构施工时邻近地下管线安全性判别[J]. 岩土力学, 2018, 39(1): 181-190. WEI Gang, LIN Xiong, JIN Rui, et al. Security discrimination of adjacent underground pipelines during the construction of twin shield tunnels[J]. Rock and Soil Mechanics, 2018, 39(1): 181-190.

[15] 吴贤国, 曾铁梅, 张立茂, 等. 地铁施工邻近管线安全风险管理研究[J]. 铁道工程学报, 2013, 9(9): 127-132. WU Xianguo, ZENG Tiemei, ZHANG Limao, et al. Research on safety management of adjacent underground pipelines in metro construction[J]. Journal of Railway Engineering Society, 2013, 9(9): 127-132.

Pipeline deformation laws and safety risk assessments caused by shield construction

LIU Chengzhu, SU Yonghua

(College of Civil Engineering, Hunan University, Changsha 410000, China)

Tunnel construction will cause damage to municipal pipelines. This paper uses FLAC3Dnumerical software to simulate the pipeline above the shield tunnel. By arranging monitoring points on the pipe wall, this paper carries out settlement analysis and final settlement analysis of the pipeline during construction, which also refers to pipeline control standards for safety risk assessment. The research results show that during the advancement of the shield plane, the points of the parallel pipelines have successively settled, and the final settlements after stabilization are approximately the same. The points of the orthogonal pipelines settle at the same time, but the final settlements after stabilization are significantly different. The settlement of the pipeline will undergo the deformation period in front of the shield face, the disturbance period of the shield excavation, and the consolidation settlement period. More than 75% of the settlement occurs in the second period, and the settlement rate is the largest in this period. With the increase of the lateral distance of the pipeline, the settlement of the pipeline no longer conforms to the law of greater burial depth and greater settlement. The maximum settlement curve of the pipeline can be calculated by Gauss formula fitting. The damage scope of shield construction to parallel pipelines is significantly larger than that of orthogonal pipelines.

tunnel construction; underground pipeline; numerical simulation; settlement deformation; risk levels

U45

A

1672 - 7029(2020)11 - 2882 -10

10.19713/j.cnki.43-1423/u.T20200087

2020-02-04

国家自然科学基金资助项目(51878266)

苏永华(1966-)，男，湖南涟源人，教授，博士，从事地下结构和岩土工程研究；E-mail：yong_su1965@126.com

(编辑 涂鹏)