泥炭土地基条件下地下综合管廊沉降分析

杜孟翔 赵萌 吴雅楠 赵新宏 刘力侨

(昆明理工大学建筑工程学院 昆明 650500)

0 引言

随着城市地下空间的发展，地下综合管廊的建设越来越重要[1]。综合管廊属于长线形隧道结构物，管段之间设置变形缝，不均匀沉降的发生对管廊结构安全和防水带来潜在的威胁，综合管廊结构特征决定其对纵向土层均匀性有着较高的要求。在特殊地质环境下修建综合管廊，对其受力性能展开系统的数值分析计算，对进一步明确综合管廊的受力、保障后期生命线正常运行有着重要的意义。作为一种浅埋地下框架结构，地下综合管廊在某些特殊地段，如岩石-土体交界段软弱土层换填段、挖填交界段、跨地裂缝地段、走滑断层地段、地震多发地带等，由于土体特性差异，可能导致结构产生不同程度的差异沉降[2]。王鹏宇等[3]利用非线性有限元软件 ABAQUS 建立土-地下综合管廊结构有限元计算模型，研究管廊主体结构及管廊周围土体应力和变形规律；通过理论计算得出管廊接头处的开裂荷载和延性系数；理论计算与数值模拟得出综合管廊接头处的潜在破坏模式和安全隐患。赵佳成[4]利用室内试验和数值模拟的方法，对路堤下泥炭土地基的固结特性和沉降特性进行了研究。李斗[5]结合滇池泥炭土的微观实验，对泥炭土微观结构进行定性和定量的分析；通过常规三轴试验、单轴固结试验对泥炭土力学性质进行分析，并结合以上分析提出滇池高原湖相泥炭土改进的邓肯-张模型。

地下综合管廊为浅埋地下线形结构物，对不均匀沉降要求较高。泥炭土(泥炭和泥炭质土的统称)中富含有机质，是工程性质极差的特殊软土，据统计，世界范围内，泥炭土分布较广泛，中国泥炭土分布面积约4.2万 km2[6]。处于深层的泥炭类土层，土体中有机质含量虽然较高，但是有些土的物理力学指标已接近一般粘土，力学性能较好[7]。云南地处云贵高原，泥炭质土分布较广，随着城市建设的发展，深大基坑、城市轨道交通、地下综合管廊等地下工程越来越多，在泥炭土地基条件下进行工程建设已经无可避免[8]。文献调研发现，关于泥炭土地基条件下地下综合管廊的受力问题的研究较少，为此，本文利用非线性有限元软件ABAQUS，依托保山市某综合管廊项目建立土-地下综合管廊有限元计算模型，考虑当综合管廊地基土层中出现3 m厚泥炭土夹层、3 m厚泥炭土夹层-粉质黏土交界段情况，模拟地下综合管廊的施工回填过程及管廊正常使用阶段，研究综合管廊沉降规律，为在泥炭土地质条件下综合管廊建设的实践提供参考依据。

1 工程概况

1.1 工程概况

保山市某综合管廊工程采用现浇矩形箱涵结构形式，管廊设置在道路北侧机动车道下，管廊中心线距道路中心线约为12 m，全线总长1 366.51 m。沿线有60个标准段，10个管线引出段，标准段管廊长度为20 m。其中管廊底部设置10 cm厚素混凝土垫层、0.5 m厚砂垫层。

1.2 施工环境

勘察资料表明拟建场地的地基土强度不均，各土层空间展布连续性差，各土层在纵横方向强度差异性大，局部地段地层坡度大于10%，局部管廊段地基土体存在下伏泥炭土夹层。故拟建场地的地基土应属不均匀地基。设计应考虑不均匀地基对管廊的影响。自上而下土层分布如图1所示。地下水位一般在地面下1.30～2.40 m。

图 1 土层的分布(单位：m)

2 泥炭土地基条件下综合管廊模型

2.1 模型基本情况

本文取两段标准段管廊进行建模，上部覆土按3.0 m计算。为避免无法准确预测边界条件对计算结果造成严重影响，模型尺寸取27 m×21.5 m×40.03 m。模型顶面为自由面，前、后、左、右面的边界约束为法向约束，底面的边界约束为三向约束；混凝土与钢筋之间的相互作用采用Embeded Region约束来限制。采用罚函数接触算法模拟管廊与土体接触面之间发生的弹性滑动，法向接触为“硬接触”，摩擦接触中切向接触默认服从库仑摩擦模型，摩擦系数取0.25。

2.2 材料参数

2.2.1 土体参数

依据工程地质勘察报告，将地基影响深度内主要土层的物理力学参数列于表1。

表1 土体物理力学参数

2.2.2 泥炭土邓肯张本构模型

Duncan—Chang在Kndner应力、应变双曲线假定基础上提出双曲线E-v模型[9]。邓肯等人进行模型试验并使用Duncan —Chang 模型进行计算，发现当土体承受荷载较高时，计算的沉降值偏大。测定土的泊松比v和变形模量E受试验方法、实验条件等因素的影响较显著，然而在实际工程应用中土体模量和泊松比的确定又比较困难，因此有学者提出土的应力-应变特性利用杨氏模量及泊松比是不恰当的。土体若发生强烈的剪胀现象,土体的v值可等于或大于0.5，采用用E-v模型就无法正常计算，在有限元模型计算中某些单元的应力状态达到破坏时，通常会得到不合理的计算结果。1980年，邓肯张等人又提出了修正后的邓肯-张E-B模型，在数学上两种模型都是双曲线模型，建立的基础理论为增量广义虎克定律，尽管E-v和E-B模型两者都不能反映土的应变软化和剪胀，但邓肯-张E-B模型参数只有8个，且每个参数物理意义明确，并可通过静三轴试验全部确定[10]。因此，邓肯-张双曲线模型是目前应用最广的非线性弹性模型。

本文泥炭土土样取自保山市某综合管廊基坑开挖工程，基于室内三轴实验确定E-B模型参数，参数列于表2。

表2 泥炭土体邓肯-张E-B模型参数

本文基于ABAQUS有限元软件提供的二次开发用户子程序接口，开发Duncan-Chang本构模型。

2.2.3 混凝土、钢筋参数

综合管廊采用现浇钢筋混凝土结构，采用C30混凝土，混凝土本构采用塑性损伤模型，模型参数列于表3。

表3 混凝土塑性损伤模型参数取值

钢筋采用弹塑性模型，该模型为双折线模型[11]，应力应变曲线如图2所示。

图2 钢筋本构关系

2.3 边界条件与荷载

管廊结构所受恒荷载包括结构自重和土压力，按照GB 50009—2012《建筑结构荷载规范》[12]，将车行道下动荷载简化为均布荷载,取值30 kPa。取地表下2 m位置作为地下水位线，考虑基坑开挖前进行基坑降水与地下常水位情况，排水面随回填高度的变化不断变化，分别取-6.6 m、-3 m、-2 m。为模拟土方回填过程对综合管廊受力性能的影响，通过“杀死”或“激活”单元来实现。管廊回填示意如图3所示，计算过程包括5个步骤: 第一步，计算开挖后土体在自重作用下的变形、应力和应变，作为初始状态，后续的分析步骤中各步的结果均减去初始状态的对应结果，以得到应力或沉降的增量; 第二步为管廊就位，计算管廊自重作用下的变形、应力和应变；第三步，填筑覆土1 m；第四步，填筑覆土2 m；第五步，填筑覆土3 m；第六步，回填至路面标高，计算回填土自重作用下的变形、应力和应变; 第七步，计算管廊在车辆荷载下的沉降。

(a)开挖 (b)管廊就位

(c)回填至管廊顶面 (d)填筑覆土1 m

(e)填筑覆土2 m (f)填筑覆土3 m

3 计算结果与分析

3.1 均匀地基沉降分析

3.1.1 沉降分析

从图4中可以看出，管廊底板跨中最终沉降量52 mm，地表最大沉降为33 mm，小于 GB 50007—2011《建筑地基基础设计规范》给定的沉降量预警值 20 cm。管廊底板跨中，在第360 d，车辆荷载施加后，沉降量迅速增大18 mm，车辆荷载施加完毕后，沉降量为48 mm，随着孔隙水的排出，沉降继续增大，直到第560 d，沉降完成，沉降总量为52 mm，在前期管廊施工回填过程中土体瞬时沉降和固结压缩沉降显著，其沉降量占整个回填过程的60%，施工完成后，车辆荷载的作用下，土体孔隙减小，孔压逐渐消散，工后沉降占沉降总量的40%。地表在第360 d，车辆荷载施加完毕后，沉降量为29 mm，随着孔隙水的排出，沉降继续增大，直到第560 d，沉降完成，沉降总量为33 mm。进行了长达360 d的现场监测，由图4可知，泥炭土采用邓肯-张E-B模型计算值与监测值数值大小与趋势基本一致,泥炭土采Mohr-Coulomb计算时，计算沉降量相较于监测值偏大。邓肯-张本构模型是一种非线性弹性模型，能够更好的描述泥炭土变形的主要特点。

图4 地表、管廊底板中部数值模拟与监测结果对比

图5表示在施工阶段，填筑管廊覆土层1 m、2 m、3 m和车辆荷载施加完成时，管廊底部水平方向沉降分布情况。由图5可知，管廊底板位置处沉降比较明显，远离管廊处的沉降量相对于管廊处较小，呈“W”分布。由图6可知，管廊纵向沉降变化一致，表明在均匀地基条件下管廊标准段无差异沉降。

图5 管廊底部横向范围内沉降

图6 管廊底部中部纵向范围内沉降

3.1.2 孔隙水压力分析

孔隙水压力是反映固结过程的一个重要指标，图7表示土体底部超孔隙水压力在施工回填阶段的变化情况，其中节点817为模型土体底部、节点5 336为泥炭土夹层中部。由图7可知在回填过程中，每一次超静孔压上升段对应施工回填过程中的荷载施加段。在第360 d，施加车辆荷载完毕后，超静孔隙水压力急剧下降，同时由图4可知，此时沉降速率较大，可知车辆荷载对管廊的沉降作用显著。到第560 d孔隙水压力几乎消散完毕。在综合管廊施工时应考虑车辆等附加荷载对工后沉降的影响。

图7 孔隙水压力消散曲线

3.1.3 有效应力

在地下水位较高的软土地基上修建结构物，孔隙水压力将显著增大，此时不排水建造土体有效应力维持在较低水平，为了保证建筑物的安全，减小工后沉降，必须采用中期固结，使土体获得必要的抗剪强度。图8表示初始地应力平衡之后的土体底部竖向有效应力随时间的变化情况，节点817为模型土体底部，初始有效应力为-342 kPa，第360 d，土体的有效应力达到-425 kPa，第560 d，土体有效应力为-432 kPa；节点5 336为泥炭土夹层中部，初始有效应力为-141 kPa，第360 d，土体的有效应力达到-251 kPa，第560 d，土体有效应力为-260 kPa。

图8 竖向有效应力随时间的变化

3.2 不均匀地基沉降分析

不均匀地基沉降分析模型尺寸与均匀地基模型一致。两标准段管廊，1号标准段管廊地基下伏3 m泥炭土夹层，2号标准段管廊地基下无下伏泥炭土夹层，均为普通质土。管廊不均匀沉降情况如图9所示。在泥炭土-粉质黏土交界段，沉降差异随着施工回填过程不断加剧，两标准段管廊最终最大沉降差达到10 mm。综合管廊不均匀沉降将导致管廊接头止水橡胶垫的应力减小，接头可能发生透水；不均匀沉降还将导致结构应力集中现象，对管廊结构造成潜在的破坏，管廊不均匀沉降还会对综合管廊内部管线的安全运行产生影响，因此在设计和施工时，要考虑管廊不均匀沉降问题。

图9 管廊底部中部纵向范围内不均匀沉降

4 结论

(1)相较于泥炭土采用摩尔库伦本构模型，当泥炭土采用邓肯-张本构模型时，数值计算结果与实际沉降监测值能够较好吻合。泥炭土采用摩尔库伦本构模型，计算发现其沉降量小于监测值，泥炭土采用邓肯-张本构模型，计算结果与监测值更加接近，且工后沉降较明显，符合泥炭土变形的基本规律。对泥炭土的邓肯-张本构模型参数进行恰当取值，对研究泥炭土地基沉降有着重要的意义。

(2)交通荷载对管廊的沉降总量有显著影响。当车辆荷载施加至30 kPa时，管廊底板跨中沉降量增加了18 mm，车辆荷载施加后，沉降速率迅速增大，对总沉降量有着显著的影响。在软土地基上修建地下综合管廊，设计与施工中应考虑交通荷载对工后沉降的影响。

(3)由于泥炭土夹层的存在，在泥炭土-粉质黏土交界段，管廊底板出现明显不均匀沉降，最大沉降差达到10 mm。管廊不均匀沉降对其管廊接头的影响有待进一步深入研究。

(4)本文通过计算地下综合管廊地基土中出现3 m厚泥炭土夹层的情况，计算与监测结果表明，其最终沉降量满足规范要求。由于深层的泥炭类土层，有机质含量虽然较高，但是有些泥炭土的物理力学指标已接近一般粘土，力学性能较好的泥炭土且埋深较大，地基经过合理处理，管廊工后沉降可以控制在合理范围内。