软土地基中pccp管施工过程与工作性状的非线性数值模拟

'中文摘要PCCP管(预应力钢筒混凝土管)作为近些年来发展起来的一种新型管道材料，在各种大型输水项目中得到广泛应用，但对其受力和变形性状的认识尚不明确，理论研究落后于工程实践，尤其是在软土地基中随施工顺序的进行其受力和变形性状更为复杂，因此有必要对PCCP管进行全过程分析。本文将就软土地基中PCCP管的施工过程和工作性状进行非线性施工模拟。本文首先阐述了有关PCCP管和砂石直剪试验的研究现状，其次基于Pla)(is软件对有限元分析原理进行了介绍。通过试验和有限元分析，本文主要进行了以下方面的研究：1、对工程中关心的砂、碎石强度指标进行了直剪试验，寻找到无粘性土直剪过程中强度和变形规律。2、建立二维有限元模型对PCCP管施工全过程进行分析，探讨了土性、管道刚度、放坡坡度、界面粗糙度、碎石垫层厚度等参数的变化对施工过程的影响。3、对正常运行阶段后的PCCP双管检修情况进行了二维有限元施工模拟。4、建立三维有限元模型对引起管道不均匀沉降的两个重要因素进行了参数分析，主要考虑了土性、管道刚度、接口连接刚度、碎石垫层厚度等参数的变化对管道差异沉降的影响。最后得出一些有参考价值的结论，以期对工程实践有一定的指导意义。关键词：PccP管；有限元分析；施工模拟；Plaxis；不均匀沉降 ABSTRACTPCCP(PI．estI．essedConcI．eteCylinderPipe)isanewprogressofpipelinematerialinrecentyears，andiswidelyusedinmanywaterconveyancepfojects．Howewer，也eacknowledgeaboutitsbe撕ngmechanism锄ddefIomationpropeniesremainsuncle筑NowadaysthetheoryresearchabomPCCPisseVeredropbehindpractice．InsoRground，thepipe’smechanicalch撇cteristicsanddefomationaremorecomplex，especiallywithconstnlctionsequences，forthisreasonitisnecessary如dalsoinlportantforthetIacinganalysisof也ewholeconstmctionprocedlIre．Tbthequestion，intllistextwewillsimulatethePCCPinsoftground(1uringconstmctionprocess锄d幽workingconditionsbynonlinearmlm砸calanaIysis．Intllef．mplace，tllecurrentsi眦ionconcemingapplicationofPCCPaswellasdirectsheartestresearchofsaIld柚d乎．aVelwerepresented．Thenbasedonfiniteelementanalysisso腑arePlaXis，衄sp印erintroducedtheprincipleandmethodoffiniteeIement锄alysis．Onthebasisofexperimentalrese盯ch趾dfiniteelementanalysis，加LuchwofI【shasbeendonein也ispaper：1．Thedirectsheartestaboutsanda11dgraVelwerec枷edoutt0obtaintlleiIldexValueofstrength，wrhichwaSconcemedintheproject．Throu曲nlistest，somechamcteristicsofdefb肌ationaboutcohesivelesssoilwerefouIld．Finallybasedont11eanalyzingofsheartestdata，也isp印ergottheindexValueofshe撕ngstrength．2．Two—dimensionalnonlinearfiniteelementmodelshavebeenbuiltto觚alyze也ewholeconstll∞tionofPCCP．Thendiscussedtherelatedfactorsofinnuenceoncons廿uctionaccordiI培t0thechangeofsoilproperty，sti髓essofpileline，黟adientofexcaVation，interf．acialroughness，thicknessofgmvelcushion．3．Illthispaper，俩。一dimensionalfiniteelementmodelshavebeenbuilttosimulatetherepairillgofdouble-pipeatnorn[1al叩erationstage．4．1hroughbuilding吐Iree—dimensionalfinieelementmodles，parametricstudiesof细。ofactorscauS访g船ymmetricsettlementwereconducted，consideringsoilproperty，sti肺essofpipeline，sti腼essofcoIlIlection，tlliclcllessofgravelcushion．conclusionswereconductedi11theend，、)l，_hichmaybeareferencefore苴l舀nee血gpractice．Keywords：PCCP；finiteelementanalysis；consⅡuctionsinmlation；Plaxis；邪yITl]metricsettlement 天津大学硕士学位论文第一章绪论1．1课题的来源和意义第一章绪论我国南涝北旱，南水北调是缓解中国北方水资源严重短缺局面的重大战略性工程。南水北调工程通过跨流域的水资源合理配置，能够大大缓解我国北方水资源严重短缺问题，促进南北方经济、社会与人口、资源、环境的协调发展。工程共分东线、中线、西线三条调水线。西线工程在最高一级的青藏高原上，地形上可以控制整个西北和华北，因长江上游水量有限，只能为黄河上中游的西北地区和华北部分地区补水；中线工程从第三阶梯西侧通过，从长江中游及其支流汉江引水，可自流供水给黄淮海平原大部分地区；东线工程位于第三阶梯东部，因地势低需抽水北送。天津市滨海新区供水工程起自南水北调中线天津干线末端拟建的曹庄泵站，终点为北塘水库和大港区水厂，工程最大设计流量28m3／s，管道设计最大工作压力为0．5MPa，设计计算最小覆土厚度为3．0m。线路总长约100．4km，其中曹庄泵站至北塘水库长约72km，拟采用2排2．8m~2．2n巾CCP(海河以南Dn2．8m，海河以北Dn2．2m)和局部钢管输水型式，两排管道同槽埋设；入港管道长约28．4km，拟采用1排1．8mPCCP或局部钢管输水型式全线所需管材单线总长约173km，初步测算，该工程80％管线采用埋置式双胶圈PCCP，约138km；20％采用钢管，约35h。南水北调滨海新区供水工程规划见图1．1所示。南水北调中线天津市配套滨海新区供水工程位于广阔的河北冲积平原——冲海积平原当中，地层均为第四系松散堆积物。地震基本烈度Ⅶ度。经标准贯入试验液化判别局部地段存在地震液化问题。输水线路建基面位于淤泥质泥土和软弱夹层上，存在地基压缩量过大和地基变形及不均匀沉降问题。输水线路边坡组成地层为alQ43和mQ42，边坡开挖后在孔隙水压力作用下，易产生渗透破坏。地基和边坡底部同时有淤泥质粘土的边坡，易产生坑底隆起。工程区地下水位较高，alQ43和mQ42地层均为含水层，地层岩性结构为粉土、粘性土互层，存在基坑排水问题。大量的排水可能引起地面沉降对工程和周围环境造成影响，也可能造成边坡的渗透破坏。 天津大学硕士学位论文第一章绪论图1-1南水北调天津滨海新区供水工程规划图由于PCCP管管径较大，穿越区域地质条件复杂，自然土层存在差异性分布，为使管道不至于产生过大的沉降变形，须对地基进行适当处理，同时管道接口处会产生相对转角，相邻管道间也不应产生过大的相对变形而影响正常使用，所以有必要对PCCP管施工的全过程和正常工作阶段进行详细分析，以满足工程要求。本课题即以南水北调中线供水工程为为背景，重点研究软土地基中PCCP管的施工过程和工作性状。1．2课题研究现状PCCP管在近年来广泛应用于工程实践中，但目前对PCCP管与土的作用机理认识还不够系统，对管道的受力和变形性状的研究相对较少，已有的部分研究也主要集中在数值模拟方面。PCCP管铺设底部一般需要砂和碎石作垫层，关于砂石直剪试验相对较多，理论研究也较为深入。下面分别就PCCP管和砂石抗剪强度试验现状进行介绍。1．2．1PCCP管的研究和使用现状预应力钢筒混凝土管(简称PCCP管)的生产和应用至今己有50多年的历史，最早由法国的帮纳(Bnona)公司研制的，至上世纪四十年代欧、美各国竞相开发研制，目前美、法各国的年产量已达数十万公里，广泛应用于城市输配水干线、2 天津大学硕士学位论文第一章绪论火电站供水管、水利工程、雨污水干管、工业供水及废水管线等方面【11。在国内，PCCP管是近十多年发展起来的新型管道材料。按其结构分为内衬式预应力钢筒混凝土管(PCCPL)和埋置式预应力钢筒混凝土管(PCCPE)；按管子的接头密封类型又分为单胶圈预应力钢筒混凝土管(PCCPSL，PCCPSE)和双胶圈预应力钢筒混凝土管(PCCPDL，PCCPDE)。该管道材料是一种具备高强度、高抗渗性和高密封性的复合型管材，其集合了薄钢板、中厚钢板、异型钢、普通钢筋、高强预应力钢丝、高强混凝土、高强砂浆和橡胶密封圈等原辅材料制造而成。PCCP管不仅综合了普通预应力混凝土输水管和钢管的优点，而且尤其适用于大口径、高工压和高覆土的工程环境，例如国家重点工程南水北调北京段采用了直径达4000加m的预应力钢筒混凝土管。短短十多年时间，国内从无到有，到目前为止已建成了四十余条生产线，年设计生产能力达1000虹以上，涉及管子规格范围从DⅣ600IIlm到DⅣ4800I姗，适用工作压力最高达1．6MPa，适用最高覆土深度达10m以上【21。作为一种新型的输水管材，PCCP具有适用范围广、经济、寿命长、抗震性能好、安装方便、运行费用低、基本不漏水等优点，可广泛应用于长距离输水、电厂回水、城市给水等工程。如山西省万家寨引黄工程的总长43．5公里，PCCP管管径为3m；新疆乌鲁木齐10公里倒虹吸工程使用了管径2．8m的PCcP管约15公里；深圳东深供水工程用了管径2．6米的PCCP管约9．5公里，哈尔滨磨盘山水库供水输水管线全长176km，由2根直径2．2m管道平行布设，日最高输水能力为95万m3／d。此外还有数十项引水工程应用了PCCP管【3】-【101。PCCP管虽然在我国许多管道工程中大量应用，但PCCP管的设计还处在起步阶段。关于PCCP的结构设计规范，目前国外主要有美国《预应力钢筒混凝土管设计规范》(ANsI／AwwAC304．99)，该规范用综合分析法将各种内压力和外荷载组合在一起进行设计，考虑了管壁的弹性和非弹性变形，安全地限制了混凝土的抗拉和抗压应力【11】。国内关于PCCP管的设计主要有国家标准《给水排水工程管道结构设计规范》(GB50332．2002)及中国工程建设标准化协会标准《给水排水工程埋地管芯缠丝预应力混凝土管和预应力钢筒混凝土管管道结构设计规程》(CECS140：2002)，国内规范规定管道的结构设计应计算两种极限状态即承载能力极限状态和正常使用极限状态，并对两种状态做了具体规定【121。在国外已有部分研究人员已对其受力性能进行了研究，美国zargll锄ee【13】【14】对PCCP管建立非线性有限元模型进行分析，得出对于小管径PCcP管来说，如果预应力损失的同时内水压力增大，那么PCCP管承载能力决定于外层混凝土的联锁性和钢筒的极限强度，而不是决定于钢丝破坏型式；法国的Diab【15】分析了三种钢丝受损区域的形状、位置。 天津大学硕士学位论文第一章绪论国内，张社荣掣16】对PccP管进行了有限元模拟，指出PccP管在输水过程中承受外荷载，在应力场作用下会产生裂缝，将影响结构的稳定性。根据美国规范的极限状态设计方法，分析了PCCP管应力应变以及破坏机理，并对规范法和有限元法的计算结果进行了比较，为预应力钢筒混凝土管的设计提供了计算分析参考。此外还有多名学者对PCCP管的受力机理进行了研究【1州191。由于PCCP管长期处于复杂的地质环境中，受周围土质及地下水成分的影响较大，近年来，对PCCP管的防腐处理逐渐受到重视。何鱼游等【20】为延长管道的使用寿命，在PCCP水泥砂浆外壁用环氧煤沥青进行加强防腐，此外还介绍了超厚膜环氧煤沥青涂料及涂层的性能指标，阐述了自动化喷涂和地面高压喷涂施工工艺，对PCCP外壁环氧煤沥青涂层的新型检测仪器和检测方法进行了说明。该技术在南水北调中线京石段工程中得到应用。胡士信等【21】分析了造成PCCP管腐蚀的机理和应采用的防护方法，并针对南水北调北京段PCCP管的保护，介绍了采用带状锌牺牲阳极进行保护的设计理念和方法。由于土质条件的差异性，在管道接口处容易产生过大的相对转动，水在高压作用下，很可能发生渗漏现象。漏水大多发生在承插口的薄弱部位，地质条件不良地区并受气候温差影响较大，必须严格控制管道的不均匀沉降发生。孙权仁【221，通过对漏水原因的分析，发现大口径PCCP管漏水的主要原因是由于地下水位降落及土壤的冻胀所引起的，并提出加固管道基础或置换管道基础土层，提高管道基础承载力的处理措施。由此可见，目前国内PCCP管虽在工程实践中大量应用，但其理论研究远远滞后，亟需对其进行施工过程中的全过程分析，以确保在工作状态下的安全与可靠。1．2．2砂石抗剪强度理论和试验研究现状早在1773年，库伦就提出砂的抗剪强度与剪切面上的法向应力成正比，其抗剪强度仅决定于土颗粒间的摩擦性质；试验表明，在比较大的应力范围内，粒状土的强度与法向应力之间的比例关系并不是常数，以摩尔强度包线表示，就是向下弯曲的曲线。虽然雷诺在1885年就观察到砂在剪切变形中产生变化，紧砂要膨胀，但未阐明其对强度的影响。直到1936年，卡萨格兰德才明确了内摩擦角是随孔隙比和体积的变化而改变，提出了临界孔隙比的概念。如果土试样在小于临界孔隙比下剪切，则体积膨胀，内摩擦角增大；反之，体积收缩，内摩擦角减小。粒状土的摩擦性质是控制抗剪强度发展的主要物理分量，而且它取决于颗粒装填的密实程度¨引。4 天津大学硕士学位论文第一章绪论在国内，关于无粘性土的强度问题研究也取得了较多成果。王继庄【24】指出粗粒料(如碎石料、砂砾料等)试验的变形特性与试样尺寸有关，由此引起的缩尺效应对变形的影响是不可忽视的。柏树田【25】等根据部分堆石坝工程的室内堆石试验资料，分析了堆石的力学性质指出堆石的压缩变形主要取决于颗粒间抵抗位移的摩擦阻力和岩块的破碎量，堆石的抗剪强度指标与其母岩类型、颗粒级配、孔隙率及侧压力等多种因素有关。堆石的应力．应变关系，在平面应变条件下呈应变软化型，在三轴压缩条件下近似弹性应变软化型，而体应变均呈剪胀变形特性。欲把密实状态的堆石试件剪损，需要较大的能量克服颗粒问的咬合作用，而阻力最小的途径是体积膨胀和颗粒挤碎，反映在应力．应变关系上，具有峰值应力，应力．应变性质近似弹性应变软化，体变呈剪胀变形。张嘎等【26】通过大型三轴试验研究了粗颗粒土的应力应变特性，试验结果表明粗颗粒土表现出明显的低围压下体胀高围压下体缩的体变性质，并基于试验结果提出了邓肯．张模型的改进模型。刘汉龙等【2刀利用室内大型三轴试验，对堆石等粗粒料的颗粒破碎进行了分析，结果表明，颗粒破碎率随围压的增加而增加，呈非线性状态，二者之间的关系可以用双曲线表示。颗粒破碎的增加将导致粗粒料的抗剪强度降低，峰值内摩擦角与颗粒破碎率之间呈幂函数关系，不论颗粒的岩性、强度、大小、形状、级配和初始孔隙比等情况如何，试验资料都落在一个狭窄的区域，如果围压和材料的试验参数已知，则可估计颗粒破碎率。马舀等【28】利用自行研发的柔性材料剪切性能测试仪，对级配碎石抗剪切性能进行试验研究，分析了级配碎石最大粒径、Taibol公式指数胛值、含水量、密实度、侧压力、剪切速率等因素对级配碎石抗剪切性能的影响。研究得出，最大粒径不小于31．5蚴、指数甩值在O．5以下的级配碎石具有良好的抗剪切能力，控制试验剪切速率在5舢耐miIl以下可以提高试验精度，级配碎石在最佳含水量时具有最佳抗剪切能力，保证密实度在96％以上可以明显提高抗剪切性能，增大侧压力可以明显提高剪切强度，而剪切位移存在最小值。任磊掣29】采用基于离散单元法的颗粒流理论，在细观层次上从数值分析角度研究了碎石的直剪试验，揭示了其抗剪强度和变形机理。针对碎石提出了一种随机计算模型，并给出了了随机模型的实现方法。文中探讨了在直接剪切试验中碎石的抗剪强度随位移的变化以及最大粒径、竖向压力对其影响，并从细观力学的角度上描述了直剪试验过程中颗粒的运动机理。指出直剪试验过程中的碎石细观结构变化的颗粒流仿真，是关于碎石细观力学特征与宏观力学响应相关联的初步研究。严颖等【30】通过构造三维组合颗粒单元来描述颗粒间的互锁效应，对非规则颗粒材料的力学行为进行了离散元数值模拟，并通过碎石料的直剪实验进行了验证。此外，在不同的法向应力下，对碎石料在直剪实验中的剪切应力和剪胀现象 天津大学硕士学位论文第一章绪论进行了离散元模拟；在不同的法向应力和接触摩擦系数下，对碎石料的有效摩擦系数进行了计算和讨论。验证了组合颗粒单元在非规则颗粒材料的离散元模拟中的可行性。1．3本文研究的思路与方法回顾PCCP管的研究，尽管研究人员己经做出大量的工作，并且得到了一定的研究成果，但是都是针对单一方面，未对其进行从施工到正常运行的全过程分析。目前的计算理论都不能很好的体现PCCP管的受力及不均匀沉降问题，大多仍然是依据工程实践、现场试验，对其工作机理缺乏全面的认识，设计与工程实际存在有较大差异。本文将针对以上工程中存在的问题进行研究。采用二维有限元分析模拟管道施工全过程，以确定施工过程中地基开挖隆起，回填压缩变形、管道变形及受力、土体的应力场、位移场等随施工过程的变化情况。采用参数分析方法，研究软土地基中不同地质及地基处理情况对PCCP管沉降的影响，探寻其中的规律性，以指导工程实践。在三维分析中着重探讨沿管道纵向土质变化引起的不均匀沉降对管道不均匀沉降的影响。在有限元分析中土体本构模型采用Mohr-Col咖曲模型，PCCP管采用线弹性模型，用板单元模拟，PCCP管与土之问采用接触单元。砂、碎石垫层强度参数通过室内试验测定。1．4本文的研究内容针对以上所述，本篇论文主要做了以下几方面的工作：l、对PCCP管及砂石直剪试验的研究现状进行全面总结，指出其中的不足和参考价值，从而提出课题研究的意义。2、地基处理中用到的砂、碎石进行直剪试验，以确定其强度参数。3、利用P1aXis有限元软件建立二维有限元模型对PCCP管施工全过程进行分析，然后探讨了土性、管道刚度、放坡坡度、界面粗糙度、碎石垫层厚度等参数的变化对施工过程的影响，找出各因素变化对管道影响的规律性。4、对正常运行阶段后的PCCP双管检修情况进行了二维有限元施工模拟。5、建立三维有限元模型对引起管道不均匀沉降的两个重要因素进行了参数分析，主要考虑了土性、管道刚度、接口连接刚度、碎石垫层厚度等参数的变化对管道差异沉降的影响。最后得出一些有参考价值的结论，以期对工程实践有一定的指导意义。6 天津大学硕士学位论文第二章基于P1axis软件的有限元分析方法第二章基于Plaxis软件的有限元分析方法2．1Plaxis有限元软件介绍在科研方面，现行使用较多的岩土工程有限元软件主要有ABAQuS、Pla)【is等。其中PlaXis软件作为岩土工程的专业软件，因其建模简单，前后处理方便，近年来得到越来越广泛的应用。Plaxis软件最早于1987年在荷兰代尔夫特技术大学开始研制，初始目的是在特有的低地软土上建造河堤，开发一个易于使用的二维有限元分析程序。后来，Plaxis软件逐渐扩展成为适用于大多数岩土工程领域的软件。PlaXis软件建模是基于方便的CAD图形界面，可进行几何模型的图形化输入；在网格划分方面能够自动进行非结构化的网格划分，并可进行整体和局部的优化；程序提供了丰富的单元形式，可模拟多种结构，如板单元、梁单元、界面接触单元等：通过自适应步长运行，保证了计算过程的有效和稳定：可通过激活和抑制各种单元组件和荷载施加以及地下水位的变化等，来模拟实际的开挖过程和施工状况；在后处理程序中可对计算结果进行应力路径分析，绘制荷载．位移曲线图、应力和应变路径图、应力．应变关系图和时间．沉降曲线等。Plaxis二维有限元软件包可进行岩土工程变形和稳定性分析，能够模拟土的非线性、时间相关性和各向异性的行为，具有先进的本构模型，而且能够进行土与结构的相互作用分析。此外，PlaXis系列还包括三维软件包，主要有PlaXis3DFouIldation、Pla)【is3DnIIlnel，其中3DTu皿el能够模拟管道施工，将在本文中得到应用。2．2有限元基本原理有限单元法[31】书51(FEM)在岩土工程的数值分析方法中应用广泛，其基本思想是通过离散化、单元分析、整体分析三个步骤来完成对结构的内力、位移的分析。朱伯芳指出有限单元法优点有：(1)可以分析性状十分复杂的、非均质的各种实际的工程结构；(2)可以在计算中模拟各种复杂的材料本构关系、荷载和条件，例如可以模拟岩土体中的渗流和初始地应力场、混凝土的不均匀温度场等，7 天津大学硕士学位论文第二章基于Plaxis软件的有限元分析方法这些因素在物理模型中往往难以模拟的；(3)可以进行结构的动力分析；(4)由于前处理和后处理技术的发展，可以进行大量方案的比较分析，并迅速用图形表示计算结果，从而有利于对工程方案进行优化1361。有限元方法在岩土分析方面可分为总应力法和有效应力法【371。总应力法不区分土单元中有效应力和孔隙水压力，仅考虑土单元整体所承受的应力，即总应力。从应用上来讲，总应力法一般用于不考虑渗流固结的情况。有效应力法则严格区分土体的有效应力和孔隙水压力，将土骨架变形与孔隙水的渗流同步考虑，因而能更真实地反映土体的自身特性，能更合理地计算土体对荷载的响应，但计算工作量大。本文采用总应力法。2．2．1P1axis单元介绍在PlaXis中，主要用到三种单元：土单元、板单元和界面单元。二维程序中土体单元有6节点三角形单元和15节点三角形单元两种形式。其中，15节点单元提供4阶位移插值，数值积分采用12个高斯点；6节点三角形单元有2阶位移插值，数值积分采用3个高斯点，两种单元的节点及应力点位置见图2．1所示。一个15节点三角形单元可以看成是4个6节点三角形单元的组合，因为节点总数和应力点总数相等。然而15节点三角形单元比4个6节点三角形单元的组合功能更强大。因此，15节点三角形单元较6节点三角形单元要精确。盅力点节点图2一l6节点与15节点三角形单元节点及应力点位置在二维有限元模型里，板由梁单元(线单元)构成，其上的每个节点具有两个平动自由度和一个转动自由度。应用6节点和15节点土单元时，每个梁单元 天津大学硕士学位论文第二章基于P1axis软件的有限元分析方法分别用3个和5各节点定义，两种土单元对应的梁单元节点及应力点位置见图2—2所示。梁单元依据Mindlin梁理谢3引，可计算梁在剪切和弯矩共同作用下的挠度。另外，在轴向力的作用下梁单元的长度可以发生变化。在达到允许最大弯矩或最大轴向力的情况下，弹性的梁单元可以转变成塑性的。JLj匕t一譬七击^上JL^耳‘．|‘一■}七莹．L图2．23节点和5节点的梁单元节点及应力点位置界面由界面单元组成。当使用15节点土单元时，相应的界面单元用5组节点定义；使用6节点土单元时，相应的界面单元则用3组节点定义。结构单元和界面单元类型将自动和土单元类型相匹配，图2．3表示界面单元与土单元的连接，图示界面单元有一个有限的厚度，而在有限元公式里每组节点的坐标是相等的，也就是说单元厚度为零。每个界面有一个“虚拟厚度”，可用来定义界面材料性质的假想尺寸，虚拟厚度等于虚拟厚度因子乘以平均单元尺寸，而平均单元尺寸取决于网格的整体粗疏程度。图2-3界面单元与±单元连接的节点和应力点分布界面单元的刚度矩阵通过NewtonCotes积分得出，Ne嘶onCotes应力点位置和节点组重合，因此，5个应力点用于10节点界面单元，而3个应力点用于6节点界面单元。在三维有限元模型中，土体单元为15节点楔形体，上下面及侧面分别由6节点三角形和8节点四边形组成，如图2．4所示。除了土体单元外，板单元由69 天津大学硕士学位论文第二章基于Plaxis软件的有限元分析方法节点三角形平板单元组成，每个节点有三个平动自由度和三个转动自由度，单元刚度矩阵和荷载矩阵由3个高斯积分点得到。接触面由16节点接触单元组成，共有8对，与土体单元的8节点四边形侧面相匹配；土体单元有时会退化侧面为6节点四边形的单元，此时接触单元由6对节点组成。2．2．2土体本构模型615425图2_415节点土体单元节点及应力点分布岩土塑性本构模型很多p冲⋯1，其中以剑桥模型、修正剑桥模型、Mobr-coulonlb塑性模型等最为著名。从应用角度来看，土体模型的选取应该本着参数少、易于测量的原则，因此，本文选取Mobr．Coulomb弹塑性模型来模拟土体。在PlaXis程序中MonCoulonlb屈服条件是Coulomb摩擦定律在一般应力状态下的推广。如果用主应力来描述【42】，Mohr-C0ulomb屈服条件由六个屈服函数组成：石。=三p’z呵’，)+丢p’2‘眩’，)sin(p．cc。s(p<0(2．1a)石b=丢(办蚴弓(此切’z)sin(P一∞唧郢(2．1b)五。=三p’，呵’·)+三p’，+矿’·)siIl平．cc。s叩郢(2．1c)五b=三(仃’，一矿3)+圭(矿，切’3)sin9一cc。s9郢(2．1d)石。=三p’·可’z)+吾(盯’·竹’z)siIl‘P—cc。s9郢(2．1e)10 天津大学硕士学位论文第二章基于P1aXis软件的有限元分析方法五b=吉(北∥-)毛(矾w·)sin(P-ccos(p郅(2-1f)在上述屈服函数中的两个塑性模型参数就是内摩擦角缈和粘聚力c。这些屈服函数可以共同表示主应力空间中的一个六棱锥，如图2．5所示。图2—5主应力空间中(c=0)Moh卜Coulomb屈服面g·。=圭(盯’z一盯’，)+三(盯’z+盯’s)sin∥(2．2a)g伯=丢(仃’，-盯’：)+三(盯’，+盯’z)sill妒(2—2b)92。=圭∥，∥1)+三(盯’。彬1)sin缈(2．2c)92b专(一∥，)畦(盯’∥。)sillIc，(2-2d)93a=圭(一∥z)毛(一彬z)Siny(2-2e)93b=圭(砍∥】)+吉(疵吲1)Sin少(2-2f)这些塑性势函数包含了第三个塑性参数，即剪胀角∥，它用于模拟正的塑性体积应变增量，即剪胀现象。在一般应力状态下运用MonCoulomb模型时，如果两个屈服面相交，需要 天津大学硕士学位论文第二章基于Plaxis软件的有限元分析方法作特殊处理。在Pla)【is中，Mohr-CouloInb模型使用准确形式，即从一个屈服面到另一个屈服面用的是准确变化【43】m】。2．3有限元分析过程2．3．1非线性有限元分析方法在Pla)【is程序中采用迭代法求解非线性问题。迭代澍45】。【47】的基本思想是在每次迭代中，土体受全部荷载，因而会出现不平衡荷载，将此不平衡荷载与真实荷载相加，供下次迭代计算用；等到连续两次迭代的位移差和不平衡荷载差小于某一指定的限值时迭代结束。因此，迭代法就是对某一暂定解答逐次修改，最后使土体的平衡条件和位移连续条件得到满足。迭代法分为：直接迭代法、牛顿法、修正牛顿法、拟牛顿法。运用最多的是直接迭代法。直接迭代法的基本思路：先给出初始近似解磊从而得到初始结构刚度矩阵七(磊)，由后(皖){田．{p)=o得到4=[七(瓯)】．1{p)重复这样的过程，直到由瓯得到瓯+。=【尼(瓯)]-1扫)且0瓯¨．皖II<￡(F>O预先给定的精度要求)，认为计算已经收敛，停止迭代。为减少达到收敛所需的迭代次数，程序中采用图2．6所示的超松弛算法。控制超松弛程度的参数是超松弛因子，其理论上限值是2．0，但任何情况下都不得采用该值。对于摩擦角较低的土，比如妒<200，超松弛因子取值为1．5会使迭代过程趋于优化。但对于较高摩擦角的土，可能需要一个较小的超松弛因子。对于大多数计算，采用超松弛等于1．2可以得到满意结果。错载《a)滞(b)包穆图2—6带超松弛(a)和不带超松弛(b)的迭代过程2．3．2初始应力场的实现土体内初始应力受到材料容重和土形成历史的影响。该应力状态一般用初始12 天津大学硕士学位论文第二章基于Plaxis软件的有限元分析方法竖向有效应力盯’v．o表征。初始水平有效应力盯’h．o通过侧向土压力系数凰和初始竖向有效应力相联系。实际应用当中，通常假定正常固结土的‰值和内摩擦角有关，由Jaky公式【45】，其经验表达式为砀=1．si即。应力点上的初始应力根据位于该点位置上的材料重度确定：矿v"o=∑()，i·办i-pw)(2—3)盯’h．o叫‰‘矿v．o．(2-4)式中托为各土层的重度，办i为土层厚度，踟是应力点上的初始孔隙水压。PlaXis里初始应力可以通过两种方式实现：‰过程和重力加载过程。采用肠过程时，Pla)【is会生成一个和土的自重相平衡的竖直应力。但是，水平应力是根据肠的具体取值计算得出的。即使是不出现塑性的‰值，砀过程也不能保证应力场完全平衡。只有在任一土层都平行于水平地表面，而且水位也为水平时，才能得出完全平衡的应力场。如果应力明显不平衡，那么应该选用重力加载过程。重力加载过程在程序中作为一个计算工序来施加土的自重，实现初始应力。在这种情况下，如果采用完全弹塑性岩土模型(比如摩尔．库伦模型)，‰最后的值很大程度上取决于设定的泊松比。为了能得到符合实际的硒值，选择适当的泊松比很重要。必要时，可以采用不同的材料数据组，其泊松比可根据重力加载过程合适的凰值来调整。2．3．3接触问题处理当涉及到两种材料刚度差异较大时，比如土与板桩墙接触，在接触面处二者会产生相对滑动，此时在剪切面上土的抗剪强度会减小【48】-【521。可以通过给界面选取合适的界面强度折减因子(R)来模拟接触，该因子把界面强度(外摩擦角和粘着力)和土体强度(内摩擦角和内聚力)相互联系在一起。界面强度用以模拟弹塑性模型土．结构相互作用的界面的性状，Coulomb准则用以区别弹性性状(即在界面内可以出现小位移)和塑性界面性状(即可能出现永久滑动)。当界面保持弹性时，剪应力7由下式给出：|f|<％tan伊i+ci(2—5)当界面出现塑性时，f由下式给出：I叫≥％tan9i+ci(2·6)其中仍和G分别为界面的摩擦角和粘聚力。界面的强度性质和岩土层的强度性质有关，根据相关岩土性质和强度折减因子，由下式计算得出界面性质：ci=次‘cson(2—7)tan妒i咄·tan缈∞il(2-8)13 天津大学硕士学位论文第二章基丁Plaxis软件的有限元分析方法一般，对于实际的土．结构相互作用，界面比相邻土层的强度低，柔性大，即界面的R应小于l，其具体取值则需要通过经验或试验研究来确定。2．3．4计算模式的选取程序分三种基本计算模式：塑性计算、固结计算和安全分析。在弹一塑性变形分析中，如果不需要考虑超静水压随时间的减小，可选择塑性计算，即总应力分析方法。一般塑性计算根据未变形的几何图形得出刚度矩阵，适用于大多数岩土工程的实际应用情况。固结计算可分析饱和粘性土的超静水压随时间的变化与消散，即有效应力分析方法。Plaxis可以进行实际的弹塑性固结分析。一般情况下，执行完不排水塑性计算之后，再执行不添加另外荷载的固结分析。也可以在固结分析过程中施加荷载。PlaXis可以用减小土的强度参数的方法来执行安全分析，可以计算全局安全系数。安全分析可以在每个计算工序之后执行，同样也可以在每个施工阶段之后进行。鉴于本文的研究对象，可选取塑性计算模式。2．4本章小结本章对Plaxis有限元软件的基本功能和特点做了简单的介绍，该软件建模简单，能自动划分网格，单元种类丰富，非线性求解功能强，可模拟施工过程，进行弹塑性分析，方便的接触模拟和初始应力场实现，且后处理功能强大。进而对建模和分析过程加以说明。对于本文而言，Pla)【is软件能够满足课题研究要求。14 天津大学硕士学位论文第三章垫层材料砂石直剪试验研究3．1概述第三章垫层材料砂石直剪试验研究直剪试验是测定土的抗剪强度指标的室内试验方法之一，因其快捷简便，在工程中得到广泛应用。工程中常用的直剪试验大都是小模型试验，而试验的变形特性与试样尺寸有关，由此引起的缩尺效应对变形的影响是不可忽视的【241，而且试验中碎石粒径较大，普通常规直剪试验无法完成其参数的测定，因此有必要对粗粒土进行大模型剪切试验。本章将采用室内直接剪切试验的方式对砂及碎石进行进一步的研究，得出其强度及变形规律，为今后砂、碎石强度测定提供借鉴。3．2试验仪器及试验方法直剪试验采用上下两个试验盒，两盒同宽，其中上盒为尺寸400mmx300mm×135I砌(长×宽×高)，下盒为600mm×300Inm×165mm(长×宽×高)，其中上盒底面与下盒上下面均设有凹槽，并在下盒下面铺设轨道，轨道放置于基座上。上下盒之间、下盒与轨道之间均放置钢珠。试验设备如图3．1所示。试验过程中先在上盒施加竖向压力，然后下盒受试验机液压系统牵引力作用进行移动，由于钢珠的存在，将在上下盒接触面处产生剪切错动，牵引力即剪切力。荷载部分由液压系统自动控制，可以最大提供100kN的水平拉力和100Ⅲ的垂直压力；同时配备高精度的力传感器和位移传感器及其仪表，可通过与计算机连接进行自动数据采集。试验时首先通过液压系统对试样施加垂直压力，调试数据显示仪器及数据采集软件，开动水平向液压装置的阀门，试验开始。本试验采用应变控制方式，试验过程中界面面积保持不变，以规定的速率对下盒施加水平拉力。当拉力出现峰值后，继续施加，直至拉力稳定。在剪应力施加过程中记录下盒的位移及所加水平拉力的大小，绘制垂直压力作用下的拉力．水平位移关系曲线，并以该曲线的峰值拉力作为试样在该垂直压力作用下的剪切力，该值与上下盒接触面面积的比值即此时的抗剪强度。为了确定土的抗剪强度指标，取四组相同的试样，对各个试样施加不同的竖向压力pl、p2、肋、肌，然后进行剪切，得到相应的抗剪强度铂、砸、fD、砸， 天津大学硕士学位论文第三章垫层材料砂石直剪试验研究把试验结果绘在以竖向应力p为横轴，以抗剪强度研为纵轴的平面图上，通过各试验点绘制一直线，即抗剪强度线，抗剪强度线与水平线的夹角为试样的内摩擦角伊，在纵轴的截距为试样的粘聚力c【53】。直剪试验按加荷速率分可分为：快剪、固结快剪和慢剪。对无粘性土，因其渗透性好，即使快剪也能使其排水固结。因此，按照《土工试验规程》【跏规定，对无粘性土，·律采用一种加荷速率进行试验。3．3砂直剪试验研究图3一l试验设备简图该试验采用粗砂作为填料进行试验，共分四组试样，对每一组试样采用四种上覆压力，分别为40kPa、60l【Pa、80l(Pa、100kPa。影响粒状土强度的因素可分为两类：一类是影响土本身强度的变化，如沉积条件、孔隙比、围压力、加荷条件等；另一类是影响土与土之间的强度比较，如颗粒尺寸、形状、级配等【551。在同一试验模型、同一试验材料且上覆压力一定的条件下初始孔隙比是影响各组试验测得的强度指标的重要因素，因此须保证各组试验的初始密实度相同。为方便起见，可通过分别对上下盒填料进行称重的方式来确保各组试验所用的砂重量不变，这样各组试验砂的密实度近似相同，本试验称重后测得砂的重度为15．4kN／m3。加荷速率是影响强度指标的又一因素，加荷速率越高，所需能量越多，强度越大。对无粘性土可采用固定的加荷速率，通过一定的试验探索，在本试验中采16 天津大学硕士学位论文第三章垫层材料砂石直剪试验研究用剪切速率3．0毗in是合理的。3．3．1试验结果分析四组试验每组在四种不同压力作用下的拉力一位移曲线如图3．2所示。024681012位移u／姗第一组024681012位移u／眦第二组位移￡，／咖位移u／mm第三组第四组图3-2砂直剪试验拉力．位移曲线从图中可以看出，拉力随上下盒之间相对位移的增加而缓慢增长，随位移增长，拉力增长越来越缓慢，最终拉力达到峰值，此后拉力不再增长或有所降低，这时砂已剪切破坏，此时的拉力即为破坏时的剪切力，该拉力值与下盒接触面面积的比值就是破坏时的剪应力。图中还可以发现初始位移如lmm时，各上覆压力下水平拉力都较大，以第一组为例发生lmm位移时的拉力分别为1．4kN、2．2l(N、2．8kN、3．0斟，而最大拉力为2-3埘、4．0蝌、4．5l(N、5．2kN，前者分65432lOz卫＼、L穴辑65432lO歪≥R辑65432l0z工＼卜R氧654321O至≥R氧 天津大学硕士学位论文第三章垫层材料砂石直剪试验研究别为后者的61％、55％、62％、58％，可见砂剪切时刚发生滑动的拉力就已经达到破坏力的近60％，说明克服颗粒与颗粒之间的静止摩擦阻力所需的能量要高于滑动后至达到破坏时所要克服的滑动摩擦阻力，可以得出砂的抗剪强度发挥主要来自于自身的静摩擦阻力，只要有所滑动砂很快就会剪切破坏。比较不同压力下的拉力．位移曲线，可以发现，上覆压力越大，所需拉力就越大，这是因为颗粒与颗粒之间的滑动摩擦力和咬合力均随压力增大而增大，克服颗粒之间的相对滑动所需的拉力越大。各组压力作用下峰值拉力与位移的对应关系见表3—1所示，由该表能够看出，随上覆压力的增大，所需的峰值拉力也增大，但达到峰值拉力所需的位移差别较小，对同一上覆压力作用下的四组试验取平均值，从表4．1“平均值”一栏中可以看出，尽管上覆压力变化很大，但是达到剪切破坏时的剪切位移基本相同，就本课题所涉及到的砂，在四组上覆压力下，剪切破坏平均位移在8mIn~10肌n之间。表3．1砂直剪试验最大拉力与位移对应关系垂直压力40kPa60kPa80kPal00kPa3．3．2强度指标得到各种压力作用下的剪切破坏拉力后即可绘制直剪试验的抗剪强度包线，砂、碎石等无粘性土在理论上是没有粘聚力的，因此在对每组试验的四个点进行强度包线拟合时，要求拟合直线通过原点，对应的四组试验的强度包线见图3．3所示，图中还表示出每组试验得出的内摩擦角9的值，按照土工试验的要求【56】，土体物理力学参数按其在工程设计中的实际作用可分为一般特性指标和主要计算指标。～般特性指标，如土的天然密度等物性指标，一般以算术平均值作为建议值；主要计算指标如土的粘聚力、内摩擦角、压缩系数、压缩模量、渗透系数等应以工程安全为建议值的选取原则。采用最小二乘澍571，将四组试验的内摩擦角数据整理如表3．2所示，得出标准差及变异系数，并求其标准值。 天津大学硕士学位论文第三章垫层材料砂石直剪试验研究6050∞生40＼R30器201006050对曼40＼R30器20100306090120垂直压力p／kPa驴=2506050∞曼40＼R30器201006050时里40＼kR30器2010O306090120垂直压力p／kPa口=23．80o3：盲高。／kP?o120o3譬直压男p／kPal90120垂直压力p／l【Pa垫且雎刀p／脒a伊=24．70驴-24．2。图3．3砂直剪试验各组强度包线表3．2砂内摩擦角标准值计算3．4碎石直剪试验研究碎石直剪试验采用大粒径碎石作为填料，碎石粒径范围在20~40mm之间，所用试验设备、试验顺序与砂直剪试验相同，分四组试样，每组试样上覆压力分别为2kN、4kN、6kN、8kN。剪切速率控制在5．Onlln／miIl。为控制每组试验的密实度，将上下盒填满碎石后称重，测得试验控制密实度情况下所用碎石的重度19 天津大学硕士学位论文第三章垫层材料砂石直剪试验研究为16．4龇3。3．4．1试验过程及结果分析试验过程中，随着位移的增加，拉力持续增长，试验进行到一定阶段可听到碎石翻滚的声音，很快则听到碎石突然剪断的崩裂声，同时拉力计的读数突然降低，但很快恢复原来读数并保持不变。试验结束后，发现在剪切错动面上有多处碎石剪断，断裂面痕迹清晰可见，随上覆压力增大剪切破碎的碎石也越来越多。各组试验在四种上覆压力作用下的拉力．位移曲线见图3-4。图中可以看出，拉力随位移增长而增长，随位移增加，增长速率变慢，最后拉力趋近于一稳定值。高压力下拉力增长速率更大，表现在曲线上为斜率比低压时要大，曲线更陡。从表3．3最大拉力．位移对应关系中可以看出，不同压力作用下达到剪切破坏时的位移相差很小，本试验所用碎石达到峰值拉力所需的位移在22mm～30眦n之间。与砂直剪试验相比，碎石刚发生错动的剪切力与最大剪切力相差更大，以第三组试验为例，在位移为2mm时，四种压力作用下对应的拉力分别为O．7kN、1．6Ⅲ、2．5赋、3．1l(N，而最大剪切力为2．6烈、5．1l(N、7．7蝌、8．1烈，前者分别为后者的26．9％、31．4％、32．5％、38．3％，可以看出，碎石发生错动时剪切力大概为最大剪力的1／3，较砂明显要小，说明克服碎石颗粒之间滑动摩阻力比静止摩阻力所要消耗的能量要大，与砂情况相反，碎石的抗剪强度主要来自于颗粒之间相对滑动所提供的摩阻力。可以推测，无粘性土粒径越大，滑动摩阻力提供的抗剪强度越大。试验时还发现竖向加载板所连压力传感器在试验开始时为控制加载值，但随试验进展加载读数会有明显的提高，说明试验过程中碎石发生了剪胀，其剪胀性要大于砂。碎石达到抗剪强度破坏所需位移远高于砂，砂在很小的位移下就可发挥其抗剪强度，而碎石则要求有更大的变形，相同剪切位移下砂更容易发挥其抗剪强度。20 天津大学硕士学位论文第三章垫层材料砂石直剪试验研究02030400位移口／姗第一组203040位移“／衄第二组0102030400位移“／姗第三组图3_4碎石直剪试验拉力．位移曲线203040位移u／mm第四组表3．3碎石直剪试验最大拉力与位移对应关系垂直压力2Ⅲ4kN6l【N8kN21208642O至≥R氧2O86420●，委≥R辑208642O1l至≥R掣2O86420z)I＼kR辑 天津大学硕士学位论文第三章垫层材料砂石直剪试验研究3．4．2强度指标与砂内摩擦角的求解方式相同，将各组试验的强度包线绘制于图3．5，通过过原点的曲线拟合得出各组试验的内摩擦角，然后按照表3．2的计算过程，整理碎石内摩擦角的标准值，见表3-4所示。10080∞山≤60Rj爿40蜜20O10080∞a一≤60巷40蕊20020406080垂直压力p／kPa萨51．60O20406080垂直压力p／kPa伊=48．80●10080盘害60巷40密20010080垦：60鸢40密20O20406080垂直压力p／”a萨51．20020406080垂直压力p／kPa图3．5碎石直剪试验各组强度包线口=50．90表3_4碎石内摩擦角标准值计算平均值∥标准差盯变异系数6修正系数‰标准值饥50．631．250．02470．97249．2 天津大学硕士学位论文第二章垫层材料砂石直剪试验研究3．5本章小结本章对粗砂、碎石两种粗颗粒无粘性土材料进行了室内直剪试验，试验所用设备尺寸较常规直剪试验要大，在强度指标的尺寸效应方面会提供一定的借鉴。分别对每组试样的砂和碎石进行了四组上覆压力作用的直剪试验，并对试验后的所得到的数据进行了整理分析，得出强度指标的平均值和标准值。通过试验得出：1、对于小粒径的粗砂，克服颗粒与颗粒之间的静止摩擦阻力所需的能量要高于克服滑动摩擦阻力所需能量，砂的抗剪强度发挥主要来自于颗粒间的静摩擦阻力，只要有所滑动砂很快就会剪切破坏。2、对于大粒径的碎石，克服颗粒之间滑动摩阻力比静止摩阻力所要消耗的能量要大，碎石的抗剪强度主要来自于颗粒之间相对滑动所提供的摩阻力。3、随试验进展加载板读数会有明显的提高，试验过程中碎石发生了剪胀，其剪胀性要大于砂。4、碎石达到抗剪强度破坏所需位移远高于砂，砂在很小的位移下就可发挥其抗剪强度，而碎石则要求有更大的变形，相同剪切位移下砂更容易发挥其抗剪强度。5、无论是砂还是碎石，上覆压力变化很大，但剪切破坏时的位移基本相同，就本课题所涉及到的砂和碎石，剪切破坏位移分别在8m瑚～10mm和22mm～30mm。同时试验中也存在问题，比如，每次填料的密实度控制问题，虽然该试验采用了称重的方式加以解决，但并不能保证同一重量下的密实度就相同，同时上下试验盒装填料的密实度也不一定一样，然而填料密实度是影响剪切变形和强度的一个重要因素，所以有待寻求更好的解决方式。试验加载装置采用液压加载系统，在直剪试验过程中，砂、碎石都会不同程度的发生剪胀或剪缩，导致加载板加压不够稳定，出现突然加载或卸载情况，有时读数波动较大，这时需要人工调整压力值。23 天津大学硕士学位论文第四章PCCP单管二维施工模拟分析4．1概述PCCP管的铺设一般分为单管和双管并排两种形式，虽然形式上有区别，在管道受力及变形机理是相同的，因此仅以单管形式为例进行研究。PCCP管的受力及变形性状是本文研究的重点。本章将通过Plaxis有限元软件建立二维平面应变模型来模拟断面上管道的受力沉降问题，因为管道沿其长度方向延伸很远，因此按平面应变情况处理是符合实际情况的。首先将按照施工顺序，对每一步进行分析介绍，简单阐述其中所要关心的内容，然后通过参数分析的方法来研究各种参数对管道受力变形及周围应力场、位移场的影响，参数分析中主要考虑不同的土质情况、碎石垫层厚度、管道刚度、土与管道接触面的摩擦系数等因素。通过本章的分析可以明确整个PCCP管施工过程中的状况，以期对工程实践有一定的指导借鉴意义。4．2计算模型及参数本例拟用放坡开挖的方式模拟PCCP单管的施工过程，管道断面详图及尺寸参数见图4．1和表4．1所示。为方便模拟，土体采用均质土，本构模型采用工程中应用广泛Mohr-Coulomb模型，土体单元采用较高精度的15节点三角形单元，管道采用线弹性板单元模拟，土体与管道之间设接触单元，均质土、垫层、PCCP管的参数指标见表4．2所示。理论上模型区域选取的越大，计算精度越高，但计算区域越大，计算时间越长，因此区域选取只要能满足工程精度要求便可。根据文献【581，基坑开挖影响宽度约为开挖深度的3．5倍，影响深度约为开挖深度的2-4倍，故可按图4．2确定边界。在进行网格划分时，管道周围、开挖边线、坑底角部等部位受力较集中，因此对这些部位进行网格细化；远离开挖区域的土体对变形影响较弱，网格单元划分可以稀疏一些。模型边界约束条件为：上表面为自由面，下表面约束竖向位移，两个侧面约束垂直于该侧面的位移。PlaXis中的有限元模型见图4．3。24 天津大学硕士学位论文第四章PCCP单管二维施工模拟分析图4．1管道断面详图表4．1管道尺寸参数D，彳R办上厶’管重(蝌／m)2090145475300439042901524030．0注：未标注者，单位为珊。表4．2土性、PcCP管参数指标名称天然重度y(kN／m3)⋯⋯．粘聚力c内摩角伊弹性模量E泊松比1，一⋯一～⋯～。(kPa)(o)(MPa)均质土18．5O．35碎石垫层200．25粗砂垫层190．25451003080PCCP管一O．2一5e4 天津大学硕士学位论文第四章PCCP单管二维施工模拟分析1’．(=二．＼△／．(=F_)图4—2模型边界4．3施工过程计算分析图4-3有限元网格划分土体的受力及变形与应力应变路径是密切相关的，因此要得到土体真实的应力场、位移场就必须按施工的先后顺序进行分析。根据实际进程安排，PCCP管的施工可分七步：Sl一降水；S2．开挖沟槽；S3．铺设垫层；S4．铺设管道+护角砂垫层；S5．回填土； 天津大学硕士学位论文第四章PCCP单管二维施工模拟分析S6．回升水位至开挖前状态；S7．通水；以上七步是连续进行的，前一步的结束就是后一步的开始，不考虑超静水压消散等的时间效应，采用总应力法进行分析。下面详细说明各步计算分析过程。4．3．1降水在沟槽基坑开挖前应先进行降水，以保证后续施工能正常进行，本例工程初始地下水位为．1．5m，拟用井点管进行降水，降水井点位于坑顶两侧各lm处，按实际需要将原地下水位降至坑底开挖标高以下0．5m。在PlaXis中可进行地下水渗流计算，程序根据设定的土的渗透系数、抽水量自动找出降水后的水位面，这种降水方式较人工设定水位面更符合实际情况，当然，渗流边界的选取十分重要，本例在模型两侧封闭渗流边界，即在模型边界处水位面与初始水位面相平，水的渗流场仅在模型边界内部进行。降水完成后的水位线见图4-4所示。图4_4降水后水位线由上图可以看出，井点附近水力坡降最大，水位线呈凹形，越远离井点坡降越小，水位线呈凸形。降水后初始水位面以下土的有效应力会增长，从而产生压缩变形。规定坑项中心点处作为坐标原点，横轴为水平方向，纵轴为竖直方向，则坑顶平面的沉降曲线见图4．5。27 天津大学硕士学位论文第四章PCCP单管二维施工模拟分析目昌、、篷翳宦崮坑顶平面位置／m一2l—18—15—12—9—6—3O3图年5降水后坑顶沉降曲线从上图可以看出，坑顶中心沉降最大，向两侧逐渐减小。对比降水曲线可以发现，沉降曲线与水力坡降有密切关系，即在水力坡降大的地方沉降增量也大，如在6—15m区域，而在坑底正下方及模型边界附近，水力坡降很小，故沉降曲线也相对平缓。降水还会引起水平位移，图4．6所示为坑顶平面的水平位移图，其中水平位移向右为正，向左为负。鬓、＼簿遥*坑顶平面位置／m一21—18—15—12—9—6—3036912151821图4，6坑顶平面水平位移曲线由图看出，水平位移关于坑顶中心点呈中心对称分布，两侧土体均有向中间移动的趋势，由于对称性中心点处水平位移为零，自中心点向两侧水平位移先增大后减小。最大点在士13．3m处，为3．44mm，由于模型竖向边界约束水平位移，所以在竖向边界处水平位移为零。2889012345689加n挖坞H坫埔 天津大学硕士学位论文第四章PCCP单管二维施工模拟分析4．3．2开挖降水完成后即可开挖沟槽，采用放坡开挖，开挖卸载会引起周围位移场的变化，图4．7和图4．8为开挖后坑顶平面右侧竖向及水平位移图。6810121416182022坑项水平位置／m6810121416182022坑顶水平位置／m图4．7开挖后右侧坑顶平面竖向位移图图4．8开挖后右侧坑顶平面水平位移图由图4．7能够看出，坑近端产生向上的位移，近端竖向位移最大值为11mm，越向远端竖向位移越小，在15．2m处减小为零，15．2m向右则有向下的位移，在边界处竖向位移为．1．6姗。竖向位移变号的原因主要是靠近基坑处受基坑卸载回弹效应明显，产生较大竖向回弹位移，随远离基坑这种效应减弱，表现为竖向位移减小，开挖后坑周土体有向坑内滑动的趋势，坑底部分要隆起，必然导致一部分土体要下陷，这样基坑卸载就引起了远端土体的竖向沉降。由图4．8则可看出，坑顶水平位移均为远离坑内侧方向，随着远离基坑水平位移近似呈线性减小。开挖还将引起开挖面的卸载回弹，坑底平面的回弹曲线见图4．9。4030昌＼塑20回lO0—4～2O24坑底平面位置／m图缸9坑底平面开挖回弹曲线2953525l50321O重／n检毯}*2O8642024他加86420屯4星＼3浍遥匠崮 天津大学硕士学位论文第四章PCCP单管二维施工模拟分析由上图可知，由于坑底中心点处卸载量最大，此处回弹最大，向两边卸荷相对减小，因此回弹也逐渐减小。图4．10所示为开挖后坑底中心点处随深度的回弹曲线，由该曲线看出坑底以下均产生竖向，回弹量自上而下逐渐减小，至模型底部减为零。从图4．11所示的沿深度方向的回弹增量曲线能够清楚看出，单位厚度土层的回弹量自上而下逐渐减小，就本例而言，坑底处每米回弹量在3mm左右，坑底以下7m范围内每米土层的回弹在2mm～3mm之间，7m以下至模型底部每米回弹量在1I砌～2nun之间，说明回弹量主要集中在坑底以下一定深度内，坑底最大回弹量并不与坑底以下土层厚度呈线性关系，可以推测基坑开挖位移场的影响范围将与坑深和土性有关。回弹量／衄0510152025300246810121416坑底以下深度／m图4．10坑底中心点沿深度方向回弹曲线图4．11坑底中心点以下回弹位移增量曲线4．3．3回填土开挖至坑底后，按施工顺序先铺设各150lmn厚碎石垫层和粗砂垫层，铺设垫层既起到地基处理的作用又可以平整施工面，这样管道即以此面为基准面进行铺设，为固定管道在平面内的位置，防止管道在施工过程中发生侧移，管底周围需铺设1200砂包角，管道铺设形式见前述管道平面详图。当管道铺设完毕后，即可向沟槽内回填土，回填土应分层进行，以保证填土的密实，本例回填土物理力学指标仍按原状土采用，回填土与管道属于两种不同材料，刚度差别较大，接触面处应设置接触单元，以模拟接触面的相对滑动。回填土后坑顶平面及坑底平面的竖向位移图见图4一12，由图看出，受同填土的自重压缩作用，坑内填土要比两侧原状土下沉量大；坑顶的沉降要比坑底的沉降大，这是因为坑底的沉降较坑底要多出坑底以上部分回填土的自身沉降。305352515O3210星＼姗磐稔迥惫凰O2468加屹M坞Ⅲ／巡骺卜墨蜓螺 天津大学硕士学位论文第四章PCCP单管二维施工模拟分析平面位置／m坑顶坑底图412回填土坑顶及坑底平面竖向位移管道受填土荷载作用将有压缩变形，变形大小与管道刚度、填土的密实度、填土高度等有密切关系。管顶平面及管底平面土压力分布如图4—13和图4．14所示。∞o_l＼R遥悟匠崮20255055管顶平面位置／m一6—4—20246∞山_＼穴毯目逗崩45508085管底平面位置／m一4—2O24图4．13管顶平面竖向土压力分布图4．14管底平面坑内竖向土压力分布图由上图可以看出管顶正上方土压力最大，最大值为53l(Pa，向两侧先逐渐减小，至管道边线处降至最小26l(Pa，从管道边线至开挖边线又有所增大，但增大的幅度明显小于管项至管边的降低幅度。出现以上情况是因为管道刚度远大于周围土体的刚度，同样荷载作用下刚度大的承担的荷载势必要多，因此管顶处所受土压力最大，管道边线至开挖边线有所增长，则是因为边坡的斜向支撑作用。与管顶平面土压力分布相似，由管底土压力分布可以看出，管底中心点处土压力最大，最大值为80kPa，在砂包角处土压力略有突变，总体上，管底土压力O5O5O5O5加坫加嬲∞善＼篷蜉匠醣 天津大学硕士学位论文第四章PCCP单管二维施工模拟分析由中心向两侧逐渐减小。4．3．4回升水位水位的回升使土的有效应力减小，将引起土体产生回弹位移，此时由于管道还未通水，自重较小，因此受浮力作用影响较为明显，图4．15为回升水位后坑顶及坑底平面竖向位移图。一21—18—15—12—9—6—303691：水平位置／m图禾15回升水位坑顶及坑底平面竖向位移图由上图可以看出，水位回升使坑底以上均产生回弹位移，坑项较坑底回弹位移要大，越向两侧竖向位移差异越明显。竖向位移最大值出现在坑中心点两侧6～9m范围内，回弹曲线呈“M”状分布。通水运行阶段，管内将作用有0．5MPa的水压，管道受水重的作用会产生一定的沉降，由于水的重力较小，该沉降量相对不明显，但通水产生管内部压力，对管道受力影响则较大。4．3．5施工全过程分析以上对PcCP管七个施工步进行了简单介绍，各步之间是紧密联系的，为了解某～参数随施工步的变化，有必要进行全过程的分析。坑底中心点是整个施工过程中的关键点，通过研究该点的位移、应力随施工步的变化情况即可清楚地了解整个施工过程。表4-3所示为各工序对应的施工步序号，图4．16为坑底中心点处竖向位移随施工步的变化曲线。其中位移向上为正，向下为负。3287654321O星＼毋国尽醐 天津大学硕士学位论文第四章PCCP单管二维施工模拟分析鲁昌＼≈淤趔．厦崮O51015202530施工步s图4．16坑底中心点处施工步一竖向位移曲线由上图可以看出，S1．降水过程中坑底处产生竖向沉降，最大沉降量为6．3mm，S2．开挖步坑底产生明显回弹，回弹量达30mm，S3．铺垫层、S4．铺管道及S5．回填土均属加载过程，因此产生竖向沉降，尤其是回填土荷载增加很大，仅该步产生的位移就有23mm。S6．水位回升，受水的浮力作用，有效应力减小，土体上移，坑底的位移有4．7111m。。S7．通水，相当于给管道施加附加重力作用，管道下沉，其下土体受压变形，产生竖向位移，由图可知该步产生的位移很小，主要是因为水的重量较小。通过分析可以看出该点在各步的位移符合实际情况。施工步s日色丘＼R毯校证暹崮020406080图4-17坑底中心点处施工步一竖向有效应力曲线33弱加埔如5O巧m 天津大学硕士学位论文第四章PCCP单管二维施工模拟分析图4—17为坑底中心点竖向有效应力随施工步的变化曲线，可以看出该曲线与竖向位移随施工步的变化曲线完全一致，说明沉降会引起有效应力的增长，回弹则土体有效应力降低，实际上土体位移场变化就是应力场变化的宏观体现，正确认识应力场是研究位移场的根本。4．4参数分析以上对各主要施工步过程的基本情况进行了介绍，主要对土压力和位移进行了分析，接下来将通过参数分析的方式，探讨各种参数的变化对特定施工步的影响，以此为工程实用提供参考。表拍参数设定4．4．1土性弹性模量(E)对施工的影响土的弹性模量是土性重要指标，与土体的变形有重要关系，尤其是涉及到基坑开挖方面，不同的弹性模量将引起不同的基坑回弹，特别是软土区，土性E的变化引起的回弹会更加明显。本文将取10MPa、20MPa、30MPa、40MPa四种土进行对比分析，重点研究土的弹性模量对降水沉降、基坑开挖回弹及管底沉降的影响。土性E对降水坑项沉降的影响见图4．18所示，从图中可知，土性变化对坑顶沉降有较大影响，随弹性模量的增长，降水引起的沉降逐渐减小，且中心与两端的沉降差值也逐渐缩小，沉降曲线更加平直，但随土弹性模量的线性增长，沉降量并不呈线性减小，减小幅度逐渐降低，说明土越软降水引起的沉降差异越大，所以在软土区应注意降水对周围环境的影响。 天津大学硕士学位论文第四章PcCP单管二维施工模拟分析昌吕＼遵蜉．叵蓟水平位置／m一21一18一15—12—9—6—3O36912151821图4．18不同土性E坑顶降水沉降曲线—◆一E=40MPa一+一上≥30MPa—卜E=20MPa一×一上『=lOMPa基坑开挖卸载将引起坑底的回弹，回弹量与土性E关系密切。图4．19所示为不同弹性模量的土开挖至坑底时坑底平面的回弹曲线。与降水情况相似，弹性模量的增长同样会使回弹量减小。取坑底中心点，不同弹性模量下的回弹量变化见图4．20，由图可以看出随弹性模量的线性增长，回弹量将逐渐减小，但减小幅度逐渐降低，说明软土区基坑回弹效应较常规土区要明显。706050皇高40墨30lⅡ{2010O7060倒OMPa暑50庐30MP8赢40￡-20MPa交30￡毫10MPa国20100—6—4—2O246O1020304050坑底位置／m弹性模量F／MPa图4．19土性E对坑底回弹的影响图年20坑底中心点回弹量随土性￡的变化曲线管底沉降是本文关心的重点，铺设管道后，管底处于同一水平面上，管道实际是在此基础上产生后续变形的，因此研究管道的沉降变形是以回填土阶段为初始步的。从回填土开始，不同土性条件下，管底沉降随施工步的变化曲线见图4．21，由图可以看出，管底沉降量随土的弹性模量有明显变化，弹性模量越小，回填土步沉降越大，回升水位回弹也越大，管道随施工步的变形幅度越大，因此应重视对软土地基的沉降控制。35 天津大学硕士学位论文第四章PCCP单管二维施工模拟分析0×。×i义施工步s510152025图4_2l管底沉降随土性E的变化曲线4．4．2管道刚度对管道受力的影响MPa—●一Z》20MPa一×一点兰lOMPaPCCP管是一种复合材料，其弹性模量介于混凝土与钢之间，因此可取50GPa、100GPa、150GPa三种弹性模量进行分析，三种情况下保证管道厚度不变。回填土荷载在各施工步中对管道受力的影响最明显，因此选择该步来研究管道的受力及变形。在回填土施工步，管道上半部分所受垂直管壁的正应力见图4—22所示。由图看出，随管道刚度增大，管道所受土压力也增大，土压力由管顶向下缓慢减小。随管道刚度增大，三种情况下管项土压力分为53．4l【Pa、54．8l(Pa、55．4kPa，显然管项压力不与管道刚度呈正比增长，增长幅度而是逐渐降低。对比不同刚度管道所受正应力，看出随刚度增大，管道受力也变大，但增大幅度很小，说明管道刚度对其本身受力影响不大。一1—0．8—0．6一O．4—0．200．2O．4O．60．81管道横向位置／m图4．22管道上部竖向正应力分布图Z≥l50GPa庐lOOGPaZ芦50GPa：；：哦“以∥“叔“＼＼0加如∞如的∞謇＼墼S弱踮弘船舷n的曲鸺钉伯Bd≤R愎目嵌扭 天津大学硕士学位论文第网章PCCP单管二维施工模拟分析4．4．3界面折减系数对管道受力的影响土压力通过管道与土的交界面传递给管道，因此两者之问的粗糙程度是影响管道受力的重要因素，可以通过设定界面的不同折减系数R来研究土对管道的作用，现取R=0．4、R=0．7、R=1．0三组折减系数，尺越小表示土的强度折减越大，R=1．0表示界面土体强度不折减。回填土步对管道受力最明显，故通过该步来研究管道受力，而管道侧面在回填土步受界面折减影响最大，因为该部分管道与土之间的相对滑动位移最大，图4．23所示为管道右侧砂包角以上部分所受土压力沿高度分布图。22．22．4暑谥2．毯2．泞崮銎3．3．43．63．80侧向正应力／kPa图4-23管道右侧侧向正应力分布图从图中可以看出，管道所受侧向土压力随折减系数的减小而减小，管项所受土压力最大，至管道半高处减至最小，向下又有所增加。在管顶处三种情况差异较小，因为顶部主要是受其上覆土自重应力的作用，半高处侧向土压力依次为10．84kPa、13．80l【Pa、17．91kPa，三种情况差异较为明显，因为该处受力主要是静止土压力，而均质土中静止土压力与土的自重应力成正比，界面折减系数大，回填土后土与管道的相对滑动就大，而管道半高处是土与管道相对滑动最大的位置，因此自回填表面至半高位置的土的厚度就小，导致侧向静止土压力有明显变化。半高处以下土体受管道挤压，有受被动土压力的趋势，因此土压力有所增长。4．4．4放坡坡度对施工的影响开挖放坡的坡度一般根据边坡的稳定性确定，不同的放坡坡度将直接影响基坑土方量，此外还将影响基坑回弹、坑壁受力等。现在以开挖步和回填土步来探37 天津大学硕士学位论文第四章PCCP单管二维施工模拟分析讨不同放坡坡度对施工的影响。前面已经探讨了土性弹性模量(E)变化对开挖卸载回弹影响，另一影响回弹的重要因素是卸荷量，而不同的开挖放坡坡度将直接影响卸荷量的大小，因此对坑底回弹必将产生影响，本节将对这种情况进行分析。图4．24所示为不同开挖坡度坑底平面回弹曲线。3432皇30＼嬖28囡262422一f=l：2-·--庐=l：1．5一芦l：1．25—3一Z—lOlZ3坑底平面位置／m图4．24不同放坡坑底回弹曲线从上图可知，开挖坡度越大，卸荷越多，基坑回弹越大，坑底中心点回弹最大，三种情况分别为29．5mm、30．9蛐、33．1姗，随坡度变缓，基坑内平面回弹与未开挖部分的回弹差异逐渐减小，坡度较陡时在坑角处回弹曲线有明显突变，如卢l：1．25及卢l：1．5时，而放坡较大时回弹曲线能够平滑过渡，如净1：2时。图4．25所示为回填土后不同开挖放坡管底平面位置的沉降曲线，20盘22＼莲24墒届酾262830—3—2坑底平面位置／m一10l23十l=l：2+芦1：1．5—卜卢l：1．25图禾25管底平面在不同开挖坡度下的沉降曲线由上图可以看出，管底处沉降最大，随边坡的坡度变缓，管底的沉降逐渐增38 天津大学硕士学位论文第四章PCCP单管二维施工模拟分析大，三种情况依次为23．8mm、25．3mm、27．7mm。同样开挖深度，在保证开挖底面宽度不变的情况下，坡度越缓回填土断面面积越大，坑底沉降也就越多。回填土过程中，坑内填土要比两侧原状土沉降量大，在边坡两侧土体之间会产生摩擦力，原状土要对回填土产生斜向上的摩擦力和垂直界面的法向压力，考虑到模型的对称性，取右侧坑壁为研究对象，图4．26和图4．27为原状土在边坡线处所受回填土法向压力和切向摩擦力随深度的变化曲线。00．51吕1．5＼涮2毯殛2．5螺。‘，3．544．5法向正应力／kPa02040601：21：1．51：1．2500．51昌1．5＼卿2毯聪2．5螺33．544．5切向剪应力／kPa051015l：2l：1．5l：1．252图4-26边坡法向土压力随深度变化曲线图4_27边坡切向剪应力随深度变化曲线由上图可见，法向正应力随深度的增加而增加，但不呈线性关系，增长幅度逐渐减小。坑深在2m以上时，法向正应力基本相同，开挖坡度对其影响不明显；2m以下随坡度越缓，法向正应力的增长越快，因为法向正应力是自重应力在垂直边坡线上的分量，坡度越缓该分量越大。切向剪应力随深度先后有两个峰值点，分别在坑顶以下及坑底以上各O．5m处，第一个峰值点以上，剪应力随坡度变化较小；第一个峰值点以下，剪应力先有一定深度的减小，后又显著增加达到第二个峰值点，在两个峰值点之间的区域剪应力随坡度变化明显，且坡度越缓剪应力越小。4．4．5碎石垫层厚度对管道沉降的影响作为地基处理的重要手段，碎石垫层能提高地基的承载力，同时能够减小管道的沉降，不同的垫层铺设厚度对管道的沉降和受力影响是关注的重点，为了研究垫层厚度的影响，本文取回填土后，管底的沉降和管底平面的土压力来说明垫层厚度变化对施工的影响。图4．27和图4·28所示为不同垫层厚度条件下管底平面沉降曲线和管底土压39 天津大学硕士学位论文第四章PCCP单管二维施工模拟分析力分布曲线。管底平面位置／m一1—0．500．51c。山_＼R出刊J啦扯图牛27不同垫层厚度下管底平面沉降曲线图4．28不同垫层厚度下管底土压力分布曲线由图4．27可以看出，随垫层厚度的增加，管底沉降有所减小，最大沉降值分别23．76mm、23．62nm、23．55mm，差别很小，说明垫层在控制管底沉降方面是有作用的，但作用不显著。由沉降计算理论可知，沉降与土的压缩性有关，碎石的压缩模量远高于原状土，碎石垫层厚度越大，在上覆荷载作用下的沉降就会越小，反映在碎石受力上，从图4。28可以清楚看出，管底土压力随碎石垫层厚度增大而增大，管底土压力分别为75．9l【Pa、77．9kPa、90．4l【Pa，表明垫层对管道的支承力会随厚度的增大而提高。89312345678毖拢船船捣船髂觞捣船骞置＼篷蜉 天津大学硕士学位论文第四章PCCP单管二维施工模拟分析4．5本章小结本章对PCCP单管情况进行了二维有限元数值模拟，首先按照施工的先后顺序对每一施工步进行了计算介绍，并指出了各步重点关注的内容。然后采用变参数分析的方式探讨各种参数变化对土体的应力场、位移场和管道受力变形的影响。通过参数分析指出：l、土的弹性模量E对降水坑顶沉降、基坑卸载回弹、管道沉降均有显著影响。随土的弹性模量E的增长，降水引起的坑顶沉降逐渐减小，沉降曲线更加平直，说明土越软降水引起的沉降越大。弹性模量的增长同样会使坑底回弹量减小，但减小幅度逐渐降低，软土区基坑回弹效应较常规土区要明显。土的弹性模量越小，回填土后管底沉降越大，回升水位回弹也越大，管道随施工步的变形幅度越大，应重视软土地基中管道的变形控制。2、随管道刚度增大，回填土后管顶所受土压力增大，土压力由管项向下缓慢减小。同时管道受力也有所增长，但增大幅度很小，说明外荷载一定的情况下管道刚度对其自身受力影响很小。3、管道与土的交界面之间的粗糙程度是影响管道受力的重要因素，管道所受侧向土压力随折减系数的减小而减小。4、开挖坡度越缓，基坑回弹越大，回填土后管底的沉降也越大。回填土后边坡所受法向正应力随深度的增加而增加，但不呈线性关系，增长幅度逐渐减小。切向剪应力随深度先后有两个峰值点，在两个峰值点之间的区域剪应力随坡度变化明显，且坡度越缓剪应力越小。剪应力与正应力并不是简单的线性对应关系。5、随垫层厚度的增加，垫层对管道的支承力提高，管底土压力增大，管底沉降减小，垫层在控制管底沉降方面是有作用4l 天津大学硕士学位论文第五章PCCP双管检修二维施工模拟5．1概述第五章PCCP双管检修二维施工模拟管道施工完后，经过通水检验，即可进入正常运行阶段。由于地质条件的复杂多变及管道周围各种不可测情况的影响，正常运行的管道往往会在接头部位出现漏水现象，如不及时停水检修，由于管道水压较大，可能会将接口胀裂，导致更严重的后果。针对以上问题，本章将对PCCP双管进行检修施工模拟。5．2PCCP管双管检修计算参数对于单管的检修，可按放坡开挖的情况处理，在此不再赘述。很多情况下，同一管沟会埋设两个管道，以增加通水能力，当其中一支管道需要检修时，为了方便，往往只将需要检修的管道暴露出来，这就需要检修时在两管之间加设板桩墙，来保证土体的稳定性，而检修管道的另一侧则可采用放坡开挖的形式。现以实际工程中遇到的一处PCCP双管断面为例，探讨双管检修的施工模拟。断面情况如图5．1所示。图5．1PCCP双管断面图检修模拟的模型尺寸大小、边界条件选取同单管施工模拟，为模拟方便同样取单一土性，土性指标同单管情况，管道尺寸的参数取值见表5．1所示，管道弹性模量取50GPa。板桩墙弹性模量取200GPa，折算厚度为O．15m，长度取12m，重度为78kN／m3。板桩墙与土、管道与土之间均设接触单元，界面折减系数取0．7。碎石垫层、砂垫层厚度分别为300mm和200衄，初始地下水位按工程实际取地42 天津大学硕士学位论文第五章PCCP双管检修二维施工模拟面高程以下2m。表5—1管道尺寸参数DII，tABRHHoLLoLs锋重(kN／m)3200200800280040066505000l140060003535050．O·注：未注明的单位为彻，管重系指每延米重量。根据以上参数建立有限元模型，见图5．2所示。图5—2有限元网格图5．3PCCP管双管检修施工模拟根据具体的检修工序，应将管道通水后正常运行阶段设为初始状态，从而生成初始应力场。将施工步分为：Sl、检修管道停水；S2、打设板桩墙；S3、降水；S4、开挖：S5、回填土；S6、回升水位；S7、通水。5．3．1检修管道停水在进行检修之前应先将检修管道的通水停止，而另一不需检修的管道可保持正常通水状况，现拟对右侧管道进行检修。左右两管管顶及管底平面竖向位移如图5．3所示。43 天津大学硕士学位论文第五章PCCP双管检修二维施工模拟2．52昌皇蠢1·5毯尽1瑚0．5O一4—3—2—1UlZ3456平面位置／m图5．3两管管顶及管底平面竖向位移图从上图可以看出，停水后左侧管道竖向位移为0．84mm，管顶与管底位移无差别；右侧管道管项、管底位移分别为2．38ln】【n、2．27Inm，管顶位移较管底要大。停水引起的两管管底位移差值为1．43mm。停水主要引起右侧管道向上的位移。5．3．2降水在降水前先打设板桩墙，根据土质条件，拟采用12m长板桩墙，总长度约为坑深的2倍。与单管施工情况类似，在开挖基坑前将水位降至基坑以下0．5m，以保证干燥的检修施工面。降水将引起土体有效应力的增加，板桩墙所受土压力在降水前后会有变化。图5-4为降水前后板桩所受侧向土压力分布图。暑＼账到封蜷O土压力p／kPa20406080100120140图5_4降水前后板桩墙侧向土压力分布图由上图可知，侧向土压力随深度近似成线性增长，初始水位面以上降水前后O2468O24一1 天津大学硕士学位论文第五章PccP双管检修二维施工模拟的土压力差别不大，初始水位面以下降水后土压力则有明显提高，因为降水前后板桩墙都主要受静止土压力作用，在均质土条件下，静止土压力与土的自重应力成正比，降水后，初始水位面以下的土体自重应力增加，因此板桩所受侧向土压力也有所增加。按照传统理论初始水位线以上部分所受土压力在降水前后应该一致，图中则为降水后较降水前略大，这是因为降水引起的不仅仅是水位线以下土体有效应力的增长，还引起水位线以上土体向板桩方向的位移，降水后初始水位线以上的土压力还包括了板桩两侧土体的降水挤压作用，因此较降水前稍大。5．3．3开挖拟对右管进行检修，因此开挖右侧土体。由于开挖卸荷作用，基坑开挖侧将产生回弹，未开挖侧板桩墙将有水平位移，因而位移场会产生变化。左右两管道的位移趋势图见图5．5a和5．5b所示，可以看出，开挖后左侧管道的位移左半部分为水平向右，右半部分则为右下方，右侧管道的位移下半部分为竖向向上，上部部分则为右上方。出现这种现象的原因是：左管随板桩一起向坑内侧移，同时板桩后侧的土体有沉降位移，导致左侧管同时有竖直向下和水平向右的位移，管道右半部分就表现为斜向右下方；由于卸载，板桩向右倾斜，将对坑内侧土体产生挤压作用，同时还有土体的自身回弹效应共同导致右侧管道有斜向右上方的位移趋势，而右管右侧受放坡开挖坑角部的回弹作用将有斜向左上方的位移，出现图5．5b所示的位移趋势，说明前者的挤压回弹效应较后者更为明显。图5．5a左侧管道位移趋势图图5—5b右侧管道位移趋势图板桩左侧坑项受开挖影响，其水平位移和竖向位移均有变化，分别见图5．6和图5．7所示。从水平位移图可以看出，沿水平方向越靠近板桩墙水平位移越大，在．15m以左，水平位移呈线性增长，．15m以右水平位移增长加快，尤其是在．5．5m至．2．6m段水平位移陡增，由13mm增长为24mm，自．2．6m至一lm水平位移基本45 天津大学硕士学位论文第五章PCCP双管检修二维施工模拟保持不变，．1m至板桩位移又有所增长。出现这种现象是因为板桩墙由于右侧土体卸荷而呈悬臂状态，受左侧土压力作用将向右移动，板桩左侧土体将随板桩一起侧移，离板桩越近位移越大，在离板桩很近的区域土体由于变形过大会发生拉裂破坏，因此水平位移会有突变。一40—35—30一25—20一15—10—50坑项水平位置／m图5．6开挖步板桩左侧坑顶水平位移图5．7所示为板桩左侧坑顶竖向位移图。坑硕水平位置／m一40—35—30—25—20—15—10—50图5．7开挖步板桩左侧坑顶竖向位移由上图可知，远端沉降位移较小，近端沉降较大。在模型边界处坑顶表面产生沉降，沉降值为l咖，自边界向右沉降逐渐减小，在．26m处沉降为零，从．26m向右竖向位移向上，并不断增加，至．17m处达最大值O．8mm，自．17m向右，竖向位移又有所骤降，板桩后侧竖向位移达13．8IIun。边界处产生沉降是由于开挖回弹导致远侧土体向基坑方向滑动，靠近板桩处位移突变是因为土体与板桩在界面处产生了竖向相对滑移。如弱∞坫m50重／11簿辽}*2O2468O24一o0星／n然牮迢剃 天津大学硕士学位论文第五章PCCP双管枪修二维施工模拟图5．8所示为板桩两侧土压力分布图，由图可知，板桩左侧土压力在开挖面以上较小，增长较缓，自开挖面至．7．5m位置土压力增长明显，从40kPa增长到73．4kPa，．7．5m以下土压力增长近似呈线性增长。板桩右侧土压力分布以．9m为界可分为两段，坑底土压力为72l【Pa，自坑底至．9m和土压力增长明显，在．9m处土压力为116kPa，．9m以下土压力则增长较缓。至桩底土压力为125kPa。坑外土压力呈主动土压力分布趋势，而坑内土压力则呈被动土压力趋势。土压力p／kPa—150—100—50O50100150O一2g一4＼账野一6强辚一8一lO一125．3．4回填土。。j：、|图5．8板桩两侧土压力分布图回填土后，由于侧土压力作用，桩身位移将有所变化，图5．9所示为回填土前后板桩水平位移图。由图可以看出，由于坑内回填土土压力作用，板桩有背离坑内侧的位移趋势，但位移很小，板桩坑底以上部分水平位移受回填土的影响不大，分析原因，可以得出板桩背面．部分土体在开挖步已经达到主动土压力破坏，产生了大量塑性变形，即使以同样的回填荷载反作用在板桩上也无法回到初始位移状态，本例看出回填土对土体已发生塑性变形的桩身部分侧向反压位移很小，该步主要引起坑底以下弹性部分背离坑侧的位移。47 天津大学硕士学位论文第五章PCCP双管检修二维施工模拟富＼隧野掣塔O水平位移／咖10203040505．3．5回升水位图5-9回填土前后板桩水平位移前后回填土完毕，将板桩墙拆除，检修阶段即结束，此后可以停止降水，水位将回升至初始水位面，由于水位的回升，检修侧管道仍处于未通水状态，自重较小，因此受水的浮力作用较大。回升水位导致的右侧管道竖向位移见图5一10所示。皇＼桧避星崮平面位置／m图5-lO右管管底及管顶平面竖向位移面由上图可以看出，回升水位后管道上升，管底平面最大竖向位移为12mm，发生在管底处，自管底向两侧竖向位移逐渐减小，在模型中线处为11．2删=n；管顶平面最大竖向位移为12．9mm，出现在管顶右侧4．2m处，管顶位置处的竖向位移为12．5mm，模型中线处为10．6I锄。对比两曲线可以看出，回升水位引起的管顶平面的位移普遍大于管底平面，仅在靠近中线处小于管底。管底处位移最大是因为该位置管道还未通水，上覆压力最小，而且水位上升的净高度最大，因此受48O2468O2一qo5352515O．1．1．1．1坞屹Um 天津大学硕士学位论文第五章PCCP双管检修二维施工模拟浮力作用的位移最大；在管项平面最大位移未出现在管顶而是管项右侧一定距离是因为管道在回升水位时的位移趋势为右上方，管项右侧土体的上升位移更明显。5．3．6通水管道检修完后即可通水运行，通水水压除引起管道内力外主要引起管道的沉降位移，图5．1l为通水两管道管底及管顶平面的竖向位移图。从图中可以看出，以右侧管道为中心管顶及管底平面的竖向位移向两侧逐渐减小，总体来看，管底位移要大于管顶位移，左右管中线位置管道上下竖向位移相同，分别为0．77mm、2．1mm，说明两管道没有竖向压缩或拉伸变形。通水对竖向位移的影响主要在两管之间和右侧管道以右区域。O一0．5吕运一l遥尽一1．5崮一2平面位置／m一5—3—113579图5．11通水管底及管顶平面竖向位移5-3．7施工全过程分析以上各步重点对板桩及周围位移场按施工步的顺序进行了分析，与单管分析类似，在施工过程中重点关心的是管道的沉降，在检修过程中还要关注未检修侧管道的水平位移，为清楚地了解整个施工过程，需进行全过程分析，各工序对应的施工步序号见表5．2所示。选取两个管道的管底处作施工步．位移曲线，其中位移向上为正，向下为负。49 天津大学硕士学位论文第五章PCCP双管检修二维施工模拟图5。12为两管管底施工步．竖向位移曲线。施工步s0510152025图5—12管底施工步一竖向位移曲线由上图可以看出，检修管停水步两管道均有向上的位移，其中右侧管道竖向位移较大，为2．5蛐，左侧管道较小，为O．85mm，停水主要引起检修侧管道的竖向位移；打设板桩墙两管道竖向位移基本不变，可见板桩的自重产生的附加应力所导致的管道沉降很小；降水引起的管道沉降明显，该步左右两侧的沉降分别为36．43m．m、34．53mm，可见降水是导致管道沉降的重要因素；开挖步由于坑底土体卸载，右侧管道有明显回弹，回弹量为14．3lmm，而左侧管道则继续沉降，竖向沉降量为1．38mm，这是管道随板桩墙发生斜向下的位移导致的，左管道位移趋势与图5．5a所示是一致的；回填土步引起的左右两管沉降分别为7．76衄、20．24mm，后者是前者的2．6倍，右侧管道沉降是因为回填土堆载直接引起的，左侧管道沉降则主要是回填土导致的附加应力引起了周围位移场的变化。回升水位步两管道均有向上位移，位移值分别为12mm、11．86咖：n，该步两管位移相近；通水步相当于对右侧管道加载，该步引起的两管道竖向位移均不明显，左右两管分别为0．32衄、1．9咖。至施工完毕，左右两管的位移均为竖直向下分别为33．3mm、28．3mm。图5．13为两管道管底竖向位移差值随施工步变化情况，由图可知，从停水步开始至开挖步两管道的竖向位移差值持续增大，其中开挖步导致的两管位移差值最大为15．69lIlIn，至开挖完后两管竖向位移差值为19．26mm；自开挖步以后，回0O0O0O●o屯≈叫咱星＼j稔迫足崩 天津大学硕士学位论文第五章PCCP双管检修二维施工模拟填土、回升水位、通水均使位移差值减小，至施工结束两管位移差值为5mm。由以上分析可知，两管道沉降差主要来自于开挖步。20置16＼器12豁型8幽4O05101520施工步s图5．13两管施工步一竖向位移差值曲线图5．14为两管管底施工步。水平位移曲线。昌皇＼≈桧理止11*151050—5，施工步占O510152025图5．14管底施工步．水平位移曲线由上图可以看出，检修管停水、打设板桩墙两步，两管道几乎没有水平位移；降水分别引起左管向右、右管向左的的水平位移，位移值分别为3．12mm、2．7mm，二者相差不大；开挖步左右两管水平位移均向右，分别为lO．17lnIn、1．21mm，前者是后者的8．4倍，可见开挖步使左右两管产生的水平位移差别较大；回填土步引起的左右两管水平位移均向左，分别为0．87mm、2．69mm，后者是前者的3．1倍，可见回填土步进一步加大了两管道的水平位移差值，右侧管道向左是由于回 天津大学硕士学位论文第五章PCCP双管检修二维施工模拟填土受边坡坡度的影响有向坑内侧滑动的趋势，带动右管向左位移，左侧管道则受来自右侧的侧向回填土土压力作用而产生向左的位移：回升水位步使左管有向左的位移，右管向右的位移，即两管向相反方向移动，位移值分别为1．53Im、1．37衄，该步两管位移相近；通水步两管道几乎没有水平位移。至施工完毕，左管位移水平向右为10．8mm，右管水平向左为2．8mm。图5．15为两管道管底水平位移差值随施工步变化情况。害g＼j罾槭簿毯斗*0施工步s图5．15管底施工步．水平位移差值曲线由上图可知，停水、打设板桩两步两管道水平位移基本相同；自降水开始至回填土两管道的水平位移差值持续增大，三个施工步引起的水平位移差值分别为5．82mm、8．96衄、1．82mm，可见降水及开挖步导致的两管水平位移差值较为明显，至开挖完后两管水平位移差值为16．60mm；自回填土步以后，回升水位、通水均使位移差值减小。至施工结束两管水平位移差值为13．58mm。由以上分析可知，两管道水平位移差主要来自于降水步和开挖步。52加埔挖84O 天津大学硕士学位论文第五章PCCP双管检修二维施工模拟5．4本章小结本章对PCCP双管进行了检修施工模拟分析，按照施工先后顺序对各施工步进行了分析计算，并对施工全过程进行了总结。通过分析表明：1、检修管道停水后两侧管道均上升，其中检修侧管道位移较明显而未检修管道竖向位移则很小。2、降水前后初始水位面以上板桩所受土压力差别不大，初始水位面以下降水后土压力则有明显提高，土压力随深度近似成线性增长。3、开挖步未开挖侧坑顶水平位移越靠近板桩墙越大，在靠近板桩部位水平位移陡增；未开挖侧坑顶竖向位移在远离板桩一侧为向下的位移，靠近板桩处竖向位移出现陡增。就本例模型而言，开挖后检修侧管道位移趋势为右上方，未检修侧为右下方。4、回填土后，板桩有背离坑内侧的位移，坑底以下位移较为明显，而顶部水平位移受回填土的影响却不大，回填土对土体己发生塑性变形的桩身部分侧向反压位移很小，该步主要引起弹性部分背离坑侧的位移。5、回升水位管顶竖向位移要大于管底，通水两管道均沉降，其中检修侧管道沉降位移较明显，而未检修侧很小。6、全过程分析表明，两管道竖向位移差主要来自于开挖步，水平位移差主要来自于降水步和开挖步。 天津大学硕士学位论文第六章PCCP管变形性状的三维数值模拟6．1概述第六章PCCP管变形性状的三维数值模拟PCCP管铺设距离长，沿线土质条件变化复杂，尤其是穿越路堤、铁路，沟渠等，很容易引起不均匀沉降。除上覆堆土外，沉降差异是引起管道受力的另一重要因素，而且过大的管道接口变形会影响管道的正常使用，所以有必要对这类情况进行单独分析。二维平面分析相当于沿管道纵向为均质土，不存在土质的差异性分布，为了解纵向土层变化情况下管道变形，必须进行三维分析，有时管道横向一定区域在管道埋设完毕后会有超载，这时也要通过三维分析模拟。本章将借助Plaxis3DTunnel软件对上述情况进行探讨，以期寻找合理的施工措施达到减小不均匀沉降的目的。6．2三维模型计算参数3Dnulnel软件与2D属于同一公司开发，其中土的本构模型、参数定义、单元属性等与二维程序基本相同。鉴于程序计算能力，本文仅取三节管道作为不均匀沉降的纵向长度范围，每节管道长6m，管道与管道之间按照实际情况有接头连接，在模型中接头部分宽度取30cm，有限元模型横向(x轴)和竖向(y轴)尺寸的取法同单管施工模拟情况。本章将就引起差异沉降的两种显著情况进行分析，一种是管道铺设完毕后在管道上部进行堆载，如新建路堤等；另一种情况是管道穿越土层有突变，如穿越鱼塘、湖泊等。接下来首先对第一种情况进行深入探讨。6．3坑顶局部超载引起的不均匀沉降分析为方便模拟，此处仅取单一土层进行分析，土性指标同单管情况下的均质土，不再考虑地下水位对施工的影响。由于是考虑正常运行后超载对管道不均匀沉降的影响，因此初始应力场为管道埋设完毕并通水时的应力场。为寻找解决不均匀沉降的措施，需要进行参数分析，各种参数的设定见表6．1所示。 天津大学硕士学位论文第六章PCCP管变形性状的三维数值模拟20，40，6050，100，2005，10，20。模型大小为42m(x)x20m(y)x18．6m(z)，接口处连接刚度要小于管道连续部分，为模拟这种情况，可取接口弹性模量为管道的l／10。模型X-Z平面图、有限元网格图分别见图6．1和图6．2所示。、＼＼30cm宽管道接口／zL×，，，，，6m卸CCP管I垒至凹J图6．1模型x．z平面图55 天津大学硕士学位论文第六章PCCP管变形性状的三维数值模拟图6．2有限元网格划分6．3．1坑顶超载大小对管道差异沉降的影响假定管道通水运行后，后期有新建路堤，假定超载作用在三节管道的中间一节，超载宽度同中间管道长度，超载土层厚度分别为2m、4m、6m，每米土按20kPa荷载计算，则坑项超载为40kPa、80l【Pa、120l【Pa。在分析坑顶超载变化时，土性弹性模量(E)取20MPa，粗砂垫层及碎石垫层厚度均取300nlIn，管道刚度、接口刚度分别为50GPa、5GPa。在确定上述条件后，管道底部沉降随超载大小的变化见图6．3及图6．4所示。 天津大学硕士学位论文第六章PCCP管变形性状的三维数值模拟7．77．9皇主8·1糖警8．3犯8．58．7管道纵向位置／mO2468lO1214161820图6．380kPa时管底纵向位移曲线管道纵向位置／mO2468101214161820=40kPa=80kPa=120kPa图64三种超载作用下管底位移曲线图6—3为坑顶超载80kPa时管底纵向沉降曲线，由图可知，由于超载横向穿越中间管道范围，因此中管沉降最大，越向两边沉降越小，沉降曲线呈碗状分布，中间管道最大沉降为8．6mm，在模型边界处最小沉降为7．8mm，差异沉降为O．8Im，在管道接口两侧沉降曲线曲率有所变化，说明由于接口刚度突变，两侧出现一定的相对转角。对比三种超载情况，由图6-4能够看出，随超载的增大，管底沉降依次增大，以最大沉降为例，20kPa、40kPa、60kPa时，沉降值分别为4．5mm、8．6mm、12．6mm，差异沉降分别为0．41mm、O．77咖、1．13mm，最大沉降量、差异沉降量均与荷载值成线性关系。由此可见坑顶超载越大，管道的绝对沉降和差异沉降也越大。573579l3重＼逝器噗缸 天津大学硕士学位论文第六章PCCP管变形性状的三维数值模拟6．3．2土的弹性模量(E)对管道差异沉降的影响正如单管模拟中所得到的，土的弹性模量(E)对管道变形影响十分明显，在有超载的情况下该参数对差异沉降的影响程度是本章重点关心的课题。按照表6．1中所列，根据土的软硬程度，土的弹性模量依次取20MPa、40MPa、60MPa，坑顶超载取80l【Pa，管底沉降曲线见图6．5所示。管道纵向位置／m02468lO1214161820=60～巾a=40M甲a=20MPa图6．5管底沉降量随土弹性模量E变化曲线由上图可知，随土的弹性模量(E)的提高，管道沉降逐渐减小，弹性模量为20MPa、40MPa、60MPa时，管底最大沉降量分别为6．65mm、4．55mm、2．45mm，差异沉降为1．OO衄、0．69mm、O．38mm，由此可见，管道的绝对沉降和差异沉降均随土的弹性模量增大而减小，绝对沉降量与差异沉降量与土的弹性模量成线性反比关系，而土的弹性模量直接反应土体的软硬，因此，在软土区域可以通过提高土的弹性模量的方式，如铺设粗颗粒垫层、置换管底软弱土体等方法达到减小绝对沉降和差异沉降的目的。6．3．3管道刚度对管道差异沉降的影响管道的纵向变形与管道刚度有着直接关系，管道刚度越大，则发生单位转角所需的力越大。在一定外荷载作用下，管道的沉降与其自身刚度关系密切。现取坑顶超载40kPa，管道刚度分别取50GPa、100GPa、200GPa，接口刚度则取相应管道刚度的l／10，即5GPa、10GPa、20GPa。管底沉降随管道刚度的变化曲线见图6．6所示。O1234567重＼逝蜉世舡 天津大学硕士学位论文第六章PCCP管变形性状的三维数值模拟7．67．8星8＼羹8．2般缸8．48．68．8管道纵向位置／mO2468101214161820200GPa100GPa50GPa图6．6管底沉降量随管道刚度变化盐线由上图可见，三条沉降曲线以管道接口处为分界点，从分界点向中间，管底沉降随管道刚度增大而减小，从分界点向两侧，管底沉降则随刚度增大而增大。这是因为在外荷载作用下，中间管道先发生沉降，由于接头的连结作用，中间管道的沉降将带动两侧管道的下沉，中间管道对两侧管道有下沉力，同时两侧管道对中间管道提供支撑力，这种相互作用力随管道刚度的增大而增大，所以管节与管节之间的变形协调能力增强，导致随管道刚度提高中间管道沉降减小，两侧管道沉降增大，这样管道的差异沉降也随管道刚度的提高而显著降低。正如图中所示，50GPa、100GPa、200GPa对应的管底最大沉降分别为8．60mm、8．52mm、8．43mm，而差异沉降分别为0．77mm、O．44mm、O．23mm，200GPa的差异沉降分别是50GPa和looGPa的30％和52％，可见增强管道的刚度是减小差异沉降的有效手段。6．3．4管道接口刚度对管道差异沉降的影响管道与管道之间通过接口连接，接口一般由承槽和插槽组成，根据管道直径不同接口的长度也不同，本例拟取接口宽度为30cm，接口处刚度会有突变，是管道的薄弱环节，本节将探讨不同接口刚度对管道差异沉降的影响。取管道刚度为100GPa，接口刚度分别为10GPa、20GPa、50GPa，坑顶超载取80kPa，三种接口刚度下的管底沉降见图6．7所示。59 天津大学硕士学位论文第六章PCCP管变形性状的三维数值模拟管道纵向位置／m02468lO121416182050GPa20GPa10GPa图6．7管底沉降量随接口刚度变化曲线由上图可知，管底最大沉降量随接口刚度增加依次为8．52mm、8．49mm、8．46l砌，变化不是很明显。但接口两侧管道沉降曲率随接口刚度减小显著变大，说明接口两侧管道相对转角增大，这对管道变形是不利的。管道节与节之间的变形和内力是通过接口传递的，接口的刚度大能更好的协调变形，使得差异沉降减小，正如本图所示，随接口刚度增加，差异沉降依次为0．42咖、0．40mm、0．36l砌。因此应保证管道接口质量，力求管道接口刚度与常规段管道刚度相近，这样既能保证传力，又能减小差异沉降。6．3．5碎石垫层厚度对管道差异沉降的影响改变垫层厚度是地基处理的重要手段，施工方便，较易于控制，在工程中应用广泛。在二维分析中已经得出垫层厚度的变化能提高地基的承载力，减小管道的绝对沉降，铺设垫层实际是增加了土的弹性模量，因此在减小不均匀沉降上也将会有所作用。现探讨碎石垫层厚度对管道差异沉降的影响。取垫层厚度分别为150mm、300mm、450咖，图6．8所示为三种垫层厚度情况下管底的沉降曲线。8l234568星＼遨器磴扯 天津大学硕士学位论文第六章PCCP管变形性状的三维数值模拟管道纵向位置／ⅢO2468lO1214161820450厚垫层300厚垫层150厚垫层图6．8管底沉降量随垫层厚度变化曲线由上图能够看出，随垫层厚度增加，管道的绝对沉降有所降低，随垫层厚度增加最大沉降量分别为8．61mm、8．58mm、8．50mm，差异沉降分别为1．02mm、0．96mm、0．80mm，可见垫层厚度对控制管道差异沉降的效果较控制绝对沉降的效果要好，在实际工程中可以确定合理的垫层厚度，既能满足工程沉降控制要求又能节约成本。6．4管道纵向土质突变引起的不均匀沉降分析上面已对坑顶超载情况进行了分析，本节将对第二种情况，即管道穿越土层地质条件有突变情况进行分析。拟取两种单一土质，土1表示天津地区一般土质，土2为典型的天津软土，土质软硬通过土的弹性模量(E)体现，在进行变参数分析时仅变换土1的弹性模量，两种土物理力学指标见表6．2所示。表6—2土的物理力学指标有限元计算模型尺寸与第一种情况相同，拟定第一节管道位于土1区域，中间管和第三节管道分布在土2范围内。取回填土阶段作为施工模拟步，在该步基础上分析不同参数变化对管道沉降的影响。6157913578重＼潋器世扭 天津大学硕士学位论文第六章PCCP管变形性状的三维数值模拟6．4．1土的弹性模量(E)对管道差异沉降的影响土质突变对管道沉降的影响主要体现在突变土层的弹性模量上，现保持软土区土质不变，取其弹性模量为10MPa，通过变化土l的弹性模量来探讨该情况下管道的差异沉降。．管底沉降随土的弹性模量(E)的变化曲线见图6．9所示，图中0～6m为一般土区段(土1)，其余为软土段(土2)。管道纵向位置／m02468101214161820图6．9管底沉降量随土的弹性模量变化曲线由上图可以看出，随土l的弹性模量提高，管道全长的绝对沉降均有所减小，但曲线越来越陡。当土1与土2差异较小时，如庐20MPa，全长的沉降差异为8mm，曲线比较平缓，当两种土差异较大时，如点|_40MPa、点≥60MPa，全长差异沉降分别为16．14mm和19．38mm，分别是20MPa时的2倍和2．4倍，曲线较陡。沿管道纵向，越靠近软土区管道沉降越大，在一般土与软土交界处管道沉降曲线陡降，软土段沉降差明显增大，尤其是在中间节管道范围内沉降增长十分明显，以60MPa时为例，一般土区段管道两端沉降差为4．34mm，而中间管道则为10．86衄，后是前者的2．5倍。由于软土段土的弹性模量不变，一般土的弹性模量越大，土的差异性就越大，沉降曲线就越陡，因此为了减小差异沉降应控制土的差异性不能太大，可以对软土段进行土质改良，提高其弹性模量达到减小管道差异沉降的目的。6．4．2管道刚度对管道差异沉降的影响管道刚度影响管道整体受力和纵向变形，图6．10所示为土层突变时管底纵向沉降量随管道刚度变化曲线。坫加筋∞％∞诣舳昌{逝塔世啦 天津大学硕士学位论文第六章PCCP管变形性状的三维数值模拟2025吕主30龄蟹35驵4045管道纵向位置／Ⅲ02468101214161820图6—10管底沉降量随管道刚度变化曲线从上图可以看出，管道刚度越大，一般土区段沉降越大，而软土段沉降越小，管道沉降曲线呈“S”形分布，从图中能够看出三条曲线相交于一点，该点横坐标为8m，位于中间管道范围内，说明尽管管道刚度在变，该点在上覆荷载不变的情况下保持恒定的沉降量，管道相当绕该点转动，左侧部分管道上翘，右侧部分下移。刚度越大，沉降曲线越平缓，转动角度就越小，即两端的差异沉降越小，三种情况差异沉降分别为16．14mm、10．77Inm、6．42Inm，200GPa时的差异沉降分别为50GPa和100GPa时的39．8％和59．6％，可见在土层突变的情况下增加管道刚度对减小差异沉降有明显效果。6．4．3碎石垫层厚度对管道沉降的影响碎石垫层可以改善软弱段的土质条件，现沿管道全长铺设相同厚度的碎石垫层，图6．1l所示为管道底部沉降随碎石垫层铺设厚度的变化曲线，从图中能够看出，碎石垫层越厚，管底沉降越小，沉降曲线越平缓，管道右侧端部最大沉降依次为40．4mm、39．2mm、38．2mm。垫层的弹性模量较一般土和软土的弹性模量要大，在相同荷载作用下，垫层厚度越大，土的压缩量就越小，因此管底沉降越小，150厚、300厚、450厚时对应的管道两端沉降差分别为16．25衄、16．13mm、16．04nm，由此可见，垫层厚度在减小差异沉降方面有一定的作用，但效果不是很明显。63 天津大学硕士学位论文第六章PCCP管变形性状的三维数值模拟善、、世蟋世扭15204045管道纵向位置／m02468lO12141618206．5本章小结图6．11管底沉降量随垫层厚度变化曲线本章通过建立三维有限元模型对PCCP管的不均匀沉降进行了分析，通过本章研究对比较关心的PCCP管差异沉降问题有了较清楚地认识，指出导致差异沉降的因素主要有两个方面：施工运行后期坑顶有超载和沿管道纵向土质条件有突变，并对以上两种情况进行了参数分析，探讨了影响管道沉降的各种具体因素，寻找到了解决不均匀沉降的一些有益方法。在坑顶有超载情况时：1、坑顶超载越大，管道的绝对沉降和差异沉降也越大，应注意施工完成后新建建筑、路堤等对原有管线的影响。2、相同同超载情况相同，土的弹性模量对管道的绝对沉降和差异沉降均有显著影响，土的弹性模量越大，绝对沉降和差异沉降越小，在软土区域可以通过铺设粗颗粒垫层、置换管底软弱土体等方法提高土的弹性模量，达到减小沉降差的目的。3、管道差异沉降随管道刚度的提高而显著减小，增强管道的刚度是减小差异沉降的有效手段。4、管道接口刚度越大越能协调变形，应保证管道接口质量，力求管道接口刚度与常规段管道刚度相近，这样既能保证传力，又能减小差异沉降。5、随垫层厚度增加，管道的绝对沉降有所减小，垫层厚度对控制管道差异沉降的效果较控制绝对沉降的效果要好，在实际工程中可以确定合理的垫层厚度，既能满足工程沉降控制要求又能节约成本。 天津大学硕士学位论文第六章PCCP管变形性状的二维数值模拟沿管道纵向土质条件有突变时：1、一般土与软土的差异性越大，沉降曲线就越陡，管道的不均匀沉降越明显，因此应控制土的差异性不能太大，可以对软土段土质进行改良处理，提高其弹性模量以减小管道的差异沉降。2、管道刚度越大，一般土段沉降越大，而软土段沉降越小，两端的差异沉降越小，在土层突变的情况下增加管道刚度对减小差异沉降有明显效果。3、铺设碎石垫层可以改善软弱段的土质条件，碎石垫层越厚，管底沉降越小，沉降曲线越缓，提高垫层厚度对改善差异沉降也有一定的作用。65 天津大学硕士学位论文第七章结论与展望7．1结论第七章结论与展望本文在分析研究PCCP管和砂、碎石抗剪强度试验现状的基础上，进行了室内砂石直剪试验，采用PlaXis有限元软件建立管道．土非线性有限元模型，分别模拟了单管施工、双管检修施工和管道纵向不均匀沉降三种情况，通过分析表明本文的方法是可行的，结论具有一定的参考价值。现将本文研究所得到的几点主要结论概括如下。7．1．1砂石直剪试验研究对粗砂、碎石两种粗颗粒无粘性土材料进行了室内直剪试验，通过试验得出：l、对于小粒径的粗砂，克服颗粒与颗粒之间的静止摩擦阻力所需的能量要高于克服滑动摩擦阻力所需能量，砂的抗剪强度发挥主要来自于颗粒间的静摩擦阻力，只要有所滑动砂很快就会剪切破坏。2、对于大粒径的碎石，克服颗粒之间滑动摩阻力比静止摩阻力所要消耗的能量要大，碎石的抗剪强度主要来自于颗粒之间相对滑动所提供的摩阻力。3、碎石达到抗剪强度破坏所需位移远高于砂，砂在很小的位移下就可发挥其抗剪强度，而碎石则要求有更大的变形，相同剪切位移下砂更容易发挥其抗剪强度。4、无论是砂还是碎石，上覆压力变化很大，但剪切破坏时的位移基本相同，就本课题所涉及到的砂和碎石，剪切破坏位移分别在8I姗～lOInln和22加lm～30mm。7．1．2PCCP单管施工模拟按照施工的先后顺序对PCCP单管进行了二维有限元数值模拟，采用变参数分析的方式探讨各种参数变化对土体的应力场、位移场和管道受力变形的影响。指出：l、土的弹性模量E对降水坑顶沉降、基坑卸载回弹、管道沉降均有显著影响。随土的弹性模量E的增长，降水引起的坑顶沉降逐渐减小，沉降曲线更加平直，说明土越软降水引起的沉降越大。弹性模量的增长同样会使坑底回弹量减小， 天津大学硕士学位论文第七章结论与展望但减小幅度逐渐降低，软土区基坑回弹效应较常规土区要明显。土的弹性模量越小，回填土后管底沉降越大，回升水位回弹也越大，管道随施工步的变形幅度越大，应重视软土地基中管道的变形控制。2、随管道刚度增大，回填土后管顶所受土压力增大，土压力由管顶向下缓慢减小。同时管道受力也有所增长，但增大幅度很小，说明外荷载一定的情况下管道刚度对其自身受力影响很小。．3、管道与土的交界面之间的粗糙程度是影响管道受力的重要因素，管道所受侧向土压力随折减系数的减小而减小。4、开挖坡度越缓，基坑回弹越大，回填土后管底的沉降也越大。5、随垫层厚度的增加，垫层对管道的支承力提高，管底土压力增大，管底沉降减小，垫层在控制管底沉降方面有一定作用。7．1．3双管检修施工模拟对PCCP双管进行了检修阶段施工模拟，按照施工先后顺序对各施工步进行了分析计算，计算表明：1、检修管道停水后两侧管道均上升，其中检修侧管道位移较明显而未检修管道竖向位移则很小。2、降水前后初始水位面以上板桩所受土压力差别不大，初始水位面以下降水后土压力则有明显提高，土压力随深度近似成线性增长。3、开挖步未开挖侧坑顶水平位移越靠近板桩墙越大，在靠近板桩部位水平位移陡增；未开挖侧坑顶竖向位移在远离板桩一侧为向下的位移，靠近板桩处竖向位移出现陡增。就本例模型而言，开挖后检修侧管道位移趋势为右上方，未检修侧为右下方。4、回填土后，板桩有背离坑内侧的位移，坑底以下位移较为明显，而顶部水平位移受回填土的影响却不大，回填土对土体已发生塑性变形的桩身部分侧向反压位移很小，该步主要引起弹性部分背离坑侧的位移。5、回升水位管项竖向位移要大于管底，通水两管道均沉降，其中检修侧管道沉降位移较明显，而未检修侧很小。6、全过程分析表明，两管道竖向位移差主要来自于开挖步，水平位移差主要来自于降水步和开挖步。7．1．4三维不均匀沉降模拟建立了三维有限元模型，主要分析了导致差异沉降的两种情况：施工运行后期坑顶有超载和沿管道纵向土质条件有突变，并对以上两种情况进行了参数分67 天津大学硕士学位论文第七章结论与展望析，探讨了影响管道沉降的各种具体因素，寻找到了解决不均匀沉降的一些有益方法。在坑顶有超载情况时：l、坑顶超载越大，管道的绝对沉降和差异沉降也越大，应注意施工完成后新建建筑、路堤等对原有管线的影响。2、相同同超载情况相同，土的弹性模量对管道的绝对沉降和差异沉降均有显著影响，土的弹性模量越大，绝对沉降和差异沉降越小，在软土区域可以通过铺设粗颗粒垫层、置换管底软弱土体等方法提高土的弹性模量，达到减小沉降差的目的。3、管道差异沉降随管道刚度的提高而显著减小，增强管道的刚度是减小差异沉降的有效手段。4、管道接口刚度越大越能协调变形，应保证管道接口质量，力求管道接口刚度与常规段管道刚度相近，这样既能保证传力，又能减小差异沉降。5、随垫层厚度增加，管道的绝对沉降有所减小，垫层厚度对控制管道差异沉降的效果较控制绝对沉降的效果要好，在实际工程中可以确定合理的垫层厚度，既能满足工程沉降控制要求又能节约成本。沿管道纵向土质条件有突变时：1、土质差异越大，沉降曲线就越陡，管道的不均匀沉降越明显，因此应控制土的差异性不能太大，可以对软土段土质进行改良处理，提高其弹性模量以减小管道的差异沉降。2、管道刚度越大，常规土段沉降越大，而软土段沉降越小，两端的差异沉降越小，在土层突变的情况下增加管道刚度对减小差异沉降有明显效果3、铺设碎石垫层可以改善软弱段的土质条件，碎石垫层越厚，管底沉降越小，沉降曲线越缓，提高垫层厚度对改善差异沉降也有一定的作用。7．2研究展望PCCP管在近年来广泛应用于工程实践中，但因涉及管道铺设的工序较多，土质条件变化复杂，目前对PCCP管与土的作用机理认识仍不够系统，已有的部分研究也主要集中在单一施工步基础上，还没有对PCCP管随施工步变化方面的研究。本文主要对软土地基中PCCP管的施工过程和工作性状进行了有限元模拟，通过研究得到了一些对工程有借鉴意义的结论和建议，但在深度和广度上还有进一步完善之处，主要包括：1、本文土体本构采用Mohr-CouloIYlb模型，而这种本构关系只是近似地反映 天津大学硕士学位论文第七章结论与展望土体中应力应变关系，尤其是在涉及基坑开挖等卸载情况时，其卸载弹性模量要大于加载弹性模量，而Mohr-Coulomb模型只能定义一个模量，因此未能考虑这种加载、卸载的差异情况，采用Mohr-Coulomb模型弹性模量的如何确定还是一个值得深入讨论的问题。2、二维施工模拟中未能考虑砂土液化情况，该方面的研究还需进一步探讨。3、检修施工模拟实际是三维问题，本文近似按二维情况考虑是偏于安全的，如果要真实的模拟检修，还需建立三维有限元模型。4、三维不均匀沉降分析中仅取三节管道范围进行了模拟，这是受软件计算能力的限制，实际情况中土质的变化是缓变的，本文近似将土性简化为突变情况加以考虑，因此与实际情况有一定差别，需待进一步完善。5、管道不均匀变形不仅仅包括纵向的不均匀沉降，此外还有沿纵向的水平变形，当管道通水正常运行后，在一侧堆载或开挖时，管道沿纵向就会有水平位移，这种情况的模拟在本文中未涉及。总之，PCCP管施工情况复杂多变，要想充分了解掌握其规律性必须进行数值模拟，并应积累一定的工程经验。随着计算机计算能力的提高，有限元模拟与工程实际会结合得越来越好，有限元计算将会对工程实际起到更好的指导作用，从而使PCCP管的研究日臻完善。 天津大学硕士学位论文参考文献【1][2】【3][4]【5】【6][7】【8]【9]【10】参考文献张书凯．预应力钢筒混凝土管发展回顾与前景展望[J】，混凝土与水泥制品，2007，2：25．28中国国家标准化管理委员会．GB／T19685．2005，预应力钢筒混凝土管，北京：中国标准出版社，2005．10．Ol李全禄，段君才，温玉安．预应力钢筒混凝土管在引黄工程联接段输水工程中的应用[J]，山西水利科技，2004，3：54．55吕勇强，李俊，李扬．预应力钢筒混凝土管在磨盘山水库供水工程中的应用[J】，黑龙江水利科技，2007，4(35)：197．197李京一．海水环境中大直径预应力钢套筒混凝土管的设计和应用[J]，1998，24(6)：57—60王忠全，秦允斌，陈刚．预应力钢筒混凝土管在核电工程中的应用明，2000，24．26周冠洋．PCCP管在我国的研制和应用阴，制冷空调与电力机械，2001，22(1)：25．26魏新宇，马念尊，李杏敏．预应力钢筒混凝土管(PCCP)在给水管道工程中的应用[J】，管道技术与设备，2001，2：30．32张亚平．预应力钢筒混凝土管的应用[J]，施工材料与设备，1999，25(5)：54．57乔孝平．预应力钢筒混凝土管在供水工程中的应用[J]，山西水利，2003，4：32．33[1l】Americ锄WraterWofl(sAssociation．DesignofPres臼汜ssedConcreteCylindePipe，ANSI／AⅥ，、张C304—99[12]刘雨生，翟荣申．预应力钢筒混凝土管的结构计算方法简介[J】，特种结构，2003，20(4)：10．22[13】MehdiS．Za咄l锄eeF．ASCE，DanielW．Eggers，A．M．ASCE，锄dRaskoPOjdrovic，M．ASCE．Finite—Elem锄tModelingofFailureofPCCPwimBrokenWi】陀sSubjectedtoCombinedLoads，Pipelines，ASCE，2002：1一17【14]MehdiS．Zargh锄ee，F．ASEC，Danielw．Eggers，M．ASCE，RaskoojdrovicM，ASCEandBrianRose，M．ASCE．鼬skAnalysisofPres仃essedCylindePipewithBrokenWires，Pipelilles，ASCE，2003：599．609【l5]YoussefGeo玛esDiab锄dThomasBonierbale．ANum嘶calModeling觚daProposalforRehabilitationofPCCP’s，Pipelines，ASCE，2004：1．870 天津大学硕士学位论文参考文献【16]张社荣，张彩秀，顾辉．预应力钢筒混凝土管(PccP)设计方法探讨叨，水利水电技术，2005，36(4)：53．55【17】张社荣，段曼罡，钟登华．预应力钢筒混凝土管(PcCP)性能分析[J】，灌溉排水学报，2004，23(3B)：188．189[18]孙绍平．预应力钢筒混凝土管若干基本问题的分析[J]，特种结构，2001，18(3)：17．33【19】奚军．PCCP设计中的几点体会[J】，山西水利科技，2002(3)：31—32[20】何鱼游，杜建伟，孟春晖．PCCP自动化外壁防腐工艺在南水北调工程中的应用[J]，石油工程建设，2008，8：58．60【21]胡士信，王东黎，张本革等．预应力钢筒混凝土管阴极保护技术应用介绍[J]，南水北调与水利科技，2008，6(1)：303．307[22】孙权仁．PCCP输水管道漏水原因与防漏措施的研究【J】，包钢科技，2008，34(2)：79．81[23]黄文熙．土的工程性质【M】，北京：水利电力出版社，1983[24]王继庄．粗料土的变形特性和缩尺效应[J]，岩土工程学报，1994，16(4)：89．95【25】柏树田，崔亦吴，堆石的力学性质[J】，水力发电学报，1997，3：21．29【26]张嘎，张建民．粗颗粒土的应力应变特性及其数学描述研究[J]，岩土力学，2004，25(10)：1587-159l【27]刘汉龙，秦红玉，高玉峰等．堆石粗粒料颗粒破碎试验研究[J]，岩土力学，2005，26(4)：562-565【28]马磊，莫石秀，王秉纲．级配碎石抗剪切性能试验研究[J]，公路交通科技，2005，22(12)：39-4l【29]任磊，肖昭然，胡霞光．级配碎石直剪试验的细观分析[J]，公路，2008，5：152．156【30]严颖，季顺迎．碎石料直剪实验的组合颗粒单元数值模拟[J】，应用力学学报，2009，26(1)：1-6【31]孙钧．地下结构有限元法解析[M]，上海，同济大学出版社，1988【32]GerdGudehus．有限元法在岩土力学中的应用[M】，北京，中国铁道出版社，1983【33】王守信．有限元法教程[M]，哈尔滨，哈尔滨工业大学出版社，1994[34】王瑁成，邵敏．有限单元法基本原理和数值方法[M】，北京，清华大学出版社，1997【35】罗定安．工程结构数值分析方法与程序设计【M]，天津，天津大学出版社，1995[36】朱伯芳．有限单元法原理与应用[M]，北京，中国水利水电出版社，1998 天津大学硕士学位论文参考文献[37]王成华．土力学[M】，武汉，华中科技大学出版社，2010【38】Bathe，K．J．．Filliteelementanalysisinengineeringanalysis[M]．Prentice—Hall，NewJersey，1982【39】郑颖人，沈珠江，龚晓南．广义塑性力学岩土塑性力学原理[M】，北京，中国建筑工业出版社，2002[40]章根德．土的本构模型及其工程应用[M】，北京，科学出版社，1995[41]蒋彭年．土的本构关系[M]，北京，科学出版社，1982[42]Smim，I．M．，Griffith，D．V．Pro伊锄ming也eFiniteElementMethod[M】，SecondEdition，Chisester，U．KJollllWiley&Sons，1982[43]Koiter，w．T．．GenemlTheoremsforElaStic—PlasticSolids，ProgressinsolidMechanics(eds．I．N．Sneddon，R．Hill)，North—Holland，Amsterdam，1960：165．22l【44】ⅥmLangen’H．，Ve册eer，P．A．AutomaticSt印SizeCorrectionforNon-AssociatedPlastic时Problems阴，Int．J．N啪．Meth．Engng．，1990，29：579．598[45]任青文．非线性有限单元法[M]，南京，河海大学出版社，2003[46】凌道盛．非线性有限元及程序[M]，杭州，浙江大学出版社，2004[47]李庆扬，莫孜中，祁力群．非线性方程组的数值解法[M]，北京，科学出版社，1987【48】孙林松，王德信，谢能刚．接触问题有限元分析方法综述[J]，水利水电科技进展，200l，2l(3)：18．20[49】殷宗泽，朱泓．土与结构材料接触面的变形及其数学模拟[J]，岩土工程学报，1994，16(3)：56．59【50】杜成斌，任青文．用于接触面模拟的三维非线性接触单元【J]，东南大学学报，200l，3l：92．96[51】胡黎明．土与结构物接触面力学特性研究和工程应用[D]，北京，清华大学，2000【52】雷晓燕．接触摩擦单元的理论及其应用[J]，岩土工程学报，1994，6(3)：23．32[53】东南大学，浙江大学，湖南大学，苏州科技学院编．土力学(第二版)[M]，北京，中国建筑工业出版社，2005【54】南京水利科学研究院．SL237一1999土工试验规程[S】，北京，中国水利水电出版社，1999[55】李广信．高等土力学[M]，北京，清华大学出版社，2004[56]中华人民共和国建设部．GB50007—2002，《建筑地基基础设计规范》，北京，中国建筑工业出版社，2002【57】盛宏文．最小二乘法在室内直剪实验中求解土的抗剪强度的作用[J]，甘肃 天津大学硕士学位论文参考文献地质，2006，15(6)：93．95【58】魏祥，杜金龙，杨敏．被动区加固对基坑外桩基础的变形影响分析[J]，岩土工程学报，2008，30(增刊)：37．40'