黄土填方场地管沟变形破坏机理研究★

李 阳，刘 魁，杨博文，姚 淼

(信息产业部电子综合勘察研究院，陕西 西安 710054)

1 概述

该黄土填方场地位于高陵区，渭河左岸，渭河北塬南侧，随着场地建设，由北向南平山造地形成场地南侧高填方区域，管沟在填方区布设过程中受填方土体不均匀沉降影响，发生了张拉、剪切或者共生破坏，成为难以解决的工程问题。

国内外在管道试验研究方面成果丰硕，王晓霖等[1]对开采沉陷区埋地管道进行了力学分析，提出沉陷区埋地管道最大应力与应变的简化判定公式。李顺群[2]推导了复杂条件下Winkler地基梁公式。冯启民[3]公式推导了沉陷作用下管道破坏的判别公式。刘全林[4]分析计算了地埋管道与土体相互作用平面之间的关系。梁建文[5]给出在动荷载作用下地埋钢管的受力与变形情况。孙书伟等[6]研究了黄土地区填土边坡滑坡对管道的影响。顾安全[7]对上埋式管道垂直土压力进行了分析。此外,周敏[8]、尚尔京[9]、王峰会[10]等，探讨了地层坍塌引起的管道变形。Li L，Charles H. Trautmann等[11]应用离心模型试验和现场实测等方法研究了埋管在上、下沉和水平侧动时用于管道上的土压力及其分布。Itzhak Shmulevich等[12]利用大土箱对柔性管和刚性管所受的法向应力和切向应力进行了测定。Kenneth J. Nyman[13]研究了埋管轴向变形与轴向作用力之间的关系。Abhijit. Dasgupta等[14]在对箱型下水管的大比例模型试验研究中发现，由于管土的相互作用使得作用于管道周围的土压力均低于传统理论的计算值。

随着计算机仿真技术的发展，数值模拟法逐渐被国内外学者重视与认可，在管道破坏分析方面，周学深等[15]利用ABAQUS软件分析了天然气管道通过高填方场地道路区因不均匀沉降引起的应力变化情况。邓雪昌等[16]利用3DEC对高速下落岩体冲击地面、引起埋地管道动力响应的过程进行数值模拟。吴韶艳等[17]利用FLAC 3D分析了采空区埋地管道变形规律。国外Davis P[18]，Amirat A[19]，DELeon D[20],Kale A[21]等应用数值分析对不均匀土作用、地层不均匀沉降等进行了模拟计算。

前人的研究成果主要从试验、模拟方面对地埋管道变形进行了研究，本文依托具体填方变形场地管沟变形破坏实例，将现场勘查、测试分析与数值模拟相结合，对比分析了填方区大尺寸管沟变形破坏原因，从现场管道破坏的本质出发，对填方区变形引起的管道破坏机理进行了完善。

2 填方场地管沟破坏工程背景

本文选取了某典型填方区管沟破坏实例，根据填方场地的工程地质特征，对变形区进行了现场调查和钻探取样工作，通过室内土体物理力学性质试验获得了相应岩土参数。

变形区位于渭河河堤北侧塬边，地貌单元属低级残留黄土塬(粉质黏土①)，河堤部分原地貌为河岸 Ⅰ 级阶地(粉质黏土②)，黄土塬与 Ⅰ 级阶地局部夹杂了一层软弱下卧层。7 a前黄土塬由北向南平山造地，将挖方土体填筑于 Ⅰ 级阶地与软弱层上方，经人工夯实，并在填筑体边缘砌筑了砖构挡土墙，形成现有边坡。坡顶标高(378.26 m～379.58 m)，坡底标高371.12 m，如图1所示。别墅位于挖方边缘，距地貌单元分界线3 m左右，别墅南侧填方区修筑了道路与C30混凝土管沟，管沟位于道路北侧，别墅南侧，埋深约1.2 m，距地貌单元分界线2.5 m左右。地下水为松散岩类孔隙水，水位线位于该软弱下卧层内。

调查发现，别墅南侧土体发生不均匀沉降，见图1，别墅南侧地表沿东、西方向出现多条单独裂隙，见图2(a)。随后裂隙不断扩张、贯通，形成大范围张拉裂缝，最大裂缝出现在人工填土与原状土交界的地貌单元分界线处，缝宽20 cm左右，深度超过2 m。另外，挡墙与人工填土间也出现宽约10 cm的裂缝，导致管沟发生严重变形，中部发生断裂，如图2(b)所示。

同时，土层沿河床走向发生了不均匀沉降。将变形区管道开挖后，可直观地看到(见图2(c)，图2(d))，管沟中部出现了扭转与不均匀沉陷，引起管沟底部和两侧开裂，管沟弯曲变形发生剪断破坏致使管沟内管道破裂，并引起管道渗漏，填筑土受到渗水浸泡，加剧土体发生不均匀沉降，导致管沟破坏区上方花园挡墙处出现裂缝，同时致使管沟破坏区附近地表出现失陷坑。

3 填方场地稳定性分析

3.1 建立模型

地埋管沟埋置于土体内部，与土体相互作用，土体变形是导致管沟破坏的主要原因，因此研究填方场地的受力与变形状况对分析管道破坏机理具有重要意义。研究区原始直立边坡处于相对稳定状态，填方区与黄土塬良好接触(见图1)，填方区最大填方高度超过15 m。为了解填方后边坡地基变形特征及其变形发展规律，本文根据现场勘查所取得的数据，利用Midas/GTS数值模拟软件对比分析填方区地基土与管沟受力变形特性。

由圣维南原理确定出变形区影响范围大致为变形区的3倍，利用软件建立了现场1∶1单元模型，真实还原了变形区各地层与结构物的物理力学关系。计算模型选用摩尔-库仑强度准则，土层与结构选用实体单元，交界面选用接触单元，模型底部边界铰支、四周边界滑动支撑。根据表1土与混凝土物理力学参数赋值，所建模型见图3。

表1 土与混凝土物理力学参数

3.2 填方地基变形规律

黄土塬(粉质黏土)与人工填土(素填土、杂填土)物理力学性质差异明显，在上部别墅荷载(按30 kPa考虑)与土体自身重力作用下，填方地基发生了不同程度的变形。

图4为填方场地地基变形云图，从图4中可以看出，黄土塬和Ⅰ级阶地经长期固结处于相对密实状态，因此变形量较小。而填土密实度低、软弱下卧层抗压缩能力差，在压缩固结和上覆荷载共同作用下，填土和软弱下卧层发生了较大变形。

图5(a)，图5(b)分别对应了地基不同深度土体竖向和水平方向发生的位移(测线1、测线2)，在竖向位移曲线图中，交界面附近土体厚度在0 m～17 m范围内时，竖向位移基本不随埋深增大而增大，20 m～22 m竖向位移随埋深急剧减小，该变化趋势与软弱下卧层有关。填方体厚度在0 m～5 m时，填方中部土体随深度增加竖向位移变化较为缓慢，埋深大于5 m以后变化趋势逐渐增大。填方厚度在0 m～6.5 m范围内时，填方中部竖向位移大于交界面附近填方位移，说明在该埋深范围内管沟右侧土体沉降量大于左侧，管沟将沿顺时针扭转。

从图5(b)水平位移分析曲线图中可以看出，土体随地基深度增大，先增大后减小，填方中部和交界面附近土体分别在埋深20 m和15.2 m处出现峰值，最大水平位移分别为48 mm和46 mm。软弱下卧层在上部荷载作用下向两侧移动，因此填土中部土体呈现的峰值较陡。深度在0 m～2.5 m和大于17 m两个区间内，填方中部水平位移大于交界面附近土体。

图6为地表变形曲线(测线3)，-3.0 m～0 m为黄土塬区域，0 m～12.2 m为填方体。从黄土塬与填方地表沉降曲线可以看出，随着距地貌单元分界面距离的减小，黄土塬与填方均满足沉降量增大规律。黄土塬固结沉降量较小，最大沉降量仅4 mm；相对于黄土塬，填方地表沉降量呈现出断崖式增大，最大达到了49 mm，达到了黄土塬的10多倍，两者之间出现45 mm高的沉降台阶。

从图6黄土塬与填方区水平位移曲线能够看出，黄土塬与填方体距离地貌单元分界面越近，地表发生的水平位移越大，最大水平位移分别为8 mm，15 mm。地表变形基本满足沉降大的地方水平变形也较大的规律(仅在靠近右侧挡墙处，地表水平位移有增大趋势)。该变形规律说明软弱下卧层压缩变形引起填方场地沿地貌单元分界面滑移，从而出现了图1中挡墙与土体间的“裂缝2”。

4 管沟破坏机理分析

4.1 管沟破坏形式分类

管沟的破坏形式多种多样：沿纵向、径向拉伸引起的破坏、冲击引起的损伤破坏、管沟接头处的渗漏破坏等形式。这些破坏与管沟的材料、尺寸、埋深、接口形式等有关。管沟可视为埋置于土体中的梁单元杆件结构，当支点较远时(中部脱空)，较小的荷载便可在梁中部产生较大挠度，因此沿纵向引起的拉伸破坏为最常见，管沟破坏也属于该种破坏形式。

4.2 管沟变形分析

图7为管沟在填方场地作用下发生的位移云图，管沟沿轴向和径向均发生了不同程度的位移，对比1-1和2-2断面能够清晰的看出，相对于管沟两端，管沟中部水平位移和扭转变形较大。

图8为图7中管沟对应位置测线的相对位移图。管沟两端位移量较小，中部位移较大。管沟底部距左端19 m处位移达到最大值(30 mm)，位移曲线相对平滑；管沟顶部距左端21.5 m处位移达到最大值(25 mm)，距左端0 m～21.5 m曲线曲率方差较大，说明该区间内管沟顶部不均匀变形较大；管沟右侧距左端20 m处位移达到最大值(19 mm)，距左端0 m～17 m曲线曲率方差较大，14 m～17 m区间达到最大。管沟左侧整体位移相对较小，曲线也较为平滑。从断面1-1,2-2,3-3示意图可直观的看到，管沟端部扭转变形较小，中部扭转变形相对较大，最大转角达到9°。

图9为图7中管沟对应位置测线的等效应变图，对比图8,图9可以看出管沟顶部和底部应变变化明显，两侧变化较小。管沟底部两端应变较大，而对应的底部两端变形量较小，由此说明，变形与应变并不一一对应，单以变形量作为管道的破坏判断依据不够科学。根据GB 50010—2010混凝土结构设计规范(以下简称规范)，标准养护下C30混凝土轴心抗拉强度代表值(标准值)对应的混凝土峰值拉应变为95e-6，从图9能够看出，管沟底部的17.5 m处和端头最大拉应变分别为107e-6和115e-6，由第二强度准则可以得出该两处管沟发生了断裂破坏。

4.3 管沟受力分析

材料力学第一强度理论(最大拉应力理论)认为，引起材料脆性断裂的因素为最大拉应力，无论什么应力状态下，只要材料内部一点处的最大拉应力σ1达到单向拉应力的极限拉应力σb状态，材料就会发生破坏，其判别条件为σ1≥σb。因此，可将该强度理论作为管沟是否破坏的另一判据。

图10为管沟沿走向的应力图，混凝土管沟作为土体中的结构材料，其弹性模量远大于土体，土体极小的变形便可引起管道应力急剧增大。由图10可以看出，管沟四周应力基本沿管沟中部对称。管道顶部和两侧应力为凹曲线，中部为压应力，两端为拉应力，两侧应力较小，最大拉应力为0.47 MPa，管道上部应力相对较大，最大拉应力为2.16 MPa。管沟底部应力为凸曲线，中部拉应力，两端压应力，最大拉应力距管沟17 m左右，达到了2.24 MPa。

GB 50010—2010规范给出，标准养护下C30混凝土轴心抗拉强度代表值(标准值)为2.01 MPa，实际工程中，管沟混凝土养护很难达到标准养护，其抗拉强度极限值也小于2.01 MPa。管沟底部17 m左右位置和管沟上侧将发生强度破坏，破坏后管沟应力状态重新分布，集中应力向深层土体扩散。

在不考虑边界条件(管沟端部应力集中)下，管沟可近似看作“无限长”的两端固定梁，结构力学指出，均布荷载作用下梁中部弯矩最大，管沟的破坏主要发生在底部最大的受拉区，土体的变形很容易引起管沟底部的脱空，使管沟的受力形式发生改变，引起管沟应力的急剧增加。

5 渗漏引起的次生灾害效应

人工填土与自然状态下的黄土塬相比，颗粒骨架结构遭到破坏，颗粒间点接触增多，面接触减少，导致土体黏聚力变小，土体孔隙比变大，处于欠固结状态。而填土中存在着大量易溶盐，管沟破坏后，土体中的易溶盐遇水溶解，颗粒间黏聚力进一步降低，当水头压力开始大于颗粒间的黏聚力时，易溶盐胶结将发生断裂，使得土体强度降低，在上部荷载作用下，土体发生湿陷变形。管沟破坏后，管沟中的积水从管沟裂缝中流出，渗入填土中，使得填土浸水变形，水流通过密实度较低的单元交界面和挡墙与土体裂缝(图1中的裂缝2)等处进行排泄。现场调查发现，管道渗水后水流沿裂缝2方向(临空面方向)渗透较明显，导致管沟右侧土体发生显著不均匀沉降，引起路面开裂，随着填土区变形的进一步扩大，管沟右侧的挡墙也将发生变形破坏，见图11。

从图11中可以看到，管沟发生渗漏后，水沿管沟底部渗流，进入孔隙比相对较大的填方土体，填方区主要位于管沟左侧，因此管沟左侧沉降较大。水进入后“填方1”最先沉降，在上覆土压力和自重作用下，“填方2”“填方3”依次沉降，随着沉降累计叠加，导致路面出现塌陷区。

混凝土管沟属于脆性材料，且沿轴向较长，抗弯能力差，渗流引起的不均匀沉降进一步导致管沟破坏加剧。另一方面，受地基处理技术制约，人工填土的孔隙比、液限指数离散性较大，使得场地填土密实度差异明显。由渗漏引起的填土强度降低可进一步导致填方不均匀沉降增大，进而加剧管沟破坏，从开始的渗漏变为跑水，形成恶性循环，导致支护结构失稳，建筑结构发生破坏。

根据以上存在的问题，有必要对填方区浅埋管沟进行特殊处理，比如管道间做成柔性连接，形成让压结构，减少使用刚性材料，同时做好隔水密封效果(尤其是对潜在裂缝位置的密封)，并定制定期检查机制，从源头上避免管道渗漏引起的次生灾害。

6 结论与建议

1)通过数值模拟分析了填方场地的稳定性，发现填方场地距地貌单元分界线越近地表沉降和水平位移越大的规律，深层土体沉降和水平位移与软弱下卧层的力学性质相关。

2)对管沟的破坏形式进行了分析，发现管沟破坏过程中既有弯曲又有扭转变形，利用第一、第二强度理论作为管道破坏判据，管沟的破坏主要是应力应变超过管道的极限值所产生的。

3)从微观和宏观两方面对管沟渗漏引起的次生灾害进行了分析，指出漏水是导致管沟发生次生灾害的诱因，漏水引起填方土体发生二次沉降，加剧管道破坏，形成恶性循环。

4)在对黄土高填方管沟破坏治理时，建议对管沟周边灰土或混凝土填充，并做夯实处理，尽量避免土体不均匀沉降。替换破坏的管沟结构时，最好选用柔性密封材料，提高管道的抗变形能力，同时降低渗漏概率。