王雪松，栗燕娜，郭 友

(1. 中國(guó)市政工程華北設(shè)計(jì)研究總院，天津 300074；2. 天津市市政工程研究院，天津 300074)

1 工程概況

天津西站至天津站的地下鐵路直徑線是天津鐵路樞紐的重要組成部分，設(shè)計(jì)為鐵路Ⅰ級(jí)雙線動(dòng)車組列車隧道.線路自天津西站途經(jīng)河北大街快速路立交橋、泰達(dá)城規(guī)劃小區(qū)，向南沿子牙河敷設(shè)，穿越慈海橋、南運(yùn)河、金剛橋、獅子林橋后，下穿海河、勝利路、京山線，最后進(jìn)入天津站.線路全長(zhǎng)5005 m，其中盾構(gòu)隧道長(zhǎng)2146 m，結(jié)構(gòu)斷面形式為圓形，采用泥水平衡盾構(gòu)機(jī)從天津站向天津西站方向掘進(jìn).

金剛橋1996年建成，為三跨中承式無(wú)推力鋼管混凝土拱橋，橋梁全長(zhǎng)600 m，橋?qū)?5 m.盾構(gòu)穿越金剛橋如圖1所示有兩個(gè)方案.

圖1 穿越金剛橋樁基立面位置示意圖

方案一(海河西岸方案)是從金剛橋大胡同側(cè)的6號(hào)墩和7號(hào)墩之間穿過，6至7號(hào)墩間距25 m，隧道邊緣與6號(hào)墩邊樁樁尖最小水平凈距2.02 m，最小垂直凈距3.62 m；隧道邊緣與7號(hào)墩邊樁樁尖最小水平凈距3.68 m，豎向位置在灌注樁的中部.隧道軌面埋深32.99 m，洞頂覆土24.93 m.方案二(海河?xùn)|岸方案)是從金剛橋中山路側(cè)的 9號(hào)墩和 10號(hào)墩之間穿過，9至10號(hào)墩間距20 m，隧道邊緣與9號(hào)墩邊樁樁尖最小水平凈距2.08 m，最小垂直凈距4.89 m；隧道邊緣與10號(hào)墩邊樁樁尖最小水平凈距4.10 m，最小垂直凈距離為4.29 m.隧道軌面埋深33.82 m，洞頂覆土25.77 m.

2 盾構(gòu)施工對(duì)金剛橋樁基影響的數(shù)值模擬

2.1 模型的建立[1-4]

采用二維平面應(yīng)變計(jì)算模型，計(jì)算區(qū)域水平取100 m，豎向取70 m.左右邊界設(shè)置水平約束，底部邊界設(shè)置垂直約束，上部為自由邊界.

2.2 材料參數(shù)選取

根據(jù)工程地質(zhì)勘察報(bào)告，在盾構(gòu)穿越金剛橋樁基的有限元分析模型區(qū)域內(nèi)，自上而下共分布23個(gè)土層.土體采用平面應(yīng)變單元、Mohr-Coulomb彈塑性模型進(jìn)行模擬，將樁、隧道襯砌簡(jiǎn)化為梁?jiǎn)卧磸椥圆牧峡紤].計(jì)算模型材料參數(shù)如表1，表2所示.

表1 土體材料參數(shù)

表2 模型材料參數(shù)

2.3 施工步驟模擬

根據(jù)相關(guān)資料，在施工過程中盾構(gòu)整體狀態(tài)控制較好的情況下，地層損失率可控制在 0.5%～1%，計(jì)算中考慮管片脫離盾尾，同步注漿完全填充管片和土體空隙前，土體應(yīng)力釋放率控制在15%以內(nèi)，之后土體應(yīng)力完全釋放.

施工步驟考慮為3步：① 地層施加初始應(yīng)力場(chǎng)，在地表作用地面超載，在樁上作用力；② 盾構(gòu)推進(jìn)過程中，管片脫離盾尾后，同步注漿完全填充管片和土體的空隙并達(dá)到強(qiáng)度前，土體應(yīng)力釋放率取15%；③ 壁后注漿達(dá)到強(qiáng)度后，管片充分發(fā)揮支撐作用，土體應(yīng)力釋放剩余的85%.

盾構(gòu)穿越土層后在地面形成沉降槽，計(jì)算模擬數(shù)值顯示盾構(gòu)頂最大沉降值為-2.28 cm，見圖2所示.

天津地區(qū)類似大直徑盾構(gòu)在推進(jìn)過程中引起的地面沉降值一般為＋1 cm～(-3) cm，計(jì)算模擬數(shù)值與實(shí)際情況相符，因此所采用的地層參數(shù)和土體應(yīng)力釋放系數(shù)是合理的.

圖2 地面沉降曲線

2.4 兩方案數(shù)值模擬參數(shù)

方案1 (海河西岸方案)：盾構(gòu)左上側(cè)為4排方樁，群樁上作用力 12496 kN，模型中方樁上作用力取255 kN/m；盾構(gòu)右側(cè)為2排鉆孔灌注樁，群樁上作用力 112235 kN，模型中鉆孔灌注樁上作用力取2120 kN/m；地面超載20 kPa.

方案2 (海河?xùn)|岸方案)：盾構(gòu)左側(cè)8號(hào)墩由2排直徑 2 m的鉆孔灌注樁組成，樁群上作用力112467 kN，模型中鉆孔灌注樁上作用力取2130 kN/m；盾構(gòu)左上側(cè)和右上側(cè)的9號(hào)墩和10號(hào)墩均由3排方樁構(gòu)成.群樁上分別作用10305 kN，11778.36 kN力，計(jì)算模型中方樁上作用 238 kN/m的力；地面超載20 kPa.

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 方案一計(jì)算結(jié)果及分析

在盾構(gòu)掘進(jìn)過程中，會(huì)產(chǎn)生朝向盾構(gòu)內(nèi)的變形，使得其左右側(cè)不同類型樁基的變形及內(nèi)力也發(fā)生變化(見圖3-8)，詳見下述具體分析結(jié)果.

圖3 6號(hào)墩右側(cè)方樁水平變形圖

圖4 7號(hào)墩左側(cè)方樁水平變形圖

圖3所示，方樁朝隧道方向產(chǎn)生水平變形，其中樁端最大變形1.14 cm.

圖4所示，灌注樁由于受到隧道變形影響，產(chǎn)生扭曲變形，隧道軸線以上產(chǎn)生背離隧道的變形，最大值為 6.7 mm，軸線以下產(chǎn)生朝向隧道的變形，最大值為4.2 mm.

圖5所示，方樁軸力增量均為負(fù)，說明方樁在樁頂力作用下產(chǎn)生的沉降大于樁側(cè)土體的沉降，樁側(cè)摩阻力沿樁長(zhǎng)增加.

圖6所示，灌注樁基本以隧道洞底為界，以上軸力增量為正，樁基沉降小于樁側(cè)土體的沉降，樁側(cè)摩阻力沿樁長(zhǎng)減??；以下軸力增量為負(fù)，樁基沉降大于樁側(cè)土體的沉降，樁側(cè)摩阻力沿樁長(zhǎng)增加.

圖7所示，由于方樁整體產(chǎn)生朝向隧道的變形，但其彎矩變化不大.

圖8所示，灌注樁在隧道影響范圍內(nèi)彎矩增量較大，最大正彎矩 573.6 kN·m/m，最大負(fù)彎矩-412.7 kN·m/m.

圖5 6號(hào)墩右側(cè)方樁軸力增量圖

圖6 7號(hào)墩左側(cè)灌注樁軸力增量圖

圖7 6號(hào)墩右側(cè)方樁彎矩增量圖

圖8 7號(hào)墩左側(cè)灌注樁彎矩增量圖

3.2 方案二計(jì)算結(jié)果及分析

方樁產(chǎn)生朝隧道方向的變形，其中樁端變形最大，9號(hào)墩右側(cè)方樁達(dá)6.5 mm，10號(hào)墩右側(cè)方樁達(dá)7.2 mm.灌注樁由于受到隧道變形的影響，發(fā)生扭曲變形，正負(fù)水平最大變形值均約6 mm.

9號(hào)墩、10號(hào)墩方樁軸力增量情況相似，大部分為負(fù)，僅在近隧道處出現(xiàn)了正的軸力增量，說明在樁頂力作用下發(fā)生的沉降大于樁側(cè)土體的沉降，因此樁側(cè)摩阻力沿樁長(zhǎng)增加.

9號(hào)墩、10號(hào)墩方樁產(chǎn)生朝向隧道的變形，因此彎矩增量反對(duì)稱，彎矩增量均不大.

3.3 土層加固計(jì)算結(jié)果及分析

為了進(jìn)一步確定方案的可行性，對(duì)盾構(gòu)周邊4 m范圍內(nèi)土層進(jìn)行注漿加固，根據(jù)調(diào)整后相關(guān)參數(shù)的變化情況進(jìn)行計(jì)算分析顯示：無(wú)論是方樁還是灌注樁，加固后樁基的變形減小十分明顯，軸力增量變化不大，彎矩增量則有所減小，因此對(duì)盾構(gòu)附近地層進(jìn)行加固是改善盾構(gòu)對(duì)樁基影響的有利措施.

4 樁基沉降對(duì)金剛橋的安全影響分析

運(yùn)用 MIDAS對(duì)金剛橋主橋建模分析，共劃分梁?jiǎn)卧?586個(gè)、桁架單元106個(gè)；節(jié)點(diǎn)數(shù)量2715個(gè)；鋼束數(shù)量84個(gè)；邊界條件數(shù)量1697個(gè).模型見圖9所示.

4.1 主要材料和參數(shù)

混凝土：樁基：C20，承臺(tái)：C25，墩柱：C30，邊拱、拱肋：C40；預(yù)應(yīng)力鋼筋：1860鋼絞線；普通鋼筋：HRB335，R235；鋼材：A3鋼.

圖9 橋梁整體分析模型

4.2 活荷載類型

車輛荷載：城-A級(jí).二期荷載：槽型板：15.92 kN/m；橋面鋪裝：11.52 kN/m；欄桿：0.80 kN/m.系統(tǒng)溫度：25.0 ℃，-25.0 ℃.吊桿張力：1241.71 kN；系桿張力：9356.68 kN.樁基沉降：綜合盾構(gòu)施工對(duì)金剛橋樁基影響數(shù)值模擬分析結(jié)果，樁基沉降數(shù)值確定如下：海河?xùn)|路方案：8號(hào)灌注樁沉降14 mm，9號(hào)方樁沉降20 mm；海河西路方案：6號(hào)方樁豎向沉降 23 mm，相鄰 7號(hào)灌注樁沉降23 mm.

4.3 主要分析結(jié)果及結(jié)論[5-6]

由于運(yùn)營(yíng)狀態(tài)下金剛橋的受力狀態(tài)無(wú)法準(zhǔn)確測(cè)得，只能根據(jù)原有設(shè)計(jì)和施工過程資料，通過計(jì)算分析進(jìn)行確定.因此，金剛橋的受力狀態(tài)，即不考慮直徑線施工可能造成樁基沉降的受力狀態(tài)，以下面的組合為準(zhǔn)：基準(zhǔn)組合＝恒載＋溫度＋活載.其中：恒載包括結(jié)構(gòu)自重、二期恒載、混凝土的收縮、徐變、橫梁的預(yù)應(yīng)力效應(yīng)、吊桿力和系桿力；溫度包括體系升溫和降溫；活載為城-A級(jí)中的最不利結(jié)果.

通過把樁基沉降計(jì)算結(jié)果與基準(zhǔn)組合結(jié)果相加，并與基準(zhǔn)組合結(jié)果進(jìn)行比較來評(píng)估直徑線盾構(gòu)施工對(duì)橋梁受力狀態(tài)的影響.考慮基礎(chǔ)沉降的橋梁受力狀態(tài)與基準(zhǔn)組合下橋梁受力狀態(tài)的比較結(jié)果見表3.

表3 計(jì)算結(jié)果應(yīng)力比較表

5 分析與結(jié)論

綜合兩個(gè)方案中的相關(guān)數(shù)據(jù)及分析，可以得出如下結(jié)論.

(1) 從盾構(gòu)穿越樁基引起的變形可以看出：灌注樁剛度大、樁長(zhǎng)長(zhǎng)，其沉降量較??；方樁樁頂位于盾構(gòu)上方，受隧道變形影響較大.

(2)方樁的軸力增量一般為負(fù)，即方樁的沉降大于周圍土層，其樁側(cè)摩阻力是增加的；灌注樁的軸力增量出現(xiàn)了有正有負(fù)的情況，這說明灌注樁的樁側(cè)摩阻力會(huì)產(chǎn)生減小的情況，但減小的量值不大.

(3) 方樁的彎矩增量很小，兩個(gè)方案相差不大；灌注樁的彎矩增量較大.

(4) 從分析結(jié)果可以看出，海河?xùn)|路方案和海河西路方案對(duì)橋梁受力狀態(tài)的影響結(jié)果大致相同，數(shù)值上相差很小，不會(huì)影響橋梁的結(jié)構(gòu)安全.

(5) 盾構(gòu)在無(wú)樁情況下的地表沉降在總的沉降量中占很大比重，因此首先要保證盾構(gòu)在無(wú)樁情況下的地表沉降控制能滿足變形要求；對(duì)盾構(gòu)周邊一定范圍內(nèi)土層進(jìn)行注漿加固是改善盾構(gòu)對(duì)樁基影響的有效措施.

綜合以上結(jié)論：地下直徑線從海河?xùn)|、西岸方案穿越金剛橋在技術(shù)上皆是可行的.盾構(gòu)施工對(duì)橋梁的地基承載力影響不大，橋梁承載力、安全性均可得到滿足；盾構(gòu)施工對(duì)樁基會(huì)產(chǎn)生一定的變形影響，宜采取一定的措施保證樁基及結(jié)構(gòu)的安全.綜合兩個(gè)方案安全影響分析的結(jié)果并考慮橋梁的實(shí)際狀態(tài)，采用海河西岸方案更為合理.

［1］彭 坤，陶連金，高玉春，等. 盾構(gòu)下穿橋梁引起樁基變位的數(shù)值分析[J]. 地下空間與工程學(xué)報(bào)，2012，6(3)：485-489.

［2］黃新民. 盾構(gòu)隧道下穿既有橋樁工程的保護(hù)方案研究[J]. 地下空間與工程學(xué)報(bào)，2012，8(3)：557-561.

［3］侯劍鋒. 盾構(gòu)隧道施工對(duì)高架橋墩及樁基影響分析[J]. 城市道橋與防洪，2010，3(3)：83-87.

［4］付文生，夏 斌，羅冬梅. 盾構(gòu)隧道超近距離穿越對(duì)樁基影響的對(duì)比分析[J]. 地下空間與工程學(xué)報(bào)，2009，2(5)：133-138.

［5］張海波，劉國(guó)楠，高俊合. 盾構(gòu)近距離掘進(jìn)對(duì)橋梁樁基的影響分析[J]. 鐵道建筑，2007(8)：37-40.

［6］姚燕明，曹偉飚，沈張勇. 盾構(gòu)穿越高架對(duì)其樁基變形和內(nèi)力影響分析[J]. 地下空間與工程學(xué)報(bào)，2005，12(6)：972-975.