徐前衛(wèi) 崔越榜 王尉行 龔振宇 黃 杉 路林海 邢慧堂

(1.同濟大學道路與交通工程教育部重點實驗室， 201804， 上海； 2.中鐵五局電務城通公司， 410205， 長沙；3.濟南軌道交通集團公司， 250101， 濟南∥第一作者， 副教授)

隨著我國公共交通系統(tǒng)快速發(fā)展，越來越多的地鐵隧道建設在城市建筑密集區(qū)、人流密集區(qū)地面以下。地鐵隧道不得不近距離穿越一些重要的建筑物，故在盾構(gòu)施工過程中，必須確保周圍構(gòu)筑物的正常使用，不至于出現(xiàn)過度側(cè)移或基礎差異沉降[1-4]。

針對盾構(gòu)近距離穿越建筑物的問題，國內(nèi)外學者以實際工程為依托，采取理論分析、數(shù)值模擬等手段計算和預測建筑物可能發(fā)生的沉降量，并設法將其控制在容許范圍內(nèi)，以確保相關工程的施工安全和正常使用[5-11]。例如，王闖等[12]基于實際工程，用數(shù)值模擬和理論解析的方法對相鄰隧道不同開挖順序引起的樁基擾動度進行了研究；徐前衛(wèi)等[13]綜合運用理論分析和數(shù)值模擬的方法，提出了隧道穿越橋梁樁基的地基加固、樁基托換和洞內(nèi)除樁方案，現(xiàn)場實測結(jié)果表明該方案可有效控制橋梁結(jié)構(gòu)的變形；謝雄耀等[14]發(fā)現(xiàn)盾構(gòu)穿越火車站股道時采用樁筏基礎加固能夠滿足沉降控制要求，通過對比仿真結(jié)果和監(jiān)測數(shù)據(jù)，證明了數(shù)值模擬能夠用于預測指導施工。

盡管國內(nèi)外眾多學者開展了盾構(gòu)近接既有構(gòu)筑物施工影響的工程案例分析，但是各具體工程的情況存在較大差異，所采取的分析方法和工程應對措施亦不盡相同。本文以北京砂卵石地層中雙線盾構(gòu)近距離側(cè)穿橋梁工程為例，通過數(shù)值模擬對盾構(gòu)近距離側(cè)穿橋梁基礎的施工影響進行了分析，在此基礎上提出了對洞周土體局部加固和加強盾構(gòu)掘進參數(shù)管理的施工措施。現(xiàn)場實測結(jié)果表明，采用該方案施工后，地層變形和橋梁變形均得到了有效控制，相關成果亦可為今后類似工程提供借鑒和參考。

1 工程概況

天橋站—永定門外站區(qū)間采用盾構(gòu)法施工，全長1 637.37 m。區(qū)間隧道頂板覆土厚度10.42～27.32 m。盾構(gòu)穿越地層以細砂、卵石和粉質(zhì)黏土為主。區(qū)間隧道于K34+422.094～+534.308側(cè)穿永定門主橋西橋。圖1為橋梁結(jié)構(gòu)與雙線盾構(gòu)的立面圖。

圖1 隧道線路與永定門橋空間位置關系圖

隧道下穿區(qū)段埋深為23.2～23.7 m。區(qū)間土層自上而下為：雜填土①層、粉土③2層、粉質(zhì)黏土③層、粉砂～細砂③3層、粉質(zhì)黏土④層、卵石⑤層。地層參數(shù)如表1所示，洞身所在地層主要為卵石⑤層。區(qū)間結(jié)構(gòu)以上有潛水和潛水～承壓水兩層水，地下水距離隧道頂部約5.4 m。

在本工程中，雙線盾構(gòu)在砂卵石地層中側(cè)穿永定門橋，橋樁距離盾構(gòu)最近處僅9.2 m。由于盾構(gòu)在施工過程中不可避免地要對周圍環(huán)境產(chǎn)生不利影響，如引起地層沉降過大、橋樁水平位移過大、橋面差異沉降較大等問題，故施工對橋梁的影響較大。國內(nèi)關于盾構(gòu)在砂卵石這種危險地層中近距離穿越橋梁的施工案例較少，且橋梁環(huán)境保護等級較高，故本文以盾構(gòu)側(cè)穿永定門主橋西橋為研究對象，借助有限元分析軟件對盾構(gòu)側(cè)穿時橋梁結(jié)構(gòu)的受力和變形問題進行分析。

2 盾構(gòu)側(cè)穿橋梁施工模擬

2.1 計算模型

圖2給出了盾構(gòu)側(cè)穿橋梁基礎的數(shù)值計算模型，土體水平邊界長150 m，豎向邊界長60 m，縱向邊界長112 m，左、右線盾構(gòu)隧道全長117.6 m，模擬管片環(huán)號從470環(huán)到568環(huán)。橋梁結(jié)構(gòu)長77.4 m，寬34.9 m，在計算模型中將其簡化為由橋板、橋墩、承臺和橋樁組成的空間結(jié)構(gòu)。

圖2 隧道側(cè)穿橋梁計算模型圖

計算模型中，地層、注漿層和橋梁上部結(jié)構(gòu)采用實體單元模擬，其中，地層和注漿層采用修正摩爾庫侖彈塑性模型，橋板、橋墩、承臺采用各向同性彈性模型。管片襯砌采用殼單元模擬，橋樁采用梁單元模擬，橋樁與土之間設置界面單元與樁端單元。樁土接觸單元的剪切剛度模量是48.47 MPa，法向剛度模量是126 MPa。樁端單元承載力極限值是220 kPa，彈簧剛度是250 MPa。地層參數(shù)如表1所示，模型結(jié)構(gòu)參數(shù)如表2所示。

表2 結(jié)構(gòu)單元力學參數(shù)

開挖過程模擬參照實際施工情況來設置，先開挖靠近橋梁一側(cè)的左線隧道，再開挖右線隧道。左、右線隧道每次開挖長度為10環(huán)即12 m，土體開挖完畢后，施加垂直于開挖面的支護壓力175.5 kPa(與實際工程中設置的開挖面支護壓力一致)，激活管片單元，改變注漿層土體參數(shù)。以此循環(huán)開挖，左、右隧道各開挖20步，即從470環(huán)開挖到568環(huán)。

2.2 地層豎向變形分析

從圖3中可以看出：地層最大沉降值為26.16 mm，發(fā)生在盾構(gòu)底部和地層靠近橋梁結(jié)構(gòu)的位置處；最大隆起位移為13.53 mm，發(fā)生在隧道頂部。因地層沉降變形過大，超過控制值15 mm，容易引起地表塌陷、橋梁結(jié)構(gòu)破壞等一系列的安全事故。

單位:mm

2.3 橋梁結(jié)構(gòu)豎向變形分析

左、右線盾構(gòu)掘進完成后橋梁結(jié)構(gòu)的最大豎向位移為最大沉降值11.5 mm，發(fā)生在靠近左線盾構(gòu)隧道的橋板中部；橋板最大差異沉降為5.3 mm，承臺最大差異沉降為2.2 mm。取靠近左線盾構(gòu)一側(cè)的橋梁縱向軸線位置處的橋面變形進行研究，得到盾構(gòu)開挖時橋板豎向變形曲線，如圖4所示。橋板的最大沉降值為10.5 mm，出現(xiàn)在跨中位置處，隨著盾構(gòu)開挖，橋板的沉降值逐漸增大。由于左線盾構(gòu)距離橋板較近，故開挖對其影響更大；右線盾構(gòu)距離橋板較遠，開挖時橋板沉降變形不明顯。

圖4 隧道開挖后橋面縱向軸線位置處變形曲線

2.4 橋墩測點豎向變形及橋樁水平變形分析

橋墩豎向位移最大值為10.5 mm，發(fā)生在靠近盾構(gòu)一側(cè)橋墩的中部。1#橋墩距離盾構(gòu)最近，為施工中最為關注的位置，故在其頂部布置測點。對左線盾構(gòu)開挖時的豎向位移單獨進行分析，如圖5所示。沉降變形最大值是8.7 mm，發(fā)生在最靠近左線盾構(gòu)的測點Z01上。離盾構(gòu)越近的測點沉降變形越大，且隨著盾構(gòu)的推進，各測點沉降值逐漸增大。測點沉降變形變化最快是發(fā)生在開挖左線盾構(gòu)520～560環(huán)之際，即左線隧道穿越橋墩施工過程中。

圖5 未加強注漿情況下1#橋墩監(jiān)測點豎向位移曲線

此外，盾構(gòu)開挖完成后橋樁的最大水平位移為4.57mm，此處橋樁距離盾構(gòu)水平距離僅9.2 m，故受盾構(gòu)開挖影響大。

綜上所述，如果不采取施工措施，一方面雙線盾構(gòu)側(cè)穿橋梁將導致地層變形過大，進而引發(fā)地表塌陷、橋梁結(jié)構(gòu)破壞等安全事故；另一方面，為進一步減小橋梁結(jié)構(gòu)的豎向變形和橋樁的水平變形，故結(jié)合工程實際，需要對靠近橋梁結(jié)構(gòu)的左線盾構(gòu)采用加強注漿的方法進行輔助施工。

3 盾構(gòu)加強注漿施工措施研究

鑒于左線隧道施工對橋梁結(jié)構(gòu)影響較大，故考慮對左線盾構(gòu)側(cè)穿橋梁整個區(qū)域范圍內(nèi)的隧道周邊土體進行加強注漿加固。圖6給出了加強注漿范圍示意圖，除對隧道周圍1 m范圍內(nèi)土體加固外，還對隧道上方迎向樁基的3 m范圍內(nèi)局部土體進行加固。雙液漿由水玻璃稀釋溶液和水泥漿體積比1∶1組成，注漿壓力0.5～0.8 MPa。在有限元計算模型中，加強注漿區(qū)土體采用實體單元模擬，彈性模量480 MPa，泊松比0.23。

圖6 左線盾構(gòu)周邊加強注漿示意圖

3.1 地層豎向變形分析

從圖7中可以看出：地層最大沉降位移為7.3 mm，發(fā)生在盾構(gòu)底部和地層靠近橋梁結(jié)構(gòu)的位置處；最大隆起位移為3.6 mm，發(fā)生在盾構(gòu)頂部；沉降變形和隆起變形均在安全范圍內(nèi)。

單位: mm

3.2 橋梁結(jié)構(gòu)豎向變形分析

加強注漿工況下左、右線盾構(gòu)掘進完成后橋梁結(jié)構(gòu)的豎向位移最大值為4.8 mm，發(fā)生在靠近左線盾構(gòu)的橋板中部；橋板最大差異沉降為2.3 mm，承臺最大差異沉降為1.7 mm。取靠近左線盾構(gòu)一側(cè)的橋梁縱向軸線位置處的橋面變形進行研究，得到盾構(gòu)開挖時橋板豎向變形曲線，如圖8所示。圖中可見，橋板的最大沉降值為4.3 mm，出現(xiàn)在跨中位置處，但遠低于未加固情況下的對應值。與圖4進行對比可知，橋板豎向變形隨盾構(gòu)開挖的變化規(guī)律與盾構(gòu)未加強注漿情況下的變化規(guī)律基本一致。

綜上可知，盾構(gòu)施工中采用加強注漿的工法，可以有效減小橋梁結(jié)構(gòu)的豎向變形和承臺的不均勻沉降，減小幅度在60%左右，把橋梁結(jié)構(gòu)的變形控制在安全范圍內(nèi)。

3.3 橋墩測點豎向變形及橋樁水平變形分析

加強注漿工況下盾構(gòu)開挖完成后橋墩豎向位移最大值為4.4 mm，發(fā)生在橋梁中部靠近盾構(gòu)一側(cè)的橋墩上，注漿加固的效果明顯。橋墩測點在左線隧道開挖時的豎向位移如圖9所示，加強注漿工況下沉降位移最大值是3.4 mm，發(fā)生在最靠近盾構(gòu)隧道的測點z1上。對比圖6可知，橋墩測點豎向位移隨盾構(gòu)開挖的變化規(guī)律與盾構(gòu)未加強注漿情況下的變化規(guī)律基本一致。

加強注漿工況下盾構(gòu)開挖完成后橋樁的最大水平位移為1.2 mm，位置為距離左線盾構(gòu)最近的橋樁處。由于左線盾構(gòu)采用加強注漿工法，使橋樁水平位移減少了3.4 mm，作用明顯。

4 盾構(gòu)施工參數(shù)管理及監(jiān)測數(shù)據(jù)分析

4.1 盾構(gòu)掘進參數(shù)管理

此段隧道平均埋深23.4 m，根據(jù)太沙基松動土壓力公式可得土倉壓力計算值為0.13～0.167 MPa，故左線盾構(gòu)推470～568環(huán)時土倉壓力可設定在0.12～0.19 MPa之間。在實際施工時，大部分實際土倉壓力在理論計算值的范圍內(nèi)，如圖10所示。

圖9 加強注漿工況下橋墩監(jiān)測點位移圖

圖10 土倉壓力實測圖

如圖11所示，盾構(gòu)實測推進速度在55～70 mm/min間波動，螺旋輸送機轉(zhuǎn)速在5.0～6.5 r/min間波動，刀盤轉(zhuǎn)速在0.90～0.98 r/min間波動。結(jié)合圖10可以看出，盾構(gòu)推進速度和刀盤轉(zhuǎn)速控制的進土速度和螺旋輸送機轉(zhuǎn)速控制的排土速度之間存在一個動態(tài)平衡，使得土倉壓力和開挖面的支護壓力達到一個平衡值，有效控制了地表的沉降變形。

圖11 盾構(gòu)掘進參數(shù)實測圖

4.2 橋墩測點變形分析

圖12給出了實測橋墩各測點沉降變形圖。隨著盾構(gòu)推進，橋墩整體產(chǎn)生沉降變形，且變形最大值為3.5 mm，發(fā)生在最靠近左線盾構(gòu)的z1測點處。離左線盾構(gòu)距離越近，受盾構(gòu)開挖影響越大，測點沉降變形越大。對比圖9可知，實測結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果基本一致。

圖12 左線盾構(gòu)開挖時橋墩測點豎向位移實測值

5 結(jié)語

本文結(jié)合北京地鐵8號線盾構(gòu)側(cè)穿橋梁的工程實例，通過數(shù)值分析軟件對盾構(gòu)施工過程進行動態(tài)模擬，參考現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)和盾構(gòu)掘進參數(shù)討論了左線盾構(gòu)加強注漿措施的影響，得到以下結(jié)論：

1) 盾構(gòu)施工引起開挖影響范圍內(nèi)地層沉降變形，進而引發(fā)橋梁結(jié)構(gòu)的沉降變形。橋梁結(jié)構(gòu)距離盾構(gòu)越近的點沉降變形越大，如果不采取適當?shù)氖┕ご胧?，容易引發(fā)安全事故。

2) 通過對盾構(gòu)周圍土體局部加強注漿，能夠有效減小施工對地層和橋梁結(jié)構(gòu)豎向變形的影響，減小幅度在60%左右。

3) 采取合理的盾構(gòu)掘進參數(shù)管理，能夠使盾構(gòu)機土艙進土和排土達到一個動態(tài)平衡，可有效減小橋梁結(jié)構(gòu)的變形過大。

4) 數(shù)值模擬和施工監(jiān)測規(guī)律相似，證明了本文所提方案的合理性，并可指導工程施工服務。