吳慶慶 (舒城縣建筑工程質(zhì)量安全監(jiān)督站,安徽 六安 231300)
隨著我國社會主義市場經(jīng)濟的蓬勃發(fā)展,大、中城市交通擁擠問題日益凸顯,城市地下鐵路以其運量大、噪音小、節(jié)省地面空間、交通干擾較少等諸多優(yōu)點得以快速發(fā)展。城市地鐵盾構(gòu)施工穿越路線長、地質(zhì)狀況復(fù)雜、涉及的地面建(構(gòu))筑物較多,因此研究地鐵盾構(gòu)穿越施工對建(構(gòu))筑物的安全影響具有重要的意義。
被穿越高架橋為雙幅30 m +35 m+30 m 預(yù)應(yīng)力混凝土等截面連續(xù)箱梁,箱梁混凝土強度等級為C50軌道線隧道側(cè)穿橋梁基礎(chǔ),橋梁主墩采用柱下鉆孔灌注樁基礎(chǔ),主橋基礎(chǔ)灌注樁距隧道(右線)邊緣最近距離約為3.0 m。隧道與橋梁相對位置關(guān)系平面示意圖見圖1,橋梁基礎(chǔ)與隧道相對位置關(guān)系剖面示意圖見圖2。
圖1 區(qū)間工程與橋梁相對位置關(guān)系平面圖
圖2 區(qū)間工程與橋梁相對位置關(guān)系剖面圖
工程于2014 年建成并投入使用至今,設(shè)計圖紙資料齊全。該工程設(shè)計使用功能與現(xiàn)場調(diào)查情況基本一致,作為城市快速路使用,未見明顯對混凝土構(gòu)件存在腐蝕性的氣、液相物質(zhì),使用過程中未發(fā)生功能改變以及受災(zāi)等情況,目前使用狀況良好。
根據(jù)鉆探資料及室內(nèi)試驗結(jié)果,場地內(nèi)各巖土層及物理力學(xué)性能指標如表1所示。
表1 巖土主要物理力學(xué)性能指標匯總表
采用全站儀對主梁既有差異沉降進行檢測,結(jié)果見表2。
表2 主橋順橋向既有差異沉降檢測結(jié)果
鋼筋混凝土橋承載能力極限狀態(tài),根據(jù)檢測結(jié)果按照式(1)進行計算評定:
4.1.1 承載能力檢算系數(shù)Z1的確定
承載能力檢算系數(shù)Z1是根據(jù)結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的實際技術(shù)狀況,對結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的抗力進行折減或提高。根據(jù)目前的整體技術(shù)狀況,其承載能力檢算系數(shù)Z1首先按式(2)確定結(jié)構(gòu)技術(shù)狀況評定值D,在此基礎(chǔ)上構(gòu)件的受力模式根據(jù)《公路橋梁承載能力檢測評定規(guī)程》(JTG/T J21-2011)確定結(jié)構(gòu)承載能力檢算系數(shù)Z1,如表4所示。
式中:αj為某一項檢測指標的權(quán)重值,,跨線橋承載能力檢算系數(shù)的檢測指標權(quán)重見表3 所示;Dj為結(jié)構(gòu)或構(gòu)件某項檢測指標的評定標度值,見表4。
表3 推薦用于承載能力檢算系數(shù)Z1的檢測指標權(quán)重值
表4 承載能力檢算系數(shù)Z1的確定
4.1.2 配筋混凝土截面折減系數(shù)ξc的確定
對鋼筋混凝土連續(xù)梁橋,由于材料風(fēng)化、物理與化學(xué)損傷引起的結(jié)構(gòu)或構(gòu)件有效截面損失,對結(jié)構(gòu)構(gòu)件截面抗力效應(yīng)會產(chǎn)生影響。在檢算結(jié)構(gòu)抗力效應(yīng)時,可用截面折減系數(shù)計算這一影響,計算結(jié)果見表5。
表5 上部結(jié)構(gòu)截面折減系數(shù)ξc計算結(jié)果表
4.1.3 承載能力惡化系數(shù)ξe的確定
對鋼筋混凝土連續(xù)梁橋,承載能力惡化系數(shù)計算結(jié)果見表6。
表6 橋梁上部結(jié)構(gòu)承載力惡化系數(shù)ξe計算結(jié)果表
4.1.4 鋼筋截面折減系數(shù)ξs的確定
經(jīng)現(xiàn)場檢查,橋主梁、橋墩未見沿鋼筋出現(xiàn)的裂縫,截面鋼筋截面折減系數(shù)ξs可取1.00。
4.2.1 恒荷載
一期恒載:結(jié)構(gòu)重量按設(shè)計尺寸計算。
二期恒載:80 mm 厚C40 混凝土橋面現(xiàn)澆層,重力密度γ= 26kN/m3;100 mm 瀝青混凝土鋪裝重力密度γ= 24kN/m3。
4.2.2 移動荷載
根據(jù)現(xiàn)階段橋梁的實際使用狀況(城市主干道),擬用城市-A 級荷載進行驗算。
汽車荷載縱向整體沖擊系數(shù)μ 按照《公路橋涵設(shè)計通用規(guī)范》(JTG D60-2004),當1.5Hz ≤f ≤14Hz 時,沖擊系數(shù)μ= 0.1767ln(f) - 0.0157。
4.2.3 溫度荷載
體系升溫:考慮整體升溫30 ℃。
體系降溫:考慮整體降溫-20 ℃。
4.2.4 溫度梯度
按《公路橋涵設(shè)計通用規(guī)范》(JTG D60-2004)第4.3.12條進行計算。
4.2.5 支座沉降
工況1:支座沉降5 mm。
工況2:支座沉降8 mm。
工況3:支座沉降10 mm。
采用橋梁博士V3.6 對箱梁進行分析計算,并以《公路橋涵設(shè)計通用規(guī)范》(JTG D60-2004)和《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范》(JTG D62-2004)為標準進行檢算,結(jié)構(gòu)按全預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)進行檢算。全橋共計96個單元、97個節(jié)點,計算模型見圖3。
圖3 縱向計算模型
本次計算考慮了結(jié)構(gòu)荷載、移動荷載、整體升降溫以及溫度梯度等方面對結(jié)構(gòu)承載能力的影響,并通過計算不同支座沉降量下上部結(jié)構(gòu)的正截面內(nèi)力應(yīng)力等方面來判斷施工過程中樁基的控制沉降值。
各種荷載標準值均參照《公路橋涵設(shè)計通用規(guī)范》(JTG D60-2004)進行選取,驗算工況選最不利工況。
4.5.1 工況1:沉降5 mm
①沉降5 mm 時使用階段主梁抗彎承載力驗算
正截面抗彎強度驗算結(jié)果見圖4、圖5。
圖4 主梁最大彎矩包絡(luò)圖
圖5 主梁最小彎矩包絡(luò)圖
②沉降5 mm 時使用階段正截面抗裂驗算
規(guī)范規(guī)定,“全預(yù)應(yīng)力混凝土構(gòu)件,在作用(或荷載)的短期效應(yīng)的組合下,需滿足σst- 0.85σpc≤0?!苯Y(jié)果見圖6。
圖6 主梁短期組合下最小應(yīng)力包絡(luò)圖
圖7 主梁短期組合下最小應(yīng)力包絡(luò)圖
圖8 主梁長期組合下最小應(yīng)力包絡(luò)圖
圖9 主梁主拉應(yīng)力包絡(luò)圖
圖10 主梁主拉應(yīng)力包絡(luò)圖
在短期組合下主梁中支點出現(xiàn)0.2 MPa拉應(yīng)力,不滿足規(guī)范要求。
由于本橋在設(shè)計說明及圖紙中未提及本橋的預(yù)應(yīng)力類型,可按部分預(yù)應(yīng)力混凝土進行驗算。
規(guī)范規(guī)定,“部分預(yù)應(yīng)力混凝土構(gòu)件,在作用(或荷載)的短期效應(yīng)的組合下,需滿足σst-σpc≤0.7ftk,但在荷載長期效應(yīng)組合下σlt-σpc≤0。”
在短期組合下拉應(yīng)力均小于1.855 MPa,在長期組合下未出現(xiàn)拉應(yīng)力,滿足規(guī)范要求。
③沉降5 mm 時使用階段斜截面抗裂驗算
規(guī)范規(guī)定,全預(yù)應(yīng)力混凝土構(gòu)件,在作用(或荷載)的短期效應(yīng)的組合下,澆筑構(gòu)件需要滿足σtp≤0.4ftk。
根據(jù)主拉應(yīng)力的包絡(luò)圖可知,采用全預(yù)應(yīng)力混凝土進行驗算,主梁主拉應(yīng)力均小于1.06 MPa(支點結(jié)果失真不在統(tǒng)計范圍),滿足規(guī)范要求。
根據(jù)主拉應(yīng)力的包絡(luò)圖可知,采用部分預(yù)應(yīng)力混凝土進行驗算,主拉應(yīng)力均小于1.325 MPa(支點結(jié)果失真不在統(tǒng)計范圍),滿足規(guī)范要求。
④沉降5 mm 時使用階段正截面壓應(yīng)力驗算
規(guī)范規(guī)定,“對于未開裂構(gòu)件,使用階段預(yù)應(yīng)力混凝土受彎構(gòu)件正截面混凝土壓應(yīng)力需要滿足σkc+σpt≤0.5fck?!?/p>
根據(jù)圖11 可知,正截面壓應(yīng)力均小于16.2 MPa,滿足規(guī)范要求。
圖11 主梁標準組合下上下緣最大壓應(yīng)力
⑤沉降5 mm 時使用階段斜截面壓應(yīng)力驗算
對于使用階段預(yù)應(yīng)力混凝土受彎構(gòu)件,其斜截面混凝土主壓應(yīng)力需要滿足σcp≤0.6fck。
根據(jù)斜截面主壓應(yīng)力圖可知,主壓應(yīng)力均小于19.44 MPa,滿足規(guī)范要求。
因此,沉降5 mm 時,除正截面抗裂驗算若按全預(yù)應(yīng)力混凝土構(gòu)件驗算不滿足外,其余均滿足規(guī)范要求。若按部分預(yù)應(yīng)力混凝土構(gòu)件驗算,主梁各項指標均滿足規(guī)范要求。
4.5.2 工況2:沉降8 mm
經(jīng)計算,沉降8 mm 時,按部分預(yù)應(yīng)力混凝土構(gòu)件驗算,主梁各項指標均滿足規(guī)范要求。因篇幅限制,不展示具體計算過程。
4.5.3 工況3:沉降10 mm
①沉降10 mm 時使用階段主梁抗彎承載力驗算
使用階段正截面抗彎強度驗算結(jié)果見圖12、圖13。
圖12 主梁標準組合斜截面最大壓應(yīng)力
圖13 主梁最大彎矩包絡(luò)圖
圖14 主梁最小彎矩包絡(luò)圖
圖15 主梁短期組合下最小應(yīng)力包絡(luò)圖
圖16 主梁長期組合下最小應(yīng)力包絡(luò)圖
圖17 主梁主拉應(yīng)力包絡(luò)圖
②沉降10 mm 時使用階段正截面抗裂驗算
規(guī)范規(guī)定,“部分預(yù)應(yīng)力混凝土構(gòu)件,在作用(或荷載)的短期效應(yīng)的組合下,需滿足σst-σpc≤0.7ftk,但在荷載長期效應(yīng)組合下σ1t-σpc≤0?!?/p>
根據(jù)短期荷載效應(yīng)組合下截面法向拉應(yīng)力圖可知,在短期組合下拉應(yīng)力均小于1.855 MPa,在長期組合下未出現(xiàn)拉應(yīng)力,滿足規(guī)范要求。
③沉降10 mm 時使用階段斜截面抗裂驗算
規(guī)范規(guī)定,“部分預(yù)應(yīng)力混凝土構(gòu)件,在作用(或荷載)的短期效應(yīng)的組合下,澆筑構(gòu)件需要滿足σtp≤0.5ftk?!?/p>
根據(jù)主拉應(yīng)力的包絡(luò)圖可知,采用部分預(yù)應(yīng)力混凝土進行驗算,主拉應(yīng)力大于1.325 MPa(支點結(jié)果失真不在統(tǒng)計范圍),不滿足規(guī)范要求。
④沉降10 mm 時使用階段正截面壓應(yīng)力驗算
規(guī)范規(guī)定,“對于未開裂構(gòu)件,使用階段預(yù)應(yīng)力混凝土受彎構(gòu)件正截面混凝土壓應(yīng)力需要滿足σkc+σpt≤0.5fck?!?/p>
根據(jù)圖18 可知,正截面壓應(yīng)力均小于16.2 MPa,滿足規(guī)范要求。
圖18 主梁標準組合下上下緣最大壓應(yīng)力
圖19 主梁標準組合斜截面最大壓應(yīng)力
圖20 雙線貫通時土體總位移趨勢圖(放大900倍)
⑤沉降10 mm 時使用階段斜截面壓應(yīng)力驗算
對于使用階段預(yù)應(yīng)力混凝土受彎構(gòu)件,其斜截面混凝土主壓應(yīng)力需要滿足σcp≤0.6fck。
根據(jù)斜截面主壓應(yīng)力圖可知,主壓應(yīng)力均小于19.44 MPa,滿足規(guī)范要求。
因此,沉降10 mm 時,按部分預(yù)應(yīng)力混凝土構(gòu)件驗算,主梁斜截面抗裂驗算不滿足規(guī)范要求。
由有限元分析結(jié)果表明:當支座沉降8 mm 以內(nèi)時,主梁內(nèi)力及應(yīng)力按照部分預(yù)應(yīng)力混凝土進行驗算,各項指標均滿足規(guī)范要求;當支座沉降10 mm 以內(nèi)時,主梁內(nèi)力及應(yīng)力按照部分預(yù)應(yīng)力混凝土進行驗算,主梁斜截面抗裂驗算不滿足規(guī)范要求。因此計算允許差異沉降為8 mm。
根據(jù)《公路橋涵地基與基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范》(JTG D63-2007)規(guī)定,橋梁允許最大差異沉降率為2 ‰,則本橋允許不均勻沉降為35 m×2‰=70 mm。
綜合分析得允許差異沉降量為8 mm,相應(yīng)沉降率為0.229‰。
采用小應(yīng)變土體硬化(HS-Small)本構(gòu)模型對各土層進行模擬。盾構(gòu)管片采用板(plate)單元進行模擬,采用彈性本構(gòu)模型,彈性模量E =2.6E7 kPa、泊松比ν=0.15。
模型計算步設(shè)計為:初始地應(yīng)力平衡;激活樁基礎(chǔ)、承臺與豎向荷載;初始位移清零,隧道開挖,先開挖左線后開挖右線。
掘進長度定為6 m 一環(huán)。通過凍結(jié)隧道內(nèi)土體單元來表示土體的開挖。
5.3.1 土體變形
計算表明,盾構(gòu)產(chǎn)生的地層損失使得隧道底部產(chǎn)生了隆起,隧道頂部產(chǎn)生沉降。在隧道軸線附近的土體豎向沉降較大,遠離軸線位置的土體豎向沉降相對較小。
5.3.2 承臺基礎(chǔ)的變形
計算表明,盾構(gòu)施工使鄰近承臺基礎(chǔ)產(chǎn)生的變形相對較大,而遠離盾構(gòu)工作面的承臺基礎(chǔ)變形相對較小。雙線貫通時承臺頂部總位移趨勢圖見圖21。
圖21 雙線貫通時承臺頂部總位移趨勢圖(放大1000倍)
5.3.3 盾構(gòu)施工對橋梁工程的影響匯總
承臺編號如圖22 所示,計算得到不同施工階段各承臺的豎向沉降。
圖22 響范圍內(nèi)承臺編號
經(jīng)計算,區(qū)間隧道盾構(gòu)施工對橋梁工程的影響歸納如下。
①左線穿越后,左線中心軸正上方地表產(chǎn)生最大豎向沉降為-5.73 mm;雙線貫通后,在雙線對稱軸正上方地表產(chǎn)生最大豎向沉降為-9.68 mm。
②左線貫通后,盾構(gòu)施工使橋梁工程橋墩承臺產(chǎn)生的最大豎向沉降為-2.64 mm,位于C23 位置處;雙線貫通后,盾構(gòu)施工使橋梁工程橋墩承臺產(chǎn)生的最大豎向沉降為-3.87 mm,位于C31位置處。
③雙線貫通后,盾構(gòu)施工使橋梁相鄰承臺之間的最大縱向差異沉降率為0.088 ‰,相應(yīng)豎向沉降差為2.64 mm,位于C31承臺與C41承臺之間。
根據(jù)結(jié)構(gòu)檢測、結(jié)構(gòu)計算及軌道交通穿越施工變形預(yù)測,得到結(jié)果見表7。
表7 軌道交通穿越施工變形分析(單位:‰)
通過表7 可看出,軌道交通穿越施工后,結(jié)構(gòu)尚有一定變形儲備,表明隧道盾構(gòu)施工可正常施工。
綜合結(jié)構(gòu)檢測現(xiàn)狀等因素,最終確定結(jié)構(gòu)變形控制差異沉降率見表8。
表8 穿越施工變形控制指標
由表8 可以看出,主橋各承臺控制差異沉降率在0.129‰~0.196‰,相應(yīng)控制差異沉降量在3.9~5.9 mm。
通過上述檢測、評估、分析,現(xiàn)階段橋梁可滿足正常使用;盾構(gòu)穿越施工后,結(jié)構(gòu)尚有一定變形儲備;但應(yīng)對橋梁進行實時監(jiān)測,嚴格監(jiān)控橋墩及上部承重構(gòu)件的裂縫開展情況。
盾構(gòu)施工是影響橋梁結(jié)構(gòu)安全及正常使用的關(guān)鍵因素,建議在施工中嚴格控制頂推力、施工速度、注漿壓力、頂推行進方向等施工要素,同時采取加強同步注漿、徑向補償注漿及加快漿液硬化速度等措施控制基礎(chǔ)沉降。
應(yīng)對周圍地表位移等進行實時監(jiān)測(包括地表沉降監(jiān)測、地下水監(jiān)測等),豎向位移監(jiān)測點應(yīng)布設(shè)在橋墩(或承臺)上(主要監(jiān)測差異沉降率);合理設(shè)定監(jiān)測預(yù)警值并及時將監(jiān)測數(shù)據(jù)反饋給委托方或相關(guān)單位,監(jiān)測單位應(yīng)加強與安全評估單位的銜接。
盾構(gòu)施工過程中應(yīng)注意排水設(shè)施的設(shè)置與維護,避免地下水及地表水的滲入引發(fā)安全事故。
施工前制定詳細的應(yīng)急預(yù)警方案和應(yīng)急搶險機制,并根據(jù)現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)及時調(diào)整施工進度和施工工藝,對存在安全隱患的區(qū)域應(yīng)通過加固等措施予以排除。