吳慶慶 （舒城縣建筑工程質(zhì)量安全監(jiān)督站，安徽 六安 231300）

0 引言

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。

1 工程概況

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

2 橋梁現(xiàn)狀及工程地質(zhì)概況

2.1 橋梁歷史及現(xiàn)狀調(diào)查

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。

2.2 工程地質(zhì)概況

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

3 既有差異沉降檢測

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

4 既有橋梁基礎(chǔ)允許變形能力評估

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 基于現(xiàn)狀檢算所需各計算參數(shù)的確定

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 計算荷載

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。

4.3 有限元模型

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

4.4 計算說明

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 有限元分析結(jié)果

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‰。

5 盾構(gòu)施工對橋梁影響分析

5.1 土體計算參數(shù)

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。

5.2 計算步驟及計算說明

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 計算結(jié)果分析

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。

6 軌道交通穿越施工變形分析及控制指標

6.1 變形分析

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。

6.2 控制指標

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。

7 橋梁使用狀態(tài)綜合評判

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。

8 建議

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。