地铁盾构隧道穿越高架桥梁基的力学行为分析

2015-12-21邵生俊

水利与建筑工程学报 2015年5期

杨俊，邵生俊

(1.西安理工大学岩土工程研究所，陕西西安710048;2.陕西省黄土力学与工程重点实验室，陕西西安710048)

21世纪，随着地下空间的蓬勃发展，盾构施工技术也得到了大力提升，同时遇到了一系列的工程项目难题。如何避免对土体的过大扰动，减少和预测土体、基础、临近建筑物的沉降显得尤为重要。目前，沉降变形的分析方法主要分为三种:(1)经验公式法;(2)模型试验法;(3)数值模拟法。经验公式法，具有一定的局限性，对于特殊土层，特殊地区的分析不具有普适性。模型试验方法，也受到了现有条件的限制，从客观上讲不能够完全反映实际工程土体变形的本质。数值模拟方法不受模型与边界的限制，资金投入也较小，并且随着应用程序的不断开发，数值模拟方法能够较为全面真实地模拟与反映工程实际[1]。但目前的数值模拟技术并不成熟，用三维模型模拟盾构穿越桥梁的情况也并不多见。本文采用FLAC3D数值模拟技术针对兰州某工程盾构隧道穿越桥基进行数值模拟，对工程中遇到的问题进行改善处理，具有一定的实际工程意义。

1 工程概况

解放门立交为白银路至西津东路、白银路至临夏路的双层立交桥，桥面宽9 m，均为双向两车道。高架桥梁上部结构形式为20 m跨的箱型连续梁。基础为双桩承台，承台尺寸为:7.9 m×3.80 m×2.0 m(长×宽 ×高)，桩径1.5 m。隧道与桥桩最近为0.617 m，区间内桩端覆土厚度约18.1 m。桥面承受偏心荷载:立交匝道桥面走向均为弧线，桥面需倾斜一定角度为车辆转弯提供向心力。区间覆土情况及力学参数如表1所示。

表1 各土层及结构物理力学参数

2 数值模拟方法

2.1 模型建立

本文采用有限差分软件FLAC3D建立三维数值模型，模拟双线盾构隧道穿越解放门立交桥过程中对桥基影响和地面的变形情况。模型水平方向120 m，盾构机掘进方向75 m，竖直方向50 m，两盾构隧道中心水平间距50 m，隧道中心埋深20 m，洞径6 m。开挖每次步长6环(7.5 m)，土体采用弹塑性模型，摩尔库伦强度破坏准则;桥墩、桥桩、承台、桥面均采用实体单元模拟，衬砌采用Shell单元。模型共90 704单元，95 644个节点，见图1。

图1 高架桥梁与盾构隧道相互关系三维示意图

2.2 盾构施工方法模拟

通常盾构开挖引起地表的位移主要包括四个方面[2]:(1)当开挖面上的水平推力大于或者小于原始侧向应力时造成了盾构上方地面的隆沉。(2)盾构机通过时，由于盾壳对于土体的摩擦力，对土体造成了一定程度的扰动，导致了地表位移。(3)盾尾脱离后，由于盾尾空隙的出现，注浆不及时(包括浆体硬化需要一定时间)或者注浆不足(过充)等造成地表隆沉。(4)盾构施工后，由于改变了原始地层结构而后产生的蠕变变形与固结变形。其中，(1)、(3)两个方面，开挖面上的水平推力的大小以及盾尾空隙的存在而造成的地层应力释放是产生地表变形的主要原因，如何选择合适的参数以及尽可能真实地模拟盾构机掘进的真实状况是至关重要的。根据相关资料[3－9]，确定如下的模拟工序:(1)土体开挖与开挖面支护阶段;(2)盾构推进与衬砌拼装阶段;(3)盾尾脱空与壁后注浆阶段;(4)固结沉降阶段[10]。

建立模型在生成桥梁并施加桥面荷载之后，对盾构的施工过程进行模拟，主要模拟盾构各个工序的施工特点。根据实际情况，设置每一步的掘进的距离，把隧道分成多步进行开挖:

(1)开挖阶段，在开挖掌子面施加大小为1.2(pz+pw)(注:pz为土压力，pw为水压力)，变化梯度为K0(pz+pw)的压力，来模拟盾构机的土舱对掌子面的压力作用(K0为土层侧压力系数)。

(2)把当前开挖段需要开挖的土体“杀死”，同时施加盾构环向及掌子面的支撑力。

(3)在当前开挖段环向施做Shell单元，模拟盾构机架的承土效应。

(4)盾尾施加注浆压力(注浆过程中注浆压力一般为0.1 MPa～0.3 MPa，这里取0.3 MPa)，模拟盾尾注浆。

(5)盾尾施做衬砌管片，同时开挖下一环土体。

(6)释放盾尾注浆压力，模拟浆液逐渐硬化。

3 围岩沉降变形及衬砌结构应力分析

3.1 开挖完成时沉降分析

图2给出了右线隧道掘进完成后隧道轴向Y=33 m剖面不同地层深度的竖向变形曲线。由图2可见，地层沉降在横断面上的曲线分布呈正态分布。在洞轴线正上方出现最大位移12.7 mm，随着深度的减小，最大位移减小。同时随着距离洞轴线越来越远，盾构对于地层的扰动越来越小，造成的沉降也越来越小，在距离洞轴线30 m处趋近于0。

土层深度在隧道拱顶上方时，深度越大，产生的最大位移越大，并且“单峰”特征越来越明显，呈现瘦长状。深度较小时，曲线相对平缓。在整个横断面上，并不表现为深度越大，沉降越大。而是在距离洞轴线一定的范围内遵循以上的规律，在大于这样的范围，呈现相反的规律，即深度越大，沉降越小。而沉降槽宽度随着深度的增加减小，越接近地表越大，在Z=0即地表时达到最大值。

土层深度在隧道拱顶下方(Z=17.5 m)时，横断面上各点均小于拱顶以上深度的沉降，此时曲线包络于地表到拱顶以上深度的曲线，同时沉降槽宽度也较拱顶以上小。从拱顶到仰拱深度，随着深度加大，“单峰”特征越来越不明显，曲线趋于平缓，逐渐趋于零。

图2 右线隧道掘进完成后隧道轴向Y=33 m剖面不同地层深度的竖向变形曲线

图3 给出了双线隧道掘进完成后隧道轴向Y=33 m的剖面不同地层深度的竖向变形曲线，土层深度在拱顶上方时，随着深度的加大，曲线“双峰”特征愈加明显，并且右侧峰值都较左侧峰值大，这是由于先开挖右洞完成后开挖左洞，先掘进的右线隧道对原始地层的扰动劣化，导致先掘进的隧道沉降较大。双线隧道掘进完成时的曲线类似于两个单线隧道的叠加，同时也呈现与单线开挖完成时的沉降曲线相近的性质特征。比较图2、图3发现双洞开挖完成时，沉降值叠加并不明显，一方面是泥岩的成层性带来的叠加效果较不明显。另一方面是隧道开挖时，隧道相隔距离较大(此时单线隧道的影响范围大约在30 m左右，双线隧道洞轴线相距50 m)，以至叠加效果细微。

图3 双线隧道掘进完成后隧道轴Y=33 m剖面不同地层深度的竖向变形曲线

3.2 开挖完成后桥基应力及变形分析

盾构掘进，势必对土体产生扰动，土体的变形使桩的应力位移发生变化，而临洞面和背洞面的影响不一，使得桩产生不均匀影响，导致桩身倾斜和挠曲变形，威胁建筑结构的安全。以下对盾构掘进完成时，桩产生的应力，位移变化以距离左线隧道0.8 m的9#墩前桩为例进行分析。

图4给出双线隧道掘进完成时9#墩前桩8个不同方位水平应力增量与深度大小的关系，可以明显看出随着深度的增大水平应力增量增大。在桩的上端部增量基本相同，这主要是距隧道距离较远，主要由土体的微弱位移引起的应力变化。桩身下半部影响较大，且在隧道拱顶以上时，应力增量增长较为缓慢，在隧道以下到桩端的桩身应力增量突然增大，在桩端达到最大值，此时桩端与水平洞轴线齐平。开挖完成，桩身的临洞面的水平向应力较背洞面大，这是因为开挖后桩侧土体向隧道方向收敛变形，导致了桩身的两侧土体压缩性不对称，在桥载的作用下，临洞方向桩身水平应力及轴力增加较背洞面大，致使桩身产生不均匀沉降。

图4 双线隧道掘进完成后9#墩前桩不同方位水平应力增量与深度大小的关系

图5 给出了双线隧道掘进完成后9#墩前桩不同方位竖向应力增量与深度大小的关系。隧道开挖后，侧摩阻力减小，桩身轴力增量逐渐增加，在近桩端处达到增量最大值。此时桥梁荷载大部分由桩端承担，桩端位于隧道水平洞轴线侧，附近土体表现为向洞内的收敛变形，桩端持力层土体并不稳定，对建筑危害性较大，减小桩端土体的扰动，维持持力层原始地应力对桥梁结构安全尤为关键。

图5 双线隧道掘进完成后9#墩前桩不同方位竖向应力增量与深度大小的关系

并且如图6所示，桩身下部向洞内方向移动，桩上端由地表柱、承台约束与其他桩合成一个整体，桩身上部呈现背离洞方向位移，致使桩身倾斜较大，桩不在单受轴向压缩，而是剪压扭等共同作用的复杂受力状态，严重威胁上部结构桥面及桩身安全。因此减小桩身倾斜对保证桥梁安全至关重要。

图6 双线隧道掘进完成后9#墩前桩桩身水平位移与深度相关关系

4 注浆加固措施分析

为减小对桥基扰动，减小基础不均匀沉降，现对模型内隧道左线0～75 m，隧道右线0～49 m进行喷浆加固。对隧道预先喷浆加固，对于减小掌子面上开挖引起的扰动范围(即对控制等代层厚度)和增加围岩自稳能力都具有极好的作用，以下提取原始不加固与喷浆加固隧道双线掘进完成时，结构关键部位的最大沉降如表2、表3所示，对比不加固与加固后盾构隧道开挖后对地层的扰动。喷浆加固对竖向位移的影响较为明显，相较于不加固的盾构开挖，竖向沉降减少了52% ～65%，最大水平向位移也减少了35% ～67%，沿盾构机掘进方向减少44%～56%，由此可见，喷浆加固对于减小盾构机对土层的扰动有明显的效果，对于有效减小不均匀沉降，减小施工差异带来的沉降均具有良好的工程效果。

表2 结构关键部位位移(未加固)

表3 结构关键部位位移(加固)

开挖后，桥面出现少许反拱现象，这是由于桩身不均匀沉降所致。本文模拟的桥墩与桥面之间的接触实际工程中是个很小的垫片类似圆形或者三角形支座墩帽控制两个方向位移不限制转动，这个墩帽的作用，不仅可以减小桥面荷载、温度变化给桥基带来附加的变形，同时也可以减小桥基不均匀沉降给桥面带来张拱作用。本文模拟时直接用实体单元约束了三个方向，这是本文不完善的地方。