城市盾構隧道下穿對既有橋梁的影響分析

鄭恒重，周斌

（廣東省重工建筑設計院有限公司，廣東 廣州 510670）

0 引言

隨著我國城市化人口增加對交通出行的需求與日俱增。而城市地面交通發展逐漸受到空間條件的限制。城市地下軌道因其客運量大和準時方便的優勢已成為各個城市重點發展的重點。城市軌道的線路不可避免的會遇到側穿既有城市橋梁基礎。由于盾構隧道的開挖會影響到周圍原狀土體，對土體與既有橋梁樁基的相互作用產生擾動，最終導致橋梁樁基在盾構開挖過程中產生位移。在位移達到一定程度后，因位移而增加的荷載將嚴重影響既有橋梁安全性與穩定性[1-2]。

研究表明盾構在中風化泥質砂巖中穿越高鐵橋梁基礎時可通過合理布置洞內壁后二次注漿加固方案，避免同類工程常見的隔離樁施工[3]。通過運用有限元分析軟件模擬雙線隧道下穿橋梁，結果表明地表的沉降曲線為單峰“V”字形正態分布[4]。以西安地鐵十六號線下穿城市高架橋為背景進行數值模擬，結果表明地鐵隧道開挖對既有橋梁樁基影響，臨近隧道的樁基變形影響最大，沉降值達到7.14mm，而且后開挖隧道樁基變形規律為先增大后減小的趨勢[5]。

本文以廣州城市軌道交通地鐵某線下穿既有橋梁為工程背景，通過midas GTS NX 與midas civil 三維模型模擬盾構隧道施工時樁基變形對既有橋梁的影響，并采用LEC 法對盾構隧道下穿既有橋梁進行風險評估分析。

1 工程概況

廣州市軌道交通某線區間隧道長約950m，采用盾構法施工。隧道外徑D6.4m，內徑D5.5m。隧道在ZDK17+446.551—ZDK17+531.850、YDK17+448.108—YDK17+531.850 穿越既有高架橋，左右線區間側穿現狀橋梁83#、84#墩1～4#樁基，其中右線區間隧道距離83#橋墩83-2 樁基最近距離為1.9m；左線區間隧道距離84#橋墩84-1 樁基最近距離為19.4m；隧道穿越長度約為19m。既有高架橋建于2000 年。該橋為單幅橋，垂直路寬幅度為19m。區間下穿位置橋梁聯長110m，上部結構采用（30+50+30）m 預應力混凝土現澆連續箱梁。下部結構為薄壁墩+承臺樁基礎，主墩采用墩梁固結形式。樁基為鉆孔灌注樁，直徑為1.5m。83#樁樁長27.16m，84#樁樁長33.34m。

隧道范圍地層為中風化泥質粉砂巖<8-1>、中風化泥質粉砂巖<8-3>、強風化泥質粉砂巖<7-3>，地面至隧道拱頂自上而下地層為粉質黏土<5N-2>、粉質黏土<4N-2>、中粗砂<3-2>、淤泥質中粗砂<2-3>、淤泥質土<2-1B>、淤泥<2-1A>、雜填土<1>。

2 有限元分析

2.1 研究思路

為分析地鐵施工對既有高架橋的影響，采用邁達斯GTS NX 2015 建立三維模型模擬隧道施工變形。采用邁達斯CIVIL2020 模擬既有橋梁結構，將隧道施工產生的變形施加到既有橋梁樁基，研究既有橋梁結構內力變化。

2.2 模型的建立

根據既有高架橋竣工圖，結合橋墩、樁基、承臺構造和地層特性，對下穿盾構隧道建立三維有限元模型，模型尺寸為147m×110m×55m。本計算模型地層厚度自上而下分別為：雜填土2.19m，淤泥質土2.70m，粉質黏土3.00m，淤泥質土2.80m，粉質黏土1.80m，強風化粉砂質泥巖2.90m，強風化粉砂質泥巖下為角礫狀構造破碎帶（表1）。計算模型中的土層采用實體單元，其本構模型采用各向同性彈塑性模型中的修正莫爾-庫倫模型，其破壞準則為MohrˉCoulomb 破壞準則。橋梁樁基采用一維梁單元；盾構隧道襯砌采用二維平面板單元；橋墩和承臺采用實體單元，其材料本構模型均為各向同性彈性模型。

表1 三維數值模擬材料參數取值

采用有限元分析程序Midas Civil 2020 建立有限元模型進行整體靜力分析。上部結構為預應力混凝土連續箱梁，下部結構為花瓶墩，樁基約束采用樁土彈簧模擬。橋梁模型計算荷載及組合如下。

（1）永久作用。上部結構的瀝青混凝土橋面鋪裝自重計算采用容重24kN/m3；鋼筋混凝土自重計算采用容重26kN/m3；舊橋成橋20 年永久沉降考慮10mm；樁基新增不均勻沉降根據巖土模型計算結果取值。

（2）可變作用。本橋為連續箱梁，當按照單梁模型進行計算時，汽車荷載需考慮偏載效應，綜合計算得活載效應系數為：4×0.67×1.15＝3.082。均勻溫度作用為整體升溫20℃，整體降溫-20℃；梯度溫度按《公路橋梁設計通用規范》規范執行。

2.3 模擬結果分析

模型計算工況為初始場地（位移清零）：跨線橋和車站施工；位移清零；盾構隧道施工（先施工隧道右線，隧道右線通過后施工隧道左線）。以下為右線隧道下穿前、下穿時、下穿后、左線隧道下穿前，下穿時和下穿后的位移計算結果如表2 所示。

表2 橋樁結構位移匯總單位：mm

由表2 計算結果可知，隧道下穿過程中X 方向位移大于Y 方向、豎向位移，且盾構過程中X 方向位移增加速率較大。X 方向位移最大值出現在左線隧道完全下穿橋樁后為-0.80mm。Y 向水平位移與豎向位移隨著盾構進行位移增加速率較X 方向速率小。其中Y 方向位移極值為-0.14mm，出現在左線下穿至橋梁底時；豎向位移最大值出現在右線隧道完全下穿，豎向位移極值為-0.18mm；

將樁基變形結果通過強制位移施加到CIVIL 橋梁模型中，對既有橋梁進行檢算，結果如表3 所示。

表3 既有橋梁計算結果匯總（一）

由表3 可知，隧道下穿過程中，樁基產生的位移對橋梁影響可控，既有橋梁各項設計指標均滿足設計規范要求。

本項目施工誘發高架橋最大差異沉降為0.18mm，最大差異水平位移為0.8mm。由于83#墩與盾構隧道水平距離較近，因此在施工過程中產生的差異沉降與水平位移最大。為探討該差異沉降控制作用下橋梁的承載力安全狀態，假設既有產生15mm 差異沉降，5mm差異水平位移，對橋梁進行結構驗算，結果如表4 所示。

表4 既有橋梁計算結果匯總（二）

經測算，水平位移5mm 時，差異沉降10mm 時，橋梁上部結構應力驗算均滿足要求，樁身強度驗算均滿足要求。根據《城市橋梁隧道結構安全保護技術規范》6.4.1 規定，豎向差異可定沉降控制值為10mm，水平位移控制值為5mm，監測預警等級及應對管理措施如表5所示。

表5 監測預警等級劃分及對應管理措施

3 風險分析評價

選擇LEC 法對盾構施工（地下水位控制）、同步注漿、二次注漿、回填注漿進行風險估測如式（1）所示。

式中：L——發生事故的可能性大小；E——人體暴露在這種危險環境中的頻繁程度；C——一旦發生事故會造成的損失后果；D——危險性。

為了簡化計算，將事故發生的可能性、施工人員暴露時間、事故發生后果劃分不同的等級并賦值。根據式（1）可計算作業的危險程度，并判斷評價危險性的大小。將結果按下表分級。D 值越大，危險性大。本項目各評價單元危險性評價如表6 所示。需要增加安全措施，或改變發生事故的可能性，或減少人體暴露于危險環境中的頻繁程度，或減輕事故損失，直至調整到允許范圍內。

表6 本項目各評價單元危險性評價

由表6 可得，盾構施工（地下水位控制）和同步注漿、二次注漿的危險程度均為“顯著危險，需要整改”；管片安裝、盾尾油脂和泡沫加注的危險程度均為“比較危險，需要注意”。

當項目施工時間在夜間施工，同時短暫封閉橋梁交通，待盾構通過橋梁后再開放橋梁交通。經過整改后項目評價單元危險性評價可優化如表7 所示。

表7 整改措施后各評價單元危險性評價

由表7 可知，整改后施工風險降低明顯。盾構施工（地下水位控制）和同步注漿、二次注漿的危險程度均為“比較危險，需要注意”；管片安裝、盾尾油脂和泡沫加注的危險程度均為“低度危險，可以接受”。

4 結論

（1）隧道下穿過程中，水平位移最大值出現在左線隧道完全下穿橋樁后為0.80mm。

（2）豎向位移最大值出現在右線隧道完全下穿，豎向位移極值為0.18mm。

（3）隧道下穿過程中，樁基產生的位移，對橋梁影響可控，既有橋梁各項設計指標均滿足設計規范要求。

（4）隧道下穿過程中，既有橋梁豎向差異可定沉降控制值為10mm，水平位移控制值為5mm。

（5）LEC 法風險評估表明：盾構過程通過夜間施工，同時短暫封閉橋梁交通，待盾構通過橋梁后再開放橋梁交通，可減小盾構施工危險程度。