天津海河隧道岸壁保護有限元分析

王艷寧，史慶春，袁有為，邱長林

（1.天津市市政工程設計研究院 濱海分院，天津 300051；2.天津大學，天津 300072）

1 概述

中央大道海河隧道工程位于天津市濱海新區于家堡中心商務區和東西沽地區，是溝通濱海新區中心商業商務區海河南北兩岸的重要通道。工程建設主要內容包括南、北岸壁保護、南岸干塢、基槽浚挖、管段制作、沉放、對接；隧道支護、主體結構；津沽公路立交橋、道路工程等主要土建部分。

在岸邊段結構施工尤其是近岸基槽浚挖時，勢必對原兩岸建筑物造成影響。設計采用地下墻構筑的格構式重力擋土墻作為施工期間沿岸建筑物的保護結構，稱為岸壁保護結構。格構式擋墻根據基槽挖深墻深度也相應變化。其中海河北側挖深8.5～24.0 m，采用 23.2～31.8 m、31.8～43.6 m、43.6～54.5 m深地下墻構筑的格構式擋墻結構。為增加格構式擋墻的整體剛度，在格構式重力墻內基槽浚挖面上、下3～5 m范圍內采用旋噴樁進行加固，且在格構內、地面下3 m處設置一塊厚1 m的鋼筋混凝土板。為了保證隧道工程的順利實施，必須對岸壁保護結構進行穩定安全性分析。

2 計算模型

本文在確定了有地下連續墻時基坑開挖的三維非線性彈性有限元分析方法的基礎上，在Abaqus平臺上實現了Duncan－Chang本構模型及基坑開挖反應分析方法。

基坑的開挖范圍為深度12.4 m，平面約為250 m×240 m。在模型中，為了減小邊界條件選取對計算結果的影響，高程范圍為2.5～－100 m，岸上部分范圍取為320 m×600 m。河道寬度為250 m，河底標高為－7.5 m，計算水位為2.5 m。

地基土體為三維4節點四面體實體單元，攪拌樁重力式擋墻也為三維4節點四面體實體單元。水泥土攪拌樁止水帷幕、岸壁保護結構中的格構和鋼管樁區域簡化殼單元，和地基土之間固結，即相互之間不能相互移動。劃分的單元如圖1所示。

圖1 基坑土體和岸壁保護結構橫型

邊界條件為：底部為三個方向固結，無法變形；四周水平方向固結，但豎向自由，即只可以產生豎向變形。

模擬的開挖過程包括干塢的開挖、暗埋段的開挖和河道的開挖三個部分。

3 計算步驟

（1）施加地基重力、岸上邊載（20 kPa），模擬地應力；

（2）水泥土攪拌樁止水帷幕、岸壁保護地下連續墻和鋼管樁施工，施加河流中的靜水壓力，同時基坑開挖到底標高為－1.70 m；

（3）基坑開挖到底標高為－5.80 m；

（4）基坑開挖到底標高為－9.90 m；

（5）基坑內暗埋段開挖至－22.8 m；

（6）河道開挖至-22 m。

開挖完成以后，地基的模型如圖2所示。

圖2 開挖完成后的地基模型

水泥土攪拌樁為線彈性模型，E=120 MPa，μ=0.3，厚度為1.2 m。岸壁保護結構中的格構墻為線彈性模型，E=2.1×104 MPa，μ=0.25，厚度為 2 m。鋼管樁為線彈性模型，E=2.1×104 MPa，μ=0.25，厚度為1 m。

土體為Duncan-Chang模型，其參數如表1所列。水泥土攪拌樁重力式擋土墻及岸壁保護結構中的加固土體為線彈性模型，E=120 MPa，μ=0.3。

表1 土體的計算參數表

4 計算結果

4.1 岸壁保護結構的應力

河道開挖后的應力分布如圖3所示。圖3的結果表明，岸壁保護結構在荷載作用下主要受拉應力，僅在岸壁保護的底部有少部分的壓應力，而且壓應力的值比較小，最大值在10 MPa以下，因此可以認為岸壁保護結構的變形基本上為拉伸變形。

圖3結果還表明，在平行河道方向的岸壁保護結構中，最大的拉應力約為30 MPa，位于岸壁保護的中間部分。由于岸壁保護內土體加固區位置簡化為該位置，因此可以認為最大拉應力位置在加固區位置附近。

圖3 應力等值線圖

4.2 格構岸壁保護結構變形特性

4.2.1 水平向變形

河道開挖后岸壁保護結構的水平向變形等值線如圖4所示，矢量如圖5所示。從圖4a.中可以看出，在干塢開挖和河道開挖的雙重作用下，岸壁保護結構向干塢方向產生位移。這主要的原因是干塢的開挖范圍大于河道的開挖范圍，而且干塢的開挖范圍為一個近似的四邊形，長度和寬度基本相同，而河道的開挖橫斷面和岸壁保護結構相平行，因此河道側的抵抗變形的剛度要遠大于干塢側的剛度，這導致了岸壁保護結構向干塢方向變形；另一方面，由于干塢抽水，干塢內的水壓力小于河中的水壓力，使岸壁保護結構在河一側受到了向干塢方向的水平向水壓力，這也導致岸壁保護結構向干塢內產生變形。

b.沿河道方向位移圖4 岸壁保護結構的水平向位移等值線圖

圖5 岸壁保護結構的水平向位移矢量圖

從圖4a.還可以看出，岸壁保護結構垂直河道方向的變形是上部大、下部小，即越上部向基坑內的變形越大，50余米高的岸壁保護結構的最大變形量為6.4 cm，彎曲度比較小，而且由于格構岸壁保護結構的剛度非常大，其垂直河道方向的變形沿深度變化基本上為線性關系，如圖6所示。

圖6 岸壁保護結構垂直河道變形沿高程變化圖

圖4b.表明，岸壁保護結構干塢側在沿河道方向的位移是向兩側分開的，僅在底部有一定的相向位移，而河道側在沿河道方向的位移是向中間移動的。這是因為岸壁保護結構變形是由于岸壁保護結構向干塢內變形，而且中間變形大、兩側變形小，導致了岸壁保護結構產生了一定的繞豎向的轉動。圖5矢量圖也說明了該現象。

4.2.2 豎向變形

岸壁保護結構的豎向變形如圖7所示。圖7表明，岸壁保護結構在干塢側為沉降，而在河側為彈起變形，即該結構向干塢方向傾斜。這和岸壁保護結構的水平向變形趨勢是一致的。

4.3 河道開挖對變形影響

基坑和暗埋段開挖后，岸壁保護結構的水平向位移如圖8所示。從圖8a.中可以看出，干塢開挖后，岸壁保護結構向干塢方向產生位移，且岸壁保護結構垂直河道方向的變形是上部大、下部小，即越上部向干塢內的變形越大。

圖7 岸壁保護結構的豎向變形等直線圖

b.沿河道方向位移圖8岸壁保護結構的水平向位移等值線圖

通過對比圖8和圖4可以發現，由于河道的開挖，導致了岸壁保護結構變形更加傾斜，即開挖完河道后，岸壁保護結構上部朝干塢內的變形增大，而底部朝干塢內部的變形減小。這主要的原因是開挖基坑后，岸壁保護結構的穩定性主要依靠河道側地基土體的穩定性提供的，開挖河道后，這一部分土體被開挖移走，導致岸壁保護結構的穩定性降低，傾斜程度加大，如圖9所示。因此，在河道開挖時應注意岸壁保護結構的安全性。

4.4 格構岸壁保護結構附近的破壞區

由于Duncan-Chang模型為非線性彈性模型，其無法通過塑性區來辨別其破壞區域。但是該模型中有一參數為應力比，該參數的意義為剪應力和抗剪強度之比，因此可以通過該參數近似判斷土體的破壞區域。在此可以認為當應力水平達到0.95以上時，土體剪切破壞。

圖9 岸壁保護結構垂直河道變形比較圖

圖10為應力水平等值線圖域。從圖10可以看出，破壞區域集中在河道開挖的底部靠近岸壁保護結構的地基區域，而在其它區域，特別是岸壁保護結構的干塢側地基土體破壞區域比較小。圖形說明，對于格構岸壁保護結構來說，地基中并未出現一塊完全貫通的破壞區，即岸壁保護結構沒有產生失穩的整體滑動，這表明，格構岸壁保護結構的整體穩定性是有保證的。

圖10 應力水平等值線圖

5 結論

該項研究對格構岸壁保護結構穩定性進行了基坑開挖的三維非線性彈性有限元分析。通過計算分析得到如下結論：

（1）海河隧道岸壁保護結構的主要應力為拉應力，在與河道平行岸壁保護結構面上的最大拉應力可為30 MPa以上，壓應力在10 MPa以下。說明岸壁保護結構主要為拉伸變形。

（2）岸壁保護結構的位移方向沿河道方向為以互相分開為主，底部有一定的相向位移；在垂直河道方向為向基坑側變形，且頂部的位移量要大于底部的位移量，位移差為6.4 cm；豎向位移為靠河側彈起，靠干塢側沉降?？傮w變形為向干塢傾斜。

（3）河道的開挖導致岸壁保護結構更加傾斜，即頂部向干塢的位移加大，底部向干塢的位移減小。因此，河道的開挖將使岸壁保護結構穩定性變差。

（4）計算得到地基中的應力水平結果表明，對于格構岸壁保護結構來說，地基中并未出現一塊完全貫通的破壞區，即岸壁保護結構沒有產生失穩的整體滑動。這表明，格構岸壁保護結構的整體穩定性是有保證的。

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