天津西站至天津站地下直徑線盾構法穿越金鋼橋方案比選分析

王雪松 ，郭 友 ，栗燕娜

（1.中國市政工程華北設計研究總院，天津市 300074；2.天津市市政工程研究院，天津市 300074）

1 工程概況

連接天津西站與天津站的地下鐵路直徑線是天津鐵路樞紐的重要組成部分，設計為鐵路Ⅰ級雙線動車組列車隧道。線路自天津西站途經河北大街快速路立交橋、泰達城規劃小區,向南沿子牙河敷設,穿越慈海橋、南運河、金剛橋、獅子林橋后,下鉆海河、勝利路、京山線,最后進入天津站。線路全長5.005 km，其中盾構隧道長2.146 km,結構斷面形式為圓形,采用泥水平衡盾構機從天津站向天津西站方向掘進。2006年9月開始天津地下直徑線的定測工作。兩條路線方案分別從海河東西兩岸穿越金剛橋，其中方案一即海河西岸方案是從金剛橋左側的6號墩和7號墩之間穿越，方案二即海河東岸方案是從橋右側的9號墩和10號墩之間穿越。

金鋼橋1996年改建，為三跨中承式無推力鋼管混凝土拱橋，橋梁全長600 m，橋寬15 m。設計荷載標準：汽車—20級，掛車—100。圖1為方案穿越金鋼橋樁基立面位置示意圖。

圖1 方案穿越金鋼橋樁基立面位置示意圖（單位：m）

方案一：盾構從金鋼橋大胡同側主橋6～7號墩中間穿過。6～7號墩間距25 m。地下直徑線隧道邊緣與6號墩邊樁樁尖最小水平凈距2.02 m，最小垂直凈距3.62 m；地下直徑線隧道邊緣與7號墩邊樁樁尖最小水平凈距3.68 m，豎向位置在灌注樁的中部。隧道軌面埋深32.99 m，洞頂覆土24.94 m。

方案二：盾構從金鋼橋中山路側引橋的9、10號墩中間穿過。9～10號墩間距20 m。地下直徑線隧道邊緣與9號墩邊樁樁尖最小水平凈距2.08 m，最小垂直凈距4.89 m，地下直徑線隧道邊緣與10號墩邊樁樁尖最小水平凈距4.10 m，最小垂直凈距離為4.29 m。隧道軌面埋深33.82 m，洞頂覆土25.77 m。

2 盾構穿越金剛橋樁基數值模型的建立

2.1 模型選取

模型采用平面應變計算模型，計算區域取水平100 m，豎向取70 m。左右邊界設置水平約束，底部邊界設置垂直約束，上部為自由邊界。

2.2 材料參數選取

根據工程地質勘察報告，在盾構穿越金鋼橋樁基的有限元分析模型區域內，自上而下共分布23個土層。土體采用平面應變單元、Mohr-Coulomb彈塑性模型進行模擬，將樁、隧道襯砌簡化為梁單元按彈性材料考慮。計算模型材料參數如表1、表2所列。

2.3 施工步驟模擬

根據相關盾構資料，盾構施工過程中整體狀態控制較好的情況下，地層損失率可控制在0.5%～1%；計算中考慮管片脫離盾尾，同步注漿完全填充管片和土體空隙前，土體應力釋放率控制在15%內，之后土體應力完全釋放。

施工步驟考慮為3步：

（1）地層施加初始應力場，在地表作用地面超載，在樁上作用力；

（2）盾構推進過程中，管片脫離盾尾后，同步注漿完全填充管片和土體的空隙并達到強度前，土體應力釋放率取15%；

表1 土體材料參數

表2 模型材料參數

（3）壁后注漿達到強度后，管片充分發揮支撐作用，土體應力釋放剩余的85%。

盾構穿越土層后在地面形成沉降槽，盾構頂最大沉降值為2.28 cm。天津地區類似大直徑盾構推進過程中引起的地面沉降值一般為+1～-3 cm，計算模擬數值與實際情況相符，因此所采用的地層參數和土體應力釋放系數是合理的。圖2為地面沉降曲線。

圖2 地面沉降曲線

2.4 兩方案具體模擬參數

方案1海河西岸方案 :盾構左上側為4排方樁，群樁上作用力12496 kN，模型中方樁上作用力取255 kN/m；盾構右側為2排鉆孔灌注樁，群樁上作用力112235 kN，模型中鉆孔灌注樁上作用力取2120 kN/m；地面超載20 kPa。

方案2海河東岸方案：盾構左側8號墩由2排直徑2 m的鉆孔灌注樁組成，樁群上作用力112467 kN，模型中鉆孔灌注樁上作用力取2130 kN/m；盾構左上側和右上側的9號墩和10號墩均由3排方樁構成。群樁上作用力分別為10305 kN、11778.36 kN，計算模型中方樁上作用力為238 kN/m；地面超載20 kPa。

3 計算結果及分析

3.1 方案一海河西岸方案計算結果及分析

方樁朝隧道方向產生水平變形，其中樁端最大變形1.14 cm。灌注樁由于受到隧道變形影響，產生扭曲變形，隧道軸線以上產生背離隧道的變形，最大值為6.7 mm，軸線以下產生朝向隧道的變形，最大值為4.2 mm。圖3、圖4分別為6號墩右側、7號墩左側方樁水平變形圖。

圖3 6號墩右側方樁水平變形圖

圖4 7號墩左側方樁水平變形圖

方樁軸力增量均為負，說明方樁在樁頂力作用下產生的沉降大于樁側土體的沉降，樁側摩阻力沿樁長增加。灌注樁基本以隧道洞底為界，以上軸力增量為正，樁基沉降小于樁側土體的沉降，樁側摩阻力沿樁長減小；以下軸力增量為負，以下樁基沉降大于樁側土體的沉降，樁側摩阻力沿樁長增加。圖5、圖6分別為6號墩右側方樁、7號墩左側灌注樁軸力增量圖。

圖5 6號墩右側方樁軸力增量圖

圖6 7號墩左側灌注樁軸力增量圖

由于方樁整體產生朝向隧道的變形，其彎矩變化不大。灌注樁在隧道影響范圍內彎矩增量較大，最大正彎矩573.6 kN·m/m，最大負彎矩-412.7 kN·m/m。見圖7、圖8。

圖7 6號墩右側方樁彎矩增量圖

圖8 7號墩左側灌注樁彎矩增量圖

3.2 方案二海河東岸方案計算結果及分析

方樁產生朝隧道方向的變形，其中樁端變形最大，9號墩右側方樁達6.5 mm，10號墩右側方樁達7.2 mm。灌注樁由于受到隧道變形的影響，發生扭曲變形，正負水平最大變形值均約6 mm。見圖9～圖11。

圖9 9號墩右側方樁水平變形圖

圖10 號墩左側方樁水平變形圖

圖11 8號墩左側灌注樁水平變形圖

9號墩、10號墩方樁軸力增量情況相似，大部分為負，僅在近隧道處出現了正的軸力增量，說明在樁頂力作用下發生的沉降大于樁側土體的沉降，因此樁側摩阻力沿樁長增加。見圖12、圖13。

圖12 9墩右側方樁軸力增量圖

圖13 10號墩左側方樁軸力增量圖

9號墩、10號墩方樁整體產生朝向隧道的變形，因此彎矩增量反對稱，彎矩增量均不大。見圖14、圖15。

圖14 9號墩右側方樁彎矩增量圖

圖15 10號墩左側方樁彎矩增量圖

由于8號墩距隧道較遠，其樁基受隧道變形影響小，灌注樁本身的沉降則相對較小，樁側摩阻力減小，樁基軸力增加，但其量值不大，最大為98.207 kN/m。彎矩增量情況與方案一相似，最大的彎矩增量為202.16 kN·m/m。見圖16、圖17。

圖16 8號墩右側方樁軸力增量圖

圖17 8號墩右側方樁彎矩增量圖

為了進一步確定方案的可行性，對方案1中盾構周邊4 m范圍內土層進行注漿加固，計算加固后相關參數的變化情況，地層加固后的計算結果。見圖18～圖23。

圖18 加固后6號墩右側方樁水平變形圖

圖19 加固后 7號墩左側灌注樁水平變形圖

圖20 加固后6號墩右側方樁軸力增量圖

圖21 加固后7號墩左側灌注樁軸力增量圖

圖22 加固后6號墩右側方樁彎矩增量圖

圖23 加固后7號墩左側灌注樁彎矩增量圖

無論是方樁還是灌注樁，加固后樁基的變形減小十分明顯，軸力增量變化不大，彎矩增量則有所減小，因此對盾構附近地層進行加固是改善盾構對樁基影響的有利措施。

4 方案分析與結論

綜合兩個方案中的相關數據及分析，可以得出如下結論：

（1）盾構穿越樁基引起的變形可以看出：灌注樁剛度大、樁長長，其沉降量較小；方樁樁頂位于盾構上方，受隧道變形影響較大。

（2）盾構在無樁情況下的地表沉降占很大的比重，因此要減少樁頂沉降，首先要保證盾構在無樁情況下的地表沉降控制能滿足變形要求。

（3）盾構周邊一定范圍內土層進行注漿加固能有效地減小變形，因此對盾構附近地層進行加固是改善盾構對樁基影響的有利措施。

（4）方樁的軸力增量一般為負，即方樁的沉降大于周圍土層，其樁側摩阻力是增加的；灌注樁在軸力增量出現了有正有負的情況，這說明灌注樁的樁側摩阻力會產生減小的情況，但減小的量值不大。

（5）方樁的彎矩增量很小，兩個方案相差不大；灌注樁的彎矩增量較大。

綜合以上結論：地下直徑線海河東、西岸方案穿越金剛橋在技術上是可行的。盾構施工對橋梁的地基承載力影響不大，橋梁承載力能滿足要求；盾構施工對樁基會產生一定的變形影響，宜采取一定的措施保證樁基及結構的安全。考慮到橋梁結構現狀，建議采用海河西岸方案。

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