地鐵盾構下穿某橋梁的安全影響評估

吳慶慶 （舒城縣建筑工程質量安全監督站，安徽 六安 231300）

0 引言

隨著我國社會主義市場經濟的蓬勃發展，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、節省地面空間、交通干擾較少等諸多優點得以快速發展。城市地鐵盾構施工穿越路線長、地質狀況復雜、涉及的地面建（構）筑物較多，因此研究地鐵盾構穿越施工對建（構）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 預應力混凝土等截面連續箱梁，箱梁混凝土強度等級為C50軌道線隧道側穿橋梁基礎，橋梁主墩采用柱下鉆孔灌注樁基礎，主橋基礎灌注樁距隧道（右線）邊緣最近距離約為3.0 m。隧道與橋梁相對位置關系平面示意圖見圖1，橋梁基礎與隧道相對位置關系剖面示意圖見圖2。

圖1 區間工程與橋梁相對位置關系平面圖

圖2 區間工程與橋梁相對位置關系剖面圖

2 橋梁現狀及工程地質概況

2.1 橋梁歷史及現狀調查

工程于2014 年建成并投入使用至今，設計圖紙資料齊全。該工程設計使用功能與現場調查情況基本一致，作為城市快速路使用，未見明顯對混凝土構件存在腐蝕性的氣、液相物質，使用過程中未發生功能改變以及受災等情況，目前使用狀況良好。

2.2 工程地質概況

根據鉆探資料及室內試驗結果，場地內各巖土層及物理力學性能指標如表1所示。

表1 巖土主要物理力學性能指標匯總表

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，結果見表2。

表2 主橋順橋向既有差異沉降檢測結果

4 既有橋梁基礎允許變形能力評估

鋼筋混凝土橋承載能力極限狀態，根據檢測結果按照式（1）進行計算評定:

4.1 基于現狀檢算所需各計算參數的確定

4.1.1 承載能力檢算系數Z1的確定

承載能力檢算系數Z1是根據結構或構件的實際技術狀況，對結構或構件的抗力進行折減或提高。根據目前的整體技術狀況，其承載能力檢算系數Z1首先按式（2）確定結構技術狀況評定值D，在此基礎上構件的受力模式根據《公路橋梁承載能力檢測評定規程》（JTG/T J21-2011）確定結構承載能力檢算系數Z1，如表4所示。

式中：αj為某一項檢測指標的權重值，，跨線橋承載能力檢算系數的檢測指標權重見表3 所示；Dj為結構或構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Z1的檢測指標權重值

表4 承載能力檢算系數Z1的確定

4.1.2 配筋混凝土截面折減系數ξc的確定

對鋼筋混凝土連續梁橋，由于材料風化、物理與化學損傷引起的結構或構件有效截面損失，對結構構件截面抗力效應會產生影響。在檢算結構抗力效應時，可用截面折減系數計算這一影響，計算結果見表5。

表5 上部結構截面折減系數ξc計算結果表

4.1.3 承載能力惡化系數ξe的確定

對鋼筋混凝土連續梁橋，承載能力惡化系數計算結果見表6。

表6 橋梁上部結構承載力惡化系數ξe計算結果表

4.1.4 鋼筋截面折減系數ξs的確定

經現場檢查，橋主梁、橋墩未見沿鋼筋出現的裂縫，截面鋼筋截面折減系數ξs可取1.00。

4.2 計算荷載

4.2.1 恒荷載

一期恒載：結構重量按設計尺寸計算。

二期恒載：80 mm 厚C40 混凝土橋面現澆層，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

根據現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μ 按照《公路橋涵設計通用規范》（JTG D60-2004），當1.5Hz ≤f ≤14Hz 時，沖擊系數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《公路橋涵設計通用規范》（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《公路橋涵設計通用規范》（JTG D60-2004）和《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》（JTG D62-2004）為標準進行檢算，結構按全預應力混凝土結構進行檢算。全橋共計96個單元、97個節點，計算模型見圖3。

圖3 縱向計算模型

4.4 計算說明

本次計算考慮了結構荷載、移動荷載、整體升降溫以及溫度梯度等方面對結構承載能力的影響，并通過計算不同支座沉降量下上部結構的正截面內力應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《公路橋涵設計通用規范》（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果見圖4、圖5。

圖4 主梁最大彎矩包絡圖

圖5 主梁最小彎矩包絡圖

②沉降5 mm 時使用階段正截面抗裂驗算

規范規定，“全預應力混凝土構件，在作用（或荷載）的短期效應的組合下，需滿足σst- 0.85σpc≤0。”結果見圖6。

圖6 主梁短期組合下最小應力包絡圖

圖7 主梁短期組合下最小應力包絡圖

圖8 主梁長期組合下最小應力包絡圖

圖9 主梁主拉應力包絡圖

圖10 主梁主拉應力包絡圖

在短期組合下主梁中支點出現0.2 MPa拉應力，不滿足規范要求。

由于本橋在設計說明及圖紙中未提及本橋的預應力類型，可按部分預應力混凝土進行驗算。

規范規定，“部分預應力混凝土構件，在作用（或荷載）的短期效應的組合下，需滿足σst-σpc≤0.7ftk，但在荷載長期效應組合下σlt-σpc≤0。”

在短期組合下拉應力均小于1.855 MPa，在長期組合下未出現拉應力，滿足規范要求。

③沉降5 mm 時使用階段斜截面抗裂驗算

規范規定，全預應力混凝土構件，在作用（或荷載）的短期效應的組合下，澆筑構件需要滿足σtp≤0.4ftk。

根據主拉應力的包絡圖可知，采用全預應力混凝土進行驗算，主梁主拉應力均小于1.06 MPa（支點結果失真不在統計范圍），滿足規范要求。

根據主拉應力的包絡圖可知，采用部分預應力混凝土進行驗算，主拉應力均小于1.325 MPa（支點結果失真不在統計范圍），滿足規范要求。

④沉降5 mm 時使用階段正截面壓應力驗算

規范規定，“對于未開裂構件，使用階段預應力混凝土受彎構件正截面混凝土壓應力需要滿足σkc+σpt≤0.5fck。”

根據圖11 可知，正截面壓應力均小于16.2 MPa，滿足規范要求。

圖11 主梁標準組合下上下緣最大壓應力

⑤沉降5 mm 時使用階段斜截面壓應力驗算

對于使用階段預應力混凝土受彎構件，其斜截面混凝土主壓應力需要滿足σcp≤0.6fck。

根據斜截面主壓應力圖可知，主壓應力均小于19.44 MPa，滿足規范要求。

因此，沉降5 mm 時，除正截面抗裂驗算若按全預應力混凝土構件驗算不滿足外，其余均滿足規范要求。若按部分預應力混凝土構件驗算，主梁各項指標均滿足規范要求。

4.5.2 工況2：沉降8 mm

經計算，沉降8 mm 時，按部分預應力混凝土構件驗算，主梁各項指標均滿足規范要求。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果見圖12、圖13。

圖12 主梁標準組合斜截面最大壓應力

圖13 主梁最大彎矩包絡圖

圖14 主梁最小彎矩包絡圖

圖15 主梁短期組合下最小應力包絡圖

圖16 主梁長期組合下最小應力包絡圖

圖17 主梁主拉應力包絡圖

②沉降10 mm 時使用階段正截面抗裂驗算

規范規定，“部分預應力混凝土構件，在作用（或荷載）的短期效應的組合下，需滿足σst-σpc≤0.7ftk，但在荷載長期效應組合下σ1t-σpc≤0。”

根據短期荷載效應組合下截面法向拉應力圖可知，在短期組合下拉應力均小于1.855 MPa，在長期組合下未出現拉應力，滿足規范要求。

③沉降10 mm 時使用階段斜截面抗裂驗算

規范規定，“部分預應力混凝土構件，在作用（或荷載）的短期效應的組合下，澆筑構件需要滿足σtp≤0.5ftk。”

根據主拉應力的包絡圖可知，采用部分預應力混凝土進行驗算，主拉應力大于1.325 MPa（支點結果失真不在統計范圍），不滿足規范要求。

④沉降10 mm 時使用階段正截面壓應力驗算

規范規定，“對于未開裂構件，使用階段預應力混凝土受彎構件正截面混凝土壓應力需要滿足σkc+σpt≤0.5fck。”

根據圖18 可知，正截面壓應力均小于16.2 MPa，滿足規范要求。

圖18 主梁標準組合下上下緣最大壓應力

圖19 主梁標準組合斜截面最大壓應力

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力驗算

對于使用階段預應力混凝土受彎構件，其斜截面混凝土主壓應力需要滿足σcp≤0.6fck。

根據斜截面主壓應力圖可知，主壓應力均小于19.44 MPa，滿足規范要求。

因此，沉降10 mm 時，按部分預應力混凝土構件驗算，主梁斜截面抗裂驗算不滿足規范要求。

由有限元分析結果表明：當支座沉降8 mm 以內時，主梁內力及應力按照部分預應力混凝土進行驗算，各項指標均滿足規范要求；當支座沉降10 mm 以內時，主梁內力及應力按照部分預應力混凝土進行驗算，主梁斜截面抗裂驗算不滿足規范要求。因此計算允許差異沉降為8 mm。

根據《公路橋涵地基與基礎設計規范》（JTG D63-2007）規定，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，相應沉降率為0.229‰。

5 盾構施工對橋梁影響分析

5.1 土體計算參數

采用小應變土體硬化（HS-Small）本構模型對各土層進行模擬。盾構管片采用板（plate）單元進行模擬，采用彈性本構模型，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

模型計算步設計為：初始地應力平衡；激活樁基礎、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。通過凍結隧道內土體單元來表示土體的開挖。

5.3 計算結果分析

5.3.1 土體變形

計算表明，盾構產生的地層損失使得隧道底部產生了隆起，隧道頂部產生沉降。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 承臺基礎的變形

計算表明，盾構施工使鄰近承臺基礎產生的變形相對較大，而遠離盾構工作面的承臺基礎變形相對較小。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 響范圍內承臺編號

經計算，區間隧道盾構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生最大豎向沉降為-9.68 mm。

②左線貫通后，盾構施工使橋梁工程橋墩承臺產生的最大豎向沉降為-2.64 mm，位于C23 位置處；雙線貫通后，盾構施工使橋梁工程橋墩承臺產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

根據結構檢測、結構計算及軌道交通穿越施工變形預測，得到結果見表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，結構尚有一定變形儲備，表明隧道盾構施工可正常施工。

6.2 控制指標

綜合結構檢測現狀等因素，最終確定結構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‰，相應控制差異沉降量在3.9～5.9 mm。

7 橋梁使用狀態綜合評判

通過上述檢測、評估、分析，現階段橋梁可滿足正常使用；盾構穿越施工后，結構尚有一定變形儲備；但應對橋梁進行實時監測，嚴格監控橋墩及上部承重構件的裂縫開展情況。

8 建議

盾構施工是影響橋梁結構安全及正常使用的關鍵因素，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沉降。

應對周圍地表位移等進行實時監測（包括地表沉降監測、地下水監測等），豎向位移監測點應布設在橋墩（或承臺）上（主要監測差異沉降率）；合理設定監測預警值并及時將監測數據反饋給委托方或相關單位，監測單位應加強與安全評估單位的銜接。

盾構施工過程中應注意排水設施的設置與維護，避免地下水及地表水的滲入引發安全事故。

施工前制定詳細的應急預警方案和應急搶險機制，并根據現場監測數據及時調整施工進度和施工工藝，對存在安全隱患的區域應通過加固等措施予以排除。