考慮地層蠕變效應的橋梁樁基施工對鄰近運營地鐵隧道的影響

錢葉琳, 張振華, 崔文天*, 蘇穎, 奚邦祿, 徐恒暉

(1.安徽省路港工程有限責任公司, 合肥 230022; 2.合肥工業大學土木與水利工程學院, 合肥 230009)

近年來,隨著中國社會經濟和城市規模的快速發展,交通需求不斷增大、用地資源緊張,很多城市出現交通擁堵和癱瘓的現象[1-2]。為緩解城市交通壓力,節約城市用地,地鐵軌道和高架橋快速路逐漸在各大城市中修建,然而在城市交通開發過程中,由于空間受限,在已建成的地鐵隧道附近進行高架橋梁樁基施工也愈發常見,如貴陽2號線[3]、杭州1號線[4]、天津2號線[5]地鐵隧道附近均進行了樁基施工。如果樁基施工處理不當,容易引起鄰近地鐵隧道發生變形,出現管片破損和滲漏水等病害,嚴重情況下甚至導致隧道結構破壞,造成公共財產損失,危及人民生命安全[6-7]。因此,研究緊鄰地鐵隧道橋梁樁基施工對地鐵隧道安全運營具有重要意義。

目前,已有較多研究對高架樁基施工影響鄰近地鐵隧道安全的問題展開探討,張戈[8]對試樁施工期間各項運營地鐵隧道監測數據進行處理和分析,發現軟土層鉆孔樁基施工中使用鋼套管可以有效減小鄰近地鐵隧道的變形;淤泥地質場地中可通過合理的施工順序降低樁基施工對運營地鐵隧道的影響。張斌等[9]深入分析了軟土地區緊鄰地鐵區域樁基施工的隧道保護方法,總結了隧道結構保護的管理流程,并對隧道安全監測標準(包括監測內容、點位布設、監測方法、頻率、控制指標、數據分析等)進行了實例研究。喬麗平[10]采用布辛奈斯克求解法得到樁基施工荷載對鄰近運營地鐵隧道產生的影響,利用有限元軟件Midas GTS建立樁基、土體以及地鐵隧道模型,分析了沉樁施工的擠土效應。丁智等[11]利用 Plaxis 軟件中的隧道模擬器分析了不同樁基-地鐵隧道(樁-隧)位置、隧道埋深、水平凈距、樁基半徑等因素對鄰近運營地鐵隧道的影響。張超等[12]依托某地鐵車站區間隧道上部新建客運專線的工程實例,建立三維數值模型,針對不同旋進深度情況下的鋼套管施工對運營地鐵隧道的影響進行分析,建議在鄰近隧道設置應力釋放孔來提高施工安全性。Yoo[13]通過數值模擬方法研究了各種樁-隧間距條件下樁基施工對鄰近地鐵的影響。Lueprasert等[14]提出了新建樁基與相鄰地鐵隧道的施工影響區。綜上所述,針對樁基施工對鄰近運營地鐵隧道安全的影響研究多采用數值模擬手段,通過模擬各種保護措施、施工方式等盡可能減少樁基施工對隧道的不良影響。然而在大多數樁基開挖對鄰近地鐵影響的數值模擬中,常賦予樁基和地鐵隧道周圍的黏土體彈塑性本構模型(如Mohr-Coulomb模型、Drucke-Prager模型等),無法準確分析運營地鐵附近樁基開挖引起的黏土體蠕變對隧道結構的長期擾動效應,缺乏運營地鐵周圍黏土體的時效變形對隧道安全的影響研究,所以有必要開展相應研究以滿足設計和施工要求。

現以合肥市文忠路高架快速路與地鐵3號線并線區間橋梁樁基礎施工為工程背景,取現場原狀土樣開展黏土蠕變實驗,據此建立考慮地層蠕變特性的三維有限元模型,并與現場監測數據進行對比分析,進一步探討高架橋樁基施工對鄰近運營地鐵的擾動效應,以期為地鐵隧道附近橋梁樁基安全施工提供參考和借鑒。

1 工程概況

h1、h2為高架橋橋墩柱的高度;L為樁基長度圖1 地鐵隧道、高架橋和樁基位置Fig.1 Positions of the subway tunnel, bridge and piles

2 黏土體蠕變試驗與本構模型確定

2.1 分級卸載蠕變試驗

蠕變試驗的研究對象為新海大道地鐵站附近黃褐色硬塑性黏土,取土深度為10～20 m。考慮到黏土具有結構性,為盡量避免土樣的擾動影響,取樣采用直徑為80 mm、長度為800 mm 的薄壁取土器,取回后置于土樣養護室內進行養護。土樣物理力學性能參數如表1所示。

表1 土樣物理力學性能參數Table 1 Physical and mechanical properties of soil sample

試驗儀器采用全球配送服務(globe distribution service,GDS)三軸流變試驗系統進行分級卸荷蠕變試驗,如圖2所示。

圖2 GDS三軸流變試驗系統Fig.2 The GDS triaxial rheological test system

采用原狀土樣作為試驗土樣,試樣的尺寸直徑39. 1 mm、高度80 mm,依據《土工試驗方法標準》(GB/T 50123—2019) 要求,結合土體在自然條件下的初始應力狀態以及實際樁基開挖卸荷過程中,不同深度附近土體的應力狀態,確定蠕變試驗軸壓和圍壓,蠕變試驗之前,根據取樣深度完成先期K0不等向固結條件(K0為土的靜止土壓力系數),由實驗得K0= 0.5。蠕變試驗方案如表2所示。考慮地鐵隧道拱頂覆土厚度,采用三組蠕變試驗,軸壓分別為200 kPa (10 m埋深)、400 kPa (20 m埋深)和600 kPa (30 m埋深),通過不斷卸載圍壓研究黏土體的蠕變效應。卸載方式采用分級卸載,每隔一定的時間記錄時間、溫度、軸向位移計和體變管水位,蠕變穩定時間標準依據《土工試驗方法標準》(24 h的軸向應變小于累積蠕變軸向應變的1‰～5‰),達到穩定標準后再卸載圍壓。

表2 三軸蠕變試驗方案Table 2 Triaxial creep testing schemes

2.2 蠕變試驗結果分析

蠕變試驗數據由三軸試驗機數據系統采集,得到土體分級卸載全過程曲線,如圖3所示。

圖3 分級卸載圍壓蠕變曲線圖Fig.3 Creep curve of confining pressure in graded unloading

由圖3可知,土體試樣施加圍壓和軸壓后,均出現一定量的彈性瞬時變形,試樣3受軸壓最大,瞬時變形量為2.4%,大于試樣1和試樣2,當土體達到穩定開始卸載圍壓時,也會出現不同程度的瞬時變形,每個試樣的瞬時變形量隨卸載次數逐步遞減;土體試樣發生瞬時變形后進入衰減蠕變狀態,應變量變化速率逐漸減小,試樣分級卸載圍壓后,衰減蠕變階段逐漸消失;當試樣的應變速率趨于穩定時,進入穩定蠕變階段,隨著圍壓的不斷降低,試樣1、試樣2和試樣3快速進入穩定蠕變階段,出現上述現象的原因是在荷載的作用下,原狀土體試樣被不斷壓密,孔隙水排出,顆粒與顆粒間的結合水膜厚度減小,土體有效應力增加,試樣越來越密實。同時,3個土體試樣在分級卸載的過程中,蠕變經過24 h 到達穩定階段,以試樣2為例,在400 kPa軸壓和200 kPa圍壓的共同作用下,蠕變4 h后產生應變量2.35%,蠕變12 h后產生應變量2.68%,占總應變量的96.1%。

2.3 蠕變模型確定

由土樣蠕變曲線可知,土體在加壓后出現彈性瞬時變形,隨后進入衰減蠕變階段并趨于穩定,所以采用廣義Kelvin模型和Burgers模型描述土體蠕變。

分別采用廣義Kelvin模型和Burgers模型擬合初始狀態下,10、20、30 m深的黏土蠕變試驗曲線,結果如圖4所示。廣義Kelvin模型與Burgers模型均能很好地擬合黏土蠕變試驗數據,其中,廣義Kelvin模型的相關系數平均值為0.950,Burgers模型的相關系數平均值為0.984。然而,觀察后半部分擬合曲線發現,Burgers模型擬合曲線后半段是斜率不為零的直線,代表土體進入了等速蠕變階段,即土樣會隨著時間的增加,應變也會增長,然而試驗蠕變曲線表明,土體試驗在24 h后進入穩定蠕變階段,應變不在隨時間的增加而變化。因此,Burgers模型無法準確反應土體試樣在相同軸壓、不同圍壓下的穩定蠕變量,而廣義Kelvin模型能夠準確反應土樣的穩定蠕變,所以采用廣義Kelvin本構模型描述黏土體在開挖卸荷時的蠕變行為較為合適。

圖4 蠕變模型擬合曲線與試驗數據對照Fig.4 The creep model fit curves against the test data

利用FLAC3D軟件二次開發接口,將定義好的廣義Kelvin模型編譯成動態數據鏈庫,通過內嵌方式放置于主程序中,隨后在計算模擬中進行模型調用。

3 數值模擬研究

3.1 數值模型建立與參數確定

取里程 K2+458.85～K2+826.85中工況最為復雜,分別位于區間下行隧道、區間上行隧道西側和中間的工況1 (包含1號和2號樁基) 和工況2 (包含3號和4號樁基) 作為計算模擬工況,其中不同工況中樁基與隧道的凈距如圖5所示。1號樁基和3號樁基作為橋墩承臺樁基位于地鐵隧道西側,最小樁-隧凈距是3.7 m和3.0 m,2號樁基和4號樁基位于上、下行隧道中部,樁-隧凈距為3.1 m。

圖5 樁-隧布置示意圖Fig.5 Pile-tunnel layout schematic diagram

根據現場巖土工程勘察報告和設計資料,考慮模型邊界條件的影響,建立三維有限元網格模型,模型尺寸為140 m×140 m×120 m,整體采用六面體網格,隧道和樁基附近巖土體網格數量密集,每0.5 m劃分一個網格,利用漸變網格劃分遠離隧道和樁基的巖土體,網格數量為883 258,如圖6所示。

圖6 三維數值模型Fig.6 Three-dimensional numerical model

模型上邊界為自由邊界,模型四周及底部采用法向約束。其中,黏土層②采用廣義Kelvin模型,砂巖采用Mohr-coulomb模型。地層自上而下分為素填土層、黏土層①、黏土層②以及砂巖層,所有計算模型物理力學參數如表3所示。

表3 材料物理力學參數Table 3 Physical and mechanical parameters of different materials

根據地勘報告,地鐵隧道拱頂覆土10.8～21.5 m,隧道主要穿越的地層是硬塑性黏土②,深度21.5 m處黏土所受軸壓σ0=γh= 20.0×21.4= 428 kPa,其中,γ為黏土層重度,h為深度,所以選擇初始應力狀態下,20 m深 (軸壓400 kPa) 的黏土蠕變試驗曲線計算蠕變模型參數,計算使用的硬塑性黏土的廣義Kelvin模型參數如表4所示。

表4 蠕變模型參數Table 4 Parameters of creep model

計算方案依據現場樁基施工流程:①樁基成孔6 h;②鋼筋籠下放2 h;③不間斷澆筑混凝土2 h;④混凝土初凝4 h,終凝不超過12 h;⑤第2天進行同一承臺第二個樁基施工。

3.2 數值計算結果分析

根據模擬計算結果,得到兩種工況下,樁基開挖成孔和混凝土澆筑過程中地鐵隧道襯砌的位移變化。隧道襯砌位移監測點布置如圖7所示,其中A點、C點記錄下行隧道豎向位移,E點、G點記錄上行隧道的豎向位移,B點、D點記錄下行隧道水平位移,F點、H點記錄上行隧道水平位移。

工況1中,1號樁基第一根樁開挖后引起隧道周圍土體蠕變,造成下行隧道襯砌隨時間發生位移變化,如圖8所示。計算模擬了1號樁基第一根單樁從開挖成孔到混凝土初凝,14 h內隧道襯砌的豎向沉降量和水平位移量隨施工時間的變化。在樁基開挖成孔階段,襯砌位移量不斷增大,下放鋼筋籠完成后(8 h)進入穩定狀態,下行隧道拱頂A和拱底C的豎向沉降量分別是0.144 mm和0.114 mm,左拱腰B和右拱腰D的水平位移分別是0.175 mm和0.141 mm。

圖8 隧道襯砌位移變化圖Fig.8 Displacements change of the tunnel lining

在工況1,前4 d對區間下行隧道西側3.7 m處的1號樁基進行開挖和澆筑施工模擬,后2 d對2號樁基進行開挖和澆筑施工模擬,隧道襯砌的累計豎向沉降量和水平位移量如圖9所示。

圖9 工況1隧道襯砌位移累計變化圖Fig.9 Cumulative variation displacements of the tunnel lining in condition 1

由圖9可知,樁基開挖后,下行隧道拱頂A和拱底C的豎向沉降量不斷累計增大,樁基開挖是地鐵隧道發生沉降和變形的主要原因,混凝土澆筑過程中隧道的沉降量微小,第6天工況1施工結束后,下行隧道拱頂和拱底的沉降累計量分別是0.824 mm和0.626 mm;下行隧道左拱腰B和右拱腰D朝向開挖側 (西側) 的水平位移不斷增大,第四天1號樁基澆筑完成后,位移量達到最大,分別是0.571 mm和0.457 mm,第5、6天位于下行隧道東側的2號樁基施工后,隧道偏向西側的累計水平位移不斷減小,最終水平位移分別是0.169 mm和0.053 mm,這是因為2號樁基開挖使得隧道附近已經相對穩定的土體再次進入蠕變狀態,下行隧道由西向東反向收斂變形,所以偏向西側累計水平位移下降。由圖5可知,1號樁基和2號樁基均位于上行隧道西側,所以當樁基開挖后,上行隧道拱頂E、拱底G的豎向沉降量不斷累計,最終沉降量分別是0.528 mm和0.402 mm;左拱腰F、右拱腰H的朝向西側的水平位移也不斷增大,最終水平位移分別是0.778 mm 和0.636 mm;隧道襯砌前4 d的豎向沉降量和水平位移量相對于后兩天較小,原因是1號樁基與上行隧道的最小樁-隧凈距超過15 m,與下行隧道的最小樁-隧凈距是3.7 m,所以樁基的施工距離地鐵隧道越遠,造成的影響越小。

工況1樁基施工結束后,區間上行隧道和區間下行隧道的應力分布如圖10所示。土體對地鐵隧道襯砌拱頂和拱底以壓應力為主,應力大小是500 kPa,對襯砌拱腰以拉應力為主,應力大小是250 kPa,所以在地鐵隧道周圍開挖樁基會引起襯砌出現“橫橢圓狀”變形。

圖10 隧道應力云圖Fig.10 Tunnel stress cloud map

在工況2中,3號樁基和4號樁基開挖和混凝土澆筑施工模擬中,區間下行隧道和上行隧道襯砌的累計豎向沉降量和水平位移量如圖11所示。

圖11 工況2隧道襯砌位移累計變化圖Fig.11 Cumulative variation displacements of the tunnel lining in condition 2

由圖9和圖11可知,3號樁基開挖后,隧道襯砌的沉降量和水平位移值明顯大于1號樁基開挖引起的隧道位移量,第6天工況2施工結束后,下行隧道拱頂與拱底的豎向沉降量分別是1.194 mm和0.973 mm;左拱腰和右拱腰在第4天3號樁基澆筑完成后,水平位移累計值達到最大,分別是0.814 mm和0.669 mm,第5、6天后,偏向西側的累計水平位移下降至0.411 mm和0.158 mm;這表明開挖樁基距離地鐵隧道越近,對隧道襯砌豎向沉降和水平位移影響越大,使得截面收斂變形加劇。同時,由工況1和工況2中區間下行隧道襯砌水平位移值的變化可知,采用隧道雙側布樁施工方式能夠有效減少隧道襯砌水平位移量,減輕樁基施工對鄰近運營地鐵隧道的不良影響,有利于隧道結構安全穩定。

4 監測結果與模擬值對比分析

在鄰近運營地鐵隧道的樁基施工過程中,對隧道襯砌結構的水平位移和豎向位移進行監測,采用智能化全站儀 (徠卡TM60) 自動測量拱腰水平位移和拱頂豎向位移,電子水準儀測量道床豎向位移。根據現場實測的數據,保證樁基施工過程中隧道結構的安全,監測點布置和現場監測如圖12所示。根據《城市軌道交通結構安全保護技術規范》(CJJT 202—2013)、《城市軌道交通工程監測技術規范》(GB 50911—2013) 等資料確定施工監測控制標準:隧道襯砌累計豎向沉降/上浮位移不超過5 mm,或變化速率不超過1 mm/d;累計水平位移不超過5 mm,或變化速率不超過1 mm/d。

圖12 地鐵隧道監測斷面示意圖Fig.12 Subway tunnel monitoring section diagram

將工況1中現場監測的地鐵隧道水平變形實測值與數值模擬結果進行對比,下行隧道襯砌實測值與模擬值如圖13所示,上行隧道襯砌實測值與模擬值如圖14所示。

圖13 下行隧道襯砌實測值與模擬值Fig.13 The measured and simulated values of the downward tunnel lining

由圖13監測數據可知,下行隧道西側1號樁基開挖后,襯砌水平位移不斷增大,最大值是0.6 mm,東側2號樁基開挖后,累計水平位移下降至0.1 mm。由圖14監測數據可知,前4 d開挖距離上行隧道超過15 m的1號樁基時,襯砌基本沒有水平位移,后兩天開挖距離上行隧道3.1 m的2號樁基時,襯砌水平累計位移增加至0.8 mm。地鐵隧道水平位移實測值與模擬值均在監測控制標準范圍內,且二者擬合程度較高,趨勢和規律相近,表明了該數值模擬結果合理有效,能夠準確地研究樁基開挖引起鄰近地鐵隧道周圍土體的蠕變效應對隧道結構的影響。

緊鄰運營地鐵的樁基開挖和混凝土澆筑完成后,地鐵隧道管片無新增裂縫、滲水和明顯變形,隧道結構情況良好,如圖15所示。

圖15 地鐵隧道現場調查圖Fig.15 Subway tunnel site investigation map

5 結論

通過開展考慮黏土蠕變效應的橋梁樁基施工對鄰近運營地鐵隧道影響研究,得出主要結論如下。

(1) 不同圍壓作用下,黏土體開挖卸荷蠕變趨勢基本相同,變形分為瞬時變形、衰減蠕變和穩定蠕變三階段,采用廣義Kelvin本構模型能夠較好地描述黏土體開挖卸荷蠕變過程。

(2) 樁基的開挖使得隧道襯砌出現下沉和向外收斂的趨勢,土體對隧道拱頂和拱底以壓應力為主,對襯砌拱腰以拉應力為主,使得盾構管片變形不均勻,呈現“橫橢圓狀”。

(3) 隧道襯砌位移變化與樁-隧最小凈距相關, 凈距越小,影響越大。采用隧道雙側布樁施工方式進行樁基施工能夠有效減少隧道拱腰的水平位移量,有利于運營期地鐵隧道的結構安全。

(4) 根據計算結果和現場實際監測數據可知,考慮地層的蠕變效應,能夠更加準確地研究樁基開挖引起鄰近地鐵隧道周圍土體的時效變形對隧道結構的影響。