天津海河隧道岸壁保护有限元分析

王艳宁，史庆春，袁有为，邱长林

（1.天津市市政工程设计研究院 滨海分院，天津 300051；2.天津大学，天津 300072）

1 概述

中央大道海河隧道工程位于天津市滨海新区于家堡中心商务区和东西沽地区，是沟通滨海新区中心商业商务区海河南北两岸的重要通道。工程建设主要内容包括南、北岸壁保护、南岸干坞、基槽浚挖、管段制作、沉放、对接；隧道支护、主体结构；津沽公路立交桥、道路工程等主要土建部分。

在岸边段结构施工尤其是近岸基槽浚挖时，势必对原两岸建筑物造成影响。设计采用地下墙构筑的格构式重力挡土墙作为施工期间沿岸建筑物的保护结构，称为岸壁保护结构。格构式挡墙根据基槽挖深墙深度也相应变化。其中海河北侧挖深8.5～24.0 m，采用 23.2～31.8 m、31.8～43.6 m、43.6～54.5 m深地下墙构筑的格构式挡墙结构。为增加格构式挡墙的整体刚度，在格构式重力墙内基槽浚挖面上、下3～5 m范围内采用旋喷桩进行加固，且在格构内、地面下3 m处设置一块厚1 m的钢筋混凝土板。为了保证隧道工程的顺利实施，必须对岸壁保护结构进行稳定安全性分析。

2 计算模型

本文在确定了有地下连续墙时基坑开挖的三维非线性弹性有限元分析方法的基础上，在Abaqus平台上实现了Duncan－Chang本构模型及基坑开挖反应分析方法。

基坑的开挖范围为深度12.4 m，平面约为250 m×240 m。在模型中，为了减小边界条件选取对计算结果的影响，高程范围为2.5～－100 m，岸上部分范围取为320 m×600 m。河道宽度为250 m，河底标高为－7.5 m，计算水位为2.5 m。

地基土体为三维4节点四面体实体单元，搅拌桩重力式挡墙也为三维4节点四面体实体单元。水泥土搅拌桩止水帷幕、岸壁保护结构中的格构和钢管桩区域简化壳单元，和地基土之间固结，即相互之间不能相互移动。划分的单元如图1所示。

图1 基坑土体和岸壁保护结构横型

边界条件为：底部为三个方向固结，无法变形；四周水平方向固结，但竖向自由，即只可以产生竖向变形。

模拟的开挖过程包括干坞的开挖、暗埋段的开挖和河道的开挖三个部分。

3 计算步骤

（1）施加地基重力、岸上边载（20 kPa），模拟地应力；

（2）水泥土搅拌桩止水帷幕、岸壁保护地下连续墙和钢管桩施工，施加河流中的静水压力，同时基坑开挖到底标高为－1.70 m；

（3）基坑开挖到底标高为－5.80 m；

（4）基坑开挖到底标高为－9.90 m；

（5）基坑内暗埋段开挖至－22.8 m；

（6）河道开挖至-22 m。

开挖完成以后，地基的模型如图2所示。

图2 开挖完成后的地基模型

水泥土搅拌桩为线弹性模型，E=120 MPa，μ=0.3，厚度为1.2 m。岸壁保护结构中的格构墙为线弹性模型，E=2.1×104 MPa，μ=0.25，厚度为 2 m。钢管桩为线弹性模型，E=2.1×104 MPa，μ=0.25，厚度为1 m。

土体为Duncan-Chang模型，其参数如表1所列。水泥土搅拌桩重力式挡土墙及岸壁保护结构中的加固土体为线弹性模型，E=120 MPa，μ=0.3。

表1 土体的计算参数表

4 计算结果

4.1 岸壁保护结构的应力

河道开挖后的应力分布如图3所示。图3的结果表明，岸壁保护结构在荷载作用下主要受拉应力，仅在岸壁保护的底部有少部分的压应力，而且压应力的值比较小，最大值在10 MPa以下，因此可以认为岸壁保护结构的变形基本上为拉伸变形。

图3结果还表明，在平行河道方向的岸壁保护结构中，最大的拉应力约为30 MPa，位于岸壁保护的中间部分。由于岸壁保护内土体加固区位置简化为该位置，因此可以认为最大拉应力位置在加固区位置附近。

图3 应力等值线图

4.2 格构岸壁保护结构变形特性

4.2.1 水平向变形

河道开挖后岸壁保护结构的水平向变形等值线如图4所示，矢量如图5所示。从图4a.中可以看出，在干坞开挖和河道开挖的双重作用下，岸壁保护结构向干坞方向产生位移。这主要的原因是干坞的开挖范围大于河道的开挖范围，而且干坞的开挖范围为一个近似的四边形，长度和宽度基本相同，而河道的开挖横断面和岸壁保护结构相平行，因此河道侧的抵抗变形的刚度要远大于干坞侧的刚度，这导致了岸壁保护结构向干坞方向变形；另一方面，由于干坞抽水，干坞内的水压力小于河中的水压力，使岸壁保护结构在河一侧受到了向干坞方向的水平向水压力，这也导致岸壁保护结构向干坞内产生变形。

b.沿河道方向位移图4 岸壁保护结构的水平向位移等值线图

图5 岸壁保护结构的水平向位移矢量图

从图4a.还可以看出，岸壁保护结构垂直河道方向的变形是上部大、下部小，即越上部向基坑内的变形越大，50余米高的岸壁保护结构的最大变形量为6.4 cm，弯曲度比较小，而且由于格构岸壁保护结构的刚度非常大，其垂直河道方向的变形沿深度变化基本上为线性关系，如图6所示。

图6 岸壁保护结构垂直河道变形沿高程变化图

图4b.表明，岸壁保护结构干坞侧在沿河道方向的位移是向两侧分开的，仅在底部有一定的相向位移，而河道侧在沿河道方向的位移是向中间移动的。这是因为岸壁保护结构变形是由于岸壁保护结构向干坞内变形，而且中间变形大、两侧变形小，导致了岸壁保护结构产生了一定的绕竖向的转动。图5矢量图也说明了该现象。

4.2.2 竖向变形

岸壁保护结构的竖向变形如图7所示。图7表明，岸壁保护结构在干坞侧为沉降，而在河侧为弹起变形，即该结构向干坞方向倾斜。这和岸壁保护结构的水平向变形趋势是一致的。

4.3 河道开挖对变形影响

基坑和暗埋段开挖后，岸壁保护结构的水平向位移如图8所示。从图8a.中可以看出，干坞开挖后，岸壁保护结构向干坞方向产生位移，且岸壁保护结构垂直河道方向的变形是上部大、下部小，即越上部向干坞内的变形越大。

图7 岸壁保护结构的竖向变形等直线图

b.沿河道方向位移图8岸壁保护结构的水平向位移等值线图

通过对比图8和图4可以发现，由于河道的开挖，导致了岸壁保护结构变形更加倾斜，即开挖完河道后，岸壁保护结构上部朝干坞内的变形增大，而底部朝干坞内部的变形减小。这主要的原因是开挖基坑后，岸壁保护结构的稳定性主要依靠河道侧地基土体的稳定性提供的，开挖河道后，这一部分土体被开挖移走，导致岸壁保护结构的稳定性降低，倾斜程度加大，如图9所示。因此，在河道开挖时应注意岸壁保护结构的安全性。

4.4 格构岸壁保护结构附近的破坏区

由于Duncan-Chang模型为非线性弹性模型，其无法通过塑性区来辨别其破坏区域。但是该模型中有一参数为应力比，该参数的意义为剪应力和抗剪强度之比，因此可以通过该参数近似判断土体的破坏区域。在此可以认为当应力水平达到0.95以上时，土体剪切破坏。

图9 岸壁保护结构垂直河道变形比较图

图10为应力水平等值线图域。从图10可以看出，破坏区域集中在河道开挖的底部靠近岸壁保护结构的地基区域，而在其它区域，特别是岸壁保护结构的干坞侧地基土体破坏区域比较小。图形说明，对于格构岸壁保护结构来说，地基中并未出现一块完全贯通的破坏区，即岸壁保护结构没有产生失稳的整体滑动，这表明，格构岸壁保护结构的整体稳定性是有保证的。

图10 应力水平等值线图

5 结论

该项研究对格构岸壁保护结构稳定性进行了基坑开挖的三维非线性弹性有限元分析。通过计算分析得到如下结论：

（1）海河隧道岸壁保护结构的主要应力为拉应力，在与河道平行岸壁保护结构面上的最大拉应力可为30 MPa以上，压应力在10 MPa以下。说明岸壁保护结构主要为拉伸变形。

（2）岸壁保护结构的位移方向沿河道方向为以互相分开为主，底部有一定的相向位移；在垂直河道方向为向基坑侧变形，且顶部的位移量要大于底部的位移量，位移差为6.4 cm；竖向位移为靠河侧弹起，靠干坞侧沉降。总体变形为向干坞倾斜。

（3）河道的开挖导致岸壁保护结构更加倾斜，即顶部向干坞的位移加大，底部向干坞的位移减小。因此，河道的开挖将使岸壁保护结构稳定性变差。

（4）计算得到地基中的应力水平结果表明，对于格构岸壁保护结构来说，地基中并未出现一块完全贯通的破坏区，即岸壁保护结构没有产生失稳的整体滑动。这表明，格构岸壁保护结构的整体稳定性是有保证的。

[1]王艳宁，张兴业，袁有为，等.沉管隧道有限元与等效质点抗震分析比较[J].地下空间与工程学报.2011，（10）.

[2]邱长林.岸壁保护结构有限元分析报告[Z].2008.

[3]韩大建，周阿兴，黄炎生.珠江水下沉管隧道的抗震分析与设计（Ⅰ）-时程响应法 [J].华南理工大学学报 （自然科学版），1999，（11）.

[4]韩大建，唐增洪.珠江水下沉管隧道的抗震分析与设计（Ⅱ）-行波法[J].华南理工大学学报（自然科学版），1999,（11）.

[5]叶国强，金先龙.计算机三维数值仿真技术在上海隧道工程地震安全评估中的应用[J].地下工程，2005，（06）.