天津西站至天津站地下直径线盾构法穿越金钢桥方案比选分析

王雪松 ，郭 友 ，栗燕娜

（1.中国市政工程华北设计研究总院，天津市 300074；2.天津市市政工程研究院，天津市 300074）

1 工程概况

连接天津西站与天津站的地下铁路直径线是天津铁路枢纽的重要组成部分，设计为铁路Ⅰ级双线动车组列车隧道。线路自天津西站途经河北大街快速路立交桥、泰达城规划小区,向南沿子牙河敷设,穿越慈海桥、南运河、金刚桥、狮子林桥后,下钻海河、胜利路、京山线,最后进入天津站。线路全长5.005 km，其中盾构隧道长2.146 km,结构断面形式为圆形,采用泥水平衡盾构机从天津站向天津西站方向掘进。2006年9月开始天津地下直径线的定测工作。两条路线方案分别从海河东西两岸穿越金刚桥，其中方案一即海河西岸方案是从金刚桥左侧的6号墩和7号墩之间穿越，方案二即海河东岸方案是从桥右侧的9号墩和10号墩之间穿越。

金钢桥1996年改建，为三跨中承式无推力钢管混凝土拱桥，桥梁全长600 m，桥宽15 m。设计荷载标准：汽车—20级，挂车—100。图1为方案穿越金钢桥桩基立面位置示意图。

图1 方案穿越金钢桥桩基立面位置示意图（单位：m）

方案一：盾构从金钢桥大胡同侧主桥6～7号墩中间穿过。6～7号墩间距25 m。地下直径线隧道边缘与6号墩边桩桩尖最小水平净距2.02 m，最小垂直净距3.62 m；地下直径线隧道边缘与7号墩边桩桩尖最小水平净距3.68 m，竖向位置在灌注桩的中部。隧道轨面埋深32.99 m，洞顶覆土24.94 m。

方案二：盾构从金钢桥中山路侧引桥的9、10号墩中间穿过。9～10号墩间距20 m。地下直径线隧道边缘与9号墩边桩桩尖最小水平净距2.08 m，最小垂直净距4.89 m，地下直径线隧道边缘与10号墩边桩桩尖最小水平净距4.10 m，最小垂直净距离为4.29 m。隧道轨面埋深33.82 m，洞顶覆土25.77 m。

2 盾构穿越金刚桥桩基数值模型的建立

2.1 模型选取

模型采用平面应变计算模型，计算区域取水平100 m，竖向取70 m。左右边界设置水平约束，底部边界设置垂直约束，上部为自由边界。

2.2 材料参数选取

根据工程地质勘察报告，在盾构穿越金钢桥桩基的有限元分析模型区域内，自上而下共分布23个土层。土体采用平面应变单元、Mohr-Coulomb弹塑性模型进行模拟，将桩、隧道衬砌简化为梁单元按弹性材料考虑。计算模型材料参数如表1、表2所列。

2.3 施工步骤模拟

根据相关盾构资料，盾构施工过程中整体状态控制较好的情况下，地层损失率可控制在0.5%～1%；计算中考虑管片脱离盾尾，同步注浆完全填充管片和土体空隙前，土体应力释放率控制在15%内，之后土体应力完全释放。

施工步骤考虑为3步：

（1）地层施加初始应力场，在地表作用地面超载，在桩上作用力；

（2）盾构推进过程中，管片脱离盾尾后，同步注浆完全填充管片和土体的空隙并达到强度前，土体应力释放率取15%；

表1 土体材料参数

表2 模型材料参数

（3）壁后注浆达到强度后，管片充分发挥支撑作用，土体应力释放剩余的85%。

盾构穿越土层后在地面形成沉降槽，盾构顶最大沉降值为2.28 cm。天津地区类似大直径盾构推进过程中引起的地面沉降值一般为+1～-3 cm，计算模拟数值与实际情况相符，因此所采用的地层参数和土体应力释放系数是合理的。图2为地面沉降曲线。

图2 地面沉降曲线

2.4 两方案具体模拟参数

方案1海河西岸方案 :盾构左上侧为4排方桩，群桩上作用力12496 kN，模型中方桩上作用力取255 kN/m；盾构右侧为2排钻孔灌注桩，群桩上作用力112235 kN，模型中钻孔灌注桩上作用力取2120 kN/m；地面超载20 kPa。

方案2海河东岸方案：盾构左侧8号墩由2排直径2 m的钻孔灌注桩组成，桩群上作用力112467 kN，模型中钻孔灌注桩上作用力取2130 kN/m；盾构左上侧和右上侧的9号墩和10号墩均由3排方桩构成。群桩上作用力分别为10305 kN、11778.36 kN，计算模型中方桩上作用力为238 kN/m；地面超载20 kPa。

3 计算结果及分析

3.1 方案一海河西岸方案计算结果及分析

方桩朝隧道方向产生水平变形，其中桩端最大变形1.14 cm。灌注桩由于受到隧道变形影响，产生扭曲变形，隧道轴线以上产生背离隧道的变形，最大值为6.7 mm，轴线以下产生朝向隧道的变形，最大值为4.2 mm。图3、图4分别为6号墩右侧、7号墩左侧方桩水平变形图。

图3 6号墩右侧方桩水平变形图

图4 7号墩左侧方桩水平变形图

方桩轴力增量均为负，说明方桩在桩顶力作用下产生的沉降大于桩侧土体的沉降，桩侧摩阻力沿桩长增加。灌注桩基本以隧道洞底为界，以上轴力增量为正，桩基沉降小于桩侧土体的沉降，桩侧摩阻力沿桩长减小；以下轴力增量为负，以下桩基沉降大于桩侧土体的沉降，桩侧摩阻力沿桩长增加。图5、图6分别为6号墩右侧方桩、7号墩左侧灌注桩轴力增量图。

图5 6号墩右侧方桩轴力增量图

图6 7号墩左侧灌注桩轴力增量图

由于方桩整体产生朝向隧道的变形，其弯矩变化不大。灌注桩在隧道影响范围内弯矩增量较大，最大正弯矩573.6 kN·m/m，最大负弯矩-412.7 kN·m/m。见图7、图8。

图7 6号墩右侧方桩弯矩增量图

图8 7号墩左侧灌注桩弯矩增量图

3.2 方案二海河东岸方案计算结果及分析

方桩产生朝隧道方向的变形，其中桩端变形最大，9号墩右侧方桩达6.5 mm，10号墩右侧方桩达7.2 mm。灌注桩由于受到隧道变形的影响，发生扭曲变形，正负水平最大变形值均约6 mm。见图9～图11。

图9 9号墩右侧方桩水平变形图

图10 号墩左侧方桩水平变形图

图11 8号墩左侧灌注桩水平变形图

9号墩、10号墩方桩轴力增量情况相似，大部分为负，仅在近隧道处出现了正的轴力增量，说明在桩顶力作用下发生的沉降大于桩侧土体的沉降，因此桩侧摩阻力沿桩长增加。见图12、图13。

图12 9墩右侧方桩轴力增量图

图13 10号墩左侧方桩轴力增量图

9号墩、10号墩方桩整体产生朝向隧道的变形，因此弯矩增量反对称，弯矩增量均不大。见图14、图15。

图14 9号墩右侧方桩弯矩增量图

图15 10号墩左侧方桩弯矩增量图

由于8号墩距隧道较远，其桩基受隧道变形影响小，灌注桩本身的沉降则相对较小，桩侧摩阻力减小，桩基轴力增加，但其量值不大，最大为98.207 kN/m。弯矩增量情况与方案一相似，最大的弯矩增量为202.16 kN·m/m。见图16、图17。

图16 8号墩右侧方桩轴力增量图

图17 8号墩右侧方桩弯矩增量图

为了进一步确定方案的可行性，对方案1中盾构周边4 m范围内土层进行注浆加固，计算加固后相关参数的变化情况，地层加固后的计算结果。见图18～图23。

图18 加固后6号墩右侧方桩水平变形图

图19 加固后 7号墩左侧灌注桩水平变形图

图20 加固后6号墩右侧方桩轴力增量图

图21 加固后7号墩左侧灌注桩轴力增量图

图22 加固后6号墩右侧方桩弯矩增量图

图23 加固后7号墩左侧灌注桩弯矩增量图

无论是方桩还是灌注桩，加固后桩基的变形减小十分明显，轴力增量变化不大，弯矩增量则有所减小，因此对盾构附近地层进行加固是改善盾构对桩基影响的有利措施。

4 方案分析与结论

综合两个方案中的相关数据及分析，可以得出如下结论：

（1）盾构穿越桩基引起的变形可以看出：灌注桩刚度大、桩长长，其沉降量较小；方桩桩顶位于盾构上方，受隧道变形影响较大。

（2）盾构在无桩情况下的地表沉降占很大的比重，因此要减少桩顶沉降，首先要保证盾构在无桩情况下的地表沉降控制能满足变形要求。

（3）盾构周边一定范围内土层进行注浆加固能有效地减小变形，因此对盾构附近地层进行加固是改善盾构对桩基影响的有利措施。

（4）方桩的轴力增量一般为负，即方桩的沉降大于周围土层，其桩侧摩阻力是增加的；灌注桩在轴力增量出现了有正有负的情况，这说明灌注桩的桩侧摩阻力会产生减小的情况，但减小的量值不大。

（5）方桩的弯矩增量很小，两个方案相差不大；灌注桩的弯矩增量较大。

综合以上结论：地下直径线海河东、西岸方案穿越金刚桥在技术上是可行的。盾构施工对桥梁的地基承载力影响不大，桥梁承载力能满足要求；盾构施工对桩基会产生一定的变形影响，宜采取一定的措施保证桩基及结构的安全。考虑到桥梁结构现状，建议采用海河西岸方案。

[1]彭坤，陶连金，高玉春，等.盾构下穿桥梁引起桩基变位的数值分析[J].地下空间与工程学报，2012，6（3）：485-489.

[2]姚燕明，曹伟飚，沈张勇.盾构穿越高架对其桩基变形和内力影响分析[J].地下空间与工程学报,2005,12（6）:972-975.

[3]张海波，刘国楠，高俊合.盾构近距离掘进对桥梁桩基的影响分析[J].铁道建筑,2007(8):37-40.

[4]付文生，夏斌，罗冬梅.盾构隧道超近距离穿越对桩基影响的对比分析[J].地下空间与工程学报,2009,2（5）:133-138.

[5]辛振省.盾构隧道近距离穿越桥墩桩基的力学行为研究[J].铁道工程学报,2008,5（5）:72-75.

[6]侯剑锋.盾构隧道施工对高架桥墩及桩基影响分析[J].城市道桥与防洪,2010,3（3）:83-87.