盾构隧道近接穿越对桥梁桩基影响的数值分析

林伯华

(福州市地铁建设工程质量安全监督站 福建福州 350001)

0 引言

随着国民经济持续增长，城市地下空间和轨道交通的建设迅猛发展，新建地铁盾构隧道近接穿越既有建(构)筑物基础的情况已屡见不鲜[1]。如何分析新建盾构隧道对既有建(构)筑基础附加变形与内力的影响，并提出合理的应对措施，是城市地下空间开发和地铁建设过程中亟需要解决的重要问题[2-3]。

国内外学者通过理论解析、数值模拟和模型试验方法，对此类问题展开了大量研究。Gonzalez[4]将隧道掘进过程中引起的隧道断面变形分解为3个部分，并给出了在不同假设条件下这3个部分的计算方法。商厚胜[5]采用Loganathan解答，基于最小势能原理和Winkler地基模型研究浅覆土隧道穿越对邻近建筑桩基水平性状的影响。Chen[6]将隧道开挖视为二维平面问题，利用边界元分析了隧道开挖引起无受荷单桩的变形响应。Kitiyodom[7]首先利用PRAB和FLAC3D分析软件验证了Chen的实例，探讨了隧道开挖下群桩基础响应。阮林旺[8]从盾构、土体、桩体相互作用的角度分析了盾构施工引起相邻桩体变形和受力的机理。张治国[9]采用三维有限元数值模拟方法揭示了软土地区土压平衡盾构机上下交叠穿越地铁隧道的变形规律。Loganathan[10]利用离心模型试验研究了隧道开挖对邻近土层及邻近桩基的影响。朱逢斌[11]等通过数值模拟与离心机试验结果的对比分析，详细分析了盾构隧道开挖对临近桩基内力与变形的影响。

本文以福州轨道交通1号线盾构隧道近接穿越洗马桥桩基工程为背景，在FLAC3D数值平台上，考虑其逐步开挖的施工过程以及掌子面土压力的实际分布，对其穿越过程进行了精细化模拟。重点关注掘削面距离桩基不同位置时，新旧桥梁桩基的横向位移与纵向位移响应。

1 工程概况

洗马桥位于福州市八一七中路，为左右分幅三跨简支梁桥，桥跨布置为6m现浇实心板+16m预应力空心板+6m现浇空心板。桥梁全长29.3m，桥面全宽40m，其基础为32根直径1.2m的钻孔灌注桩。该桥梁共有12根桩基与福州轨道交通1号线南门兜～茶亭盾构隧道发生空间交叉，需采用桩基托换技术凿除此12根障碍桩。即采用4座王字型承台梁+24根托换新桩的方式，共同承担原桥12根旧桩的上部荷载，然后采用人工挖孔的方式将盾构隧道高程范围内的障碍桩凿除。该项工作已于2014年9月顺利完成，盾构隧道与新旧桩基的位置关系如图1所示[12]。

图1 盾构隧道与桥梁桩基的位置关系

完成桩基托换后，盾构机于2014年12月由南向北(上行线)首次穿越洗马桥，于2015年5月由北向南(下行线)再次穿越洗马桥。以上行线为例，其穿越过程及施工参数如表1所示。

表1 盾构隧道穿越桥梁桩基的施工参数

2 精细化数值模拟

2.1 数值模型

在FLAC3D数值分析平台上，对盾构隧道近接穿越洗马桥桩基的施工过程(以西半幅为例)进行精细化模拟如图2所示。地层模型的长宽高方向尺寸均为60m(内含待开挖的盾构隧道)，其顶面为河床底，取自由边界，其侧面与底面为法向位移约束边界。需要注意的是，计算初始地应力时，首先将土层假定为弹性本构，在自重作用下计算至平衡后，再将土层调整为摩尔库伦塑性本构，从而避免初始地应力计算过程中出现非正常塑性区的问题。

随后，根据设计文件的实际尺寸和空间位置[12]，依次建立原桥盖梁、原桥桥台、原桥桩基、托换承台、托换新桩等构件；并在原桥盖梁与桥台顶部施加相应的桥面荷载[13]并计算至平衡，将位移清零后完成近接穿越前的初始数值模型，如图2所示。

图2 数值模型网格划分

其三维数值模型共计67 365个实体节点和62 800个实体单元，1240个桩单元节点和1211个桩单元。除土体外，各结构/构件均采用线弹性本构，其中原桥盖梁、原桥承台和托换承台采用8节点实体单元，混凝土衬砌和刚盾壳采用3节点壳体单元，新旧桩基采用2节点桩单元，其物理力学参数如表2所示[12,14]。

表2 结构/构件物理力学参数

数值模型中的土体采用8节点实体单元和摩尔库伦本构模型，根据地勘报告[15]，各土层的物理力学参数如表3所示。其中ρ、h分别为土体密度和土层厚度；c、φ和ψ分别土体的黏聚力、内摩擦角和剪胀角；E为土体弹性模量，一般取为压缩模量Es的3～5倍(软土取大值，砂土取小值)。

表3 土层物理力学参数

2.2 桩土接触面本构及其参数

桩身与土体的相互作用可通过桩土接触面(即桩周剪切弹簧)来模拟，其本构关系如式(1)和图3所示。对单位桩长而言，当桩与土之间发生相对位移|Δ|时，桩土间相互作用力|F|的大小取决于弹簧刚度系数ks；同时该相互作用力的上限值|Fmax|还受到桩土间的黏聚力cs、摩擦角φs和正应力σn的制约。

(1)

图3 桩土接触面的本构关系

上述桩土接触面本构中的3个力学参数的取值，不仅与桩身几何性质及材料性质有关，更与接触土层分布及土层性质密切相关。参考前人研究成果[16]，建议将桩土间黏聚力cs取为相应土层黏聚力的50%；将桩土间摩擦角φs取为相应土层摩擦角的25%(对粘性土)或50%(对砂性土)；将桩土间剪切弹簧刚度系数ks取为相应土层基床系数cv的25%乘以桩截面周长πD。因此，根据地勘报告中给出的各土层物性值[15]，桩土接触面上的物性值如表4所示。

表4 桩土接触面参数

2.3 逐步开挖过程的模拟

以上行线(西半幅)为例，对其穿越施工过程进行精细化模拟，其具体过程如下。

(1)历史施工过程：建立初始地层模型→建立桥台、盖梁及其下桩基模型→建立托换承台及其下桩基模型→模拟桩基顶升托换的过程。分别计算每段历史施工过程的应力与位移响应，并将位移置零。

(2)刀盘开挖过程：采用null模型模拟刀盘前方土体掘削，每步开挖进尺为1.2m(即管片宽度)；在掌子面上施加水平力，模拟土舱压力；在被开挖段径向上敷贴shell-1单元，模拟盾壳的保护作用。

(3)盾尾脱环过程：开挖段敷贴shell-1单元的同时，盾尾同步删除shell-1单元，模拟盾壳脱出；在脱出段径向上敷贴shell-2单元，模拟混凝土管片衬砌。

(4)重复上述开挖与脱环的过程，整个西半幅共分50步开挖，分别计算每工况步中土体与结构的位移响应、应力响应及内力响应，以模拟盾构法隧道近接穿越桥梁桩基的施工过程。

3 桩基横向水平位移与弯矩

3.1 既有桩基的横向水平位移与弯矩

盾构掘进过程中，既有桩基(以5#为例)横向水平位移变化的历程曲线如图4所示。图中“+”号表示桩基发生隧道外侧方向(东方向)的水平位移，“-”号表示发生隧道内侧方向(西方向)的水平位移。Exc表示开挖步，每步进尺1.2m，由南向北共分为50个开挖步，完成隧道近接穿越的模拟。5#桩所处断面大致在开挖步Exc13附近，如图4所示。

图4 既有桩基的横向水平位移(5#)

盾构掘进过程中，刀盘对掌子面附近土体产生明显的挤压作用。当掘削面位于桩基所在断面前方约6m时，桩基上部开始缓慢发生趋向隧道外侧的水平位移；当掘削面经过桩基所在断面时，其水平位移明显增大；当掘削面逐渐远离桩基所在断面约12m后，水平位移趋于稳定。最终桩基上部水平位移最大值约为0.45mm，出现在隧道中心高程附近。

由于桩头桥台和桩身下部土体的约束作用，同时刀盘挤压效应仅作用在桩身上部，因此桩基位移整体上呈现出上部外凸、下部内凹的“双向凹凸”形态。其反弯点出现在-13m高程附近，即上软下硬的土层交界面附近。桩身横向弯矩分布较为复杂(限于篇幅文中未给出)，其最大负弯矩约为-130kN·m，出现在桩头连结处；其最大正弯矩约为200kN·m，出现在隧道中心高程附近。

3.2 新桩基的横向水平位移和弯矩

盾构掘进过程中，新桩基(以X6#为例)横向水平位移变化的历程曲线如图5所示。X6#桩所处断面大致在开挖步Exc15附近，如图5所示。

图5 新桩基的横向水平位移(X6#)

对比图4与图5可以看出，新旧桩基桩身位移的分布形态与变化趋势基本一致。但由于新桩长度较长，桩头承台的约束作用更强，与隧道中心线距离更远，因此其整体位移形态呈狭长型的“双向凹凸”，其位移最大值约为0.4mm，略小于既有桩基。

新旧桩基桩身横向弯矩的分布规律基本相同，其最大负弯矩约为-183kN·m，出现在桩头连结处；其最大正弯矩约为135kN·m，出现在隧道中心高程附近。

3.3 新桩基横向水平位移实测数据与数值分析对比

新桩基(以X6#为例)，在施工过程中埋设测斜管，测斜管延伸至王字型承台顶，并进行保护，确保在盾构施工过程中可以对桩基的横向水平位移进行监测。通过监测数据统计，可得出新桩基在盾构掘进过程中横向水平位移变化的历程曲线，如图6所示。

图6 新桩基横向水平位移实测数据(X6#)

对比图5与图6可以看出，新桩基横向水平位移的实测数据与数值分析结果的分布形态与变化趋势基本一致。但由于施工过程中，对盾构近接桥梁区域进行了地基加固，加固土体减小了盾构穿越对桩基的影响，因此，新桩基横向水平位移最大值为0.36mm，略小于数值模拟的结果。

4 桩基纵向水平位移与弯矩

4.1 既有桩基的纵向水平位移与弯矩

盾构掘进过程中，既有桩基(以5#为例)纵向水平位移变化的历程曲线如图7所示。图中“-”号表示桩基发生沿盾构前进方向(北方向)的水平位移。

图7 既有桩基的纵向水平位移(5#)

由于刀盘对掌子面附近土体的推进作用，当掘削面位于桩基所在断面前方约12m时，桩身整体开始发生明显的沿推进方向的水平位移。当掘削面经过桩基所在断面时，其纵向水平位移的增速变缓，整体呈较为平缓的“单向鼓凸”形态；其最大值约为0.4mm，出现在深度-16m附近。随着掘削面逐渐远离，桩身纵向水平位移发生少量回弹，最终其位移最大值约为0.3mm，出现在隧道中心高程附近。

桩身纵向弯矩(限于篇幅文中未给出)较横向弯矩大幅减小，其最大负弯矩约为-83kN·m，出现在桩头连结处；其最大正弯矩约为73kN·m，出现在隧道中心高程附近。

4.2 新桩基的纵向水平位移和弯矩

盾构掘进过程中，新桩基(以X6#为例)纵向水平位移变化的历程曲线如图8所示。

图8 新桩基的纵向水平位移(X6#)

对比图7与图8可以看出，新旧桩基桩身位移的分布形态与变化趋势基本一致。当掘削面经过桩基所在断面时，其纵向水平位移达到最大值约为0.30mm，出现在深度-16m附近。随着掘削面逐渐远离，桩身纵向水平位移发生少量回弹，最终其位移最大值约为0.2mm，出现在隧道中心高程附近。

新旧桩基桩身横向弯矩的分布规律也基本相同，其最大负弯矩约为-109kN·m，出现在桩头连结处；其最大正弯矩约为42kN·m，出现在隧道中心高程附近。

4.3 新桩基纵向水平位移实测数据与数值分析对比

新桩基(以X6#为例)，在承台施工过程中埋设监测点，并进行保护，确保在盾构施工过程中可以对桩基的纵向水平位移进行监测。通过监测数据统计，可得出新桩基在盾构掘进过程中纵向水平位移变化的历程曲线，如图9所示。

图9 新桩基纵向水平位移实测数据(X6#)

对比图8与图9可以看出，新桩基纵向水平位移的实测数据与数值分析结果的分布形态与变化趋势基本一致。但由于施工过程中，对盾构近接桥梁区域进行了地基加固，加固土体减小了盾构穿越对桩基的影响，因此，新桩基纵向水平位移最大值为0.25mm，略小于数值模拟的结果。

5 结论与建议

以福州轨道交通1号线盾构隧道近接穿越洗马桥桩基工程为背景，考虑刀盘推力和桩土相互作用，对其施工过程进行精细化模拟。重点关注掘进过程中，邻近桩基位移与弯矩的变化规律，得到主要结论如下。

(1)由于刀盘对土体的挤压作用，桩基横向水平位移呈“双向凹凸”形态，其最大值出现在隧道中心高程附近，其反弯点出现在软硬土层交界面附近。而桩基纵向水平位移呈“单向鼓凸”形态，其最大值亦出现在隧道中心高程附近。

(2)桩身横向弯矩最大值出现在隧道中心高程附近(正弯)和桩头连结处(负弯)；桩身纵向弯矩的分布情况与之类似，但绝对值略小。

(3)盾构穿越过程中，桩基横向水平位移不断发展增大，尤其是刀盘到达桩基所在断面时，位移增长尤为迅速。而桩基纵向水平位移则呈先增大后减小的趋势，大部分位移在刀盘到达前桩基所在断面前就已发生，而后随着掌子面的远离，其位移略微减小。

(4)通过实测数据与数值分析的结果进行对比，可以看出桩基的横向水平位移和纵向水平位移的趋势基本一致，数值分析较好地实现了对施工情况的模拟，且通过对盾构近接穿越桥梁桩基区域进行地基加固，可有效地控制盾构对桥梁桩基的影响。

对该工程及其他类似工程而言，建议在桩基所在断面前后10m范围内，应注意控制刀盘推力和掘进速度，同时做好壁后注浆、地基加固及相关监测工作。

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