1. 工程概况
1.1. 地铁站概况
某地铁站A主体沿某快速干线方向呈南北向布置。车站西、北侧有某国际酒店用品城及城中村，南侧为市政大道，东侧有市政大桥及其收费站，车站周边规划以金融商业用地、居住用地、教育用地及防护绿地为主。
地铁A站为地下四线越行车站，车站主体总长465.35 m，标准段宽为34.1 m，覆土厚度约3 m，为地下三层现浇钢筋混凝土框架结构；停车线主体总长414.7 m，标准段宽为13.2 m，覆土厚度约18.7 m，主体结构为地下一层现浇混凝土结构；车站及停车线主体均采用明挖法施工，围护结构采用1.2 m宽连续墙。车站共设5个通道7个出入口、5个安全出入口及5组风亭，其中通道出入口、3、4号安全出入口及3号风亭为外挂设置，其它均为顶出设置。
拟建场地在市政大道与快速高架干线交叉口东、南象限的地块内，规划地面高程约为6.65 m~7.68 m，地势较为平坦。
1.2. 顶管概况
拟建I号出入口外挂于车站东侧，分设Ia、Ib号出入口，Ia号口靠近车站主体东侧设置，Ib号口往东跨过快速干线(高架桥)在桥东路路边设置，均为地下一层箱型结构，采用明挖法施工，Ia~Ib通道段总长81.21 m，为地下一层箱型结构，宽7.7 m，高5.1 m，地下埋深约10.5 m，采用采用顶管法施工。
1.3. 顶管周边环境及建构物概况
Ia~Ib通道下穿快速干线高架桥，高架桥为地面板梁结构，钻孔灌注桩基础，桩长约21~43米，桩径1.2、1.5、1.8米，桩端进入中、微风化岩层，墩柱0.75米 × 1.3米，为单桩单柱，桩基距离通道约为5.4 m；通道的东端为南方五金酒店用品城，距离通道约8.7 m，为地面2层砼框架结构，预应力管桩基础，桩长约15~18 m，桩径0.3、0.4 m。
2. 数值分析模型
2.1. 建模思路
地下通道的开挖支护、衬砌等施工打破了原有的地层平衡，使得地层内的原始地应力场发生了改变，并逐渐向一个新的平衡过渡[1]。在这个过程中，失衡的地应力由上往下从地表传递到了通道结构，相反整个地层的变形则从通道的顶面延伸至地表，进而引起地表及地表上既有建筑物产生位移和变形[2]。在施工过程中，开挖卸载会导致开挖面土体向顶管内移动、管片衬砌背后的空隙闭合也会对地层造成扰动[3]。
地铁A站I号顶管通道下穿快速路高架桥，其中距离隧道最近的桥墩仅5.4 m，顶管施工难免会对桥梁造成影响，为此建立模型用于模拟顶管下穿高速桥梁的全过程，数值分析顶管施工对地层及地表既有桥梁的扰动情况，并通过后期施工阶段对桥梁的变形监测数据验证模型的合理性和准确度[4]。
2.2. 计算模型
采用通用有限元数值分析软件建立尺寸为50 m × 80 m × 60 m的整体模型，见图1，采用计算精度较高的六面体单元进行网格划分，模型单元数量约12.5万个。顶管通道顶部埋深5.2 m，为模拟施工过程，顶管按2 m一个节段进行均分，采用生死单元技术模拟顶进过程，见图2。地层厚度根据地质纵断面进行模拟，桥墩及顶管混凝土结构变形处于弹性范围之内。
Figure 1. Overall model schematic
图1. 整体模型示意图
Figure 2. The spatial relationship between piers and pipe jacking tunnels
图2. 桥墩与顶管通道空间关系示意图
2.3. 模型参数及荷载
(1) 材料本构关系
各土层采用修正摩尔–库伦本构模型，以准确分析土体的弹塑性力学行为，而桥墩和桩基、管片衬砌均为混凝土材料，采用弹性本构即可，结合勘察成果中的地质类型、地层参数、土工试验报告等，各类材料的具体参数见表1：
Table 1. Material parameters table
表1. 材料参数表
材料 |
密度/KN*m−3 |
压缩模量/Mpa |
泊松比 |
粘聚力/Kpa |
内摩擦角/˚ |
孔隙比 |
素填土 |
18.5 |
1.5 |
0.35 |
12 |
7 |
0.468 |
淤泥质粉细砂 |
18.0 |
2.5 |
0.32 |
3 |
22 |
|
粉质黏土 |
19.4 |
4.8 |
0.3 |
30 |
24 |
0.452 |
全风化泥质粉砂岩 |
21.5 |
6 |
0.3 |
35 |
25 |
0.375 |
强风化泥质粉砂岩 |
21.5 |
8 |
0.3 |
28 |
39 |
0.351 |
中风化泥质粉砂岩 |
25 |
30 |
0.28 |
200 |
39 |
|
桥墩桩基 |
25.5 |
31,500 |
0.2 |
|
|
|
管片 |
25.5 |
32,500 |
0.2 |
|
|
|
(2) 计算荷载
① 自重
根据不同材料的质量密度对整个模型施加自重，计算分析过程中程序自动考虑。
② 上部结构恒载
顶管所下穿的某快速路高架桥采用连续板结构，桥面全宽51.5 m，对桥梁上部结构荷载统计分析，上部结构传至桥墩顶部的集中力取5000 KN。
③ 掌子面压力
顶进过程中掌子面土体将受到一定的压力，结合类似项目计算分析经验，土仓压力取150 Kpa。
(3) 边界条件
模型侧面和底面为位移边界，模型两侧的位移边界条件只约束水平移动，模型底部位移边界为固定边界，约束其水平移动和垂直移动。地表作为模型上边界，为自由边界[5]。
桥梁桩基采用Pile单元，桩土界面参数见表2：
Table 2. Pile-soil section parameter table
表2. 桩土界面参数表
部位 |
Kt//Gpa |
Kn/Mpa |
c/Kpa |
σ/Kpa |
桩侧界面 |
0.03 |
1.0 |
60 |
70 |
桩端界面 |
1.0 |
1.0 |
500 |
700 |
3. 有限元分析结果
3.1. 安全控制标准
根据《公路桥涵地基与基础设计规范》(JTG 3362-2019) [5]，墩台的沉降应符合下列规定：
(1) 相邻墩台间不均匀沉降差值(不包括施工中的沉降)，不应使桥面形成大于0.2%的附加纵坡(折角)。
(2) 超静定结构桥梁墩台间不均匀沉降差值，还应满足结构的受力要求。
针对地铁下穿公路桥梁时桥梁容许变形，目前的公路行研的相关规范中，没有相关的规定可以参考，本文结合类似工程经验，拟定地铁下穿高速桥梁段的安全控制标准如下：
(1) 因纵向相邻桥墩基础不均匀沉降产生的纵坡不大于0.2%，且沉降量不大于40 mm；
(2) 桥梁基础的横向不均匀沉降差值不大于5 mm，且盖梁的受力应满足要求。
3.2. 地层、地表竖向变形分析
根据建立的顶管与桩基的模型和计算结果，分析顶管推进下穿某快速路桥桩基时地表的竖向变形特征。顶管至桥墩附近的地面及桩顶竖向位移见图3、图4，顶管顶进约40 m地面及桩顶竖向位移见图5、图6，顶管穿过桥梁范围后地面及桩顶竖向位移见图7、图8。
Figure 3. Ground and pile top vertical displacement on starting to pass under bridge piles (mm)
图3. 开始从桥梁桩基下穿过时地面及桩顶竖向位移(mm)
Figure 4. Longitudinal section of vertical displacement on starting to pass under bridge piles (mm)
图4. 开始从桥梁桩基下穿过时竖向位移纵断面图(mm)
Figure 5. Vertical displacements at ground surface and pile head when the pipe jacking reached approx. 40 m (mm)
图5. 顶进约40 m时地面及桩顶竖向位移(mm)
Figure 6. Profile diagram of vertical displacement when pipe jacking reached approx. 40 m (mm)
图6. 顶进约40 m时竖向位移纵断面图(mm)
Figure 7. Ground and pile top vertical displacement after fully passing under bridge piles (mm)
图7. 全部穿过桥梁后桥梁桩基下方时地面及桩顶竖向位移(mm)
Figure 8. Longitudinal section of vertical displacement after full passage under bridge piles (mm)
图8. 全部穿过桥梁后桥梁桩基下方时竖向位移纵断面图(mm)
为监控顶管穿过桥梁全过程的地面位移，在地表选取了沿顶管行程方向的P1~P10共10个位移监测点，见图9，各监测点数据表明，顶管推进过程中地表位移变化规律明显，桥梁范围内最大位移值出现在P7点，为10 mm，符合安全标准，见图10。
根据图11所示的竖向位移横断面云图，顶管施工完成后，地表沉降，形成沉降槽，地面产生的最大沉降为12 mm，小于地面观测的警戒值24 mm。
Figure 9. Plan view of selected ground surface vertical displacement points
图9. 地表选取竖向位移测点平面示意图
Figure 10. Vertical displacement of surface measurement points (mm)
图10. 地表测点竖向位移(mm)
Figure 11. Section of vertical displacement after full pipe jacking under bridge piles (mm)
图11. 顶管全部穿过桥梁桩基下方后竖向位移断面示意图(mm)
3.3. 桥梁基础变形分析
根据建立的顶管与桩基的模型和计算结果，分析顶管推进下穿某快速路桥桩基的竖向变形特征。桩基竖向及横向的位移云图见图12、桩基侧向的位移云图见图13。
Figure 12. Section of vertical displacement after full pipe jacking under bridge piles (mm)
图12. 顶管施工完毕后桥墩及桩基位移云图–竖向 + 横向(mm)
Figure 13. Nephogram of displacement at bridge piers and pile foundations along longitudinal axis after completion of pipe jacking construction (mm)
图13. 顶管施工完毕后桥墩及桩基位移云图–纵轴向(mm)
根据桩基位移分析结果：
顶管施工完毕后，相邻的桥梁桩基最大下沉量约为0.9 mm，由于顶进过程中掌子面收到一定压力，桥墩顶部在横向及纵向分别出现2.3 mm及4.4 mm的最大位移。选择顶管左侧6根桥墩顶部的节点(见图14，分别标注为A、B、C、D、E、F)，桥墩竖向位移时程分析结果见图15、水平向位移分析结果见图16。
Figure 14. Pier top node distribution schematic
图14. 桥墩顶部节点分布示意图
Figure 15. Pier top displacement time-history curve-vertical (mm)
图15. 桥墩顶部位移时程曲线–竖向(mm)
根据桥墩基础位移时程分析结果，桩基竖向沉降差值1.3 − 0.25 = 0.95 mm，见图15，远初拟的小于安全标准40 mm，桩基变形满足要求。桩基水平面内位移差值4.8 − 0.6 = 4.2 mm，见图16，位移较小，可由支座的剪切变形予以适应。
Figure 16. Pier top displacement time-history curve-horizontal (mm)
图16. 桥墩顶部位移时程曲线–水平向(mm)
3.4. 桩基受力影响分析
根据建立的顶管与桩基的模型和计算结果，分析顶管推进下穿某快速路桥桩基的轴力及弯矩变化情况[2]。将顶管施工完毕后桩基的内力扣除顶管施工前的桩基内力，得到顶管施工对现有桥梁桩基的影响情况，桩基轴力分析结果见图17、横向弯矩分析结果见图18、纵向弯矩分析结果见图19：
Figure 17. Pipe jacking effect on bridge pile axial force (KN)
图17. 顶管施工对桥梁桩基轴力的影响(KN)
Figure 18. Pipe jacking effect on bridge piles’ lateral bending moment (KN∙m)
图18. 顶管施工对桥梁桩基横向弯矩的影响(KN∙m)
Figure 19. Pipe jacking effect on bridge piles’ longitudinal bending moment (KN∙m)
图19. 顶管施工对桥梁桩基纵向弯矩的影响(KN∙m)
根据有限元分析结果，选择最不利轴力及弯矩作用，拟定桥梁桩基构造，见图20，并进行承载力分析验算，根据承载力包络图计算结果，见图21，顶管施工产生对桩基产生的作用效应未超过桩基截面抗力，受力满足要求。
Figure 20. Pile foundation structural design schematic
图20. 桩基构造设计示意图
Figure 21. Pile flexural capacity check envelope
图21. 桩基抗弯承载力验算包络图
4. 结语
本研究针对某地铁站出入口顶管通道下穿某快速干线高架桥工程，采用数值模拟方法，分析了顶管施工对地层及桥梁桩基的影响。结果表明，地表最大沉降量为12 mm，小于警戒值24 mm；桥梁桩基最大竖向沉降0.9 mm、水平位移差值4.2 mm，均满足规范安全控制标准；桩基轴力及弯矩变化未超过设计承载力，受力性能良好。本文分析验证了顶管施工方案的合理性，其变形控制效果与受力分析结果为类似近接运营桥梁的地下工程提供了关键技术参考。