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    隔離樁對(duì)雙線盾構(gòu)側(cè)穿既有樁基的變形及應(yīng)力控制分析

    2023-06-29 07:18:11肖建鋅
    四川建筑 2023年2期
    關(guān)鍵詞:管片盾構(gòu)彎矩

    地鐵盾構(gòu)掘進(jìn)會(huì)引起相應(yīng)區(qū)域內(nèi)地應(yīng)力的改變,盾構(gòu)近距離側(cè)穿樁基,將使樁基發(fā)生變形,并產(chǎn)生一定的附加應(yīng)力,對(duì)樁基的結(jié)構(gòu)安全造成不利影響。采用有限元數(shù)值模擬分析了隔離樁對(duì)地鐵盾構(gòu)下既有樁基變形及應(yīng)力的控制效果。計(jì)算結(jié)果表明:地鐵盾構(gòu)將引起隧道頂部地表發(fā)生沉降,而隧道兩側(cè)地表將發(fā)生隆起,地表豎向變形在掘進(jìn)方向上呈“W”型分布;隔離樁可以有效的控制樁基的橫向變形,掘進(jìn)過程中,樁基最大橫向位移由最初的5 mm降低到了0.5 mm,降幅90%;同時(shí)隔離樁的設(shè)置也改善了樁基的受力,當(dāng)掘進(jìn)行進(jìn)至27 m時(shí),樁基軸向應(yīng)力由958.4 kPa減小至773.9 kPa,最大正彎矩值由113.5 kN·m減小到58.8 kN·m,最大負(fù)彎矩值由-105.3 kN·m減小到-69.6 kN·m。

    盾構(gòu); 隔離樁; 樁基; 位移; 應(yīng)力; 有限元

    U455.43 A

    [定稿日期]2021-10-19

    [作者簡(jiǎn)介]肖建鋅(1990—),男,本科,工程師,從事建筑施工及房地產(chǎn)開發(fā)管理工作。

    由于城市交通發(fā)展的需要,地鐵線路不可避免會(huì)與既有地下建筑物發(fā)展交叉、重疊。地鐵盾構(gòu)施工會(huì)對(duì)周圍土體造成擾動(dòng),引發(fā)臨近土體或巖體發(fā)生一定大小的變形,并造成區(qū)域內(nèi)的地應(yīng)力重分布[1-3]。為避免盾構(gòu)對(duì)臨近既有樁基結(jié)構(gòu)的安全造成較大影響,一般情況下可使用樁基脫換對(duì)既有建筑結(jié)構(gòu)進(jìn)行處理[4-5],或采用注漿法[6-7]對(duì)盾構(gòu)周圍土體進(jìn)行加固補(bǔ)強(qiáng),減小盾構(gòu)掘進(jìn)過程中樁基的變形。但樁基托換法技術(shù)性較強(qiáng),施工組織繁瑣;而在軟弱地質(zhì)條件下,注漿法的加固效果又不能得到有效保證。在樁基與盾構(gòu)區(qū)域之間設(shè)置隔離樁,降低盾構(gòu)開挖對(duì)樁基周圍土體的影響,可以快速有效地達(dá)到對(duì)樁基進(jìn)行變形和應(yīng)力控制的效果[8]。

    目前,針對(duì)隔離樁的研究主要集中在數(shù)值模擬、現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)方面。史淵等[9]通過FLAC3D軟件建立了雙線盾構(gòu)近距離側(cè)穿高鐵橋梁樁基的數(shù)值模型,計(jì)算發(fā)現(xiàn)設(shè)置隔離樁可大幅減少雙線隧道開挖對(duì)橋樁所造成的疊加效應(yīng)的影響;趙曉勇等[10]對(duì)隔離樁設(shè)置范圍、位置和深度等進(jìn)行了對(duì)比計(jì)算分析,得出隔離樁的最優(yōu)布置間距及埋深;馮國(guó)輝等[11]將Winkler地基模型及Pasternak地基模型的計(jì)算結(jié)果與已有工程監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證后發(fā)現(xiàn),隨著隔離樁樁徑的增大,高鐵樁基水平位移顯著減小。為使計(jì)算更加貼合實(shí)際情況,本文采用有限元法,模擬了盾構(gòu)掘進(jìn)中盾殼、管片拼裝及注漿過程,更加真實(shí)地反映了隔離樁的控制效果。

    1 計(jì)算原理及模型建立

    1.1 接觸面計(jì)算原理

    樁土之間的相互作用采用切向和法向彈簧來模擬,在線彈性假定下,應(yīng)力與應(yīng)變的關(guān)系成正比,可以用式(1)~式(4)表示[12]:

    {σ}=[K]{ω}(1)

    其中:

    {σ}=σnτs1τs2

    (2)

    [K]=kn00

    0ks10

    00ks2(3)

    {ω}=dudυ1dv2(4)

    式中:σn、τs1、τs2分別為接觸面上的法向應(yīng)力及2個(gè)方向的切向應(yīng)力;du、dv1、dv2分別為接觸面間產(chǎn)生的法向位移及2個(gè)方向的切向位移;kn、ks1、ks2分別為接觸面法向剛度系數(shù)及2個(gè)方向的切向剛度系數(shù)。

    接觸面采用Mohr-Coulomb理想彈塑性模型的破壞準(zhǔn)則[13],可用式(5)表示:

    σ1-σ32=σ1+σ32sinφ+ccosφ(5)

    式中:σ1為最大主應(yīng)力;σ3為最小主應(yīng)力; c為土體的粘聚力;φ為土體的內(nèi)摩擦角。

    1.2 樁基接觸面及樁端單元的設(shè)置

    接觸面參數(shù)主要包括法向剛度、切向剛度,具體取值如表1所示。相應(yīng)的計(jì)算公式見式(6)~式(9):

    kn=Eoedtv(6)

    kt=Gitv(7)

    Gi=R×Gsoil(8)

    Eoed=2Gi(1-υi)1-2υi(9)

    式中:kn為法向剛度;kt為切向剛度;tv為界面厚度;R為強(qiáng)度折減系數(shù),取0.7;Eoed為接觸面彈性模量;Gi為接觸面剪切模量。

    樁端參數(shù)包括最終剪力、樁端承載力及樁端彈簧剛度,根據(jù)相關(guān)工程經(jīng)驗(yàn),具體參數(shù)取值如表1所示。

    1.3 有限元物理力學(xué)計(jì)算模型及參數(shù)

    將隔離樁等效為1 m厚度的地下連續(xù)墻,地層、橋墩、注漿層、地下連續(xù)墻結(jié)構(gòu)使用三維實(shí)體網(wǎng)格,地層材料破壞準(zhǔn)則選取M-C本構(gòu)模型;盾構(gòu)管片、盾殼使用二維板單元網(wǎng)格,樁基礎(chǔ)使用一維桿單元網(wǎng)格,直徑1 m,注漿層、橋墩、地下連續(xù)墻及板單元、桿單元采用線彈性破壞準(zhǔn)則。盾構(gòu)管片厚度為0.3 m,盾殼厚度為0.06 m,沿盾構(gòu)掘進(jìn)方向,管片、盾殼長(zhǎng)度取1.5 m。采用雙向同時(shí)掘進(jìn),盾機(jī)一次掘進(jìn)3 m,即2個(gè)管片長(zhǎng)度,注漿壓力設(shè)置為120 kN/m2。材料物理力學(xué)參數(shù)如表2所示,盾構(gòu)區(qū)域與樁基礎(chǔ)空間位置如圖1所示,網(wǎng)格模型如圖2所示。

    2 計(jì)算結(jié)果分析

    2.1 地表豎向變形分析

    掘進(jìn)27 m后,地表監(jiān)測(cè)斷面豎向位移如圖3所示。從圖中可以看出,地表監(jiān)測(cè)斷面豎向位移呈“W”型分布。由于土體的開挖導(dǎo)致地層產(chǎn)生卸荷作用,在盾構(gòu)區(qū)域內(nèi)(x=26,x=52)地表發(fā)生較大沉降,最大沉降量為2.2 mm;在盾構(gòu)區(qū)間臨近區(qū)域內(nèi),特別是盾構(gòu)左、右線兩側(cè)及中間的土體,在盾構(gòu)掘進(jìn)壓力的作用下發(fā)生擠壓,沉降量相對(duì)較小。

    圖4為地表監(jiān)測(cè)點(diǎn)豎向變形隨盾構(gòu)掘進(jìn)的時(shí)程變化曲線。從圖中可以看出,盾構(gòu)初期,由于地層土體開挖產(chǎn)生的卸荷作用,地表沉降不斷加劇,當(dāng)盾構(gòu)至24 m處時(shí),沉降達(dá)到最大值6 mm,隨著后期管片的安裝及注漿壓力的施加,土顆粒間的擠壓不斷加大,地表位移方向發(fā)生改變,甚至出現(xiàn)了隆起現(xiàn)象,最大隆起值為4 mm。

    2.2 樁基橫向變形控制分析

    圖5為掘進(jìn)27 m處時(shí)樁基的橫向變形。從圖中可以看出,樁身最大橫向變形發(fā)生在樁基埋深14 m的位置,即盾構(gòu)隧道所在高程,樁身最大橫向變形為4 mm,樁身相對(duì)變形最大值為5 mm。在隔離樁施加后,樁基周圍土顆粒間的相互作用路徑被阻斷,樁身所受影響大大減小,樁身相對(duì)變形量減小為0.4 mm。圖6為樁基14 m埋深處監(jiān)測(cè)點(diǎn)的橫向變形隨盾構(gòu)掘進(jìn)的變化曲線。從圖6可以看出,樁基橫向位移隨著盾構(gòu)掘進(jìn)先增加后減小,在盾構(gòu)掘進(jìn)18 m時(shí)達(dá)到最大值,隨著管片的拼接和注漿壓力的作用,樁基橫向位移逐漸減小直至穩(wěn)定在1.1 mm左右。隔離樁樁施加后,樁基的橫向位移大為減小,最大值為0.5 mm,最大橫向位移減小了90%。

    2.3 樁基應(yīng)力控制分析

    當(dāng)掘進(jìn)行進(jìn)至27 m時(shí),樁身軸力分布如圖7所示。從圖7可以看出,施加隔離樁前,樁身軸向應(yīng)力最大值出現(xiàn)在埋深6 m的位置,值為958.4 kPa;施加隔離樁后,樁基周圍土體施加在樁身表面的側(cè)向摩阻力減小,樁身軸向應(yīng)力有所降低,最大值為773.9 kN。樁身彎矩分布如圖8所示,從圖8可以看出,樁身最大負(fù)彎矩出現(xiàn)在埋深6 m位置處,值為-105.3 kN·m。樁身最大正彎矩出現(xiàn)在埋深14 m的位置處,其值為113.5 kN·m。施加隔離樁后,樁身最大負(fù)彎矩和最大正彎矩的值分別減小為-69.6 kN·m、58.8 kN·m。由此可以看出,隔離樁可以有效改善樁基的受力情況。

    3 結(jié)論

    本文通過采用有限元數(shù)值模擬,分析了隔離樁對(duì)盾構(gòu)掘進(jìn)中的既有樁基的變形和應(yīng)力控制效果,得出結(jié)論:

    (1)盾構(gòu)掘進(jìn)過程中,前期由于開挖造成土顆粒的損失,會(huì)產(chǎn)生地層的卸荷作用,地表發(fā)生較大沉降,后期在管片拼接及注漿壓力等作用下,地表會(huì)產(chǎn)生隆起現(xiàn)象。

    (2)隔離樁可以阻斷土顆粒間的相互作用,減小樁基的橫向變形。施加隔離樁后,樁基最大相對(duì)橫向位移由5 mm減小至0.5 mm。同時(shí),隔離樁的施加也有效的改善了樁基的受力條件,樁基的軸力和彎矩均呈現(xiàn)不同程度的降低。

    參考文獻(xiàn)

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