考慮盾構(gòu)下穿施工影響的樁板結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化研究

宋臣昭

(中鐵十八局集團(tuán)第一工程有限公司，河北 涿州 072750)

樁板結(jié)構(gòu)在盾構(gòu)隧道施工尤其是軟土地層淺埋開挖時(shí)，起到保護(hù)地層穩(wěn)定且承受上部附加荷載的作用，在地鐵建設(shè)中被廣泛應(yīng)用。當(dāng)結(jié)構(gòu)參數(shù)選擇不合理時(shí)，過大尺寸將造成材料浪費(fèi)和施工困難，過小尺寸將難以起到控制盾構(gòu)開挖擾動(dòng)和隔離上部荷載的作用。研究盾構(gòu)隧道施工對(duì)上跨樁板結(jié)構(gòu)的擾動(dòng)影響機(jī)制，并進(jìn)一步對(duì)結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，對(duì)于合理發(fā)揮樁板結(jié)構(gòu)的工程作用具有重要意義。

就單樁受盾構(gòu)開挖擾動(dòng)問題而言，李大勇等[1]通過FLAC3D軟件建立數(shù)值模型，探討了盾構(gòu)側(cè)穿樁基時(shí)對(duì)樁體承載力及變形的響應(yīng)問題。王麗等[2]通過有限元分析將軟件計(jì)算結(jié)果與工程實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，分析了盾構(gòu)開挖對(duì)不同樁長下的樁頂沉降及樁身側(cè)移的影響。徐明等[3]結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)與模型試驗(yàn)，建立了隧道開挖的三維數(shù)值模型，研究了樁體端承力和側(cè)摩阻力在隧道與單樁不同位置條件下的變形規(guī)律。國外學(xué)者也有進(jìn)行類似地研究工作，但這些未涉及樁體與蓋板作為整體結(jié)構(gòu)受盾構(gòu)擾動(dòng)影響的情況。

現(xiàn)有文獻(xiàn)中較少涉及淺埋軟土地層盾構(gòu)動(dòng)態(tài)施工引起的樁板結(jié)構(gòu)受力變形規(guī)律，關(guān)于不同尺寸樁板結(jié)構(gòu)在盾構(gòu)開挖擾動(dòng)下的響應(yīng)需進(jìn)一步探討。本文以廈門地鐵4號(hào)線實(shí)際工程為依托，利用數(shù)值軟件建立軟土地層淺埋盾構(gòu)穿越樁板結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)開挖模型，并通過現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)進(jìn)行驗(yàn)證，進(jìn)而分析樁板結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)受擾動(dòng)規(guī)律的影響，為同類工程提供參考。

1 工程概況

1.1 工程背景

廈門地鐵4號(hào)線為島外環(huán)灣快線，洪坑站～彭厝北站區(qū)間距中間風(fēng)井約100 m位置處埋深較淺，隧道上方設(shè)計(jì)覆土厚度僅為6 m左右，且地表布置有水塘。為保證盾構(gòu)施工的穩(wěn)定性，同時(shí)隔離后期地表蓄水對(duì)隧道結(jié)構(gòu)的影響，需在該區(qū)段提前鋪設(shè)樁板結(jié)構(gòu)。

1.2 地質(zhì)概況

樁板結(jié)構(gòu)所處區(qū)間段隧道上覆地層為素填土，穿越地層為粉質(zhì)粘土、中粗砂，下伏地層為強(qiáng)風(fēng)化花崗巖，相應(yīng)地層參數(shù)如表1所示。

表1 地層物理力學(xué)參數(shù)

建模過程中，所需地層剪切模量G及體積模量K可由彈性模量E和泊松比μ計(jì)算得到：

(1)

(2)

1.3 樁板結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

樁板結(jié)構(gòu)采用現(xiàn)澆方式，在盾構(gòu)施工空間上方分別澆筑樁身及蓋板。樁身長度10 m，樁徑1 m，橫向間距15 m，縱向間距6 m，樁端嵌入殘積土花崗巖地層。蓋板厚0.8 m，與樁身澆筑為整體。樁板結(jié)構(gòu)施工完成后回填1.2 m覆土并壓實(shí)。樁板結(jié)構(gòu)及其所處地層環(huán)境如圖1所示。

圖1 樁板結(jié)構(gòu)及其所處地層環(huán)境

2 數(shù)值建模及驗(yàn)證

2.1 模型建立

通過建立三維數(shù)值模型模擬盾構(gòu)隧道下穿樁板結(jié)構(gòu)的施工過程。模型中樁板結(jié)構(gòu)平面尺寸取30 m×30 m，位于整體模型中心位置，所處地層空間位置參考圖1。為減小邊界對(duì)計(jì)算結(jié)果精度的影響，模型外圍尺寸取150 m×150 m×50 m。模型邊界條件控制為：側(cè)面限制水平位移，底部限制垂直位移，上表面取為自由邊界。通過有限差分軟件得到盾構(gòu)穿越樁板結(jié)構(gòu)的數(shù)值計(jì)算模型如圖2所示，該模型包含319 788個(gè)單元及331 034個(gè)節(jié)點(diǎn)。

圖2 數(shù)值計(jì)算模型

2.2 材料參數(shù)

模型中地層采用實(shí)體單元模擬，并賦予Mohr-Coulomb準(zhǔn)則描述土體屈服特性，樁身采用pile單元模擬，并通過耦合彈簧與地層實(shí)體單元在法向和剪切方向連接。采用Liner單元模擬蓋板，不僅可以承受主方向的拉壓應(yīng)力，還能夠?qū)崿F(xiàn)蓋板與土體之間的分離及隨后的重新接觸。盾構(gòu)機(jī)外殼采用shell單元模擬，襯砌和注漿層則采用實(shí)體單元模擬，并賦予彈性本構(gòu)特性。模型各構(gòu)件物理力學(xué)指標(biāo)如表2和表3所示。

表2 樁板結(jié)構(gòu)模型參數(shù)

表3 盾構(gòu)模型參數(shù)

模型中盾構(gòu)隧道的動(dòng)態(tài)開挖過程模擬如下：

(1)建立三維地層模型，加入Pile單元和Liner單元模擬樁板結(jié)構(gòu)，激活相應(yīng)材料屬性，將所得模型體系位移場(chǎng)歸零。

(2)沿施工方向開挖機(jī)械所在空間并賦予shell單元模擬盾殼，在開挖面施加刀盤頂推力，取為1.3×105Pa。

(3)以管片幅寬為單次進(jìn)尺沿施工軸線進(jìn)行開挖。每開挖一次，對(duì)新開挖面施加刀盤頂推力并撤除上一開挖面頂推力。將新開挖臨空面布設(shè)為shell單元模擬盾殼前進(jìn)，刪除盾尾對(duì)應(yīng)長度的盾殼單元，并為此長度對(duì)應(yīng)的注漿層和管片層賦參數(shù)。

(4) 分部開挖至施工完成。

2.3 結(jié)果分析

盾構(gòu)隧道開挖對(duì)兩側(cè)樁身及樁間土體的擾動(dòng)機(jī)制相似，故本節(jié)選取近盾構(gòu)側(cè)的樁體為目標(biāo)進(jìn)行分析。在分析過程中，盾構(gòu)刀盤與測(cè)點(diǎn)斷面相對(duì)距離L用±xD表示，兩者相對(duì)位置關(guān)系示意如圖3所示。蓋板變形取新建盾構(gòu)隧道上方兩排樁間橫斷面位置處計(jì)算結(jié)果。

圖3 目標(biāo)樁與開挖面關(guān)系

2.3.1 樁身變形

樁身變形可以反映盾構(gòu)開挖過程對(duì)樁板結(jié)構(gòu)的橫向擾動(dòng)影響。圖4為目標(biāo)樁隨盾構(gòu)動(dòng)態(tài)施工的橫向位移變化曲線。

圖4 樁身側(cè)向變形

圖4中目標(biāo)樁橫向位移在刀盤頂推力作用下逐漸增大，最大值均出現(xiàn)樁身底端位置，當(dāng)?shù)侗P駛過樁身1.64D時(shí)達(dá)到4.06 mm。刀盤通過目標(biāo)斷面約2.50D后，隧道與地層空隙內(nèi)漿液未完全凝固，此時(shí)對(duì)應(yīng)模型注漿層模量尚未達(dá)到設(shè)計(jì)值，測(cè)點(diǎn)橫向位移隨土體回縮變形出現(xiàn)少量反彈，之后趨于穩(wěn)定。樁體頂部受蓋板約束作用，變形量較小，而由于樁身剛度較大，樁體中下部受開挖擾動(dòng)影響變形具有一定整體性。

盾構(gòu)開挖過程中，樁身豎向變形如圖5所示。從圖5可以看出，刀盤駛過樁身1.64D之前，隨著盾構(gòu)前進(jìn)，開挖面頂推力擠壓土體，帶動(dòng)上部樁板結(jié)構(gòu)上升，樁身呈現(xiàn)整體抬升，在刀盤到達(dá)1.64D處最大抬升量為3.80 mm左右。盾構(gòu)駛過目標(biāo)樁后，開挖空間周圍土體卸載，樁板結(jié)構(gòu)下沉，樁身隨之出現(xiàn)豎向回彈沉降，且由于上方蓋板的下壓作用，樁身上部回彈量較下部更為明顯。盾構(gòu)開挖結(jié)束后，樁身殘余抬升量為樁頂1.68 mm，樁端2.22 mm，即樁身壓縮0.54 mm。

圖5 樁身豎向變形

2.3.2 蓋板豎向變形

蓋板豎向變形可以體現(xiàn)盾構(gòu)開挖擾動(dòng)對(duì)上部地層及結(jié)構(gòu)物的影響。圖6為盾構(gòu)推進(jìn)時(shí)樁板結(jié)構(gòu)中蓋板的豎向位移變化曲線。

圖6 蓋板豎向變形

由圖6可知，在盾構(gòu)刀盤達(dá)到監(jiān)測(cè)斷面前，由于頂推力對(duì)上方土體的擠壓作用，蓋板呈現(xiàn)隆起變形。隨著盾構(gòu)繼續(xù)開挖，注漿層達(dá)到設(shè)計(jì)強(qiáng)度之前，隧道周圍土層發(fā)生指向隧道中心的位移，蓋板隨地層下沉表現(xiàn)為負(fù)向變形，并在隧道上部出現(xiàn)沉降槽，最大值發(fā)生在盾構(gòu)中軸線位置處，達(dá)到12.10 mm。

2.4 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證數(shù)值模型的正確性，于廈門地鐵4號(hào)線洪坑站～彭厝北站區(qū)間工程現(xiàn)場(chǎng)，對(duì)應(yīng)計(jì)算結(jié)果取值位置選取目標(biāo)樁及蓋板沉降測(cè)試斷面布置測(cè)點(diǎn)，測(cè)量盾構(gòu)施工過程中樁身受力變形和蓋板豎向變形，其中樁身變形采用測(cè)斜管測(cè)量，蓋板豎向變形采用水準(zhǔn)儀測(cè)量，測(cè)點(diǎn)布置間距取3 m。樁板結(jié)構(gòu)現(xiàn)場(chǎng)施工及測(cè)點(diǎn)布置如圖7所示。

圖7 現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試

伴隨盾構(gòu)隧道開挖過程，現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試結(jié)果如圖8所示。由圖8測(cè)試數(shù)據(jù)可以看出，盾構(gòu)開挖引起樁板結(jié)構(gòu)樁身及蓋板變形過程與數(shù)值模擬結(jié)果一致，由于數(shù)值計(jì)算采用理想模型，對(duì)應(yīng)樁身變形整體性較為明顯?？紤]到盾構(gòu)施工過程中為降低擾動(dòng)對(duì)開挖參數(shù)進(jìn)行實(shí)時(shí)調(diào)整，所得測(cè)試值小于計(jì)算值，其中樁身側(cè)向變形測(cè)試值及計(jì)算值分別為2.02 mm和3.74 mm，蓋板豎向變形分別為9.17 mm和 12.10 mm。對(duì)比現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)可知，所建立數(shù)值動(dòng)態(tài)開挖模型具有一定的可靠性，滿足分析需求。

3 結(jié)構(gòu)參數(shù)影響

3.1 工況設(shè)置

圖8 測(cè)試結(jié)果

盾構(gòu)開挖引起樁板結(jié)構(gòu)變形的因素眾多，其中合理的參數(shù)選取是保證結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的重要方面。

參考工程現(xiàn)場(chǎng)樁板結(jié)構(gòu)參數(shù)，總結(jié)前人研究成果[4]，分工況計(jì)算中，樁長、樁徑、樁間距、板厚分別選取不同數(shù)值，采用L9(34)型正交分析表得到典型工況安排，如表4所示。

表4 典型計(jì)算工況 m

3.2 對(duì)比分析

3.2.1 樁身變形

由圖4可知，當(dāng)盾構(gòu)刀盤與目標(biāo)樁斷面距離L為1.64D時(shí)，樁身水平變形受盾構(gòu)開挖擾動(dòng)影響最大。此時(shí)，各工況目標(biāo)樁樁身變形曲線如圖9所示。

圖9 樁身變形

由圖9(a)可知，雖然樁間距有所增大，但是隨著樁徑的增加，樁身剛度增大，拱腰處樁身變形逐漸縮小，位移值分別為4.34 mm、3.70 mm、3.04 mm。控制樁長不變，適量增加樁徑可提高樁身受力時(shí)抵抗彈性變形的能力，并使-6～-10 m埋深的樁體變形呈現(xiàn)一定的整體性，最大橫向水平位移值逐漸向樁端移動(dòng)。

由圖9(b)可知，樁長15 m時(shí)，增加樁徑的同時(shí)擴(kuò)大樁間距對(duì)樁身位移的影響幾乎不變(如工況4、工況5)，增加樁徑、減小樁間距時(shí)樁身抵抗變形能力增加(如工況6)。樁周土體受盾構(gòu)開挖擾動(dòng)影響，對(duì)0～-6 m段樁身產(chǎn)生正摩阻力，對(duì)-6～-15 m段樁身產(chǎn)生負(fù)摩阻力，致使樁體水平變形自上而下呈現(xiàn)先增大后減小的變化規(guī)律，最大值出現(xiàn)在隧道中心線位置處，其值分別為3.88 mm、3.68 mm、2.83 mm。

圖9(c)中樁長為20 m時(shí)，樁長、樁徑、樁間距變化對(duì)樁體變形的影響規(guī)律與圖9(b)保持一致。綜合圖9(a)至圖9(c)可知，保持盾構(gòu)隧道及樁板結(jié)構(gòu)埋深不變，對(duì)應(yīng)樁身橫向變形最大值均出現(xiàn)在隧道拱腰附近，且隨著樁長的增加，樁身變形量有所降低，隧道開挖對(duì)樁端的影響逐漸減小。

3.2.2 蓋板豎向變形

由圖6可知，當(dāng)盾構(gòu)刀盤通過目標(biāo)樁斷面2.99D時(shí)，蓋板出現(xiàn)最大沉降值。此時(shí)，各工況蓋板豎向變形曲線如圖10所示。

圖10 蓋板變形

由圖10可知，當(dāng)盾構(gòu)刀盤駛過監(jiān)測(cè)斷面3倍洞徑時(shí)，不同工況下蓋板豎向位移變化規(guī)律一致，沉降最大值均出現(xiàn)在盾構(gòu)中軸線處。同等樁長條件下，隨著板厚的增加，蓋板最大豎向位移值逐漸減小。

圖10(a)中，在樁長10 m條件下，蓋板最大沉降值分布范圍為11.34～13.87 mm；圖10(b)中，在樁長15 m條件下，蓋板最大沉降值分布范圍為7.45～12.14 mm；圖10(c)中，在樁長20 m條件下，蓋板最大沉降值分布范圍為6.17～10.49 mm。由此可知，長樁能夠充分發(fā)揮樁身下部的側(cè)摩阻力，減小樁頂沉降，進(jìn)而更加有效地發(fā)揮對(duì)蓋板的支撐作用，以達(dá)到減小蓋板豎向位移的效果。而從工況3、工況4和工況8可以看出，蓋板自身厚度的增大，也使其變形量得到有效降低。

3.3 敏感性分析

樁板結(jié)構(gòu)通過樁身將上部荷載及盾構(gòu)擾動(dòng)效果傳遞至周圍土層，對(duì)結(jié)構(gòu)正常工作起重要作用。取近端邊樁變形最大值為對(duì)比指標(biāo)。

定義：Kij為第j個(gè)結(jié)構(gòu)因素在取值編號(hào)為i時(shí)的計(jì)算結(jié)果之和，又稱為主效應(yīng)相對(duì)指標(biāo)；Rj為第j個(gè)結(jié)構(gòu)因素對(duì)應(yīng)不同取值編號(hào)的Kij極差，即Rj=max{Kij}-min{Kij}。計(jì)算結(jié)果如表5所示。

表5中極差越大表示結(jié)構(gòu)因素影響越顯著。由表5可知，在樁板結(jié)構(gòu)抵抗擾動(dòng)變形過程中，結(jié)構(gòu)因素的重要性排序?yàn)椋簶堕L、樁徑、樁間距、板厚。

4 結(jié)論

(1)盾構(gòu)開挖過程中，樁板結(jié)構(gòu)中樁身水平變形逐漸增大，當(dāng)?shù)侗P駛過目標(biāo)斷面約1倍洞徑時(shí)，頂推力作用使樁身變形達(dá)到最大值。刀盤遠(yuǎn)離目標(biāo)樁后，地層損失引起周圍土體回縮，樁身出現(xiàn)回彈變形。

(2)刀盤到達(dá)目標(biāo)斷面前，蓋板在頂推力作用下發(fā)生隆起，盾構(gòu)機(jī)駛過斷面后，盾尾注漿凝固過程中隧道上方地層沉降，蓋板隨之出現(xiàn)沉降槽。刀盤駛過目標(biāo)斷面約2倍洞徑后，結(jié)構(gòu)變形趨于穩(wěn)定。

表5 敏感性分析結(jié)果 mm

(3)保持樁長不變，適當(dāng)增加樁徑、縮小樁間距可提高樁身抵抗變形的能力。樁長增大時(shí)，樁端底部周圍土體摩阻力作用顯著，致使樁身變形集中在開挖空間埋深位置，隧道拱腰高程以下樁體變形顯著減小。

(4)適當(dāng)增加蓋板厚度可以降低盾構(gòu)施工擾動(dòng)作用下的蓋板豎向變形，提高樁身長度也可以控制蓋板沉降。