平行近接新建盾構(gòu)隧道的綜合管廊預(yù)保護(hù)研究
——以富陽(yáng)區(qū)地下綜合管廊工程為例

魏 綱 李志遠(yuǎn) 崔允亮 朱希文 包春燕

（1.紹興文理學(xué)院土木工程學(xué)院，紹興 312000；2.浙大城市學(xué)院土木工程系，杭州 310015；3.浙江同濟(jì)科技職業(yè)學(xué)院建筑工程學(xué)院，杭州 311231）

0 引言

隨著城市建設(shè)的急速發(fā)展，地下工程近接施工的工況時(shí)有發(fā)生，盾構(gòu)側(cè)穿、鄰近既有隧道及管廊的情況大量出現(xiàn)。盾構(gòu)開(kāi)挖卸荷會(huì)造成鄰近地下結(jié)構(gòu)及管廊的豎向位移和水平位移，當(dāng)近接地下綜合管廊變形過(guò)大時(shí)，會(huì)造成管廊變形縫處滲漏及管廊結(jié)構(gòu)開(kāi)裂，從而影響管廊的正常運(yùn)行，因此對(duì)既有地下管廊保護(hù)的研究具有重要意義。

針對(duì)盾構(gòu)開(kāi)挖鄰近地下隧道研究中，目前研究方向多集中在盾構(gòu)管片的變形及受力規(guī)律上［1-2］，針對(duì)既有地下結(jié)構(gòu)的豎向位移控制方法多是圍繞后建工程中對(duì)于盾構(gòu)施工中盾構(gòu)參數(shù)的調(diào)控［3-4］。在針對(duì)地層阻隔方面，孟慶軍等［5］及奎耀等［6］針對(duì)現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)以及有限元模擬對(duì)隔離樁與鄰近地下結(jié)構(gòu)分析發(fā)現(xiàn)，隔離樁對(duì)鄰近地下結(jié)構(gòu)的位移控制效果與樁徑、樁與盾構(gòu)的相對(duì)位置等因素密切相關(guān)，周航等［7］及劉方等［8］針對(duì)現(xiàn)場(chǎng)提出隔離樁與盾構(gòu)參數(shù)動(dòng)態(tài)控制方法來(lái)減小對(duì)既有地下結(jié)構(gòu)的影響，并通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)進(jìn)行驗(yàn)證。丁智等［9］及張治國(guó)等［10］分別對(duì)既有地下結(jié)構(gòu)的豎向位移建立了位移計(jì)算方法，并利用數(shù)值模擬對(duì)公式進(jìn)行了驗(yàn)證。以前由于城市規(guī)劃落后于地下工程建設(shè)，地下工程保護(hù)措施往往不考慮后續(xù)工程，對(duì)既有地下結(jié)構(gòu)的加固方法也是圍繞后建盾構(gòu)施工時(shí)來(lái)展開(kāi)，目前針對(duì)地下管廊工程的預(yù)保護(hù)效果的研究較少，隨著城市規(guī)劃水平的提高，越來(lái)越多的地下近接工程可預(yù)先采取保護(hù)措施。針對(duì)管廊平行近距離擬建隧道的預(yù)加固方案和預(yù)加固效果亟需深入研究。

本文依托杭州市富陽(yáng)區(qū)地下綜合管廊工程進(jìn)行研究，規(guī)劃的杭富城際鐵路盾構(gòu)隧道長(zhǎng)距離近接平行在建的富陽(yáng)地下綜合管廊，由于工程的特殊性，不同于其他預(yù)加固措施多在后建線路施工時(shí)的預(yù)加固措施，為減輕地下綜合管廊被盾構(gòu)隧道施工影響，本工程在地下綜合管廊建設(shè)時(shí)提出對(duì)既有基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)加以優(yōu)化的預(yù)加固措施，避免在盾構(gòu)開(kāi)挖時(shí)造成土體擾動(dòng)過(guò)大而影響運(yùn)營(yíng)管廊；針對(duì)預(yù)保護(hù)方案使用分布式光纖在盾構(gòu)通過(guò)時(shí)對(duì)現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行監(jiān)測(cè)，并結(jié)合數(shù)值模擬對(duì)預(yù)保護(hù)效果進(jìn)行研究，為類(lèi)似工程提供借鑒。

1 工程概況

1.1 工程介紹

杭州市富陽(yáng)區(qū)地下綜合管廊設(shè)計(jì)外框尺寸為10.3 m×4.6 m，埋深3.85 m，標(biāo)準(zhǔn)斷面采用雙艙斷面形式（電力艙＋水信艙），其中電力艙內(nèi)部尺寸為2.9 m×3.6 m（長(zhǎng)×高），水信艙內(nèi)部尺寸為6.1 m×3.6 m，管廊結(jié)構(gòu)混凝土強(qiáng)度為C35，其中水信艙與電力倉(cāng)內(nèi)隔板厚度為0.3 m，管廊外壁厚度為0.5 m。后續(xù)建設(shè)杭州至富陽(yáng)城際鐵路工程高教路站至富春站盾構(gòu)隧道平行既有綜合管廊，其相對(duì)位置關(guān)系如圖1所示。

圖1 既有管廊與擬建盾構(gòu)位置關(guān)系Fig.1 Location relationship between existing pipe gallery and proposed shield

管廊主體結(jié)構(gòu)采用明挖順筑法施工，由于設(shè)計(jì)施工時(shí)已知后期有平行段盾構(gòu)隧道近接施工，本工程擬在近接平行擬建隧道段管廊下部3 m 土體采用水泥摻量8%旋噴樁滿堂加固，并在管廊近盾構(gòu)側(cè)基坑改用咬合樁隔離墻（咬合樁隔離墻為間隔布置且相互咬合的A、B樁，其中A樁為素混凝土樁，B樁為鋼筋混凝土樁，兩樁搭接長(zhǎng)度0.2 m），以控制后期擬建隧道施工對(duì)近接管廊的影響。

盾構(gòu)隧道拱頂距管廊底板豎向距離平均9.5 m，距離地面豎向平均距離17.95 m。雙線盾構(gòu)隧道平行，中心線間距為12.3 m，管片內(nèi)徑5.5 m、外徑6.2 m，管片壁厚0.35 m，環(huán)寬1.2 m，管片混凝土強(qiáng)度為C50。本段既有地下綜合管廊與擬建盾構(gòu)平均間距僅為4.5 m，管廊段監(jiān)測(cè)樁號(hào)為K2+480 至K2+540，下文所述位移均為K2+480 至K2+540段管廊電力倉(cāng)中線底板處所提取。

1.2 工程地質(zhì)條件

現(xiàn)場(chǎng)勘察資料表明，工程場(chǎng)區(qū)屬于軟土地層，根據(jù)勘察資料本工程的各土層分布及物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)如表1所示。

表1 各土層物理性質(zhì)參數(shù)Table 1 Physical property parameters of each soil layer

其中表層①填土層為經(jīng)人工處理后形成，土層②黏土層和土層③淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土層及土層④淤泥質(zhì)黏土層主要呈流塑狀，具有低強(qiáng)度、高壓縮性，有較明顯的蠕變、觸變特性，分布較為廣泛，需要加固處理。土層⑤圓礫層、土層⑥全風(fēng)化花崗巖層和土層⑦中等風(fēng)化花崗巖層物理性質(zhì)可滿足一般結(jié)構(gòu)承載要求，土體性質(zhì)穩(wěn)定，地下水位線位于埋深3 m處。

1.3 分布式光纖監(jiān)測(cè)方案與結(jié)果

現(xiàn)階段針對(duì)沉降多進(jìn)行水準(zhǔn)監(jiān)測(cè)，受人為因素影響，測(cè)量結(jié)果準(zhǔn)確性無(wú)法得到驗(yàn)證，而分布式光纖具有植入方便、受外界影響小、測(cè)試距離不受限制以及獲取數(shù)據(jù)方便等優(yōu)點(diǎn)。本次檢測(cè)所采用的分布式光纖是混凝土表貼式G652B 單模緊包光纜，光纜截面尺寸為0.9 mm。

由圖1 可見(jiàn)，分布式光纖從管廊樁號(hào)K2+480處引入接線盒鋪設(shè)于電力倉(cāng)中線頂板至K2+540，K2+480 處回轉(zhuǎn)并鋪設(shè)于管廊底板并在K2+540 處引出至接線盒，管廊結(jié)構(gòu)及分布式光纖布置方案如圖2所示。為使光纖與管廊貼合良好，在管廊內(nèi)壁開(kāi)挖溝槽并清理，然后埋設(shè)分布式光纖，最后使用水泥砂漿封填，光纖埋設(shè)與監(jiān)測(cè)如圖3所示。

圖2 管廊斷面及光纖布設(shè)示意圖Fig.2 Sketch of pipe gallery section and optical fiber layout

圖3 光纖埋設(shè)與監(jiān)測(cè)Fig.3 Optical fiber embedding and monitoring

2 數(shù)值模型建立與驗(yàn)證

2.1 有限元工況設(shè)置

既有運(yùn)營(yíng)管廊對(duì)結(jié)構(gòu)變形控制要求較為嚴(yán)格，為了管廊結(jié)構(gòu)正常運(yùn)營(yíng)，將盾構(gòu)開(kāi)挖的影響降到最小，針對(duì)本工程的特殊性、現(xiàn)有管廊基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)以及其他近接施工的預(yù)加固經(jīng)驗(yàn)，本文提出了主要針對(duì)管廊施工時(shí)在近盾構(gòu)側(cè)基坑側(cè)壁設(shè)置咬合樁隔離墻、遠(yuǎn)盾構(gòu)側(cè)TRD 圍護(hù)墻以及在基坑底部設(shè)置水泥土攪拌樁加固層的加固方案，并與基坑兩側(cè)僅設(shè)置TRD 圍護(hù)墻的原處理方案進(jìn)行對(duì)比分析，本文設(shè)置如表2所示的6種工況。

表2 工況設(shè)置Table 2 Working condition setting

2.2 模型與材料參數(shù)

采用有限元軟件MIDAS GTS NX 進(jìn)行數(shù)值分析，并根據(jù)圖1 所示上跨管廊與擬建隧道的位置關(guān)系建立模型，計(jì)算模型尺寸為70 m×80 m×50 m（X×Y×Z），模型頂部設(shè)置為自由面，底部設(shè)置三向固定約束，側(cè)面設(shè)置水平約束，模型在地應(yīng)力平衡后將全部網(wǎng)格位移清零。

土層采用摩爾-庫(kù)倫本構(gòu)（MC）模型及硬化土（HS）模型進(jìn)行模擬，土層從上至下分別為①填土層；②黏土層；③淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土層；④淤泥質(zhì)黏土層；⑤圓礫層；⑥全風(fēng)化花崗巖層；7 中等風(fēng)華花崗巖層。通過(guò)地勘信息及文獻(xiàn)［11-14］可得數(shù)值模擬所需要的HS 模型參數(shù)，土層①、⑤、⑥、⑦使用MC 模型進(jìn)行模擬，土層②、③、④采用HS 模型進(jìn)行模擬，HS 模型相對(duì)于MC 模型增加了卸載再加載模量等參數(shù)，且能考慮土體硬化特征、應(yīng)力路徑，可用于模擬多種土體的破壞變形行為，在計(jì)算中能得到更為合理的變形結(jié)果，在軟土計(jì)算中更為適用。模型參數(shù)如表3 所示，其中，E為彈性模量，分別為HS 模型中的割線模量、切線剛度、卸載模量，m為應(yīng)力相關(guān)冪指數(shù)，R為失效率，c為土體黏聚力，?為土體內(nèi)摩擦角，e為孔隙比，μ為泊松比。

表3 土體模型參數(shù)Table 3 Soil model parameters

咬合樁隔離墻、TRD 圍護(hù)墻及盾殼均采用2D面單元進(jìn)行模擬，管廊及加固層采用3D實(shí)體單元進(jìn)行模擬，根據(jù)施工階段改變材料屬性來(lái)模擬注漿層及盾構(gòu)管片。注漿層參數(shù)為經(jīng)驗(yàn)取值，加固層參數(shù)由于未做室內(nèi)試驗(yàn)研究其土體性質(zhì)，其土層性質(zhì)根據(jù)施工情況有較大差異，本文基于現(xiàn)場(chǎng)工況選取文獻(xiàn)［15］中10%摻量水泥土的無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度，并代入文獻(xiàn)［16］中E50=140qu（其中E50為水泥土割線模量，qu為水泥土無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度），并結(jié)合類(lèi)似地質(zhì)條件的工程［17-18］及經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)所確定，本文模擬中盾殼厚度及注漿層厚度均取100 mm。

考慮實(shí)際工程中管廊為分段澆筑，各段管廊間均設(shè)有變形縫，本模型通過(guò)設(shè)置界面單元模擬管廊變形縫，并在接縫處斷開(kāi)接縫兩側(cè)節(jié)點(diǎn)連接進(jìn)行還原。為模擬管廊及盾殼與地基之間的摩擦行為及相對(duì)位移，在管廊及盾殼結(jié)構(gòu)單元與土體單元之間設(shè)置了界面單元。管廊與盾構(gòu)隧道有限元模型如圖4 所示，其中箭頭為盾構(gòu)掘進(jìn)方向（下文同）。各結(jié)構(gòu)模型參數(shù)如表4所示。

圖4 擬建隧道與既有管廊模型位置關(guān)系Fig.4 Location relationship between the proposed tunnel and the existing pipe gallery model

表4 結(jié)構(gòu)模型參數(shù)Table 4 Structural model parameters

2.3 有限元模擬開(kāi)挖步驟

采用第2.2 節(jié)中建立的有限元模型分析盾構(gòu)隧道施工對(duì)地下綜合管廊主體結(jié)構(gòu)的影響。管廊與盾構(gòu)隧道位置關(guān)系如圖1所示，模擬步驟如下：

（1）激活全部土體、管廊及其預(yù)保護(hù)結(jié)構(gòu)，位移清零。

（2）模擬隧道開(kāi)挖過(guò)程，為便于計(jì)算，本文數(shù)值模擬采取了2.4 m的單次開(kāi)挖長(zhǎng)度，左線貫穿后開(kāi)挖右線，使用開(kāi)挖處土體單元鈍化來(lái)模擬這一過(guò)程，盾構(gòu)機(jī)在前開(kāi)挖土體，盾殼支撐周邊土體并在盾構(gòu)機(jī)范圍內(nèi)激活盾殼摩擦力，在開(kāi)挖面設(shè)置開(kāi)挖推力，盾構(gòu)機(jī)長(zhǎng)度約為12 m，故在開(kāi)挖面后5個(gè)施工階段激活（共12 m）施加盾殼摩擦力及盾殼結(jié)構(gòu)。

（3）生成管片，在盾殼激活的第6個(gè)施工階段將其鈍化，與此同時(shí)激活在先前土體開(kāi)挖中管片位置的鈍化土體單元，并將重新激活土體賦予管片屬性來(lái)模擬這一過(guò)程。

（4）根據(jù)施工速度，在生成管片起的三個(gè)施工階段（共7.2 m）設(shè)置盾尾注漿壓力。

（5）在注漿壓力消除后，重新激活盾殼結(jié)構(gòu)，并轉(zhuǎn)換盾殼屬性為注漿層屬性。

假定盾殼與土體之間的摩擦力和開(kāi)挖面推力均為均布力，根據(jù)魏綱等［19］對(duì)盾構(gòu)施工引起土體豎向位移的研究以及現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)，本文中盾殼摩擦力取值為23.5 kPa，開(kāi)挖推力取值為159.5 kPa。采用等效均勻分布力來(lái)模擬盾尾注漿壓力，取值為25 kPa。

本文在數(shù)值模擬中單次開(kāi)挖長(zhǎng)度過(guò)長(zhǎng)，不同于實(shí)際工程中的循序漸進(jìn)，時(shí)空效應(yīng)會(huì)對(duì)計(jì)算結(jié)果產(chǎn)生一定影響，為減少單次鈍化長(zhǎng)度過(guò)長(zhǎng)造成的應(yīng)力釋放與實(shí)際工程不符的問(wèn)題，在數(shù)值計(jì)算中采取了LDF（卸載分項(xiàng)系數(shù)）來(lái)減小其影響。本文數(shù)值模擬中對(duì)管片接頭及管片拼接方式進(jìn)行了簡(jiǎn)化，將管片結(jié)構(gòu)等效為均質(zhì)圓環(huán)，為考慮管片接頭對(duì)管片整體剛度的影響，在有限元計(jì)算中將彈性模量取為實(shí)際彈性模量的85%［20］。

2.4 模擬結(jié)果驗(yàn)證

待管廊主體結(jié)構(gòu)施工完成后，在盾構(gòu)隧道穿越本段落之前進(jìn)行第一次光纖監(jiān)測(cè)得到初始應(yīng)變值，盾構(gòu)穿越本段落管廊后進(jìn)行第二次監(jiān)測(cè)，第二次監(jiān)測(cè)結(jié)果與初始應(yīng)變值的差值用來(lái)反映盾構(gòu)施工對(duì)管廊的影響。分布式光纖所測(cè)現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)變數(shù)據(jù)見(jiàn)圖5。

圖5 第二次光纖監(jiān)測(cè)與初始值應(yīng)變差Fig.5 Second optical fiber monitoring and initial strain difference

由于分布式光纖所得數(shù)據(jù)可得出管廊的連續(xù)應(yīng)變，根據(jù)材料力學(xué)彈性等截面梁的變形曲線近似微分方程［21］為

由二次積分法可知，對(duì)式（1）進(jìn)行積分得到轉(zhuǎn)角方程為

對(duì)式（2）進(jìn)行積分得到變形曲線方程：

式中：ε(x)為應(yīng)變分布；y(x)為管廊實(shí)際撓度；ρ為曲率半徑；h為上下光纖位置至電力倉(cāng)中性軸的垂直距離；C與D為積分常數(shù)，可根據(jù)實(shí)際邊界條件以及連續(xù)性條件所確定，C是邊界支座轉(zhuǎn)角，D是邊界支座位移，假定管廊兩端為固定端，以管廊端部為基準(zhǔn)點(diǎn)，其中基準(zhǔn)點(diǎn)的沉降位移為現(xiàn)場(chǎng)水準(zhǔn)監(jiān)測(cè)值，并假設(shè)基準(zhǔn)點(diǎn)處無(wú)初始轉(zhuǎn)角，并代入式（3）可得出常數(shù)C、D的值［22］。

將應(yīng)變數(shù)據(jù)代入式（3）可求得任意位置與基準(zhǔn)點(diǎn)的位移差，疊加基準(zhǔn)點(diǎn)現(xiàn)場(chǎng)水準(zhǔn)監(jiān)測(cè)值，即可得到任意位置管廊的豎向位移?，F(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬結(jié)果如圖6所示。

圖6 盾構(gòu)近接開(kāi)挖后管廊豎向位移Fig.6 Vertical displacement of pipe gallery after close excavation of shield

盾構(gòu)開(kāi)挖結(jié)束后，管廊沉降得到較好控制，實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)沉降曲線圍繞數(shù)值模擬結(jié)果上下波動(dòng)，數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)較為吻合，說(shuō)明有限元模型建立較為合理，能夠較為精確地模擬實(shí)際工程。

3 模擬結(jié)果分析

圖7 為盾構(gòu)雙線通過(guò)后管廊K2+480 至K2+540 斷面位移圖，可知管廊近盾構(gòu)側(cè)側(cè)壁（電力倉(cāng)外壁）豎向位移大于遠(yuǎn)盾構(gòu)側(cè)側(cè)壁（水信艙外側(cè)壁），管廊斷面整體位移趨勢(shì)為向盾構(gòu)斷面靠攏；在盾構(gòu)通過(guò)后，后通過(guò)處管廊斷面沉降大于先通過(guò)處。

圖7 盾構(gòu)開(kāi)挖后管廊位移云圖Fig.7 Displacement cloud map of pipe gallery after shield excavation

國(guó)內(nèi)現(xiàn)有標(biāo)準(zhǔn)中，對(duì)運(yùn)營(yíng)管廊的縱向沉降給出了相應(yīng)標(biāo)準(zhǔn)［23］，由于管廊變形縫處僅有防水材料連接，盾構(gòu)開(kāi)挖時(shí)，變形縫處管廊基本喪失變形抵抗能力，而對(duì)地下綜合管廊變形縫兩側(cè)相對(duì)變形極少給出明確控制標(biāo)準(zhǔn)，在實(shí)際工程中對(duì)此標(biāo)準(zhǔn)也基本無(wú)明確要求，如圖7（a）所示，管廊變形縫處在盾構(gòu)雙線通過(guò)后最大沉降差異僅為0.11 mm，這是由于管廊施工時(shí)提前對(duì)底部土體進(jìn)行了旋噴樁滿堂加固并同時(shí)對(duì)近盾構(gòu)側(cè)圍護(hù)結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，有效地將土體擾動(dòng)對(duì)管廊影響降到最低。

3.1 咬合樁隔離墻對(duì)管廊控制效果分析

圖8 為管廊兩側(cè)設(shè)置TRD 圍護(hù)墻的工況1 及管廊近盾構(gòu)側(cè)咬合樁隔離墻、遠(yuǎn)盾構(gòu)TRD 圍護(hù)墻的工況5 兩種工況下盾構(gòu)雙線通過(guò)后管廊位移曲線。圖中“距K2+480斷面距離”含義為K2+480至K2+540 段管廊中各管廊斷面至K2+480 斷面距離，數(shù)據(jù)中豎向位移負(fù)值為沉降，水平位移正值為朝向盾構(gòu)開(kāi)挖側(cè)，下文同。

圖8 不同布樁方式的管廊位移對(duì)比圖Fig.8 Comparison of displacement of pipe gallery with different pile arrangement methods

如圖8（a）所示可知，工況1 及工況5 的最大沉降分別達(dá)到了14.9 mm 及4.8 mm，其中工況1大于10 mm 的沉降預(yù)警值［23］，而工況5 的最大沉降值僅為工況1的32.2%，表明咬合樁隔離墻對(duì)管廊沉降控制效果較為明顯。

圖8（b）是盾構(gòu)左線穿越后水平位移對(duì)比圖，可知工況1 及工況5 的最大水平位移分別為3.18 mm 及0.9 mm，工況5 水平位移相對(duì)于工況1減少71.7%?？梢?jiàn)，在工況5的咬合樁隔離墻相對(duì)于單獨(dú)布設(shè)的TRD 圍護(hù)墻，通過(guò)設(shè)置隔離墻形成整體剛度更大的圍護(hù)結(jié)構(gòu)后，可有效阻隔平行盾構(gòu)開(kāi)挖造成的側(cè)向應(yīng)力，位移相對(duì)于TRD 圍護(hù)墻更加均勻，對(duì)管廊豎向位移的控制效果明顯，加固后的豎向沉降在安全控制值之內(nèi)，且管廊兩端不均勻沉降得到一定程度控制，不會(huì)因變形縫處剛度過(guò)低而造成結(jié)構(gòu)錯(cuò)縫開(kāi)裂，從而減小管廊接縫處滲漏水的發(fā)生幾率。

3.2 坑底加固對(duì)管廊控制效果分析

上述研究表明，咬合樁隔離墻相對(duì)于TRD 圍護(hù)墻可較好地控制近接管廊的位移，但對(duì)于管廊控制較為嚴(yán)格的過(guò)程中，還需要在此基礎(chǔ)上加以優(yōu)化，以保證管廊的正常運(yùn)營(yíng)。本節(jié)針對(duì)管廊下部土體采用旋噴樁加固的預(yù)保護(hù)方法進(jìn)行研究，在模擬過(guò)程中，通過(guò)對(duì)加固區(qū)土體改變屬性的方式來(lái)達(dá)到坑底加固的效果，分析盾構(gòu)近接通過(guò)管廊段時(shí)坑底加固深度分別為1 m、2 m、3 m 對(duì)近接管廊的影響，得到管廊光纖監(jiān)測(cè)線底板同處位移曲線如圖9所示。

圖9 不同坑底加固深度位移對(duì)比Fig.9 Displacement comparison of different pit bottom reinforcement depths

如圖9（a）所示，管廊在盾構(gòu)雙線通過(guò)后，工況2、3、4 的最大沉降分別為4.8 mm、4.2 mm、3.6 mm，坑底加固可有效減小管廊底板沉降，尤其在加固層厚度增大后，在基底形成了一道加固土支撐帶，不但控制了管廊豎向沉降，而且工況4 相對(duì)于工況2 的最終沉降曲線也相對(duì)平穩(wěn)；對(duì)比之下，加固厚度為1 m的工況2對(duì)豎向沉降控制已達(dá)到工況5 的效果，對(duì)比工況1，最大沉降減小32.2%，坑底加固區(qū)大于1 m 時(shí)，減沉效果雖然更加明顯，但考慮經(jīng)濟(jì)因素，實(shí)用性較低；坑底土體進(jìn)行加固后，加固層對(duì)土體卸載的抵抗效用明顯，管廊底板沉降在變形縫處并無(wú)明顯突變，對(duì)結(jié)構(gòu)安全影響較小。

由圖9（b）可知，工況2 在加固坑底1 m 土體后，最大水平位移僅為工況1 的48.4%，雖然水平位移有很大程度控制，但隨坑底加固區(qū)域深度的增加，水平位移并沒(méi)有繼續(xù)減??；在類(lèi)似工程中，考慮到成本因素，可結(jié)合具體豎向位移控制標(biāo)準(zhǔn)對(duì)坑底加固進(jìn)行取值。

3.3 不同預(yù)保護(hù)方法對(duì)管廊控制效果對(duì)比分析

上述研究表明，坑底加固及隔離墻均對(duì)地下綜合管廊位移控制效果明顯，特別當(dāng)未對(duì)基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化時(shí)的沉降超過(guò)了豎向位移預(yù)警值（10 mm），而加固后都可以使沉降控制在5 mm內(nèi)，并在水平位移控制上分別取得了一定的效果。為進(jìn)一步減小盾構(gòu)開(kāi)挖對(duì)管廊的位移影響，本工程中有必要采取更加完善的預(yù)加固措施，以保證平行管廊的正常運(yùn)營(yíng)，如圖10 所示工況4、5、6 的模擬位移曲線，分析了不同預(yù)加固組合形式對(duì)平行管廊的影響。

圖10 組合預(yù)保護(hù)方法位移對(duì)比Fig10 Displacement comparison of combined pre-protection methods

可以發(fā)現(xiàn)不同工況下管廊的豎向位移及水平位移曲線變化趨勢(shì)基本相同，但工況6 在考慮了坑底加固及咬合樁的加固優(yōu)點(diǎn)后使得管廊的最大沉降僅為2.55 mm，這是由于進(jìn)行坑底加固之后在平行側(cè)土體卸載時(shí)，設(shè)置整體剛度較大的咬合樁可使土體卸載產(chǎn)生的應(yīng)力均勻地分布在坑底加固層及咬合樁上，相對(duì)于工況4、工況5 分別減少了25.8%、45.8%，可見(jiàn)工況6 的預(yù)保護(hù)結(jié)構(gòu)加固作用明顯，對(duì)于軟土地基管廊保護(hù)工程中適用性較高。對(duì)比工況4、工況5，咬合樁在水平位移上也有一定控制效果，避免管廊滲漏水及線路不平順影響管廊的正常運(yùn)營(yíng)，在類(lèi)似工程中具有較好的借鑒意義。

為進(jìn)一步研究預(yù)加固措施對(duì)既有管廊的保護(hù)效果，筆者選取了管廊監(jiān)測(cè)區(qū)域中點(diǎn)K2+510監(jiān)測(cè)斷面，繪制了工況1、4、5、6 在盾構(gòu)近接開(kāi)挖過(guò)程中的豎向位移。如圖11 所示，圖中橫坐標(biāo)施工階段是指整個(gè)盾構(gòu)施工模擬34 個(gè)開(kāi)挖步，對(duì)比可知，工況4、5、6相對(duì)于工況1在整個(gè)開(kāi)挖過(guò)程中都得到了很好地控制，管廊因左線盾構(gòu)對(duì)于右線土體卸載有一定阻隔作用，除工況1 外其余工況，各工況在左線貫穿后開(kāi)挖右線時(shí)整體位移趨勢(shì)較為平穩(wěn)。工況6在整體開(kāi)挖過(guò)程中，豎向位移及不均勻沉降都優(yōu)于其他工況，在類(lèi)似工程中宜采用咬合樁隔離墻配合管廊下部1 m 土體坑底加固控制后續(xù)近接盾構(gòu)施工時(shí)管廊位移，當(dāng)坑底加固厚度大于1 m后繼續(xù)加固基于經(jīng)濟(jì)因素實(shí)用性不高。

圖11 K2+510斷面各工況沉降對(duì)比Fig.11 Settlement comparison of K2+510 section under different working conditions

4 結(jié)論

（1）設(shè)置咬合樁隔離墻相對(duì)于僅布置TRD 圍護(hù)墻對(duì)管廊位移控制效果提升明顯，單獨(dú)布設(shè)咬合樁隔離墻最大沉降為4.8 mm，僅為單獨(dú)布設(shè)TRD 圍護(hù)墻的32.2%；側(cè)向圍護(hù)結(jié)構(gòu)剛度增大對(duì)水平位移有一定的控制作用，圍護(hù)結(jié)構(gòu)加強(qiáng)后管廊水平位移減少了71.7%。

（2）TRD 圍護(hù)墻配合坑底加固相比僅布置TRD 圍護(hù)墻圍護(hù)同樣對(duì)豎向位移有很好的控制效果，坑底加固深度為1 m時(shí)，最大沉降為4.8 mm，減少67.8%，最大水平位移為僅布置TRD 圍護(hù)墻圍護(hù)的48.4%；但坑底加固深度繼續(xù)加大，豎向位移和水平位移并沒(méi)有繼續(xù)減小。

（3）采用坑底加固3 m 深聯(lián)合近盾構(gòu)側(cè)咬合樁隔離墻的預(yù)保護(hù)措施有效控制了盾構(gòu)施工對(duì)管廊沉降的影響，管廊穿越節(jié)段最大沉降2.66 mm，最大水平位移0.68 mm，保護(hù)效果顯著。

（4）坑底1 m 深度范圍土體使用水泥摻量為8%旋噴樁滿堂加固配合近盾構(gòu)側(cè)基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)加強(qiáng)為咬合樁隔離墻基于經(jīng)濟(jì)因素考量為最佳預(yù)保護(hù)措施，變形縫處無(wú)較大位移突變，滿足控制標(biāo)準(zhǔn)。