超大直徑盾構(gòu)近接側(cè)穿臨堤橋梁樁基變形控制研究
——以濟南濟濼路穿黃隧道工程為例

袁 鵬， 魏力峰， 賀小賓

(1. 上海市市政工程管理咨詢有限公司， 上海 200093； 2. 西南交通大學 交通隧道工程教育部重點實驗室， 四川 成都 610031； 3. 中鐵十四局集團大盾構(gòu)工程有限公司， 江蘇 南京 211800)

0 引言

我國正處于城市化的快速發(fā)展時期，城市地下空間的開發(fā)利用在此過程中發(fā)揮著重要作用。為實現(xiàn)地下空間資源的集約高效利用，城市道路與軌道交通合建隧道逐漸成為一種行之有效的途徑，目前已在國內(nèi)部分城市建設(shè)實踐[1]。

高架橋作為改善城市交通狀況的重要基礎(chǔ)設(shè)施，在城市密集區(qū)域內(nèi)十分常見。在城市交通隧道建設(shè)過程中，盾構(gòu)不可避免地需要近接高架樁基施工。盾構(gòu)施工引起的土體擾動會改變樁周土體的應(yīng)力狀態(tài)，影響到既有樁基的變形與受力，可能導(dǎo)致上部建筑結(jié)構(gòu)出現(xiàn)局部開裂乃至破壞[2]。有關(guān)隧道施工對鄰近既有橋樁的影響問題，國內(nèi)外學者已開展了大量的研究工作，常用的理論研究方法主要是基于彈性地基梁的二階段法[3]，如： 李早等[4]、王雨等[5]利用此分析法提出了樁基力學反應(yīng)的簡化分析方法；王鑫等[6]在李早等研究的基礎(chǔ)上，提出了樁-隧臨界距離的概念。除理論研究外，應(yīng)用的研究方法還有數(shù)值仿真、模型試驗等，如： 方勇等[7]、朱逢斌等[8]、Lee[9]、鄭熹光等[10]采用三維彈塑性數(shù)值分析方法，研究了隧道開挖對于鄰近樁基力學行為的影響；韓進寶等[11]采用DCM法，評價了樁-隧相對位置、地層損失率對于鄰近樁基的施工影響，并指出隧道開挖對鄰近樁基的影響存在顯著的長期效應(yīng)。相對二階段法、有限元方法多為整體分析，除隧-土-樁的相互作用外，考慮土體的各向異性以及復(fù)雜邊界條件，與實際情況更為吻合。模型試驗方面，Hergarden等[12]、孫慶等[13]通過離心機試驗，模擬了隧道開挖對鄰近樁基的影響過程，并指出隧道開挖引起的樁基反應(yīng)隨樁-隧間距的增加而減小。

為保證橋梁結(jié)構(gòu)在隧道施工過程中的安全和穩(wěn)定，工程中通常需要采取必要的防護措施來控制盾構(gòu)開挖的影響，一般采用注漿加固的方式，必要時可加設(shè)隔離樁[3]。針對常用加固措施的應(yīng)用效果，目前已有一定研究，如： 王建偉[14]依托地鐵實際工程，利用有限元軟件對不同加固措施進行了模擬分析，指出對樁基采取合理的加固措施可有效減輕隧道開挖的施工影響；李松等[15]提出在不采取袖閥管注漿加固措施的情況下合理選取盾構(gòu)推力，也能實現(xiàn)安全穿越；劉喆等[16]、秦亞斌等[17]指出施工參數(shù)的變化對鄰近樁基的影響較顯著。

綜上，關(guān)于近接穿越問題，以往研究多集中在隧道開挖前后既有樁基力學行為的變化，應(yīng)用的研究方法較為全面，但研究對象多經(jīng)簡化，面對復(fù)雜地形條件，所得結(jié)論適用性有限；針對加固措施的應(yīng)用研究，多在說明其合理性或有效性，有關(guān)施工參數(shù)變化對擬定加固措施應(yīng)用效果的影響尚不明晰。本文依托濟南濟濼路穿黃隧道工程，利用有限差分軟件對超大直徑盾構(gòu)近接側(cè)穿臨堤橋梁樁基的施工影響進行模擬分析，以探究鄰近大堤對于近接穿越過程中樁基反應(yīng)的影響；通過對比不同施工參數(shù)下所采取加固措施的應(yīng)用效果，來驗證此加固方案在不同施工條件下的適應(yīng)性，以期為今后同類工程近接樁基的變形控制提供一定參考。

1 工程概況

1.1 工程簡介

濟南濟濼路穿黃隧道位于濟南城市中部，南起濼口南路，北至鵲山水庫，距已建成的跨黃河大橋最小水平凈距約5.1 km。隧道采用城市道路與軌道交通M2線同管共建方案，為超大斷面盾構(gòu)法隧道。盾構(gòu)管片外徑15.2 m、內(nèi)徑13.9 m，環(huán)寬2.0 m。盾構(gòu)段隧道東、西線總長約2.52 km，采用2臺大型氣墊式泥水平衡盾構(gòu)進行施工。主線隧道自北岸工作井始發(fā)，沿濟濼路敷設(shè)，向北掘進并于里程EK1+269～+295段下穿北繞城高架。

隧道穿越濟南繞城高速公路(洛口高架橋)節(jié)點，位于濟濼路與二環(huán)北高速交叉路口。穿越處為31 m+45 m+31 m三跨預(yù)應(yīng)力連續(xù)剛構(gòu)橋，采用摩擦型鉆孔灌注樁基礎(chǔ)。邊跨為38 m長灌注樁，主跨為30 m長灌注樁，樁徑為1.5 m。區(qū)間隧道與二環(huán)北高架的位置關(guān)系如圖1所示。

(a) 平面關(guān)系圖

(b) 剖面關(guān)系圖

東、西線隧道距洛口高架橋91#、92#墩的橋樁最小凈距約為3.91 m，屬近距離穿越。此外，南岸大堤背河堤腳距洛口高架橋90#、91#墩的最小凈距不足30 m，小于2倍洞徑。

1.2 工程地質(zhì)條件

根據(jù)工程地質(zhì)勘察資料，穿越處隧道埋深約為25 m，穿越地層主要為粉質(zhì)黏土，局部夾雜粉細砂層。穿越處地層情況如圖2所示。

圖2 地質(zhì)縱剖面圖

2 三維有限元數(shù)值模擬

2.1 模型建立

為保證隧道施工過程中鄰近樁基的安全和穩(wěn)定，工程中采用了如下措施： 對90#、91#、92#橋墩墩臺周圍地層采用φ42鋼花管進行預(yù)注漿加固，加固深度從地表以下10 m到原橋樁下方3 m；東、西線隧道施工前，在高架樁基與隧道之間設(shè)置1排φ1.0 m@1.2 m隔離樁，隔離樁設(shè)置在南北方向距離橋墩邊緣外各10 m范圍內(nèi)，東線處樁頂設(shè)有連梁；東線隧道上方采用三重管高壓旋噴樁加固地層，厚度為3.0 m。加固措施剖面布置如圖3所示。

圖3 加固措施剖面布置圖(單位： m)

利用有限差分軟件模擬濟南濟濼路穿黃隧道東、西線近接穿越北繞城高架樁基的盾構(gòu)施工過程?？紤]到邊界效應(yīng)的影響，模型長200 m，寬188 m，大堤側(cè)高84 m，濟濼路側(cè)高75 m，東、西線隧道對稱布置，中線間距38.2 m，隧道拱頂距離地表25.0 m。計算模型如圖4所示。模型主體包括北繞城高架橋墩、墩臺和樁基以及東、西線隧道。

圖4 三維數(shù)值模型(單位： m)

2.2 模型參數(shù)確定

模型計算過程中，墩臺、樁基等結(jié)構(gòu)物以及管片襯砌等均視作線彈性體，即采用彈性本構(gòu)模型，加固區(qū)域以及周圍巖土體采用摩爾-庫侖本構(gòu)模型，除東線處隔離樁樁頂所設(shè)連梁采用結(jié)構(gòu)單元模擬外，均采用實體單元模擬。本次計算所涉及橋樁均為摩擦樁，為了更好地模擬樁-土間的相互作用，在樁-土接觸處建立無厚度的接觸面單元。由文獻[18]可知，接觸面的切向剛度和法向剛度可取周圍較硬巖土體等效剛度的10倍，黏聚力、摩擦角可取周圍巖土體的1/2～4/5。

對于加固區(qū)域，通過改變范圍內(nèi)巖土體的物理力學參數(shù)加以模擬。盾構(gòu)管片的混凝土強度等級為C60，對應(yīng)彈性模量為36.5 GPa，考慮管片接頭對結(jié)構(gòu)整體剛度的影響，取85%的剛度折減系數(shù)。本次計算所涉及模型參數(shù)如表1—2所示。

表1 樁-土接觸面基本力學參數(shù)

表2 材料基本物理力學參數(shù)

2.3 掘進過程模擬

模擬過程如下： 1)初始地應(yīng)力場生成； 2)位移、速度清零，激活墩臺、樁基等結(jié)構(gòu)物； 3)位移、速度清零，激活隔離樁及注漿加固區(qū)域； 4)殺死盾體部分單元，激活盾殼，開挖面施加頂進壓力； 5)盾尾處施加徑向注漿壓力； 6)激活管片襯砌、注漿層，管片迎千斤頂一側(cè)環(huán)面施加頂進反力； 7)凍結(jié)上一步賦力，重復(fù)步驟4)—6)，直至隧道貫通。為削弱邊界效應(yīng)的影響，計算開始時，將盾體直接置入地層，即第1步掘進20 m，往后每步掘進4 m，最后20 m 1次開挖。掘進示意如圖5所示，東、西線同理。依據(jù)現(xiàn)場施工順序，東線先行開挖。

(a) 掘進過程簡化

(b) 施工步

本工程所采用的S-1176/77盾構(gòu)開挖直徑為15.76 m，盾尾直徑為15.65 m，前后直徑相差11 cm。工程中，采用克泥效工藝來同步填充由于盾體錐度所形成的孔隙，進而削弱因此產(chǎn)生的相應(yīng)沉降。計算中，通過改變盾殼外圈一定范圍內(nèi)巖土體的物理力學參數(shù)來模擬此道工序，此部分的彈性模量取20 MPa，泊松比取0.25，黏聚力取10 kPa。本工程同步注漿壓力設(shè)定為0.3～0.4 MPa，考慮漿液硬化的時間效應(yīng)，距盾尾不同距離的注漿層給予差異賦參，模量梯度滿足水泥砂漿的硬化曲線。依據(jù)現(xiàn)場施工情況，每天推進6～8環(huán)，據(jù)此假定距盾尾距離≥16 m的注漿層方可達到預(yù)設(shè)模量。模擬過程中，所施加的頂進壓力、千斤頂推力盡量匹配現(xiàn)場記錄的掘進參數(shù)(見圖6)，具體特征表現(xiàn)為： 大堤段的泥水壓力要高于后半段，且中間存在過渡段；大堤段的千斤頂推力同樣要高于后半段，由于過渡段不明顯，可視作階梯式變化。相較東線，西線波動要更為明顯，西線掘進過程中，施加在管片環(huán)面上的千斤頂推力作3梯度考慮。

本次計算作用在高速公路橋面的靜荷載取36 kPa，由于模型未建上部橋梁，故將上部荷載簡化為面荷載施加在墩臺頂上，以模擬樁基的既有狀態(tài)，面荷載大小取1 200 kN/m2。

3 計算結(jié)果分析

3.1 墩臺沉降分析

選取90#、91#、92#墩臺的西側(cè)角點作為測點(見圖7)，分析采取2.1節(jié)所述加固方案時近接樁基的沉降規(guī)律。為說明計算模型的合理性，將計算結(jié)果與現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)進行了對比，對比結(jié)果如圖8所示。由圖8可知，各墩臺沉降計算值和實測值的分布規(guī)律基本一致。鑒于所建立模型進行了一定程度的簡化，且模型參數(shù)多為經(jīng)驗值，計算結(jié)果與現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)存在一定的偏差，但計算模型基本可以反映穿越近接樁基，東、西線先后開挖等重要節(jié)點的樁基反應(yīng)。

(a) 泥水壓力

(b) 盾構(gòu)推力

圖7 90#、91#、92#墩臺測點選取

(a) 90#墩臺

(b) 91#墩臺

(c) 92#墩臺

由圖8可以看出： 1)相較90#、92#墩臺，位于東、西線之間的91#墩臺沉降特征更為明顯。盾構(gòu)近接穿越時，沉降迅速發(fā)展，在盾構(gòu)離開60～70 m后，才逐漸趨于穩(wěn)定，截至東線貫通，累積沉降控制在2～3 mm。2)西線掘進過程中，大堤段沉降相對穩(wěn)定，近接穿越時，沉降再度發(fā)展，而后趨于穩(wěn)定，最終沉降控制在5 mm左右。3)東線掘進過程中，由于分居線路兩側(cè)，92#墩臺表現(xiàn)出與91#墩臺基本一致的沉降規(guī)律；90#墩臺由于距離東線較遠，雖受影響，但相對較小，截至東線貫通，累計沉降不到1 mm。4)相較91#墩臺，90#、92#墩臺的實測數(shù)據(jù)存在較大波動，可能由測量誤差導(dǎo)致，受此影響，計算值與實測數(shù)據(jù)相對偏離，但近接穿越前后的樁基反應(yīng)基本一致。其中，92#墩臺存在小幅隆起，隆起量在1～2 mm；90#墩臺則隆起速率明顯加快，截至西線貫通，累積沉降在2～3 mm。

考慮樁身施工誤差，根據(jù)以往濟南地鐵設(shè)計施工案例并借鑒《地鐵穿越橋梁結(jié)構(gòu)影響與關(guān)鍵控制技術(shù)》[19]中給出的北京地區(qū)連續(xù)梁橋的控制標準，制定近接樁基的位移控制標準，如表3所示。取控制值的70%作為預(yù)警值、80%作為報警值，據(jù)此，上述各墩臺的附加沉降、相鄰墩臺的差異沉降均在預(yù)警值內(nèi)，其中90#、91#墩臺與91#、92#墩臺的現(xiàn)場實測差異沉降均在4.0 mm左右，為預(yù)警值的57%，說明所采取工藝在控制近接樁基變形方面的成效較為顯著。

表3 高架橋梁墩臺位移控制標準

為進一步探究鄰近大堤對于近接穿越過程中樁基反應(yīng)的影響，殺死大堤部分單元，對無大堤條件下近接樁基的施工影響進行模擬。為避免施工參數(shù)帶來的不利影響，對大堤段的頂進壓力和千斤頂推力做相應(yīng)調(diào)整，以保證同等的施工條件。考慮到大堤影響的普遍性，僅對比施工影響最為嚴重的91#墩臺，對比結(jié)果如圖9所示。

由圖9可以看出，在同等的施工條件下，鄰近大堤對于近接樁基的最終沉降量影響不大，其影響主要體現(xiàn)在東線貫通后的墩臺傾斜度[14]上。經(jīng)計算，有大堤條件下，91#墩臺的最大傾斜度為9.78‰，對應(yīng)JGC91-1、JGC91-2測點；無大堤條件下的最大傾斜度為6.17‰，相對降低36.9%。此影響在西線完成近接穿越后逐漸趨于0，說明在特定的施工條件下，鄰近大堤對于墩臺傾斜度的影響存在一定的時效性。

3.2 加固措施的應(yīng)用效果分析

為驗證工程中所采用的隔離樁+高壓旋噴樁加固+鋼花管預(yù)注漿加固的綜合加固方案在超大直徑盾構(gòu)近接穿越臨堤樁基工程中的適應(yīng)性。對無加固、鋼花管預(yù)注漿注漿加固、隔離樁+高壓旋噴樁加固以及綜合加固這4種工況的應(yīng)用效果進行對比。考慮到墩臺各測點沉降規(guī)律的一致性，為避免數(shù)據(jù)冗雜，僅對比施工影響最為嚴重的91#墩臺的JGC91-1測點，對比結(jié)果如圖10所示。

(a) 有大堤

(b) 無大堤

圖10 4種工況的墩臺沉降對比

由圖10可以看出，采取相應(yīng)措施后，截至西線近接穿越，墩臺沉降抑制效果明顯，累積沉降控制在2～3 mm。對于無加固工況，面對東線掘進帶來的突然擾動，存在“激增”隆起變形，而后逐漸回落，截至西線近接穿越，墩臺累積沉降控制在5 mm左右； 西線近接穿越后，沉降再度發(fā)展，所計算工況的最終沉降均控制在7～9 mm，加固措施的應(yīng)用效果不明顯?？梢姡摶ü茴A(yù)注漿加固、隔離樁+高壓旋噴樁加固和綜合加固均能較好地抑制早期土體擾動對于近接樁基的影響，但在特定的施工條件下，加固措施的整體應(yīng)用效果有限。為進一步探究綜合加固方案與其他2組方案的差異，對比91#墩臺的墩臺頂水平位移(縱向+橫向)，對比結(jié)果如圖11所示。

(a) 縱向

(b) 橫向

由于本次計算未考慮橋梁上部結(jié)構(gòu)的約束，墩臺頂水平位移較現(xiàn)場明顯，現(xiàn)場實測值控制在較低水平(<<1 mm)，樁基處于安全狀態(tài)。由圖11(a)可以看出，不同加固方案下的墩臺頂縱向水平位移無明顯差異，且均在預(yù)警值內(nèi)。當東線掘進至距離樁軸30～40 m的位置時，在盾構(gòu)頂進壓力的作用下，開挖面前方一定范圍內(nèi)的土體產(chǎn)生一定的負向位移(掘進方向為Y軸負向)，樁-土間相互作用導(dǎo)致鄰近樁基產(chǎn)生相應(yīng)位移，樁基發(fā)生向隧道方向的傾斜[10]，樁頂開始出現(xiàn)向隧道方向的水平位移。近接穿越過程中，因樁-隧相對位置上的限制，頂進壓力的作用效果有限，墩臺頂縱向水平位移穩(wěn)定在-1 mm左右；截至西線貫通，墩臺頂縱向水平位移經(jīng)歷上升后回落，逐漸趨緩，并最終穩(wěn)定在-2.3 mm左右。

另一方面，隧道開挖引起的地層損失會導(dǎo)致隧道上覆土體向隧道一側(cè)移動[7]，樁周土體的移動將帶動樁基上半部分，使其發(fā)生同向側(cè)移。由圖11(b)可以看出，不同加固方案下的墩臺頂橫向水平位移差異明顯，呈現(xiàn)綜合加固<隔離樁+高壓旋噴樁加固<鋼花管預(yù)注漿加固的規(guī)律，位移變化主要出現(xiàn)在近接穿越后，位移發(fā)展較迅速；盾構(gòu)離開30～40 m后，以較快速度趨于穩(wěn)定。西線掘進過程中，由于樁-隧相對位置發(fā)生了變化，由開挖隧道的西側(cè)轉(zhuǎn)為東側(cè)，位移迅速回落，近接穿越過程中逐漸趨緩。從上述不同加固方案的應(yīng)用效果來看，過多的加固措施在控制近接樁基水平位移方面的應(yīng)用優(yōu)勢并不明顯。

3.3 施工參數(shù)對加固效果影響分析

盾構(gòu)掘進過程中，開挖面上作用的泥水壓力和盾尾處施加的徑向注漿壓力會對周圍環(huán)境產(chǎn)生一定影響[7,20]，下面對不同施工條件下所采取加固措施的應(yīng)用效果進行對比，以探究施工參數(shù)變化對于加固效果的影響。

3.3.1 泥水壓力

考慮到模型計算過程中所施加的頂進壓力匹配了現(xiàn)場記錄的泥水壓力數(shù)值特征，不同施工段存在數(shù)值差異，工況設(shè)置時以調(diào)整后的掘進數(shù)據(jù)為基準，取變化量Δ=±100 kPa。不同泥水壓力下墩臺頂水平位移隨開挖進尺的動態(tài)變化曲線如圖12所示?？梢钥闯觯嗨畨毫τ谒扇〖庸檀胧┑膽?yīng)用效果的影響較為顯著。當Δ=-100 kPa時，橫、縱向水平位移均受到明顯抑制，其中橫向水平位移降比達62.0%，這說明當所施加泥水壓力無法維系掌子面的穩(wěn)定時，采取必要措施能夠有效降低近接樁基因此產(chǎn)生較大水平位移或傾斜的風險。當Δ=0 kPa或Δ=+100 kPa時，加固效果有限，甚至存在促進位移發(fā)展的趨勢，這說明當泥水壓力得到較好控制時，所采取加固措施的應(yīng)用效果十分有限。此外，對比Δ=0 kPa和Δ=100 kPa工況下的墩臺頂水平位移可知，過大的泥水壓力會導(dǎo)致近接樁基的縱向水平位移明顯增大，這與3.2節(jié)的成因分析基本吻合。據(jù)此，近接穿越過程中若能較好地控制泥水壓力，適當削弱加固體系也能實現(xiàn)安全穿越，可進一步規(guī)避工藝施作帶來過大的土體擾動。

(a) Δ=-100 kPa

(b) Δ=0 kPa

(c) Δ=+100 kPa

3.3.2 注漿壓力

不同注漿壓力下墩臺頂水平位移隨開挖進尺的動態(tài)變化曲線如圖13所示?？梢钥闯?，注漿壓力對于所采取加固措施的應(yīng)用效果的影響十分有限，甚至存在一定的負面影響，如注漿壓力取0.25 MPa時，相較未加固工況，加固后的墩臺頂縱向水平位移明顯增大。對比不同注漿壓力下未加固工況的墩臺頂水平位移可以發(fā)現(xiàn)，注漿壓力取0.25 MPa時的縱向水平位移相較其他工況存在一定程度的縮減，最終位移量降比分別為55.3%、40.7%，在此基礎(chǔ)上，橫向水平位移無明顯差異，這說明如要在不采取加固措施的情況下實現(xiàn)近接穿越，適當降低注漿壓力可在一定程度上降低橋梁結(jié)構(gòu)的風險概率。由圖13(c)可知，增大注漿壓力雖能對墩臺頂橫向水平位移起到一定的抑制作用，但同時可能引起管片上浮、錯臺等[20]。

(a) 0.25 MPa

(b) 0.35 MPa

(c) 0.45 MPa

4 結(jié)論與討論

1)鄰近大堤對于近接穿越過程中的樁基反應(yīng)存在一定影響，雙線隧道中先行線側(cè)穿后的墩臺傾斜度會有所增大，但在特定的施工條件下，此影響存在一定的時效性，在后行線完成近接穿越后逐漸趨于0。

2)鋼花管預(yù)注漿加固、隔離樁+高壓旋噴樁加固和綜合加固均能較好地抑制早期土體擾動對于近接樁基的影響，但在特定的施工條件下，加固措施的最終應(yīng)用效果有限。

3)采用不同加固方案在控制近接樁基的縱向水平位移方面無明顯差異，在橫向水平位移方面則差異明顯，呈現(xiàn)綜合加固<隔離樁+高壓旋噴樁加固<鋼花管預(yù)注漿加固的規(guī)律。

4)泥水壓力對于所采取加固措施的應(yīng)用效果的影響較為顯著，近接穿越過程中如能較好地控制泥水壓力，可考慮適當削弱加固體系；注漿壓力在此方面的影響則十分有限，如要在不采取加固措施的情況下實現(xiàn)近接穿越，適當降低注漿壓力可在一定程度上降低橋梁結(jié)構(gòu)的風險概率。

本文利用有限差分軟件對超大直徑盾構(gòu)近接穿越臨堤橋梁樁基的施工影響進行了模擬分析，通過對比不同施工參數(shù)下所采取加固措施的應(yīng)用效果，分析了隔離樁+高壓旋噴樁加固+鋼花管預(yù)注漿加固的綜合加固方案在不同施工條件下的適應(yīng)性。但考慮到文中僅分析了樁基變形，未對無加固措施下的樁基承載力作進一步分析，采取相應(yīng)加固措施對于實現(xiàn)安全穿越仍有重要意義。此外，文中揭示了施工參數(shù)變化對擬采取加固措施應(yīng)用效果的影響，但未對此影響的過程機制展開研究，后續(xù)將進一步研究施工參數(shù)變化對加固措施應(yīng)用效果的影響機制。