基于正交試驗的大直徑盾構(gòu)下穿高鐵橋梁的加固措施優(yōu)化設(shè)計

郭文華，丁宇航，趙大亮，楊喬洪

(1. 中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙，410075；2. 中鐵第五勘察設(shè)計院集團(tuán)有限公司，北京，102600)

2021 年底我國高鐵營業(yè)里程已達(dá)4.0 萬km，其中橋梁在我國高速鐵路網(wǎng)中的占比較高。隨著城市群一體化交通網(wǎng)建設(shè)飛速發(fā)展，道路、地鐵和市政工程等每年以超過20萬km的速度增長。我國軟土分布廣，高鐵線網(wǎng)多，行車密度大，運(yùn)行速度高，日益規(guī)?；?、網(wǎng)絡(luò)化的道路、地鐵、市政工程等將不可避免地會遇到盾構(gòu)隧道下穿高鐵橋梁。大直徑盾構(gòu)施工對土體一次性開挖面積大，若覆土較淺，則會對周圍土體產(chǎn)生更大擾動[1]，使鄰近高鐵樁基及承臺發(fā)生較大變形，進(jìn)一步加劇高鐵橋梁上的軌道不平順。為滿足橋上無砟軌道的變形要求和高速列車運(yùn)行安全舒適性要求，橋墩變形須控制在毫米級[2]。因此，如何采取高效經(jīng)濟(jì)合理的土體加固控制措施，確保橋墩變形滿足設(shè)計要求，就成為大直徑盾構(gòu)下穿運(yùn)營高鐵橋梁施工面臨的重要而緊迫的問題。

盾構(gòu)隧道施工對鄰近樁基的影響研究方法主要包括實測分析、解析法、模型試驗和數(shù)值計算。WANG等[3]結(jié)合實際工程的改造方案，通過對盾構(gòu)隧道施工過程中橋梁變形實測數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，探討了大跨度橋梁樁基托換加固后盾構(gòu)隧道施工對橋樁基的影響。可文海等[4]采用兩階段方法簡便地研究了盾構(gòu)隧道開挖引起的鄰近群樁豎向位移。JACOBSZ 等[5]采用離心模型研究了密集干燥沙地中隧道開挖對附近單樁的影響。NG 等[6]進(jìn)行了一系列三維離心模型試驗，研究了雙隧道施工對干砂中已有單樁的影響。朱逢斌等[7]通過離心試驗與數(shù)值分析研究了盾構(gòu)隧道開挖對鄰近樁基的影響，驗證了用數(shù)值計算的可靠性。LEE[8]通過三維彈塑性數(shù)值分析，研究了弱風(fēng)化巖隧道掘進(jìn)對隧道上方風(fēng)化殘余土中預(yù)先存在的單樁和樁群的影響。YOO[9]根據(jù)城市隧道的實際情況，對傳統(tǒng)隧道與樁支橋梁之間的相互作用進(jìn)行了三維數(shù)值研究。廖晨等[10]采用有限元數(shù)值分析，研究了盾構(gòu)穿越過程中相鄰單樁的位移變化特征。為減小隧道施工對周圍土層造成的擾動，嚴(yán)格控制高鐵橋墩變形，在隧道開挖之前需對周圍土層采取加固保護(hù)措施，常用的手段有土體注漿加固、隔離樁防護(hù)以及MJS 法加固等。Lü 等[11]對有無隔離樁加固的盾構(gòu)施工進(jìn)行了數(shù)值模擬。HUANG等[12]建立了三維有限元模型，分析了盾構(gòu)隧道施工過程中采用不同深度、不同形狀注漿防護(hù)墻的橋樁變形情況。王凱等[13]分析了疊落隧道開挖對鄰近橋梁變形的影響規(guī)律，并對比分析了注漿加固和隔離樁2種保護(hù)措施的保護(hù)效果。李新星等[14]借助有限元數(shù)值分析，模擬了MJS 法不同的加固范圍下隧道近距離穿越高架樁基的施工過程。對于土層加固措施參數(shù)優(yōu)化研究，有學(xué)者采用簡單的定性比較，也有的采用正交試驗優(yōu)化。王國富等[15]結(jié)合現(xiàn)場施工條件提出直線形、折線形、曲線形3種隔離樁布局形式，探討了其對盾構(gòu)施工中高鐵橋梁的變形控制效果，得到最優(yōu)隔離樁布局。王祖賢等[16]采用數(shù)值模擬方法對影響隔離樁防護(hù)效果的樁長、距隧道距離、樁徑和樁彈模等4個主要因素進(jìn)行正交試驗，并得到隔離樁合理樁長建議值。董金玉等[17]以夯擴(kuò)擠密碎石樁樁徑、樁長和樁間距作為正交試驗的控制因素，開展了處理砂土液化動力數(shù)值分析。王輝等[18]研究了超前小導(dǎo)管預(yù)注漿對大斷面地鐵隧道開挖引起的地表沉降規(guī)律，以小導(dǎo)管投影長度、注漿半徑及徑向加固范圍等參數(shù)設(shè)計了正交試驗，通過極差分析和方差分析得出影響地表沉降的控制參數(shù)。綜上所述，目前研究者對于盾構(gòu)隧道下穿橋梁及其加固措施的研究較多，但針對大直徑盾構(gòu)下穿高鐵橋梁的研究較少。研究者對土層加固設(shè)計參數(shù)優(yōu)化主要僅針對單一加固措施，同時考慮2 種加固措施(如隔離樁及MJS 法加固)的研究極少，有些土層加固設(shè)計關(guān)鍵參數(shù)還主要靠經(jīng)驗確定。

本文以蘇州桐涇路北延工程大直徑盾構(gòu)下穿滬寧高鐵32 m 簡支箱梁橋為背景，首先采用有限元軟件ANSYS 建立了13.76 m 大直徑盾構(gòu)下穿簡支箱梁的施工全過程靜力分析模型，考慮盾構(gòu)下穿影響區(qū)段土層實際采取的加固設(shè)計措施，計算大直徑盾構(gòu)隧道不同施工階段下鄰近橋墩頂部的沉降，并與盾構(gòu)施工時橋墩頂部現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果進(jìn)行對比分析。選取隔離樁防護(hù)及MJS 法加固中的主要設(shè)計參數(shù)進(jìn)行正交試驗，經(jīng)方差分析與顯著性檢驗探尋影響土層加固效果的敏感參數(shù)，并對土層加固關(guān)鍵設(shè)計參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，進(jìn)而提出下穿高速鐵路橋梁影響區(qū)段土層加固合理設(shè)計方法。

1 工程背景

蘇州桐涇路北延工程起于西塘河南岸，向南采用隧道盾構(gòu)段依次下穿山塘河及兩岸歷史文化建筑物、滬寧高鐵、京滬既有鐵路、北環(huán)快速路，盾構(gòu)段全長490 m，其中隧道盾構(gòu)下穿滬寧高鐵蘇州西特大橋的多跨32 m 簡支梁橋區(qū)段為關(guān)鍵控制工程，兩隧道線間距為32.76 m，隧道凈埋深約為10 m。隧道采用泥水平衡盾構(gòu)機(jī)開挖，刀盤直徑為13.67 m，施工順序為先左線后右線，是目前國內(nèi)最大直徑泥水盾構(gòu)穿越現(xiàn)有運(yùn)營高鐵橋梁。隧道管片是外徑13.25 m、內(nèi)徑12.05 m的圓，混凝土等級為C50。橋墩截面長×寬為7 m×3 m，墩高均為2.5 m，承臺長×寬×高為9 m×6 m×2 m，承臺下群樁的樁徑為1 m，樁長約為50 m，橋墩、承臺和樁的混凝土等級均為C35。該實際工程在盾構(gòu)下穿既有鐵路橋梁影響區(qū)段內(nèi)采用洞外隔離樁及縱橫梁和MJS 法聯(lián)合加固的防護(hù)措施，加固區(qū)域為鐵路中心線兩側(cè)各22.5 m內(nèi)，如圖1所示。隔離樁布置在盾構(gòu)隧道兩側(cè)，樁徑為1.0 m，樁間距為1.2 m，樁長為30.0 m，為了加強(qiáng)整體性，在樁頂采用截面寬度為1.2 m、高度為0.8 m的縱橫梁將隔離樁連為整體，其中橫梁每間隔2個樁設(shè)置1個，縱梁在樁頂部沿隧道開挖方向設(shè)置。隔離樁和縱橫梁均采用C30 鋼筋混凝土。同時采用MJS 法對隧道外輪廓以外上下各5 m、左右各1 m 范圍內(nèi)的土體進(jìn)行加固。

圖1 隧道及加固措施與既有橋梁位置關(guān)系Fig. 1 Relationship between tunnel and reinforcement measures and existing bridge position

2 盾構(gòu)下穿鄰近高鐵橋梁空間分析模型

為研究大直徑盾構(gòu)下穿對鄰近高鐵橋梁樁基和橋墩變形的影響，建立蘇州桐涇路北延工程直徑13.67 m盾構(gòu)下穿滬寧高鐵32 m簡支箱梁施工全過程的有限元分析模型，如圖2(a)所示。土層、盾殼、管片、橋墩、樁基、隔離樁、縱橫梁、MJS加固體均采用SOLID45單元模擬，樁-土相互作用采用接觸單元TARGE170 和CONTA173 模擬，摩擦因數(shù)取為0.3[19]。盾尾空隙及空隙內(nèi)漿液充填情況簡化為一均質(zhì)、等厚的等代層，亦采用實體單元模擬，通過設(shè)置等代層單元的彈性模量隨時間變化模擬漿液硬化過程[20]。為方便建模，忽略了隔離樁間凈距0.2 m 的影響，見圖2(b)。為精確模擬盾構(gòu)施工的全過程，可考慮的荷載主要有結(jié)構(gòu)自重、掘進(jìn)面土壓力280 kPa(作用于開挖面)、千斤頂推力65 MN(作用于管片)以及注漿壓力200 kPa(同時作用于管片和圍巖)等，其中，掘進(jìn)面土壓力基于位移反分析法計算而得[21]，對橋墩頂面施加均布面壓380 kPa模擬簡支梁的重量。通過改變材料剛度和單元生死來模擬土體開挖、施作管片以及注漿等過程。雙線盾構(gòu)隧道均從北向南分步開挖，每一步開挖1.5 m，先左線后右線，施工全過程共分為120個開挖步。

圖2 有限元計算分析模型Fig. 2 Finite element calculation and analysis model

土層和MJS 加固體采用本構(gòu)關(guān)系為Drucker-Prager 本構(gòu)的彈塑性體，其他結(jié)構(gòu)體均為彈性體。數(shù)值模型的頂面為自由面，四周和底面約束法向位移。為消除邊界約束效應(yīng)的影響，數(shù)值模型的邊界面在至3～5倍隧道洞徑處選取，所建模型尺寸x×y×z為150 m×80 m×90 m，其中，x為隧道徑向長度，y為地層埋深，z為隧道開挖方向長度。承臺沿隧道開挖方向的長度為9 m，記為b，取承臺沿隧道開挖方向的中間截面，即橋梁縱向中心線截面處為z/b=0，隧道開挖端z坐標(biāo)為-5b，開挖結(jié)束端z坐標(biāo)為+5b。即考慮從刀盤進(jìn)入離橋梁中心線-45 m 至越過橋梁中心線+45 m 的盾構(gòu)下穿高鐵橋梁的施工全過程，其中，沿z方向-22.5 m 至+22.5 m區(qū)段為土層加固范圍。因各土層傾斜幅度較小，可近似將其作為水平土層考慮，同時鑒于土層層數(shù)較多，相鄰?fù)翆拥男再|(zhì)和物理力學(xué)參數(shù)相差不大，對相鄰?fù)翆舆M(jìn)行合并，合并后的土層及MJS加固體的物理力學(xué)參數(shù)見表1。結(jié)構(gòu)彈性體的物理力學(xué)參數(shù)見表2。

表1 原土層及MJS加固體物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of original soil layer and MJS plus solid

表2 結(jié)構(gòu)彈性體物理力學(xué)參數(shù)Table 2 Physical and mechanical parameters of structural elastomers

3 數(shù)值分析主要計算結(jié)果與初步驗證

3.1 數(shù)值分析主要計算結(jié)果

根據(jù)上述計算模型，開展了大直徑盾構(gòu)下穿高鐵橋梁施工對鄰近橋樁和橋墩的靜力計算分析，研究盾構(gòu)下穿對鄰近高鐵橋梁下部結(jié)構(gòu)的變形影響。圖3所示為雙線隧道全部開挖完成后各承臺下b1橋樁沿x軸水平變形曲線，位移以向右為正。由圖3可見：雙線隧道外側(cè)承臺(26號和28號)下群樁沿樁身水平位移基本對稱，在頂部和底部樁身段產(chǎn)生靠近隧道的水平位移，在隧道中心標(biāo)高附近樁身段產(chǎn)生遠(yuǎn)離隧道的水平位移。這原因主要是地層豎向壓力通常大于水平壓力，故支護(hù)結(jié)構(gòu)是被“壓扁”的，頂部和底部向內(nèi)收斂，其外側(cè)地層發(fā)生松弛，而兩側(cè)則向外變形，地層受到擠壓，加上支護(hù)結(jié)構(gòu)的及時施加，使隧道的“自由變形”較小，故與初始位置相比，隧道兩側(cè)最終的變形是向外的。對于雙線隧道中間承臺(27 號)中排橋樁，整個樁身水平位移明顯較小。

圖3 各承臺下橋樁橫向位移Fig. 3 Lateral displacement of bridge piles under each cap

圖4(a)所示為左線盾構(gòu)貫通時橋梁下部結(jié)構(gòu)沉降云圖，負(fù)值表示下沉。由圖4(a)可以看出：隧道開挖后導(dǎo)致鄰近樁基下沉，其原因主要是土體被開挖后，隧道周邊土體的應(yīng)力釋放，隧道上方土體發(fā)生下沉，帶動附近的樁基下沉。同一根橋樁沿樁身的沉降量變化不大，距離隧道越近的橋樁的沉降量越大。同一承臺、橋墩上不同位置的沉降量略有不同，距離隧道較近的一側(cè)沉降量大一些。圖4(b)所示為雙線盾構(gòu)貫通時橋梁下部結(jié)構(gòu)沉降云圖，由圖4(b)可以看出：雙線盾構(gòu)貫通后，由于27 號墩離左、右線隧道均很近，故其墩頂沉降最大，其值為-0.45 mm。在盾構(gòu)下穿施工全過程期間，可滿足橋上高鐵列車正常運(yùn)營時對墩頂±2 mm的沉降控制要求[22]。

圖4 橋梁下部結(jié)構(gòu)沉降云圖Fig. 4 Cloud image of bridge substructure settlement

3.2 現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)與理論計算值的對比

為確保大直徑盾構(gòu)下穿運(yùn)營高鐵橋梁時列車運(yùn)行安全和修正完善理論分析模型，對蘇州桐涇路北延工程直徑13.67 m 盾構(gòu)下穿滬寧高鐵 32 m簡支梁施工全過程進(jìn)行現(xiàn)場監(jiān)測，每個橋墩頂部均布置2 個監(jiān)測點(diǎn)(見圖1)。為重點(diǎn)研究盾構(gòu)下穿到高鐵橋梁附近時的影響，僅選取離盾構(gòu)附近的26～28號橋墩為例進(jìn)行說明。對于先左線后右線共120個施工階段，僅選取左線或右線盾構(gòu)施工到離橋墩附近的某7 個位置(盾構(gòu)刀盤位置恰好位于z/b=-2.5、-1.5、-0.5、0、0.5、1.5、2.5)處，將14個施工階段的橋墩變形現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果與數(shù)值計算結(jié)果進(jìn)行比較，如圖5 所示。由圖5 可以看出：1) 左、右線隧道施工時，僅直接相鄰的2個橋墩會產(chǎn)生0.2～0.3 mm 的階段變形，而相對較遠(yuǎn)的橋墩僅產(chǎn)生0～0.1 mm 的階段變形。由于中間橋墩離兩側(cè)隧道均較近，故中間橋墩在雙線隧道施工完成后沉降變形最大，27 號墩頂監(jiān)測點(diǎn)處模擬計算值為0.43 mm。2) 在左、右線隧道施工且當(dāng)盾構(gòu)刀盤前行到橋梁縱軸中心線附近位置時，橋墩累積變形值的增長幅度會更大，亦表明盾構(gòu)離橋墩位置越近時對橋墩變形的影響越大。3) 沉降變形數(shù)值計算值與現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)基本吻合，數(shù)值模擬能較好地反映大直徑盾構(gòu)下穿施工對鄰近高鐵橋墩變形的實際影響。

4 土層加固關(guān)鍵參數(shù)正交試驗設(shè)計

4.1 土層加固關(guān)鍵參數(shù)及加固效果評價指標(biāo)的確定

為控制大直徑盾構(gòu)下穿小跨度橋梁施工時對運(yùn)營高鐵的影響，常通過加固土層或設(shè)置隔離樁以減小或阻止盾構(gòu)施工產(chǎn)生的擾動在土層中的傳播，土層加固措施主要有隔離樁防護(hù)縱橫梁加固或MJS 法加固等。當(dāng)僅采用隔離樁防護(hù)時，在樁頂仍采用截面寬度為1.2 m、高度為0.8 m 的縱橫梁將隔離樁連為整體?，F(xiàn)有研究表明：隔離樁樁長、樁徑、樁隧凈距和MJS法的加固區(qū)域(寬×高×長)等是影響盾構(gòu)開挖對橋梁下部結(jié)構(gòu)變形的主要因素[23-24]。由于大直徑盾構(gòu)下穿施工時會對周圍土體產(chǎn)生擾動，使鄰近橋梁墩臺產(chǎn)生沉降和水平變形，進(jìn)而引起橋上軌道結(jié)構(gòu)附加變形，加劇軌道不平順，可能影響高速列車的運(yùn)營安全。同時，TB 10182—2017《公路與市政工程下穿高速鐵路技術(shù)規(guī)程》[22]亦是將橋梁墩臺頂部的縱、橫向位移及沉降作為關(guān)鍵監(jiān)測項目，故選取橋墩頂部縱、橫向水平位移及沉降作為盾構(gòu)下穿施工時高鐵橋梁受影響程度的評價指標(biāo)。為評價各種土層加固措施對墩臺頂部變形的抑制效果，定義各種加固措施下墩臺頂部變形抑制系數(shù)η為

式中：d0為無土層加固措施時盾構(gòu)下穿施工引起墩頂某方向的最大變形；dj為采用第j種土層加固措施時盾構(gòu)下穿施工引起墩頂相同方向的最大變形。顯然，η(0≤η≤1.0)越大，表明加固措施對墩頂變形的抑制效果越好。開展正交試驗時，將墩頂變形抑制系數(shù)作為各加固措施抑制效果的評價指標(biāo)。

當(dāng)土層未采取任何加固措施時，亦開展了大直徑盾構(gòu)下穿滬寧高鐵32 m 簡支梁施工全過程的模擬計算分析。計算結(jié)果表明：在雙線盾構(gòu)施工全部完成后，27 號墩頂最大沉降為8.0 mm，26 號墩頂最大縱向(沿x方向)位移為7.8 mm。在右線盾構(gòu)刀盤移至-1.5b處的施工階段，28號墩頂最大橫向(沿z方向)位移為1.7 mm。在盾構(gòu)下穿施工全過程期間，若土層未采取加固措施，則不能滿足高鐵列車正常運(yùn)營時的墩頂±2 mm的變形控制要求。為確保盾構(gòu)下穿施工期間高鐵列車的正常運(yùn)營，在盾構(gòu)進(jìn)入鐵路影響區(qū)段前，必須預(yù)先對盾構(gòu)周邊土層采取加固或隔離措施。由于墩頂最大橫向位移未超過±2 mm 的變形控制要求，故本文僅選取27號墩頂沉降及26號墩頂縱向水平位移作為盾構(gòu)下穿施工時高鐵橋梁受影響的評價指標(biāo)。

4.2 正交試驗方案設(shè)計

正交試驗法是用于多因素試驗的一種方法，它從全面試驗中挑選出部分有代表的點(diǎn)進(jìn)行試驗。采用正交表安排試驗，既能使試驗點(diǎn)分布得很均勻，又能減少試驗次數(shù)[25]。根據(jù)盾構(gòu)下穿鄰近高鐵橋梁空間分析模型，對于隔離樁及縱橫梁加固或MJS 法加固分別進(jìn)行正交試驗。每類試驗均考慮3個因素，每個因素安排3個水平，因素水平的選擇依據(jù)工程實際允許的范圍確定，選用L9(34)正交表安排數(shù)值試驗，試驗設(shè)計如表3～6所示。

表3 隔離樁及縱橫梁加固試驗因素及水平Table 3 Test factors and levels of isolation pile and vertical and horizontal beam reinforcement

表4 MJS法加固試驗因素及水平Table 4 Test factors and levels of MJS method

表5 隔離樁及縱橫梁正交試驗方案Table 5 Orthogonal test scheme of isolation pile and vertical and horizontal beam reinforcement

表6 MJS法正交試驗方案Table 6 Orthogonal test scheme of MJS method

4.3 試驗結(jié)果分析

按2種土層加固措施正交試驗方案，調(diào)整隔離樁及縱橫梁加固與MJS 法加固的各參數(shù)水平，分別得到9個試驗方案的中墩(27號)沉降抑制系數(shù)與鄰近邊墩(26 號)縱向位移抑制系數(shù)，如圖6 所示。由圖6 可以看出：在這18 個試驗方案中，沉降抑制系數(shù)最小值為34%，最大值為86%；縱向位移抑制系數(shù)最小值為12%，最大值為89%。總體上看，采用隔離樁及縱橫梁加固對沉降的抑制效果比MJS 法的更好，而對縱向水平位移的抑制效果則接近。

圖6 正交試驗抑制系數(shù)計算結(jié)果Fig. 6 Calculation results of inhibition coefficient of orthogonal test

對隔離樁及縱橫梁加固與MJS 法加固效果分別進(jìn)行統(tǒng)計學(xué)中的方差分析和顯著性檢驗，來鑒別各因素對土層加固效果的影響程度，計算結(jié)果如表7所示。由表7可見：隔離樁樁長和加固區(qū)域長度是相對敏感因素，隔離樁樁長對沉降、縱向位移抑制系數(shù)的影響顯著性水平分別為“非常顯著”和“較顯著”，MJS法加固長度對沉降、縱向位移抑制系數(shù)的影響顯著性水平分別為“顯著”和“較顯著”。

表7 隔離樁與MJS法正交試驗結(jié)果方差分析Table 7 Orthogonal test scheme of isolation pile and MJS method

5 土層加固措施設(shè)計優(yōu)化

5.1 采用單種土層加固措施時控制參數(shù)的優(yōu)化

僅采用隔離樁及縱橫梁加固時，由于隔離樁樁長為敏感因素，故隔離樁樁徑、樁隧凈距、縱橫梁截面寬度、高度及布置均與原加固設(shè)計圖紙保持不變，分別選取9.0、16.6、24.8、30.0、36.0和42.0 m等6種隔離樁樁長對沉降及縱向位移抑制系數(shù)進(jìn)行對比計算分析，主要計算結(jié)果如圖7所示。由圖7可知：本工程隧道底部埋深hd為23.25 m；當(dāng)樁長不超過30 m(即1.29hd)時，沉降及縱向位移抑制系數(shù)均隨樁長增加而顯著增大；當(dāng)樁長進(jìn)一步增大時，位移抑制系數(shù)隨樁長增大仍會略有增大，但增速明顯趨緩；當(dāng)樁長為1.29hd時，沉降及縱向位移抑制系數(shù)分別為0.856和0.843，加固后墩頂沉降及縱向位移最大值分別為1.16 mm 和1.23 mm，已達(dá)相對最優(yōu)控制效果。

僅采用MJS 法加固措施時，由于加固區(qū)域長度為敏感因素，故MJS 法加固區(qū)域?qū)挾燃案叨扰c原加固設(shè)計尺寸保持不變，分別選取26、31、36、41、45、50、55 和60 m 等8 種加固長度對沉降及縱向位移抑制系數(shù)進(jìn)行對比分析，主要計算結(jié)果如圖8 所示。本工程承臺寬度b為9.0 m，當(dāng)MJS法加固長度不超過55 m(即6.11b)時，沉降抑制系數(shù)隨加固長度增加而顯著增大，當(dāng)加固長度進(jìn)一步增加時，沉降抑制系數(shù)基本趨于穩(wěn)定；當(dāng)MJS法加固長度不超過45 m(即5.0b)時，縱向位移抑制系數(shù)隨加固長度增加而明顯增大；當(dāng)加固長度進(jìn)一步增加時，縱向位移抑制系數(shù)增速亦明顯趨緩；當(dāng)加固長度為6.11b時，沉降及縱向位移抑制系數(shù)分別為0.748和0.787，加固后墩頂沉降及縱向位移最大值分別為2.02 mm 和1.66 mm，基本達(dá)到高鐵列車正常運(yùn)營時的墩頂變形控制要求。當(dāng)采用單一土層加固措施時，宜優(yōu)先選用隔離樁及縱橫梁加固措施。

圖8 僅MJS法加固時墩頂位移抑制效果Fig. 8 Inhibitory effect of pier top displacement only with MJS method

5.2 采用2種土層加固措施時控制參數(shù)的優(yōu)化

為確保盾構(gòu)下穿施工期間高鐵列車運(yùn)營的絕對安全，可考慮將橋墩頂縱向位移和沉降控制在±1 mm 以內(nèi)，建議采用隔離樁及縱橫梁和MJS 法聯(lián)合加固方案。由于隔離樁樁長及MJS 法加固長度為影響加固效果的敏感因素，故隔離樁樁徑、樁距隧距離、縱橫梁截面尺寸及布置、MJS 法加固寬度、MJS 法加固高度等均與原加固設(shè)計尺寸保持不變，主要對隔離樁樁長及MJS 法加固長度等關(guān)鍵設(shè)計參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。

首先選取MJS 法加固長度進(jìn)行優(yōu)化，保持隔離樁樁長30 m 不變，分別選取26、31、36、41、45 和50 m 共6 種加固長度對沉降及縱向位移抑制系數(shù)進(jìn)行對比分析，主要計算結(jié)果如圖9所示。由圖9 可知：當(dāng)加固區(qū)域長度不超過41 m(即4.56b)時，位移抑制系數(shù)隨加固長度增大顯著增大；當(dāng)加固長度進(jìn)一步增加時，位移抑制系數(shù)基本不變。表明當(dāng)加固區(qū)域長度超過4.56b時，對進(jìn)一步減小墩頂變形的作用十分有限。

圖9 墩頂位移抑制效果隨MJS法加固長度的變化Fig. 9 Inhibitory effect of pier top displacement varies with length of MJS reinforcement

再對隔離樁樁長進(jìn)行進(jìn)一步優(yōu)化，保持MJS法加固長度為41 m 不變，分別選取9.0、16.6、24.8、30.0、36.0 和42 m 共6 種隔離樁樁長對沉降及縱向位移抑制系數(shù)進(jìn)行對比分析，主要計算結(jié)果如圖10所示。從圖10可見：與加固長度優(yōu)化時情況相似，當(dāng)隔離樁樁長不超過1.29hd時，位移抑制系數(shù)隨樁長增大顯著增大；當(dāng)樁長進(jìn)一步增加時，位移抑制系數(shù)基本不變。表明樁長超過1.29hd時，對進(jìn)一步減小墩頂變形的作用十分有限。

圖10 墩頂位移抑制效果隨隔離樁樁長的變化Fig. 10 Inhibitory effect of pier top displacement varies with length of isolated pile

可見，采用隔離樁及縱橫梁和MJS 法聯(lián)合加固時，隔離樁樁長宜選取為1.29hd，MJS法加固長度宜選取為4.56b，此時，對應(yīng)的沉降及縱向位移抑制系數(shù)分別為0.947、0.950，加固后墩頂沉降及縱向位移最大值分別為0.42 mm、0.39 mm。綜合考慮下穿施工成本的經(jīng)濟(jì)性和土層加固效果，該加固方案整體最優(yōu)，能確保盾構(gòu)下穿施工期間橋上高鐵列車運(yùn)行安全性舒適性。

6 結(jié)論

1) 建立了大直徑盾構(gòu)下穿32 m 簡支箱梁施工全過程的有限元模型。現(xiàn)場實測結(jié)果與數(shù)值計算結(jié)果對比驗證了有限元模型的有效性。

2) 僅采用隔離樁及縱橫梁加固時，選取隔離樁樁長、樁徑、樁距隧道距離進(jìn)行3因素3水平正交試驗，隔離樁樁長對沉降、縱向位移抑制系數(shù)的影響顯著性水平分別為“非常顯著”“較為顯著”，優(yōu)化樁長為隧道底部埋深的1.29倍，加固后沉降及縱向位移抑制系數(shù)分別為0.856和0.843。

3) 僅采用MJS 法加固時，選取MJS 法加固區(qū)域長度、寬度、高度進(jìn)行3 因素3 水平正交試驗，MJS 法加固長度對沉降、縱向位移抑制系數(shù)的影響顯著性水平分別為“顯著”和“較顯著”，優(yōu)化加固長度為承臺寬度的6.11 倍，加固后沉降及縱向位移抑制系數(shù)分別為0.748和0.787。

4) 當(dāng)采用隔離樁及縱橫梁和MJS 法聯(lián)合加固時，優(yōu)化樁長為隧道底部埋深的1.29 倍，優(yōu)化加固長度宜取為承臺寬度的4.56 倍，沉降及縱向位移抑制系數(shù)分別為0.947和0.950，可滿足橋上高鐵列車正常運(yùn)營的墩項變形控制要求。