肖昭然，張洋，蔣敏敏，劉海軍

(河南工業(yè)大學(xué) 土木建筑學(xué)院，河南 鄭州 450000)

0 引 言

隨著城市地鐵線路不斷增加，盾構(gòu)隧道穿越房屋、橋梁等樁基礎(chǔ)的工程越來越多，盾構(gòu)施工環(huán)境也越來越復(fù)雜。因此，開展盾構(gòu)隧道施工對臨近樁基影響及加固措施的研究具有重要意義。

N.Loganathan等[1]基于離心試驗(yàn)提出，盾構(gòu)隧道開挖會使臨近樁基產(chǎn)生明顯的軸力及彎矩；王明年等[2]基于廣州地鐵西村換乘站近接高架橋樁基施工，對近接高架橋樁基進(jìn)行近接影響分區(qū)研究；王麗等[3-5]利用數(shù)值模擬的方法對盾構(gòu)開挖，對單樁、群樁的沉降及樁側(cè)摩阻力進(jìn)行了研究；朱逢斌等[6-7]采用數(shù)值模擬及室內(nèi)模型試驗(yàn)的方法，研究了隧道開挖對臨近樁體的內(nèi)力及變形的影響；漆偉強(qiáng)等[8]利用FLAC3D對砂卵石地層中盾構(gòu)側(cè)穿橋樁進(jìn)行模擬分析；賀善寧[9]使用ANSYS軟件，對南京地區(qū)盾構(gòu)下穿橋梁樁基礎(chǔ)及加固措施進(jìn)行了模擬分析；方詩濤[10]采用有限元分析軟件，對盾構(gòu)側(cè)穿施工引起的污水泵站沉降進(jìn)行了分析研究；容繼盤等[11]對南寧市地鐵盾構(gòu)引起的建筑物沉降進(jìn)行研究，得到了建筑物沉降預(yù)測公式；劉建威等[12]采用數(shù)值模擬的方法，對長沙地區(qū)盾構(gòu)施工對橋樁的影響進(jìn)行了模擬分析。

盡管國內(nèi)外相關(guān)學(xué)者[13-17]對盾構(gòu)隧道施工引起的樁基礎(chǔ)變形進(jìn)行了一些研究，但已有研究大多集中在盾構(gòu)施工對常規(guī)建筑物和城市高架橋樁基的影響，而運(yùn)營中的高鐵橋樁具有樁徑大、樁長長、變形要求嚴(yán)格的特點(diǎn)，針對鄭州粉土地層中盾構(gòu)施工對既有高鐵橋樁影響的系統(tǒng)研究較少。且綜合考慮盾殼剛度、管片折減、盾尾注漿壓力、注漿層凝固過程等因素的盾構(gòu)施工全過程模擬也較少。因此，有必要建立考慮多因素共同作用的數(shù)值模型，進(jìn)一步分析盾構(gòu)施工對臨近高鐵橋樁的影響。

本文以鄭州粉土地層中盾構(gòu)隧道施工側(cè)穿既有高鐵橋樁為工程背景，對周圍土層和橋墩沉降進(jìn)行現(xiàn)場實(shí)測?；趨?shù)反算法，并綜合考慮盾殼剛度、管片折減、盾尾注漿壓力、注漿層凝固過程等因素，模擬了盾構(gòu)施工全過程,將盾構(gòu)施工對周圍土體和高鐵橋樁的影響及加固措施對橋樁的保護(hù)效果進(jìn)行量化分析，研究其中的規(guī)律,以期對類似工程的設(shè)計和施工起到一定的指導(dǎo)作用。

1 現(xiàn)場實(shí)測分析

1.1 工程概況和測點(diǎn)布設(shè)

盾構(gòu)隧道側(cè)穿鄭西客運(yùn)專線鄭州聯(lián)絡(luò)線跨環(huán)城高速特大橋，橋梁結(jié)構(gòu)為預(yù)應(yīng)力混凝土簡支箱梁結(jié)構(gòu)，基礎(chǔ)為樁基礎(chǔ)，每墩設(shè)置10根樁,直徑1 m，深47 m。隧道左右線分別在60～61、61～62號橋墩間穿過，盾構(gòu)隧道距離橋樁最小水平凈距5.39 m，隧道中心線埋深約16.7 m，隧道直徑為6.2 m，隧道管片厚度為0.35 m。

為了減小施工對周邊環(huán)境的影響，對穿越區(qū)域土體進(jìn)行土層注漿加固后再進(jìn)行穿越施工。土體注漿加固施工工藝采取預(yù)先在地面預(yù)埋注漿管的方式進(jìn)行加固，注漿漿液采用單液水泥漿，注漿壓力為0.5～0.8 MPa，根據(jù)試驗(yàn)的漿液擴(kuò)散半徑控制注漿管與樁基的凈距，以減少注漿對樁基的產(chǎn)生附加擠壓作用。經(jīng)對加固段的質(zhì)量進(jìn)行檢測，加固后的地基具有良好的均勻性與自立性。注漿加固范圍為12.2 m×12.2 m×30 m。施工時，先進(jìn)行左線隧道穿越，再進(jìn)行右線隧道穿越。盾構(gòu)隧道與橋樁的實(shí)際位置關(guān)系如圖1所示(圖中單位為mm)。

圖1 盾構(gòu)與橋樁實(shí)際位置圖Fig.1 Actual position diagram of shield and piles

地表沉降觀測點(diǎn)共布設(shè)2個斷面，第1斷面位于未注漿加固的試驗(yàn)段，第2斷面位于采取注漿加固的穿越段，每個斷面布設(shè)15個監(jiān)測點(diǎn)(DBC1-1～DBC2-15)。在穿越段布設(shè)2個深度為11 m的分層沉降觀測點(diǎn)(FC1～FC2)。在60，61，62號橋墩上各布設(shè)2個豎向位移觀測點(diǎn)，共布設(shè)6個觀測點(diǎn)位(QC601～QC622)?，F(xiàn)場實(shí)測點(diǎn)位布置如圖2所示。

圖2 現(xiàn)場實(shí)測點(diǎn)位置布置Fig.2 Field measurement points layout

1.2 實(shí)測結(jié)果分析

1.2.1 土體豎向位移分析

從實(shí)測點(diǎn)位中選出個別有代表性的點(diǎn)位進(jìn)行數(shù)據(jù)分析。圖3分別為土體分層沉降觀測點(diǎn)(FC1)隨著左線盾構(gòu)施工進(jìn)度土體豎向位移變化曲線。圖4為第2斷面地表沉降點(diǎn)(DBC2-1～DBC2-15)隨著左線盾構(gòu)施工進(jìn)度地表豎向位移變化曲線。橫軸為左線盾構(gòu)開挖面距測點(diǎn)的水平距離，負(fù)值代表開挖面未到達(dá)測點(diǎn)。

由圖3可知,隨著盾構(gòu)施工進(jìn)行，土體豎向位移先發(fā)生隆起，這是盾構(gòu)推力對前方土體的擠壓造成的，最大隆起量為8.1 mm。隨后土體應(yīng)力不斷得到釋放，豎向位移表現(xiàn)為不斷下沉。最終又趨于穩(wěn)定，最大沉降量為33 mm。最大隆起與最大沉降量均位于地下10 m位置處。

由圖4可知,隨盾構(gòu)施工進(jìn)行，地表最大隆起為3.5 mm。隨后開始逐漸下沉，最終地表沉降趨于穩(wěn)定，地表豎向位移最大沉降值為15.9 mm。

根據(jù)圖3和圖4，可將土體的沉降過程大致可分為3個階段，即擠壓隆起階段、持續(xù)沉降階段、后期穩(wěn)定階段。擠壓隆起階段均大致位于掘進(jìn)面前方0～15 m區(qū)域。距盾構(gòu)隧道中線20 m范圍內(nèi)的土體，持續(xù)沉降階段大約位于掘進(jìn)面后方0～50 m區(qū)域，后期沉降階段大致位于掘進(jìn)面后方50 m區(qū)域。距盾構(gòu)隧道中線20～40 m內(nèi)的土體，持續(xù)沉降階段大約位于掘進(jìn)面后方0～30 m區(qū)域，后期沉降階段大致位于掘進(jìn)面后方30 m區(qū)域。

盾構(gòu)隧道施工會對周圍土體產(chǎn)生巨大擾動，使土體產(chǎn)生較大豎向位移，但盾構(gòu)隧道施工完成一段時間內(nèi)土體會再次回到平衡狀態(tài)。由圖4可知，距隧道中線距離越遠(yuǎn)，土體再次恢復(fù)平衡狀態(tài)的時間越短。

圖3 土體分層沉降(FC1)曲線Fig.3 Soil layered settlement(FC1)curves

圖4 第2斷面地表豎向位移曲線Fig.4 Curves of vertical displacement of the second section surface

1.2.2 橋樁變形分析

盾構(gòu)左、右線穿越完成后，依據(jù)現(xiàn)場實(shí)測數(shù)據(jù)，60號橋樁最大沉降為0.4 mm；61號橋樁Q611點(diǎn)沉降為0.8 mm，Q612點(diǎn)沉降為0.6 mm；62號橋樁最大沉降為0.5 mm，控制值為2 mm，均在控制范圍內(nèi)，滿足規(guī)范要求。

2 盾構(gòu)施工過程模擬

2.1 計算模型的建立

模型X方向從隧道中線分別向左右兩邊延伸5倍洞徑。模型Y方向，即盾構(gòu)掘進(jìn)方向，總長度取60 m。模型Z方向尺寸為1.5倍的樁長，模型整體尺寸為92.4 m×60 m×70.5 m。模型四周約束水平方向位移，底部約束X，Y，Z方向位移，頂部為自由邊界。三維有限元模型見圖5。

圖5 有限元計算模型Fig.5 Finite element calculation model

有限元計算分為2種工況，工況1：先對穿越段土體采取注漿加固措施后，再進(jìn)行盾構(gòu)穿越施工，注漿加固范圍為12.2 m×12.2 m×30 m；工況2：不采取加固措施，直接進(jìn)行盾構(gòu)穿越施工。分析時選取61號橋樁作為典型橋樁進(jìn)行研究，并選取其中的4根樁(a,b,c,d)對比分析。隨機(jī)選擇工況1對4根樁進(jìn)行縱向?qū)Ρ确治?，不同工況下選取c樁進(jìn)行橫向?qū)Ρ确治觥＿x取的4根樁相互位置關(guān)系如圖6所示。

圖6 典型位置關(guān)系水平斷面圖Fig.6 Horizontal section digaram of typical positional relation

2.2 模型參數(shù)的選取

土體采用C3D8實(shí)體單元，本構(gòu)關(guān)系采用Mohr-Coulomb彈塑性屈服準(zhǔn)則。為了節(jié)約計算資源，同時又盡可能保證模擬的準(zhǔn)確性，依據(jù)工程勘察資料，將研究范圍內(nèi)的土體按土層厚度加權(quán)平均簡化成4層，以此作為有限元數(shù)值模擬初始土層參數(shù)，對試驗(yàn)段進(jìn)行模擬，并進(jìn)行參數(shù)調(diào)整，使模擬結(jié)果與實(shí)測結(jié)果一致，得到最終的土層參數(shù)。經(jīng)過反算的各土層參數(shù)見表1。

表1 土體物理力學(xué)參數(shù)Tab.1 Physical and mechanical parameters of soil

樁體及承臺均采用C3D8實(shí)體單元進(jìn)行模擬。對于裝配式管片，參考前人研究[18]，按照均質(zhì)的圓環(huán)結(jié)構(gòu)進(jìn)行模擬，環(huán)向和縱向剛度折減系數(shù)分別為0.8,0.01。

在實(shí)際施工過程中，前方土體會受到盾構(gòu)推進(jìn)的擾動，通過對即將被開挖的土體進(jìn)行彈性模量折減，實(shí)現(xiàn)對此過程的模擬，折減系數(shù)為0.7。對掘進(jìn)面前方土體的開挖面施加均布力，模擬盾構(gòu)掘進(jìn)面推力，取掘進(jìn)面推力為150 kPa，為盾構(gòu)機(jī)總推力的1/3[17]。關(guān)于盾尾注漿壓力，姜忻良[19]取均布壓力為0.05 MPa，得到的土體沉降比實(shí)測結(jié)果略大，因此本文取均布注漿壓力為0.07 MPa。盾尾注漿層是土、水泥漿及其他注漿材料的混合體，在實(shí)際施工中難以對其量化。在數(shù)值模擬中可將其簡化為均質(zhì)、等厚、彈性的圓環(huán)狀等代層[20]。關(guān)于盾構(gòu)機(jī)盾殼的模擬，可將其簡化為均質(zhì)、等厚、彈性的圓環(huán)。因此，根據(jù)等代層的實(shí)際狀態(tài)變化情況，將其分為3種：等代層1，此時模擬盾構(gòu)機(jī)外殼；等代層2，注漿剛完成時半液體注漿層的狀態(tài)；等代層3，注漿材料逐漸凝固，強(qiáng)度不斷增加，此時注漿材料的彈性模量取為注漿階段的10倍[18]，為17 MPa。結(jié)構(gòu)物物理力學(xué)參數(shù)如表2所示。

2.3 盾構(gòu)施工過程模擬

2.3.1 初始地應(yīng)力平衡及土體注漿加固階段

首先建立三維模型，地層分布如圖7所示，在承臺頂施加均布荷載，以模擬橋樁既有狀態(tài)，并進(jìn)行初始應(yīng)力場平衡。工況1時，對加固區(qū)土層進(jìn)行注漿加固，采用變剛度法，通過場變量改變加固范圍內(nèi)土體參數(shù)，實(shí)現(xiàn)對土體注漿加固的模擬。工況2時，此步驟省略。

表2 結(jié)構(gòu)物物理力學(xué)參數(shù)Tab.2 Physical and mechanical parameters of structural objects

圖7 土層分布示意圖Fig.7 Distribution diagram of soil layer

2.3.2 土體開挖階段

由于盾構(gòu)開挖步長對模擬結(jié)果的影響不大[21]，本文取開挖步長為3 m，開挖20步，共計60 m。對掘進(jìn)面前方開挖面施加均布荷載，模擬掘進(jìn)面推力，同時對掘進(jìn)面前方的土體進(jìn)行模量折減，隨后通過生死單元控制技術(shù)將被開挖土體移除。施工各階段如圖8所示。

圖8 盾構(gòu)開挖過程數(shù)值模擬示意圖Fig.8 Schematic diagram of numerical simulation of shield excavation process

2.3.3 管片拼裝及注漿階段

土體被移除的同時，生成盾殼(等代層1)單元。隨著盾構(gòu)機(jī)向前推進(jìn)，生成管片單元。并通過ABAQUS單元追蹤技術(shù)將盾殼(等代層1)轉(zhuǎn)化為半液體注漿層(等代層2)。對隧道周圍土體施加均布壓力，模擬注漿壓力。

2.3.4 盾尾脫離階段

注漿層材料逐漸凝固，強(qiáng)度不斷增加。將半液體注漿層(等代層2)轉(zhuǎn)化為固體注漿層(等代層3)，取消注漿壓力。

2.4 計算結(jié)果分析

2.4.1 注漿加固效果分析

圖9為盾構(gòu)左、右線穿越施工完成后第2斷面位置處(測點(diǎn)編號為DBC2-1～DBC2-15)，地表沉降實(shí)測值與2種工況模擬值的對比圖。地表沉降實(shí)測值與模擬值變化規(guī)律一致且變化量相近，其中盾構(gòu)左線中線正上方處的實(shí)測沉降量為15.9 mm，數(shù)值模擬沉降量為16.77 mm，實(shí)測值約為模擬值的94.8%。盾構(gòu)右線中線正上方處的實(shí)測沉降量為13.4 mm，數(shù)值模擬沉降量為14.46 mm，實(shí)測值約為模擬值的92.7%。采取注漿加固措施的模擬結(jié)果與實(shí)測結(jié)果相近，表明ABAQUS有限元計算軟件可綜合考慮提前土層注漿加固施工工藝，實(shí)現(xiàn)對盾構(gòu)側(cè)穿高鐵橋樁施工過程的精細(xì)模擬。

由圖9可知，盾構(gòu)雙線穿越完成后，在同一斷面上的地表沉降曲線近似呈“W”型，其中左線中線位置(DBC2-5)位置沉降為15.9 mm，右線中線位置(DBC2-11)位置沉降為13.4 mm，左線中線位置處由于受到右線施工的二次擾動，導(dǎo)致其沉降量比右線略大。未采取注漿加固直接穿越時，地表最大沉降為-22.1 mm，采用注漿加固時，地表最大沉降為-16.7 mm，注漿加固措施可使地表沉降值減小約24.4%。

圖9 第2斷面地表沉降曲線圖Fig.9 Surface settlement curves of second section

關(guān)于橋墩沉降，數(shù)值模擬結(jié)果表明：工況1時，左、右線盾構(gòu)施工穿越完成后，橋墩最終最大沉降值為3.1 mm，超出2 mm的控制值，不滿足要求；工況2時，按前文介紹的土體加固施工工藝，進(jìn)行土體注漿加固處理后，再進(jìn)行穿越施工，橋墩最終最大沉降值為0.85 mm，滿足要求，均位于61號橋樁處。注漿加固措施使橋樁沉降值減小了約72.6%。

圖10所示為2種工況下61號橋樁中間樁c(中間樁c所在位置見圖6)的變形和內(nèi)力對比圖。由圖10可知，c樁樁頂水平位移最大值為1.01 mm，樁身水平位移最大值1.2 mm，樁頂水平位移最大值約為樁身水平位移最大值的89.2%。采取注漿加固后樁頂水平位移最大值為0.43 mm，樁身水平位移最大值為0.5 mm，樁頂位置的水平位移為樁身最大值的86%。注漿加固措施使水平位移在樁頂位置減小約57.4%，樁身位置減小約58.3%。同時，樁頂位置處的水平位移值相對樁身最大水平位移值減小3.2%，這是由于加固措施可降低盾構(gòu)施工對周邊環(huán)境的影響，加固后樁身整體水平位移降低了，導(dǎo)致樁頂承臺對于樁頂水平位移的約束更為明顯。

c樁樁身彎矩最大值為82.1 kN·m，側(cè)摩阻力最大值為43.4 kPa，采取加固措施后彎矩最大值為51.2 kN·m；側(cè)摩阻力最大值為33.1 kPa，分別減小了37.6%和23.7%。

對盾構(gòu)穿越區(qū)域的土層提前采取注漿加固措施，可提高附近土體的彈性模量，增強(qiáng)土體的黏聚力，減小盾構(gòu)施工引起的地層損失比，從而降低周圍土體的沉降量，減小對附近橋樁的擾動。

圖10 2種工況下中間樁c位移及內(nèi)力變化圖Fig.10 Variation of displacement and internal force of c pile under two working conditions

2.4.2 群樁內(nèi)不同樁變形及內(nèi)力對比分析

圖11為盾構(gòu)左、右線穿越完成后61號橋樁中群樁(a，b，c,d樁)位移及內(nèi)力變化圖。由圖11(a)可知，同一承臺下的a,b,c,d樁，由于承臺的約束作用，在樁頂位置處水平位移值幾乎一致。各樁均在隧道埋深處，水平位移達(dá)到最大值。

樁身彎矩變化趨勢與樁身水平位移變化趨勢類似，均在隧道埋深處達(dá)到最大值，群樁最大彎矩62.3 kN·m。直徑1 m的樁，配筋率0.4%時，鋼筋均勻布置，能承受最大彎矩463 kN·m[22]。因此，由盾構(gòu)隧道開挖產(chǎn)生的樁身附加彎矩，不足以對橋樁安全造成威脅。

關(guān)于樁身側(cè)摩阻力，隨著樁身埋深增加，樁身側(cè)摩阻力先逐漸增加，至隧道埋深處樁身側(cè)摩阻力達(dá)到最大值，隨后逐漸減小，樁身側(cè)摩阻力整體為單駝峰式分布。此項(xiàng)目中高鐵橋樁樁長47 m，屬于超長樁，而隧道埋深相對較淺，因此，樁身上部側(cè)摩阻力發(fā)揮比較充分，樁身下部側(cè)摩阻力值較小，側(cè)摩阻力發(fā)揮不充分。

圖11 群樁位移及內(nèi)力變化圖Fig.11 Variation of displacement and internal force of group piles

由圖11可知，從a,b樁到c樁再到d樁，樁身距離盾構(gòu)左線的距離越來越近，樁身位移和內(nèi)力值也逐漸增大。這是由于盾構(gòu)左、右線距離61號橋樁的最小水平凈距分別為5.39,13.13 m，左線與橋樁的距離明顯大于右線與橋樁的距離。因此，對于61號橋樁，盾構(gòu)左線施工的影響為主要影響因素。所以a,b樁可認(rèn)為是前排樁，d樁為后排樁，由于前排樁對后排樁存在遮攔效應(yīng)，a,b樁會減小左線施工對于c樁,d樁的擾動。而在同一軸線上的樁(如：a樁與b樁)水平位移、彎矩及側(cè)摩阻力的大小及變化趨勢都極為相近。

3 結(jié) 論

(1)通過對鄭州粉土地層中盾構(gòu)近接既有高鐵橋樁施工影響進(jìn)行現(xiàn)場實(shí)測，并對比加固段與未加固段的地表沉降值，表明加固措施可使地表沉降量降低約24.4%。加固段高鐵橋樁附近的土體隨著距掘進(jìn)面距離的變化，豎向位移大致可分為前期隆起階段、急劇沉降階段、沉降穩(wěn)定階段。注漿加固范圍約為2倍盾構(gòu)直徑時，盾構(gòu)施工引起的地表最大沉降量為15.9 mm，橋墩最大沉降量為0.8 mm，均滿足規(guī)范變形要求。

(2)基于參數(shù)反算法，綜合考慮盾殼剛度、管片折減、盾尾注漿壓力、注漿層凝固過程等因素，對盾構(gòu)施工穿越既有高鐵橋樁全過程進(jìn)行模擬分析，并通過現(xiàn)場實(shí)測驗(yàn)證了數(shù)值模擬的可靠性。

(3)數(shù)值模擬表明，同一高鐵橋樁承臺中，右角樁a與同一軸線的邊樁b水平位移、彎矩及側(cè)摩阻力變化趨勢一致且變化量相近。隨著樁體距盾構(gòu)軸線距離的減小，高鐵橋樁右角樁a、中間樁c和左角樁d受施工的影響依次減小。采用土體提前注漿加固的施工工藝，可使高鐵橋樁最大沉降量減小約72.6%，樁體水平位移、彎矩及側(cè)摩阻力最大值分別降低58.3%，37.6%和23.7%。對穿越區(qū)土體采取提前注漿加固措施，可減小盾構(gòu)施工對周圍土體的擾動，保證高鐵橋樁的安全。