深圳地铁9号线盾构切削群桩数值模拟与实测分析

王禹椋， 李继超， 廖少明

(1. 同济大学地下建筑与工程系， 上海 200092； 2. 中国建筑股份有限公司， 北京 100037)

深圳地铁9号线盾构切削群桩数值模拟与实测分析

王禹椋1， 李继超2， 廖少明1

(1. 同济大学地下建筑与工程系， 上海 200092； 2. 中国建筑股份有限公司， 北京 100037)

为解决在不影响既有桩基建筑物安全条件下保证盾构法隧道正常施工问题，以深圳地铁9号线大鹿区间盾构长距离连续切削群桩为背景，采用数值模拟及实测分析，研究盾构切削穿越桩基对地表沉降和桩基的影响，分析推力、扭矩等施工参数以及沉降监测数据，总结盾构切削穿越桩基时施工参数的变化规律以及建筑物沉降规律。主要结论如下： 1)切桩时刻产生的沉降量占总沉降量的比例较大； 2)桩基的数量、直径或位置不同时的地层响应各有不同的特点； 3)合理选取施工参数需要综合考虑桩基情况和地质条件。

深圳地铁； 盾构隧道； 地下障碍物； 数值模拟； 施工参数； 切削桩基

0 引言

盾构隧道在选线设计和掘进施工时，有时不可避免地会遇到一些建(构)筑物的桩基及地下连续墙。盾构穿越地下障碍物的施工逐渐成为轨道交通建设与发展中难以避免的重要工程难点之一。

以盾构施工遭遇桩基础为例，目前的方法有在盾构到达前釆取桩基托换、人工凿除、拔桩或冲桩等措施破除桩基障碍物[1-7]。这些方法虽然简单易行，施工技术较为成熟安全，但同时存在着成本费用高、工期较长等弊端，而且实施期间需要封锁道路，会对附近公共交通产生较大的干扰。随着盾构施工技术的日益成熟，越来越多的工程采用盾构直接切削穿越障碍物的施工方法。

对于盾构直接切削穿越桩基础，国内有很多学者做过相关实验，也有许多工程案例。如： 滕丽[8]通过采用小直径盾构模拟试验，对盾构直接切削桩基施工技术的可行性进行研究；王飞等[9]基于苏州地铁盾构切削穿越14根大直径桥桩工程需要，开展盾构直接切削2根1 200 mm直径桩基的现场试验，分析切桩效果及机制、掘削参数特征及刀具损伤规律等，并探讨研究盾构直接切削大直径桩基的可行性及关键技术；傅德明[10]关于盾构切削混凝土模拟试验同样证明，盾构直接切削混凝土桩是可行的，但需要预先对刀盘进行改造，施工过程中也要采取向土舱内添加润滑减摩材料等措施；薄春莲[11]基于上海轨交7号线盾构切削穿越建筑物桩群，提出相应的工艺要点，认为在盾构切削桩基过程中，必须严格执行预设的各项参数，尽量减少推进过程中桩基自身整体位移等情况发生； 廖少明等[12-13]对盾构穿越桩基础时的盾构选型、微扰动控制参数以及相关应力与变形规律等进行了分析，在盾构掘进引起的动态位移场条件下，提出了盾构选型及其施工参数的控制方案；符敏[14]总结了盾构切削厂房桩基时的技术措施。

现有工程案例大多是盾构穿越单一桩基，或者盾构下穿某一栋建筑的几根桩基，而长距离、大面积的穿越桩基建筑群、同一衬砌环有多根桩基侵入隧道结构以内的情况在国内外并不多见。本文以深圳地铁9号线盾构工程为背景，采用数值模拟，对盾构切削多根桩基产生的环境响应进行分析，比较切削不同直径、位置桩基时的环境响应，并结合现场实测盾构施工控制参数分析，提出盾构切削穿越群桩的施工建议。

1 工程概况

深圳地铁9号线大剧院—鹿丹村区间(简称大鹿区间)采用盾构法施工，隧道外径为6 000 mm，内径为5 400 mm。盾构自大剧院站始发后下穿多栋建筑物，其中主要为滨苑小区9#—13#楼。所穿越楼房全部采用沉管灌注桩基础，桩径为340 mm，设计单桩承载力为350 kN，参考桩长为12 m，为端承摩擦桩。多数桩基侵入隧道断面，严重影响盾构隧道的安全施工，而且隧道施工切削桩基也会对建筑物产生影响。桩基底部为钢筋混凝土结构桩头，强度较高，每环掘进时最多可能遇到6根桩基。桩基侵入隧道内部情况如表1所示。

该区间土层情况较为复杂，为软硬不均的复合地层。区间上覆土层主要为人工填土、软土、冲—洪积黏性土、砂土、碎石土以及花岗岩风化残积层，其中人工填土主要为素填土，极个别有填石，软土零星分布。下伏基岩为燕山晚期花岗岩以及震旦系云开群混合岩，岩面起伏较大。隧道穿越地层大部分为中微风化花岗岩层和砾质黏性土层。切桩区域的地层分布情况如图1所示。

表1 建筑物桩基侵入隧道情况统计

Table 1 Statistics of pile foundations stretching into construction clearance of tunnel

建筑物名称层次结构类型侵入隧道桩基根数长度/m竣工时间9#楼7框架440.3～0.61990-0810#楼7框架301.3～1.71990-0811#楼7框架222.2～2.51990-0812#楼7框架241.9～2.31990-0813#楼7框架171.2～1.41990-08合计137

(a) 左线

(b) 右线

本工程采取盾构直接切桩下穿建筑群的施工方法，其关键在于在盾构顺利切桩通过的同时，能有效控制建筑物的沉降。

2 盾构切削穿越群桩数值模拟

本节利用有限元计算软件ABAQUS，对盾构切桩后的沉降变形进行数值模拟，分析施工过程前后土体变形规律及桩土间相互作用规律，对比分析桩直径及布置情况变化时，盾构穿越对周围环境的影响。

2.1 盾构切削群桩过程建模

根据工程资料，取隧道外径6.0 m，隧道埋深18 m，衬砌厚0.3 m，桩长18 m，直径340 mm。考虑到隧道施工对土体的影响范围以及模型边界对桩基础的影响作用，选择模型尺寸为120 m×60 m×30 m。桩体布置如图2所示，分为2排，前排1根桩位于距开挖起始点10 m处，后排3根桩位于20 m处。

(a) 地层模型

(b) 管片模型

(c) 桩模型

(d) 桩侵入隧道示意图

考虑岩土体弹塑性，采用摩尔-库仑模型，桩与管片采用线弹性模型。桩基承载主要考虑其桩身摩擦作用，通过设置接触面摩擦因数来模拟，桩顶施加设计承载力。盾构施工过程通过生死单元模拟，激活一环管片单元并杀死一环土体单元实现盾构掘进。根据大鹿区间地勘资料，土由上至下分为填土、砂质黏土、强风化岩、中风化岩4层。材料计算参数见表2。

表2 模型参数统计

2.2 盾构切削群桩过程变形分析

根据计算结果，分析桩顶沉降与盾构掘进距离的关系、隧道轴线上方地表沉降与掘进深度的关系、切桩位置处地表沉降槽与掘进深度的关系，总结盾构切削群桩时的桩顶及地表的沉降规律。先切削的单桩为A桩，后切削的2根桩标为B桩和C桩。桩基编号示意如图3所示。

图3 桩基编号示意图

2.2.1 桩顶沉降与盾构掘进距离关系

见图4。

由图4可知，随着盾构掘进距离增大，桩顶沉降亦逐渐增大。在盾构到达桩基前，桩顶沉降速度较为缓慢；当盾构掘进至距离桩基2 m左右时，桩顶沉降速率突然增大，桩顶沉降值由2 mm突增至5 mm左右；直至盾构通过桩基2 m后，桩顶沉降速度逐渐减缓，而且切桩前后的曲线近于平行。

分析还发现，尽管B、C 2桩位置不同，侵入隧道的长度也有差异，但2桩在盾构通过前桩顶的沉降曲线一直保持重合，甚至在切桩时二者的沉降变化速率也相同，切桩后的沉降量也要大于A桩切桩后的沉降量。在切桩后沉降速度放缓的阶段，C桩的沉降速率要高于B桩，且两者都高于A桩的沉降速率。切桩过程的桩顶沉降约占最终桩顶沉降的一半。

图4 桩顶沉降随盾构掘进距离变化曲线

2.2.2 隧道轴线上方地表沉降与掘进距离的关系

见图5。

图5 隧道轴线上方地表沉降随掘进深度变化曲线

Fig. 5 Curves of ground surface settlement along tunnel axial line vs. shield tunneling distance

由图5可知，随着掘进距离的增加，地表沉降沿掘进方向逐渐发展。在切削桩基刚完成时，桩基后方10 m的范围内会发生大幅度的地表沉降，沉降幅度占最终沉降的45%左右；桩基位置处沉降量更大，盾构切削3桩时该处沉降量为6 mm，占最终沉降的70%左右；且桩基位置处沉降速度较无桩处快，例如10 m单桩处，盾构从掘进12 m至掘进18 m的过程中沉降了1.5 mm，而桩基附近地表沉降了0.8 mm左右。

对比10 m单桩和20 m 3桩曲线，可知同时切削3桩处地表沉降更快，并且影响范围更大。0～10 m沉降在盾构掘进到24 m时就已经趋于稳定，而20～30 m区段有不断沉降的趋势，这表明多根桩被同时切削会给周围土体带来更大的扰动，桩土相互作用会加剧土的沉降；并且穿越建筑物时由于不同位置切桩数量不同，极易造成建筑物的不均匀沉降。

2.2.3 桩基位置地表沉降槽与掘进距离的关系

见图6和图7。

图6 1根桩处地表沉降槽随掘进深度变化曲线

Fig. 6 Curves of ground surface settlement trough when shield cutting one pile vs. shield tunneling distance

图7 3根桩处地表沉降槽随掘进深度变化曲线

Fig. 7 Curves of ground surface settlement trough when shield cutting three piles vs. shield tunneling distance

由图6和图7可知，隧道沉降槽随盾构推进而逐渐扩大。切桩前缓慢扩大，切桩后变化迅速，例如图6切桩前最大沉降量约为1 mm，切桩后最大沉降量达到5 mm，沉降量成倍增长，而且桩基所处位置的地表沉降值表现出明显的突变现象。不仅切桩时的地表变形特性不同于无桩情况，对比2图可知，切单桩与切多桩时的地表变形特性亦有很大区别。切割多桩会带来更大程度的沉降，盾构切削通过3根桩后20 m处沉降量最大值由1.2 mm增至9 mm。但是这种影响是深度方向上的，对于沉降槽宽度而言，桩基数量增多没有明显的影响，由这2图可知沉降槽宽度最终都在30 m左右。沉降槽两侧土体随盾构掘进逐渐隆起，且隆起速率均匀，盾构每前进6 m隆起0.2 mm左右，说明桩基数量变化与周边土体隆起没有直接的相关性，最终隆起量均在1 mm左右。由于切桩后隧道上方土体大幅度沉降，隧道下方土体卸荷隆起，使得管片受到上下土体挤压呈椭圆形，同时两侧地表土体隆起。

2.3 切削不同直径桩基的沉降分析

通过数值模拟分析桩直径变化时，盾构切削后的环境响应。与2.2节相比，模型的土体、管片与桩的材料参数、隧道直径、埋深与管片厚度均不变，不同之处是在隧道轴线位置处布置1根桩，桩长18 m，直径分别为300、600、900、1 200 mm。

图8为桩基直径不同时盾构通过后的地表横断面沉降槽。由图可以看出，桩所在位置的地表沉降值存在向下的突变，且随着桩径的增加，地表沉降槽逐渐加深，且沉降值呈现非线性增长。

图8 盾构切削不同直径桩基时的地表沉降槽对比曲线

Fig. 8 Comparison among shield cutting piles with different diameters in terms of ground surface settlement troughs

图9为不同桩径下盾构切削桩基后桩径与桩顶沉降之间的关系，该曲线反映了桩顶沉降随桩基直径增加而呈非线性增加，沉降值增大速度越来越快。原因在于桩土相互作用，直径越大的桩在切除后承载力下降幅度越大，造成沉降增大。

图9 桩基直径与盾构切削后的桩顶沉降关系曲线

Fig. 9 Relationship between diameters of piles and pile top settlements

2.4 切削距盾构中心不同距离桩基的沉降分析

通过数值模拟分析桩位置变化时，盾构穿越后的环境响应。与2.2节相比，模型的土体、管片与桩的材料参数、隧道直径、埋深与管片厚度均不变，不同之处是布置1根桩于不同位置，桩长18 m，桩径为340 mm，桩距隧道轴线的距离分别为0、3、6、9、12 m。

图10为桩基位置不同时盾构通过后的地表横断面沉降槽。由图可以看出，桩基距隧道轴线0、3、6 m时，桩基所在处地表沉降有明显的突增。桩基位置逐渐远离隧道轴线，地表沉降的突增量也随之减少。当桩基远离隧道轴线9 m与12 m时，地表沉降不再向下突增。

图10 桩基位置不同时盾构穿越后的地表沉降槽

Fig. 10 Curves of ground surface settlement troughs vs. locations of cutting piles

图11为桩顶沉降与桩距隧道轴线距离之间的关系曲线。分析发现，桩靠近隧道轴线时，桩顶沉降值较大，但随着桩离开隧道轴线的距离逐渐增大，桩顶沉降值迅速减小，当距离大于10 m时，曲线逐渐趋于平缓，沉降值已经处于较小水平。

图11 盾构穿越后桩顶沉降与桩基位置相关曲线

Fig. 11 Relationship between locations of piles and pile top settlement

3 盾构切削穿越群桩实测分析

本节分析盾构切桩施工时推力、扭矩随单环切桩数的变化特征以及切削过程中建筑物变形规律，并提出相应的施工建议。

3.1 施工控制参数的统计与变化规律分析

3.1.1 盾构推力相关曲线及变化规律分析

图12为左线盾构切桩全过程的推力变化曲线，图13为切桩数和推力值相关曲线。其中6-2层为粉质黏土，12-1为全风化花岗岩，12-2为强风化花岗岩，12-3为中风化花岗岩。

图12 切桩段推力变化与切割桩数对照图

图13 各楼切桩段推力与每环切桩数相关曲线

Fig. 13 Fitting correlations between thrusting forces and amount of piles of every ring for each building

分析图12和图13可以得出：

1)盾构穿越10#楼时的推力大小和切桩数量成正比，因为每环切削的桩基数量越多，其相对于土体刚度越大，在地层土压力不变的情况下，桩体产生的阻力就越大，从而使得推力变大。

2)盾构穿越9#楼时推力大小和切桩数量成反比，这与预期不符。在146—151环切桩数量逐渐上升但推力从13 500 kN下降至10 400 kN；随后在151—154环切桩数保持每环1桩但推力从10 400 kN上升至15 200 kN。资料显示151环前桩基侵入隧道部分极少，因而前几环的推力下降可能是隧道断面内12-2层增多而12-3层减少所致。

3)盾构穿越11#楼时推力大小和切桩数量成反比，且11#楼桩基全部侵入隧道，侵入长度达2.5 m。此处地质条件较9#楼和10#楼有一个明显的特点，即 6-2层几乎占隧道断面一半，余下地层是12-1，而占9#楼和10#楼切桩段大部分的是12-3。虽然盾构穿越11#楼时切桩数量多，但是占主导地位的因素不是桩基的阻碍作用，而是地层阻碍作用的衰减，这一变化使得这一段的推力呈现下降趋势，而且明显小于9#楼和10#楼切桩段的推力，其变化不再与桩基数量相关。

3.1.2 盾构扭矩相关曲线及变化规律分析

图14为左线盾构切桩全过程的扭矩变化曲线，图15为切桩数和扭矩值相关曲线。

图14 切桩段扭矩变化与切割桩数对照图

图15 各楼切桩段扭矩与每环切桩数相关曲线

Fig. 15 Fitting correlations between torque and amount of piles of every ring for each building

分析图14和图15可以得出：

1)扭矩-切桩数与推力-切桩数有着一致的相关性，作为代表性的情况，10#楼切桩扭矩大小与切桩数量成正比。而对于9#楼和11#楼扭矩和切桩数成反比的情况，其原因与推力变化情况类似，在此不再赘述。

2)比较推力和扭矩的10#楼切桩数拟合曲线，可以发现扭矩的拟合曲线更加平缓，出现了切桩数不同但扭矩相差很小的情况，这表明切桩数量的变化对于扭矩的影响要小于对推力的影响。但是从11#楼的拟合曲线来看，扭矩似乎对地层条件的变化有更强的反应。

3.1.3 盾构推进速度相关曲线及变化规律分析

图16为推进速度和扭矩的变化曲线，图17为推进速度和推力的变化曲线。

图16 推进速度与扭矩变化曲线

图17 推进速度与推力变化曲线

分析图16和图17可以得出：

1)在146环前的非切桩段，扭矩与推进速度的变化同步，基本呈现一种正相关的关系；进入10#楼切桩段推速保持在10 mm/min的较低水平，但是扭矩在1 000～4 000 kN·m迅速变化，在169环达到一个峰值。在进入11#楼切桩段后推进速度在80～60 mm/min上下波动，无法保持匀速，但是扭矩却始终保持在900 kN·m左右。试验段、10#楼切桩段、11#楼切桩段形成对比，表明在一般情况下扭矩与推进速度是同步变化的，而在切桩段由于受到桩基与地质情况的双重影响，这种同步关系不再表现出来。

2)与扭矩和推进速度的关系不同，盾构推进速度与推力没有明显的相关性，无论是切桩段和非切桩段都没有统一的规律可循。这意味着通过控制推进速度可以实现控制扭矩的目的，但不能较好地控制推力。

3.2 变形实测值与模拟值对比分析

图18为左线穿越时9#楼的沉降曲线。图上根据盾构掘进距离相应地标出了数值模拟得到的A桩位置变形理论值。由图可知，在盾构切口到达及盾尾脱出的这段时间里，9-13测点与9-9测点表现出不同的变化趋势，靠近隧道轴线的9-13测点沉降量不断增加，位于边缘的9-9测点有微小隆起，这表明此时建筑物有一定程度的不均匀沉降，容易造成建筑物变形开裂。盾尾脱出后受同步注浆影响，沉降量保持短暂的稳定，并没有出现盾尾脱出后的沉降突然增大，随后沉降持续增加但沉降速率较慢。

9-9为154环； 9-13为147环；H为隧道埋深。

图18 9#楼(左线)关键点沉降曲线(2013年)

Fig. 18 Curves of settlement for building No. 9 on left line in 2013

对比9-13监测点沉降的实测值和理论值可以发现，虽然监测点都位于隧道轴线上，但是两者的大小及变化趋势却有明显差别。在切口到达桩基位置时，数值模拟得到的沉降值大幅增加，盾尾脱出后沉降值变化缓慢，盾尾脱出1H时沉降已达到8 mm；而实测值沉降随着盾构掘进变化较为均匀，盾尾脱出1H时沉降仅5 mm。分析其原因，主要有2点： 1)数值模拟中桩底位于隧道轴线处，侵入隧道长度远大于9-13测点处，因而桩基被切时数值模拟的沉降值更大，沉降更快。2)数值模拟没有考虑注浆的影响，实际情况注浆对于沉降控制的效果是显著的。

3.3 施工控制效果

如图16所示，11月22日至12月4日这段时间内，9#楼两测点的沉降曲线保持平行，在盾构脱出9#楼后该建筑物均匀沉降。至12月4号沉降最大值为10 mm左右，满足30 mm的沉降控制标准。

左右线自2013年11月16日开始，至12月6日结束，23 d内安全通过4栋建筑物并完成137根桩基的切除，实现了世界最大规模的居民楼桩群切割穿越，且未出现重大安全事故。相关建筑物监测信息显示，所有房屋均处于安全可控状态。

4 结论与讨论

1)盾构切削桩基时桩基及周围土体会迅速沉降，其特点体现在沉降量大且沉降速度变快，这一阶段的沉降量约占最终沉降的70%，并且桩基数量越多，这一特点越明显。

2)桩基数量增多，隧道沉降槽加深，而对沉降槽的宽度没有太大影响。由于桩身摩擦作用不可忽视，盾构切削桩基后会影响盾构刀盘所在位置前后方共10 m范围内的地表沉降。

3)切削穿越的桩基直径越大，地表沉降越大；桩基距离隧道轴线越远，沉降越小。

4)一般情况下，桩基产生明显阻碍作用时，盾构掘进应该保持低速磨削掘进，控制推力扭矩值的稳定。但当桩基作用不明显或地层较易掘进时，不需降低推速仍然可以控制推力和扭矩在一个较低水平，既保证了工程效率，又不会对周围地层造成很大影响。

以往的研究工作主要针对盾构切削单桩的情形，且大多无法兼顾数值模拟与实测分析，而本文对切削大量桩基的情况进行了2个方面的分析与研究，为类似地质条件下盾构切削穿越群桩的施工控制与研究提供了借鉴。建议在诸如深圳这样的复杂地层中穿越障碍物时，要综合考虑障碍物自身情况和地层性质，分析不同因素对施工的影响程度，选取合理的施工参数和措施，以保证盾构安全高效穿越障碍物。但由于计算条件及实际情况限制，在数值模拟方面尚未考虑注浆影响，在实测方面没有分析注浆及管片变形情况，进一步研究需要考虑更多因素，实测数据的采集也应更为全面。

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Numerical Simulation and Measured Data Analysis of Pile Group Cutting by Shield: A Case Study of Running Tunnel on Line No. 9 of Shenzhen Metro

WANG Yuliang1, LI Jichao2, LIAO Shaoming1

(1.DepartmentofGeotechnicalEngineering,TongjiUniversity,Shanghai200092,China；2.ChinaStateConstructionEngineeringCorporationLtd.,Beijing100037,China)

The safety of the building on the ground and the construction of shield tunneling should be guaranteed. As a result, numerical simulation and measured data analysis of pile group cutting by shield used in Dajuyuan-Ludancun Section on Line No. 9 of Shenzhen Metro are carried out, so as to study the influence of pile group cutting by shield on ground surface settlement and pile foundation, analyze the shield working parameters and settlement data and summarize the variation rules of shield working parameters and settlement rules of buildings during pile group cutting period. Some conclusions are drawn as follows: 1) The settlement induced during pile-cutting period accounts for a large proportion of the total settlement. 2) The ground responses under different conditions, i.e. amount diameters and locations of pile foundations, show different characteristics. 3) The situation of pile foundations and geological conditions should be comprehensively considered so as to choose rational construction parameters.

Shenzhen Metro; shield tunnel; underground obstacle; numerical simulation; construction parameters; pile cutting

2016-05-04；

2016-11-23

王禹椋(1993—)，男，辽宁大连人，同济大学隧道与地下建筑工程专业在读硕士，主要研究方向为地下及隧道工程。E-mail: 1530761@tongji.edu.cn。

10.3973/j.issn.1672-741X.2017.02.011

U 45

A

1672-741X(2017)02-0192-08