粉土地层中盾构施工对临近高铁桥桩的影响

肖昭然，张洋，蒋敏敏，刘海军

(河南工业大学 土木建筑学院，河南 郑州 450000)

0 引 言

随着城市地铁线路不断增加，盾构隧道穿越房屋、桥梁等桩基础的工程越来越多，盾构施工环境也越来越复杂。因此，开展盾构隧道施工对临近桩基影响及加固措施的研究具有重要意义。

N.Loganathan等[1]基于离心试验提出，盾构隧道开挖会使临近桩基产生明显的轴力及弯矩；王明年等[2]基于广州地铁西村换乘站近接高架桥桩基施工，对近接高架桥桩基进行近接影响分区研究；王丽等[3-5]利用数值模拟的方法对盾构开挖，对单桩、群桩的沉降及桩侧摩阻力进行了研究；朱逢斌等[6-7]采用数值模拟及室内模型试验的方法，研究了隧道开挖对临近桩体的内力及变形的影响；漆伟强等[8]利用FLAC3D对砂卵石地层中盾构侧穿桥桩进行模拟分析；贺善宁[9]使用ANSYS软件，对南京地区盾构下穿桥梁桩基础及加固措施进行了模拟分析；方诗涛[10]采用有限元分析软件，对盾构侧穿施工引起的污水泵站沉降进行了分析研究；容继盘等[11]对南宁市地铁盾构引起的建筑物沉降进行研究，得到了建筑物沉降预测公式；刘建威等[12]采用数值模拟的方法，对长沙地区盾构施工对桥桩的影响进行了模拟分析。

尽管国内外相关学者[13-17]对盾构隧道施工引起的桩基础变形进行了一些研究，但已有研究大多集中在盾构施工对常规建筑物和城市高架桥桩基的影响，而运营中的高铁桥桩具有桩径大、桩长长、变形要求严格的特点，针对郑州粉土地层中盾构施工对既有高铁桥桩影响的系统研究较少。且综合考虑盾壳刚度、管片折减、盾尾注浆压力、注浆层凝固过程等因素的盾构施工全过程模拟也较少。因此，有必要建立考虑多因素共同作用的数值模型，进一步分析盾构施工对临近高铁桥桩的影响。

本文以郑州粉土地层中盾构隧道施工侧穿既有高铁桥桩为工程背景，对周围土层和桥墩沉降进行现场实测。基于参数反算法，并综合考虑盾壳刚度、管片折减、盾尾注浆压力、注浆层凝固过程等因素，模拟了盾构施工全过程,将盾构施工对周围土体和高铁桥桩的影响及加固措施对桥桩的保护效果进行量化分析，研究其中的规律,以期对类似工程的设计和施工起到一定的指导作用。

1 现场实测分析

1.1 工程概况和测点布设

盾构隧道侧穿郑西客运专线郑州联络线跨环城高速特大桥，桥梁结构为预应力混凝土简支箱梁结构，基础为桩基础，每墩设置10根桩,直径1 m，深47 m。隧道左右线分别在60～61、61～62号桥墩间穿过，盾构隧道距离桥桩最小水平净距5.39 m，隧道中心线埋深约16.7 m，隧道直径为6.2 m，隧道管片厚度为0.35 m。

为了减小施工对周边环境的影响，对穿越区域土体进行土层注浆加固后再进行穿越施工。土体注浆加固施工工艺采取预先在地面预埋注浆管的方式进行加固，注浆浆液采用单液水泥浆，注浆压力为0.5～0.8 MPa，根据试验的浆液扩散半径控制注浆管与桩基的净距，以减少注浆对桩基的产生附加挤压作用。经对加固段的质量进行检测，加固后的地基具有良好的均匀性与自立性。注浆加固范围为12.2 m×12.2 m×30 m。施工时，先进行左线隧道穿越，再进行右线隧道穿越。盾构隧道与桥桩的实际位置关系如图1所示(图中单位为mm)。

图1 盾构与桥桩实际位置图Fig.1 Actual position diagram of shield and piles

地表沉降观测点共布设2个断面，第1断面位于未注浆加固的试验段，第2断面位于采取注浆加固的穿越段，每个断面布设15个监测点(DBC1-1～DBC2-15)。在穿越段布设2个深度为11 m的分层沉降观测点(FC1～FC2)。在60，61，62号桥墩上各布设2个竖向位移观测点，共布设6个观测点位(QC601～QC622)。现场实测点位布置如图2所示。

图2 现场实测点位置布置Fig.2 Field measurement points layout

1.2 实测结果分析

1.2.1 土体竖向位移分析

从实测点位中选出个别有代表性的点位进行数据分析。图3分别为土体分层沉降观测点(FC1)随着左线盾构施工进度土体竖向位移变化曲线。图4为第2断面地表沉降点(DBC2-1～DBC2-15)随着左线盾构施工进度地表竖向位移变化曲线。横轴为左线盾构开挖面距测点的水平距离，负值代表开挖面未到达测点。

由图3可知,随着盾构施工进行，土体竖向位移先发生隆起，这是盾构推力对前方土体的挤压造成的，最大隆起量为8.1 mm。随后土体应力不断得到释放，竖向位移表现为不断下沉。最终又趋于稳定，最大沉降量为33 mm。最大隆起与最大沉降量均位于地下10 m位置处。

由图4可知,随盾构施工进行，地表最大隆起为3.5 mm。随后开始逐渐下沉，最终地表沉降趋于稳定，地表竖向位移最大沉降值为15.9 mm。

根据图3和图4，可将土体的沉降过程大致可分为3个阶段，即挤压隆起阶段、持续沉降阶段、后期稳定阶段。挤压隆起阶段均大致位于掘进面前方0～15 m区域。距盾构隧道中线20 m范围内的土体，持续沉降阶段大约位于掘进面后方0～50 m区域，后期沉降阶段大致位于掘进面后方50 m区域。距盾构隧道中线20～40 m内的土体，持续沉降阶段大约位于掘进面后方0～30 m区域，后期沉降阶段大致位于掘进面后方30 m区域。

盾构隧道施工会对周围土体产生巨大扰动，使土体产生较大竖向位移，但盾构隧道施工完成一段时间内土体会再次回到平衡状态。由图4可知，距隧道中线距离越远，土体再次恢复平衡状态的时间越短。

图3 土体分层沉降(FC1)曲线Fig.3 Soil layered settlement(FC1)curves

图4 第2断面地表竖向位移曲线Fig.4 Curves of vertical displacement of the second section surface

1.2.2 桥桩变形分析

盾构左、右线穿越完成后，依据现场实测数据，60号桥桩最大沉降为0.4 mm；61号桥桩Q611点沉降为0.8 mm，Q612点沉降为0.6 mm；62号桥桩最大沉降为0.5 mm，控制值为2 mm，均在控制范围内，满足规范要求。

2 盾构施工过程模拟

2.1 计算模型的建立

模型X方向从隧道中线分别向左右两边延伸5倍洞径。模型Y方向，即盾构掘进方向，总长度取60 m。模型Z方向尺寸为1.5倍的桩长，模型整体尺寸为92.4 m×60 m×70.5 m。模型四周约束水平方向位移，底部约束X，Y，Z方向位移，顶部为自由边界。三维有限元模型见图5。

图5 有限元计算模型Fig.5 Finite element calculation model

有限元计算分为2种工况，工况1：先对穿越段土体采取注浆加固措施后，再进行盾构穿越施工，注浆加固范围为12.2 m×12.2 m×30 m；工况2：不采取加固措施，直接进行盾构穿越施工。分析时选取61号桥桩作为典型桥桩进行研究，并选取其中的4根桩(a,b,c,d)对比分析。随机选择工况1对4根桩进行纵向对比分析，不同工况下选取c桩进行横向对比分析。选取的4根桩相互位置关系如图6所示。

图6 典型位置关系水平断面图Fig.6 Horizontal section digaram of typical positional relation

2.2 模型参数的选取

土体采用C3D8实体单元，本构关系采用Mohr-Coulomb弹塑性屈服准则。为了节约计算资源，同时又尽可能保证模拟的准确性，依据工程勘察资料，将研究范围内的土体按土层厚度加权平均简化成4层，以此作为有限元数值模拟初始土层参数，对试验段进行模拟，并进行参数调整，使模拟结果与实测结果一致，得到最终的土层参数。经过反算的各土层参数见表1。

表1 土体物理力学参数Tab.1 Physical and mechanical parameters of soil

桩体及承台均采用C3D8实体单元进行模拟。对于装配式管片，参考前人研究[18]，按照均质的圆环结构进行模拟，环向和纵向刚度折减系数分别为0.8,0.01。

在实际施工过程中，前方土体会受到盾构推进的扰动，通过对即将被开挖的土体进行弹性模量折减，实现对此过程的模拟，折减系数为0.7。对掘进面前方土体的开挖面施加均布力，模拟盾构掘进面推力，取掘进面推力为150 kPa，为盾构机总推力的1/3[17]。关于盾尾注浆压力，姜忻良[19]取均布压力为0.05 MPa，得到的土体沉降比实测结果略大，因此本文取均布注浆压力为0.07 MPa。盾尾注浆层是土、水泥浆及其他注浆材料的混合体，在实际施工中难以对其量化。在数值模拟中可将其简化为均质、等厚、弹性的圆环状等代层[20]。关于盾构机盾壳的模拟，可将其简化为均质、等厚、弹性的圆环。因此，根据等代层的实际状态变化情况，将其分为3种：等代层1，此时模拟盾构机外壳；等代层2，注浆刚完成时半液体注浆层的状态；等代层3，注浆材料逐渐凝固，强度不断增加，此时注浆材料的弹性模量取为注浆阶段的10倍[18]，为17 MPa。结构物物理力学参数如表2所示。

2.3 盾构施工过程模拟

2.3.1 初始地应力平衡及土体注浆加固阶段

首先建立三维模型，地层分布如图7所示，在承台顶施加均布荷载，以模拟桥桩既有状态，并进行初始应力场平衡。工况1时，对加固区土层进行注浆加固，采用变刚度法，通过场变量改变加固范围内土体参数，实现对土体注浆加固的模拟。工况2时，此步骤省略。

表2 结构物物理力学参数Tab.2 Physical and mechanical parameters of structural objects

图7 土层分布示意图Fig.7 Distribution diagram of soil layer

2.3.2 土体开挖阶段

由于盾构开挖步长对模拟结果的影响不大[21]，本文取开挖步长为3 m，开挖20步，共计60 m。对掘进面前方开挖面施加均布荷载，模拟掘进面推力，同时对掘进面前方的土体进行模量折减，随后通过生死单元控制技术将被开挖土体移除。施工各阶段如图8所示。

图8 盾构开挖过程数值模拟示意图Fig.8 Schematic diagram of numerical simulation of shield excavation process

2.3.3 管片拼装及注浆阶段

土体被移除的同时，生成盾壳(等代层1)单元。随着盾构机向前推进，生成管片单元。并通过ABAQUS单元追踪技术将盾壳(等代层1)转化为半液体注浆层(等代层2)。对隧道周围土体施加均布压力，模拟注浆压力。

2.3.4 盾尾脱离阶段

注浆层材料逐渐凝固，强度不断增加。将半液体注浆层(等代层2)转化为固体注浆层(等代层3)，取消注浆压力。

2.4 计算结果分析

2.4.1 注浆加固效果分析

图9为盾构左、右线穿越施工完成后第2断面位置处(测点编号为DBC2-1～DBC2-15)，地表沉降实测值与2种工况模拟值的对比图。地表沉降实测值与模拟值变化规律一致且变化量相近，其中盾构左线中线正上方处的实测沉降量为15.9 mm，数值模拟沉降量为16.77 mm，实测值约为模拟值的94.8%。盾构右线中线正上方处的实测沉降量为13.4 mm，数值模拟沉降量为14.46 mm，实测值约为模拟值的92.7%。采取注浆加固措施的模拟结果与实测结果相近，表明ABAQUS有限元计算软件可综合考虑提前土层注浆加固施工工艺，实现对盾构侧穿高铁桥桩施工过程的精细模拟。

由图9可知，盾构双线穿越完成后，在同一断面上的地表沉降曲线近似呈“W”型，其中左线中线位置(DBC2-5)位置沉降为15.9 mm，右线中线位置(DBC2-11)位置沉降为13.4 mm，左线中线位置处由于受到右线施工的二次扰动，导致其沉降量比右线略大。未采取注浆加固直接穿越时，地表最大沉降为-22.1 mm，采用注浆加固时，地表最大沉降为-16.7 mm，注浆加固措施可使地表沉降值减小约24.4%。

图9 第2断面地表沉降曲线图Fig.9 Surface settlement curves of second section

关于桥墩沉降，数值模拟结果表明：工况1时，左、右线盾构施工穿越完成后，桥墩最终最大沉降值为3.1 mm，超出2 mm的控制值，不满足要求；工况2时，按前文介绍的土体加固施工工艺，进行土体注浆加固处理后，再进行穿越施工，桥墩最终最大沉降值为0.85 mm，满足要求，均位于61号桥桩处。注浆加固措施使桥桩沉降值减小了约72.6%。

图10所示为2种工况下61号桥桩中间桩c(中间桩c所在位置见图6)的变形和内力对比图。由图10可知，c桩桩顶水平位移最大值为1.01 mm，桩身水平位移最大值1.2 mm，桩顶水平位移最大值约为桩身水平位移最大值的89.2%。采取注浆加固后桩顶水平位移最大值为0.43 mm，桩身水平位移最大值为0.5 mm，桩顶位置的水平位移为桩身最大值的86%。注浆加固措施使水平位移在桩顶位置减小约57.4%，桩身位置减小约58.3%。同时，桩顶位置处的水平位移值相对桩身最大水平位移值减小3.2%，这是由于加固措施可降低盾构施工对周边环境的影响，加固后桩身整体水平位移降低了，导致桩顶承台对于桩顶水平位移的约束更为明显。

c桩桩身弯矩最大值为82.1 kN·m，侧摩阻力最大值为43.4 kPa，采取加固措施后弯矩最大值为51.2 kN·m；侧摩阻力最大值为33.1 kPa，分别减小了37.6%和23.7%。

对盾构穿越区域的土层提前采取注浆加固措施，可提高附近土体的弹性模量，增强土体的黏聚力，减小盾构施工引起的地层损失比，从而降低周围土体的沉降量，减小对附近桥桩的扰动。

图10 2种工况下中间桩c位移及内力变化图Fig.10 Variation of displacement and internal force of c pile under two working conditions

2.4.2 群桩内不同桩变形及内力对比分析

图11为盾构左、右线穿越完成后61号桥桩中群桩(a，b，c,d桩)位移及内力变化图。由图11(a)可知，同一承台下的a,b,c,d桩，由于承台的约束作用，在桩顶位置处水平位移值几乎一致。各桩均在隧道埋深处，水平位移达到最大值。

桩身弯矩变化趋势与桩身水平位移变化趋势类似，均在隧道埋深处达到最大值，群桩最大弯矩62.3 kN·m。直径1 m的桩，配筋率0.4%时，钢筋均匀布置，能承受最大弯矩463 kN·m[22]。因此，由盾构隧道开挖产生的桩身附加弯矩，不足以对桥桩安全造成威胁。

关于桩身侧摩阻力，随着桩身埋深增加，桩身侧摩阻力先逐渐增加，至隧道埋深处桩身侧摩阻力达到最大值，随后逐渐减小，桩身侧摩阻力整体为单驼峰式分布。此项目中高铁桥桩桩长47 m，属于超长桩，而隧道埋深相对较浅，因此，桩身上部侧摩阻力发挥比较充分，桩身下部侧摩阻力值较小，侧摩阻力发挥不充分。

图11 群桩位移及内力变化图Fig.11 Variation of displacement and internal force of group piles

由图11可知，从a,b桩到c桩再到d桩，桩身距离盾构左线的距离越来越近，桩身位移和内力值也逐渐增大。这是由于盾构左、右线距离61号桥桩的最小水平净距分别为5.39,13.13 m，左线与桥桩的距离明显大于右线与桥桩的距离。因此，对于61号桥桩，盾构左线施工的影响为主要影响因素。所以a,b桩可认为是前排桩，d桩为后排桩，由于前排桩对后排桩存在遮拦效应，a,b桩会减小左线施工对于c桩,d桩的扰动。而在同一轴线上的桩(如：a桩与b桩)水平位移、弯矩及侧摩阻力的大小及变化趋势都极为相近。

3 结 论

(1)通过对郑州粉土地层中盾构近接既有高铁桥桩施工影响进行现场实测，并对比加固段与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约24.4%。加固段高铁桥桩附近的土体随着距掘进面距离的变化，竖向位移大致可分为前期隆起阶段、急剧沉降阶段、沉降稳定阶段。注浆加固范围约为2倍盾构直径时，盾构施工引起的地表最大沉降量为15.9 mm，桥墩最大沉降量为0.8 mm，均满足规范变形要求。

(2)基于参数反算法，综合考虑盾壳刚度、管片折减、盾尾注浆压力、注浆层凝固过程等因素，对盾构施工穿越既有高铁桥桩全过程进行模拟分析，并通过现场实测验证了数值模拟的可靠性。

(3)数值模拟表明，同一高铁桥桩承台中，右角桩a与同一轴线的边桩b水平位移、弯矩及侧摩阻力变化趋势一致且变化量相近。随着桩体距盾构轴线距离的减小，高铁桥桩右角桩a、中间桩c和左角桩d受施工的影响依次减小。采用土体提前注浆加固的施工工艺，可使高铁桥桩最大沉降量减小约72.6%，桩体水平位移、弯矩及侧摩阻力最大值分别降低58.3%，37.6%和23.7%。对穿越区土体采取提前注浆加固措施，可减小盾构施工对周围土体的扰动，保证高铁桥桩的安全。