超大直径盾构近接侧穿临堤桥梁桩基变形控制研究——以济南济泺路穿黄隧道工程为例

袁 鹏， 魏力峰， 贺小宾

(1. 上海市市政工程管理咨询有限公司， 上海 200093； 2. 西南交通大学 交通隧道工程教育部重点实验室， 四川 成都 610031； 3. 中铁十四局集团大盾构工程有限公司， 江苏 南京 211800)

0 引言

我国正处于城市化的快速发展时期，城市地下空间的开发利用在此过程中发挥着重要作用。为实现地下空间资源的集约高效利用，城市道路与轨道交通合建隧道逐渐成为一种行之有效的途径，目前已在国内部分城市建设实践[1]。

高架桥作为改善城市交通状况的重要基础设施，在城市密集区域内十分常见。在城市交通隧道建设过程中，盾构不可避免地需要近接高架桩基施工。盾构施工引起的土体扰动会改变桩周土体的应力状态，影响到既有桩基的变形与受力，可能导致上部建筑结构出现局部开裂乃至破坏[2]。有关隧道施工对邻近既有桥桩的影响问题，国内外学者已开展了大量的研究工作，常用的理论研究方法主要是基于弹性地基梁的二阶段法[3]，如： 李早等[4]、王雨等[5]利用此分析法提出了桩基力学反应的简化分析方法；王鑫等[6]在李早等研究的基础上，提出了桩-隧临界距离的概念。除理论研究外，应用的研究方法还有数值仿真、模型试验等，如： 方勇等[7]、朱逢斌等[8]、Lee[9]、郑熹光等[10]采用三维弹塑性数值分析方法，研究了隧道开挖对于邻近桩基力学行为的影响；韩进宝等[11]采用DCM法，评价了桩-隧相对位置、地层损失率对于邻近桩基的施工影响，并指出隧道开挖对邻近桩基的影响存在显著的长期效应。相对二阶段法、有限元方法多为整体分析，除隧-土-桩的相互作用外，考虑土体的各向异性以及复杂边界条件，与实际情况更为吻合。模型试验方面，Hergarden等[12]、孙庆等[13]通过离心机试验，模拟了隧道开挖对邻近桩基的影响过程，并指出隧道开挖引起的桩基反应随桩-隧间距的增加而减小。

为保证桥梁结构在隧道施工过程中的安全和稳定，工程中通常需要采取必要的防护措施来控制盾构开挖的影响，一般采用注浆加固的方式，必要时可加设隔离桩[3]。针对常用加固措施的应用效果，目前已有一定研究，如： 王建伟[14]依托地铁实际工程，利用有限元软件对不同加固措施进行了模拟分析，指出对桩基采取合理的加固措施可有效减轻隧道开挖的施工影响；李松等[15]提出在不采取袖阀管注浆加固措施的情况下合理选取盾构推力，也能实现安全穿越；刘喆等[16]、秦亚斌等[17]指出施工参数的变化对邻近桩基的影响较显著。

综上，关于近接穿越问题，以往研究多集中在隧道开挖前后既有桩基力学行为的变化，应用的研究方法较为全面，但研究对象多经简化，面对复杂地形条件，所得结论适用性有限；针对加固措施的应用研究，多在说明其合理性或有效性，有关施工参数变化对拟定加固措施应用效果的影响尚不明晰。本文依托济南济泺路穿黄隧道工程，利用有限差分软件对超大直径盾构近接侧穿临堤桥梁桩基的施工影响进行模拟分析，以探究邻近大堤对于近接穿越过程中桩基反应的影响；通过对比不同施工参数下所采取加固措施的应用效果，来验证此加固方案在不同施工条件下的适应性，以期为今后同类工程近接桩基的变形控制提供一定参考。

1 工程概况

1.1 工程简介

济南济泺路穿黄隧道位于济南城市中部，南起泺口南路，北至鹊山水库，距已建成的跨黄河大桥最小水平净距约5.1 km。隧道采用城市道路与轨道交通M2线同管共建方案，为超大断面盾构法隧道。盾构管片外径15.2 m、内径13.9 m，环宽2.0 m。盾构段隧道东、西线总长约2.52 km，采用2台大型气垫式泥水平衡盾构进行施工。主线隧道自北岸工作井始发，沿济泺路敷设，向北掘进并于里程EK1+269～+295段下穿北绕城高架。

隧道穿越济南绕城高速公路(洛口高架桥)节点，位于济泺路与二环北高速交叉路口。穿越处为31 m+45 m+31 m三跨预应力连续刚构桥，采用摩擦型钻孔灌注桩基础。边跨为38 m长灌注桩，主跨为30 m长灌注桩，桩径为1.5 m。区间隧道与二环北高架的位置关系如图1所示。

(a) 平面关系图

(b) 剖面关系图

东、西线隧道距洛口高架桥91#、92#墩的桥桩最小净距约为3.91 m，属近距离穿越。此外，南岸大堤背河堤脚距洛口高架桥90#、91#墩的最小净距不足30 m，小于2倍洞径。

1.2 工程地质条件

根据工程地质勘察资料，穿越处隧道埋深约为25 m，穿越地层主要为粉质黏土，局部夹杂粉细砂层。穿越处地层情况如图2所示。

图2 地质纵剖面图

2 三维有限元数值模拟

2.1 模型建立

为保证隧道施工过程中邻近桩基的安全和稳定，工程中采用了如下措施： 对90#、91#、92#桥墩墩台周围地层采用φ42钢花管进行预注浆加固，加固深度从地表以下10 m到原桥桩下方3 m；东、西线隧道施工前，在高架桩基与隧道之间设置1排φ1.0 m@1.2 m隔离桩，隔离桩设置在南北方向距离桥墩边缘外各10 m范围内，东线处桩顶设有连梁；东线隧道上方采用三重管高压旋喷桩加固地层，厚度为3.0 m。加固措施剖面布置如图3所示。

图3 加固措施剖面布置图(单位： m)

利用有限差分软件模拟济南济泺路穿黄隧道东、西线近接穿越北绕城高架桩基的盾构施工过程。考虑到边界效应的影响，模型长200 m，宽188 m，大堤侧高84 m，济泺路侧高75 m，东、西线隧道对称布置，中线间距38.2 m，隧道拱顶距离地表25.0 m。计算模型如图4所示。模型主体包括北绕城高架桥墩、墩台和桩基以及东、西线隧道。

图4 三维数值模型(单位： m)

2.2 模型参数确定

模型计算过程中，墩台、桩基等结构物以及管片衬砌等均视作线弹性体，即采用弹性本构模型，加固区域以及周围岩土体采用摩尔-库仑本构模型，除东线处隔离桩桩顶所设连梁采用结构单元模拟外，均采用实体单元模拟。本次计算所涉及桥桩均为摩擦桩，为了更好地模拟桩-土间的相互作用，在桩-土接触处建立无厚度的接触面单元。由文献[18]可知，接触面的切向刚度和法向刚度可取周围较硬岩土体等效刚度的10倍，黏聚力、摩擦角可取周围岩土体的1/2～4/5。

对于加固区域，通过改变范围内岩土体的物理力学参数加以模拟。盾构管片的混凝土强度等级为C60，对应弹性模量为36.5 GPa，考虑管片接头对结构整体刚度的影响，取85%的刚度折减系数。本次计算所涉及模型参数如表1—2所示。

表1 桩-土接触面基本力学参数

表2 材料基本物理力学参数

2.3 掘进过程模拟

模拟过程如下： 1)初始地应力场生成； 2)位移、速度清零，激活墩台、桩基等结构物； 3)位移、速度清零，激活隔离桩及注浆加固区域； 4)杀死盾体部分单元，激活盾壳，开挖面施加顶进压力； 5)盾尾处施加径向注浆压力； 6)激活管片衬砌、注浆层，管片迎千斤顶一侧环面施加顶进反力； 7)冻结上一步赋力，重复步骤4)—6)，直至隧道贯通。为削弱边界效应的影响，计算开始时，将盾体直接置入地层，即第1步掘进20 m，往后每步掘进4 m，最后20 m 1次开挖。掘进示意如图5所示，东、西线同理。依据现场施工顺序，东线先行开挖。

(a) 掘进过程简化

(b) 施工步

本工程所采用的S-1176/77盾构开挖直径为15.76 m，盾尾直径为15.65 m，前后直径相差11 cm。工程中，采用克泥效工艺来同步填充由于盾体锥度所形成的孔隙，进而削弱因此产生的相应沉降。计算中，通过改变盾壳外圈一定范围内岩土体的物理力学参数来模拟此道工序，此部分的弹性模量取20 MPa，泊松比取0.25，黏聚力取10 kPa。本工程同步注浆压力设定为0.3～0.4 MPa，考虑浆液硬化的时间效应，距盾尾不同距离的注浆层给予差异赋参，模量梯度满足水泥砂浆的硬化曲线。依据现场施工情况，每天推进6～8环，据此假定距盾尾距离≥16 m的注浆层方可达到预设模量。模拟过程中，所施加的顶进压力、千斤顶推力尽量匹配现场记录的掘进参数(见图6)，具体特征表现为： 大堤段的泥水压力要高于后半段，且中间存在过渡段；大堤段的千斤顶推力同样要高于后半段，由于过渡段不明显，可视作阶梯式变化。相较东线，西线波动要更为明显，西线掘进过程中，施加在管片环面上的千斤顶推力作3梯度考虑。

本次计算作用在高速公路桥面的静荷载取36 kPa，由于模型未建上部桥梁，故将上部荷载简化为面荷载施加在墩台顶上，以模拟桩基的既有状态，面荷载大小取1 200 kN/m2。

3 计算结果分析

3.1 墩台沉降分析

选取90#、91#、92#墩台的西侧角点作为测点(见图7)，分析采取2.1节所述加固方案时近接桩基的沉降规律。为说明计算模型的合理性，将计算结果与现场实测数据进行了对比，对比结果如图8所示。由图8可知，各墩台沉降计算值和实测值的分布规律基本一致。鉴于所建立模型进行了一定程度的简化，且模型参数多为经验值，计算结果与现场实测数据存在一定的偏差，但计算模型基本可以反映穿越近接桩基，东、西线先后开挖等重要节点的桩基反应。

(a) 泥水压力

(b) 盾构推力

图7 90#、91#、92#墩台测点选取

(a) 90#墩台

(b) 91#墩台

(c) 92#墩台

由图8可以看出： 1)相较90#、92#墩台，位于东、西线之间的91#墩台沉降特征更为明显。盾构近接穿越时，沉降迅速发展，在盾构离开60～70 m后，才逐渐趋于稳定，截至东线贯通，累积沉降控制在2～3 mm。2)西线掘进过程中，大堤段沉降相对稳定，近接穿越时，沉降再度发展，而后趋于稳定，最终沉降控制在5 mm左右。3)东线掘进过程中，由于分居线路两侧，92#墩台表现出与91#墩台基本一致的沉降规律；90#墩台由于距离东线较远，虽受影响，但相对较小，截至东线贯通，累计沉降不到1 mm。4)相较91#墩台，90#、92#墩台的实测数据存在较大波动，可能由测量误差导致，受此影响，计算值与实测数据相对偏离，但近接穿越前后的桩基反应基本一致。其中，92#墩台存在小幅隆起，隆起量在1～2 mm；90#墩台则隆起速率明显加快，截至西线贯通，累积沉降在2～3 mm。

考虑桩身施工误差，根据以往济南地铁设计施工案例并借鉴《地铁穿越桥梁结构影响与关键控制技术》[19]中给出的北京地区连续梁桥的控制标准，制定近接桩基的位移控制标准，如表3所示。取控制值的70%作为预警值、80%作为报警值，据此，上述各墩台的附加沉降、相邻墩台的差异沉降均在预警值内，其中90#、91#墩台与91#、92#墩台的现场实测差异沉降均在4.0 mm左右，为预警值的57%，说明所采取工艺在控制近接桩基变形方面的成效较为显著。

表3 高架桥梁墩台位移控制标准

为进一步探究邻近大堤对于近接穿越过程中桩基反应的影响，杀死大堤部分单元，对无大堤条件下近接桩基的施工影响进行模拟。为避免施工参数带来的不利影响，对大堤段的顶进压力和千斤顶推力做相应调整，以保证同等的施工条件。考虑到大堤影响的普遍性，仅对比施工影响最为严重的91#墩台，对比结果如图9所示。

由图9可以看出，在同等的施工条件下，邻近大堤对于近接桩基的最终沉降量影响不大，其影响主要体现在东线贯通后的墩台倾斜度[14]上。经计算，有大堤条件下，91#墩台的最大倾斜度为9.78‰，对应JGC91-1、JGC91-2测点；无大堤条件下的最大倾斜度为6.17‰，相对降低36.9%。此影响在西线完成近接穿越后逐渐趋于0，说明在特定的施工条件下，邻近大堤对于墩台倾斜度的影响存在一定的时效性。

3.2 加固措施的应用效果分析

为验证工程中所采用的隔离桩+高压旋喷桩加固+钢花管预注浆加固的综合加固方案在超大直径盾构近接穿越临堤桩基工程中的适应性。对无加固、钢花管预注浆注浆加固、隔离桩+高压旋喷桩加固以及综合加固这4种工况的应用效果进行对比。考虑到墩台各测点沉降规律的一致性，为避免数据冗杂，仅对比施工影响最为严重的91#墩台的JGC91-1测点，对比结果如图10所示。

(a) 有大堤

(b) 无大堤

图10 4种工况的墩台沉降对比

由图10可以看出，采取相应措施后，截至西线近接穿越，墩台沉降抑制效果明显，累积沉降控制在2～3 mm。对于无加固工况，面对东线掘进带来的突然扰动，存在“激增”隆起变形，而后逐渐回落，截至西线近接穿越，墩台累积沉降控制在5 mm左右； 西线近接穿越后，沉降再度发展，所计算工况的最终沉降均控制在7～9 mm，加固措施的应用效果不明显。可见，钢花管预注浆加固、隔离桩+高压旋喷桩加固和综合加固均能较好地抑制早期土体扰动对于近接桩基的影响，但在特定的施工条件下，加固措施的整体应用效果有限。为进一步探究综合加固方案与其他2组方案的差异，对比91#墩台的墩台顶水平位移(纵向+横向)，对比结果如图11所示。

(a) 纵向

(b) 横向

由于本次计算未考虑桥梁上部结构的约束，墩台顶水平位移较现场明显，现场实测值控制在较低水平(<<1 mm)，桩基处于安全状态。由图11(a)可以看出，不同加固方案下的墩台顶纵向水平位移无明显差异，且均在预警值内。当东线掘进至距离桩轴30～40 m的位置时，在盾构顶进压力的作用下，开挖面前方一定范围内的土体产生一定的负向位移(掘进方向为Y轴负向)，桩-土间相互作用导致邻近桩基产生相应位移，桩基发生向隧道方向的倾斜[10]，桩顶开始出现向隧道方向的水平位移。近接穿越过程中，因桩-隧相对位置上的限制，顶进压力的作用效果有限，墩台顶纵向水平位移稳定在-1 mm左右；截至西线贯通，墩台顶纵向水平位移经历上升后回落，逐渐趋缓，并最终稳定在-2.3 mm左右。

另一方面，隧道开挖引起的地层损失会导致隧道上覆土体向隧道一侧移动[7]，桩周土体的移动将带动桩基上半部分，使其发生同向侧移。由图11(b)可以看出，不同加固方案下的墩台顶横向水平位移差异明显，呈现综合加固<隔离桩+高压旋喷桩加固<钢花管预注浆加固的规律，位移变化主要出现在近接穿越后，位移发展较迅速；盾构离开30～40 m后，以较快速度趋于稳定。西线掘进过程中，由于桩-隧相对位置发生了变化，由开挖隧道的西侧转为东侧，位移迅速回落，近接穿越过程中逐渐趋缓。从上述不同加固方案的应用效果来看，过多的加固措施在控制近接桩基水平位移方面的应用优势并不明显。

3.3 施工参数对加固效果影响分析

盾构掘进过程中，开挖面上作用的泥水压力和盾尾处施加的径向注浆压力会对周围环境产生一定影响[7,20]，下面对不同施工条件下所采取加固措施的应用效果进行对比，以探究施工参数变化对于加固效果的影响。

3.3.1 泥水压力

考虑到模型计算过程中所施加的顶进压力匹配了现场记录的泥水压力数值特征，不同施工段存在数值差异，工况设置时以调整后的掘进数据为基准，取变化量Δ=±100 kPa。不同泥水压力下墩台顶水平位移随开挖进尺的动态变化曲线如图12所示。可以看出，泥水压力对于所采取加固措施的应用效果的影响较为显著。当Δ=-100 kPa时，横、纵向水平位移均受到明显抑制，其中横向水平位移降比达62.0%，这说明当所施加泥水压力无法维系掌子面的稳定时，采取必要措施能够有效降低近接桩基因此产生较大水平位移或倾斜的风险。当Δ=0 kPa或Δ=+100 kPa时，加固效果有限，甚至存在促进位移发展的趋势，这说明当泥水压力得到较好控制时，所采取加固措施的应用效果十分有限。此外，对比Δ=0 kPa和Δ=100 kPa工况下的墩台顶水平位移可知，过大的泥水压力会导致近接桩基的纵向水平位移明显增大，这与3.2节的成因分析基本吻合。据此，近接穿越过程中若能较好地控制泥水压力，适当削弱加固体系也能实现安全穿越，可进一步规避工艺施作带来过大的土体扰动。

(a) Δ=-100 kPa

(b) Δ=0 kPa

(c) Δ=+100 kPa

3.3.2 注浆压力

不同注浆压力下墩台顶水平位移随开挖进尺的动态变化曲线如图13所示。可以看出，注浆压力对于所采取加固措施的应用效果的影响十分有限，甚至存在一定的负面影响，如注浆压力取0.25 MPa时，相较未加固工况，加固后的墩台顶纵向水平位移明显增大。对比不同注浆压力下未加固工况的墩台顶水平位移可以发现，注浆压力取0.25 MPa时的纵向水平位移相较其他工况存在一定程度的缩减，最终位移量降比分别为55.3%、40.7%，在此基础上，横向水平位移无明显差异，这说明如要在不采取加固措施的情况下实现近接穿越，适当降低注浆压力可在一定程度上降低桥梁结构的风险概率。由图13(c)可知，增大注浆压力虽能对墩台顶横向水平位移起到一定的抑制作用，但同时可能引起管片上浮、错台等[20]。

(a) 0.25 MPa

(b) 0.35 MPa

(c) 0.45 MPa

4 结论与讨论

1)邻近大堤对于近接穿越过程中的桩基反应存在一定影响，双线隧道中先行线侧穿后的墩台倾斜度会有所增大，但在特定的施工条件下，此影响存在一定的时效性，在后行线完成近接穿越后逐渐趋于0。

2)钢花管预注浆加固、隔离桩+高压旋喷桩加固和综合加固均能较好地抑制早期土体扰动对于近接桩基的影响，但在特定的施工条件下，加固措施的最终应用效果有限。

3)采用不同加固方案在控制近接桩基的纵向水平位移方面无明显差异，在横向水平位移方面则差异明显，呈现综合加固<隔离桩+高压旋喷桩加固<钢花管预注浆加固的规律。

4)泥水压力对于所采取加固措施的应用效果的影响较为显著，近接穿越过程中如能较好地控制泥水压力，可考虑适当削弱加固体系；注浆压力在此方面的影响则十分有限，如要在不采取加固措施的情况下实现近接穿越，适当降低注浆压力可在一定程度上降低桥梁结构的风险概率。

本文利用有限差分软件对超大直径盾构近接穿越临堤桥梁桩基的施工影响进行了模拟分析，通过对比不同施工参数下所采取加固措施的应用效果，分析了隔离桩+高压旋喷桩加固+钢花管预注浆加固的综合加固方案在不同施工条件下的适应性。但考虑到文中仅分析了桩基变形，未对无加固措施下的桩基承载力作进一步分析，采取相应加固措施对于实现安全穿越仍有重要意义。此外，文中揭示了施工参数变化对拟采取加固措施应用效果的影响，但未对此影响的过程机制展开研究，后续将进一步研究施工参数变化对加固措施应用效果的影响机制。