新开挖航道下穿高铁微扰动控制方案正交优化分析

张体浪, 刘付礼,万颖君,李怡玮,顾祯雪,孙 阳

(1.中建七局第二建筑有限公司,江苏昆山 215300; 2.安徽中兴工程监理有限公司,安徽合肥 230000;3.杭州交通投资建设管理集团有限公司,浙江杭州 310000; 4.河海大学港口海岸与近海工程学院,江苏南京 210098)

近年来,中国逐步加大对大运河资源的保护传承利用,京杭运河新航道开发和旧航道改造工程日益增多,尤其在水系发达、高速铁路密布的东部地区,航道下穿高铁成为不可忽视的工程问题。在下穿航道开挖过程中,航道基坑-周围地层-高铁桩基是一个共同变形的复杂三维体系,需要从整体上对下穿段一定范围内进行区域扰动控制[1-3]。从方案优化角度来看,控制效果受多种影响因素制约,必须厘清各因素之间的相互作用关系并对它们之间的关联机制给出定量评价,才能提出安全可靠又经济合理的控制方案。正交试验法是采用正交表安排多因子的试验设计和分析方法[4],其能够减少试验次数而不影响拟考虑因素的性能指标,并且可以得到代表全部试验的数据[5]。张雪婵[6]通过搜集杭州地区多个基坑的地质参数,结合正交试验法,通过敏感性分析得到考虑地质参数影响反映基坑变形与破坏的指标。孙树林等[7]基于正交试验法,针对多层支撑深开挖基坑的主要影响因素,进行了五因素四水平的正交试验数值模拟计算,得出基坑变形对各因素的灵敏度。杨小乐等[8]利用正交化方法对岩溶地区灌注嵌岩桩侧阻力影响因素进行研究,通过有限元软件结合极差分析方法得到各影响因素对桩侧阻力分担荷载比重的影响程度。

基于此,对于变形机理模糊、多因素共同作用的复杂地下问题,正交试验法是有效的研究手段,但已有研究鲜有涉及航道下穿高铁桥梁这种变形控制要求较高的工程问题,其施工方案优化也有待进一步探索。本文基于杭州京杭运河二通道(杭州段)下穿沪昆高铁工程已有控制方案,对支护结构和地基加固的排布方式进行八因素四水平正交试验,提出航道开挖下穿已有建筑物时其变形控制方案的优化提升途径,为类似工程提供参考。

1 工程概况

本文涉及的杭州京杭运河二通道(杭州段)下穿沪昆高铁工程,航道口宽为60 m,受航道开挖影响的桥墩为上跨(48 m+80 m+48 m)连续梁的2个中墩,墩号为232#和233#,每个桥墩下设16根桩基,桩径1.5 m,桩长67 m,下穿工程位置分布见图1。

图1 下穿工程示意图Fig.1 On-site engineering diagram of underpass section

为保证上跨桥梁结构稳定,本工程在受影响桥墩两侧设置3排围护桩,桩径为1.2 m,桩间距为1.4 m,外围护桩长30 m,内围护桩和中间围护桩长28 m。在内围护桩和中间围护桩之间设置水泥搅拌桩,桩径为0.8 m,桩间距为0.6 m,有效桩长10 m,在桩顶设置1.5 m厚钢筋混凝土板;在内围护桩之间设置直径0.8 m水泥搅拌桩,桩间距为0.6 m,有效桩长5 m,桩顶区域设置横截面积1.0 m×1.1 m的钢筋混凝土锚梁,锚梁上铺设厚40 cm的河底铺砌。外围护桩和中间围护桩采用截面积1.0 m×1.0 m钢筋混凝土斜撑连接,开挖过程中在围护桩之间设置双层内外钢筋混凝土横撑,横撑截面尺寸为1.0 m×1.0 m,斜撑、横撑间距均为6 m。紧贴航道边线设置防撞挡墙,墙底采用钻孔灌注桩基础,桩径为1.0 m,桩长15 m。支撑方案如图2所示。

图2 支撑系统示意图Fig.2 Supporting structure system diagram

模型中地下水位参考工程地勘报告设置在地面以下4 m处,主要土层物理力学参数如表1所示。

表1 土层物理力学参数

2 控制方案正交优化

2.1 模型建立及可靠性分析

取桥墩中心处剖面东侧建立PLAXIS-2D有限元模型,模型尺寸为150 m×100 m(航道中心线方向×土体纵深方向),如图3所示。土体本构采用莫尔-库仑模型;围护桩墙、混凝土底板、防撞挡墙、河底铺砌层、临时挡土墙等结构单元采用板单元模拟;内外横撑和斜撑采用锚杆单元模拟;桥墩桩基和防撞桩基采用嵌固桩单元模拟;结构与土体之间设置界面以模拟二者接触。模型共划分2 650个单元,网格划分如图4所示。

图3 PLAXIS二维模型Fig.3 PLAXIS-2D model

图4 网格划分Fig.4 Mesh division

为验证模型的可靠性,在建立现场加固方案二维模型的基础上,结合现场监测数据,以工程主要关注的桥墩竖向沉降为参照指标进行对比验证,对比结果及测点布置情况见图5。通过对比计算可知,施工各阶段实测结果与模型计算结果误差绝对值为10.4%～31.4%,模型精度良好。

图5 数据对比及测点布置情况Fig.5 Data comparison and layout of measuring points

2.2 正交法优化方案设计

本文以支护结构及地基加固体的设计参数和排布方式为主要影响因素设计正交试验,对围护桩长、围护桩径、围护桩间距、首层横撑位置、支撑间距、航道两侧搅拌桩长、坑底搅拌桩长、搅拌桩置换率等8个设计参数变化引发的航道基坑和桥墩变形影响进行分析,每个因素分别取4个水平。试验因素及其水平取值如表2所示。

表2 正交试验因素及其水平设计

本次试验以围护桩最大侧移、地表最大沉降、坑底最大隆起、桥墩最终竖向位移和桥墩最终顺向位移5项数据作为正交试验变形影响评价指标,选择L32(49) 正交表设计试验,其中最后一列作为误差评估项。计算结果见表3。

表3 正交试验计算结果

2.3 计算结果与分析

对上述32组工况的数值模拟结果进行敏感性分析,采用方差分析方法,通过F检验来验证试验因素对试验指标的影响程度。本研究中试验因素自由度取3,总偏差平方和自由度取31,误差自由度取7。

首先计算各试验因素在不同水平下的指标响应平均值(记为K1,K2,K3,K4)作为因素最优水平取值的依据,再计算每组平均值的极差(记为R),接着计算指标响应值因素平均变动与误差平均变动之间的比值,即方差比(记为F),来判定该因素水平变化对指标的影响程度。通过查询《F值分布表》可知,在因素自由度为3、误差自由度为7的条件下,可靠度为90%时,方差比临界值F90%=3.07;可靠度为95%时,F95%=4.74;可靠度为99%时,F99%=8.45。当F≥F99%时,试验因子对相应试验指标影响程度记为高度显著;当F99%>F≥F95%时,记为显著;当F95%>F≥F90%时,记为有影响;当F

1)围护桩最大侧移

围护桩最大侧移在不同影响因素下最大F值为3.85,不存在高度显著影响因素。当可靠度为90%时,围护桩长(F=3.85)和围护桩径(F=3.62)这2项试验指标均对围护桩最大侧移有影响。从指标响应值来看,围护桩长和桩径的增大限制了围护桩的侧移发展,这主要是由于围护桩长增大使其在相同开挖深度下各施工阶段的桩体嵌固深度增加,与增大桩径相同,都能增加围护桩的刚度[9],从而在不平衡卸荷情况下减小围护桩侧向变形。

2)地表最大沉降

以地表最大沉降为指标时,围护桩长(F=78.38)对其影响高度显著。本工程设置了3层围护桩,地表最大沉降发生在外围护桩外侧,地表最大沉降随因素水平变化的差异不大,航道开挖引起的土体扰动被围护桩截断,外围护桩外侧土体的微扰动响应较小。由计算结果可知,当围护桩长为35 m、首层横撑距地表1.5 m、航道两侧搅拌桩长为10 m时,地表最大沉降最小。

3)坑底最大隆起

以坑底最大隆起为指标时,有围护桩长(F=13.51)、航道两侧搅拌桩长(F=13.60)和坑底搅拌桩长(F=13.37)3项因素影响程度显示为高度显著,其影响程度由大至小排序为航道两侧搅拌桩长>围护桩长>坑底搅拌桩长。目前工程界一般认为坑底隆起是航道底部因上部土体开挖引起的卸荷反应,而本方案开挖前对航道坑底和两侧航道底面标高下一定深度范围内土体进行了水泥搅拌桩复合地基加固处理,在航道基坑下部一定深度范围内形成了具有较高强度的水泥土加固体[10],土体强度的增加直接限制了其卸荷时向上隆起的趋势。与此同时,相比于航道两侧搅拌桩长,航道坑底搅拌桩长较短,在施工期以止水作用为主。航道两侧搅拌桩及内侧、中间围护桩在上部混凝土底板的应力扩散作用下,共同承担土体卸荷反应,相比于航道两侧搅拌桩的直接限制,围护桩对桩间土体隆起限制更多依靠有限的桩土摩阻力,且刘建航[11]的研究表明,随着基坑开挖内外的土面高差不断增大,当开挖到一定深度时,基坑内外土面高差所形成的加载和地面各种超载作用引发的围护结构与外侧土体向基坑内移动,会进一步加剧坑底向上的塑性隆起。

将3个高度显著因素在不同水平下引发的坑底最大隆起平均值绘制在图6中,由图6可知,坑底最大隆起与围护桩长、航道两侧搅拌桩长和坑底搅拌桩长的关系呈单调递减,随桩长增大,坑底最大隆起减小。

图6 坑底最大隆起与高度显著因素平均值点图Fig.6 Point chart of average values of significant factors and maximum bottom heave

4)桥墩最终沉降

当以桥墩沉降为指标时,有围护桩长(F=97.58)、航道两侧桩长(F=151.26)和坑底搅拌桩长(F=10.23)3项影响因素显示为高度显著,其影响程度由大至小排序为航道两侧搅拌桩长>围护桩长>坑底搅拌桩长。王军[12]指出,基坑工程施工造成建(构)筑物的沉降是因为基坑开挖使得坑外土体位移和坑外水位降低,继而引发土体固结并最终造成沉降。基坑开挖的坑壁水平卸载过程使坑外土体应力状态改变,引起围护结构向坑内发生水平位移,此时坑外土体水平应力减小,剪力增大,土层沉降出现;而开挖降水过程则是通过排水使土体有效应力增加,造成固结沉降。当周围土体沉降时,会对桥墩结构基础产生向下的摩阻力并可能伴有土层损失,进一步加剧桥墩沉降。因此,根据文献[13]中关于采用坑内被动区加固法可以有效减少地表最大沉降量和支护结构水平位移的研究,结合计算结果可以初步推断,航道两侧搅拌桩长对桥墩最终沉降的限制作用来自于被动区加固对坑外沉降和支护位移的限制。

图7中绘制了上述3个因素在不同水平下桥墩最终竖向位移平均值点,由图可知,桥墩沉降与3个高度显著因素呈单调递增的关系,随着围护桩长、航道两侧搅拌桩长和坑底搅拌桩长增加,桥墩沉降均呈增大趋势。

图7 桥墩沉降与高度显著因素平均值点图Fig.7 Point chart of average values of significant factors and pier settlements

5)桥墩最终顺向位移

由计算结果可知,仅坑底搅拌桩长(F=9.63)对桥墩顺移的影响高度显著。随着坑底搅拌桩长的增加,桥墩顺移减小。由杨敏等[14]的研究可知,桥墩顺向位移是由其下部桩基受周围土体位移影响导致桩身侧向变形引发的,但坑底桩长对它的作用机理还有待进一步研究。

综上所述,将不同试验指标最小响应值作为该因素最优水平,而因素无影响时则用“/”表示,各因素水平取值见表4。由表4可知,当所有试验指标达到最优值时,围护桩长、航道两侧搅拌桩长、坑底搅拌桩长的水平取值相悖,需进行追加试验以确定上述因素的最优水平。

表4 不同试验指标下因素最优水平表

2.4 追加试验

追加试验遵循影响显著优先的原则,无影响因素取最经济水平,其试验组次安排如表5所示。

表5 追加试验水平组合

追加试验结果如表6所示,由表可知,无论试验因素、试验水平如何组合,地表最大沉降始终维持在-13.5 mm上下,远小于GB 50497—2019《建筑基坑工程监测技术标准》[15]中的基坑变形控制标准对基坑周围地表竖向位移的限值(35 mm)。围护桩长的增加使坑底最大隆起显著减小,但会引起桥墩顺向和竖向位移的增大。结合表5和表6可知,试验1和试验3表示其他指标相同时,航道两侧搅拌桩长水平分别为1(桩长6 m)和4(桩长12 m)时的情形,其计算结果表明当航道两侧搅拌桩长较短时,桥墩两向位移较小,但引发的坑底隆起较大;而试验1和试验2则表示其他指标相同时,坑底搅拌桩长水平分别为1(3 m)和4(6 m)的情形,其计算结果表明坑底桩长较短时,桥墩两向位移较小,同时引发的坑底隆起也较大。

表6 追加试验计算结果

对照GB 50497—2019《建筑基坑工程监测技术标准》[15]和TB 10182—2017《公路与市政工程下穿高速铁路技术规程》[16],首先排除不满足基坑变形控制标准及桥墩台顶位移限制的试验组。对于计算结果较好的2,4,6,8号追加试验,计算试验中各项指标相对于原控制方案的变化幅度并将结果绘制在图8中。

图8 追加试验变化幅值Fig.8 Variation amplitude of additional experiments

图8展示了2,4,6,8号追加试验的指标相对于原微扰动控制方案相同指标结果的变化幅值,正方向表示相对于原方案减小的幅值,负方向表示增大的幅值。由图8可知,追加试验对减小地表最大沉降的效果不明显,部分试验甚至起到反作用。对比原方案,2号试验增大了7.1%的坑底最大隆起,6号试验增大了4.1%的桥墩墩顶顺移。总的来看,8号试验的优化效果最好,能有效控制地表沉降、坑底隆起和桥墩顺移,且由于桥墩沉降数值很小,即使增大了15.9%的桥墩沉降(即0.59 mm的桥墩沉降)仍符合桥墩台顶位移限制的要求。但8号试验采用的围护桩、航道两侧搅拌桩和坑底搅拌桩的桩长较长,耗材量大。2号试验虽然增大了7.1%的坑底隆起,隆起值为27.29 mm,仍满足规范的变形限值。同时,2号试验减小了15.7%的桥墩墩顶沉降,防止引发轨道板凹凸不平,影响高铁运行速度。更为重要的是,2号试验采用的围护桩和航道两侧搅拌桩的桩长为最低水平,相较于原微扰动方案,不论是从围护桩单桩造价、数量和施工费用,还是从水泥搅拌桩单桩造价来看,2号试验在经济和耗材方面都有更好的表现。因此综合来看,2号方案为本研究中的优选方案。

3 结 语

结合杭州京杭运河二通道下穿沪昆高铁工程背景,采用有限元软件模拟原桥墩加固方案下航道的放坡开挖施工,利用正交化方法量化分析不同结构设计参数对加固指标的影响及其主次顺序,得出以下主要结论。

1)围护桩长、航道两侧搅拌桩长和航道坑底桩长对坑底最大隆起和桥墩最终沉降这2项试验指标的影响程度显示为高度显著。分析发现,利用被动区加固法(包括航道两侧搅拌桩和坑底搅拌桩形成的地基加固区)是一种较为经济的方法,相比于单纯增大围护桩长和围护桩径,被动区加固法可以更经济地控制坑底土体回弹,同时还能抵消一部分由围护结构变形或降水引发的坑外主动区土体变形,从而减少建(构)筑物沉降。

2)研究选定追加试验中的2号方案作为微扰动控制提升方案,本方案增大了围护桩径,下调了首层支撑位置,同时缩短了围护桩长和航道底部搅拌桩长,加大了围护桩间距和支撑间距,将搅拌桩置换率取在60%的较低水平。相较于原方案的结果,本方案中围护桩最大侧移减小了28.7%,地表最大沉降减小了3.2%,桥墩墩顶沉降减小了15.7%,坑底隆起虽然增加了7.1%,但仍在安全限值之内,同时60%的搅拌桩置换率也充分考虑了现场施工水平限制造成的强度损失。

3)相较于原微扰动控制方案,追加试验中的2号方案在保证安全的情况下综合考虑了支护桩的单桩数量、耗材、造价和施工费用等因素。因此对于扰动控制方案的优化不应只关注各项控制指标的数值最优,而要充分考虑基坑工程与其周围土体和建(构)筑物作为一个复杂三维体系时各项指标之间的耦合关系,综合各项指标响应值、能耗、成本等方面,从而取得较优设计参数方案。

本文研究了不同施工阶段围护结构作用及其参数变化的影响程度,为类似航道下穿工程设计方案的优化指明方向,但侧重于对不同围护结构设计参数与变形控制指标关联程度的研究,对于本工程涉及的设计参数最优值组合,未来可通过扩大正交计算范围的方式进一步细化研究。