大直径盾构隧道超近距离侧穿桥桩变形分析及控制措施

梁禹 范晓锋 尹义豪 常勇

1.中山大学·深圳 航空航天学院， 广东 深圳 518107； 2.中山大学 土木工程学院， 广东 珠海 519000；3.南方海洋科学与工程广东省实验室（珠海）， 广东 珠海 519000； 4.中铁十四局集团大盾构工程有限公司， 南京 211800

在城市修建盾构隧道经常遇到邻近桩基的情况，会对周边土层产生扰动，改变桩周土体的位移场和应力场，使上部结构产生不均匀沉降，甚至危及桥梁的安全［1］。近年来盾构隧道呈现出直径扩大化、环境复杂化的特点［2］，如何准确预测大直径盾构隧道施工对邻近桩基的影响，采取有效措施防止桩基及上部结构产生较大变形乃至破坏是需要解决的问题。

对于盾构施工引起桩基变形和内力变化的分析方法主要有理论分析、模型试验及数值模拟。理论分析方面，目前多采用两阶段分析法。Mu 等［3］基于该方法提出了分层土中盾构施工时桩基的侧向响应公式。Huang 等［4］使用该方法推导了盾构施工引起的邻近桩基位移的三维解析解。模型试验主要包括离心试验和常重力试验。Ng 等［5-6］通过离心试验分析了盾构开挖过程中桩基沉降及承载力的变化。路德春等［7］通过常重力试验进行了盾构掘进过程对桩基的三维影响研究。数值模拟具有很高的可重复性，可以较全面考虑实际工程中各种因素和模拟多施工步骤。王净伟、李建平等［8-9］采用数值模拟分析了盾构施工对邻近桩基承载力的影响。艾国平等［10］建立三维有限元模型研究了盾构邻近桩基施工时，不采取措施、设置临时支墩和采用克泥效工法三种工况下桩基的力学响应。

上述对盾构隧道邻近桩基的研究主要针对小直径盾构工程，对大直径盾构邻近桩基施工的研究较少。本文以一座高速铁路大直径盾构隧道超近距离侧穿匝道桥桥桩工程为依托，采用有限元软件建立精细化模型，研究采用MJS 工法加固前后桥桩和地表的变形情况，并将模拟结果与实测数据进行对比分析。

1 工程概况

一高速铁路海底隧道工程采用单洞双线的大直径泥水盾构下穿既有海湾大桥匝道桥。采用7 + 2 + 1分块方式的通用楔形环钢筋混凝土单层管片，内径、外径和环宽分别为12.6、13.8、2.0 m，错缝拼装，穿越段隧道覆土厚度约24 m。匝道桥为四跨连续梁，桥面宽8.5 m；基础为桩基础，桩径1.8 m。隧道先后侧穿A3#、A4#墩桩，桩长分别为61.0、49.5 m，桥下净空分别为8.7、7.0 m。隧道与A3#、A4#墩桩位置关系见图1。隧道外缘与A3#、A4#墩桩净距分别为1.2、0.9 m。

图1 隧道与A3#、A4#墩桩平面位置关系

在与桥桩约1 m 净距进行大直径盾构隧道施工，若不采取控制措施，极易引起桥桩破坏，进而影响整个匝道桥的安全。为了控制桥桩和地表变形，减小隧道施工对周边环境的扰动，考虑到桥下净空较低，采用MJS 工法对土体进行加固，浆液为水泥浆。加固区呈倒L形，分为竖向加固区和水平加固区，见图2。

图2 MJS工法加固区

竖向加固区先采用ϕ2.4 m@2.0 m 的MJS 工法桩与桥桩咬合，最大咬合深度为0.4 m，然后在桩周打设ϕ2.0 m@1.6 m 的MJS 工法桩进一步加固土体，加固深度为隧顶以上3.0 m 至隧底以下6.2 m，共23.0 m。水平加固区采用ϕ2.0 m@1.6 m 的MJS 工法桩，加固隧顶以上3.0 m 的土体和隧道与A3#、A4#墩桩之间的三角区。

根据详勘报告，隧址区土层自上而下依次为杂填土、淤泥质土、粗砂、有机质土及粉质黏土。加固区以粉质黏土为主，局部夹杂粗砂。各土层物理力学参数见表1。

表1 土层物理力学参数

2 数值模拟

2.1 计算模型

采用MIDAS 有限元软件建立地层-结构三维模型。为减小边界效应影响，模型尺寸取160 m（长） ×140 m（宽） × 90 m（高），模型边距离隧道及A3#、A4#墩桩均不小于5倍洞径，侧面限制法向位移，底部设置固定约束。模型共有169 725 个单元，108 682 个节点，见图3。

图3 计算模型

土体采用弹塑性本构模型，服从Mohr-Coulomb 屈服准则。管片、承台、MJS 工法桩采用实体单元，盾壳采用壳单元，A3#、A4#墩桩采用梁单元模拟。

2.2 计算参数

2.2.1 盾壳摩擦力

施工时，盾壳摩擦力（Fs）即盾壳周围的土体所受到沿着盾构掘进方向的摩擦力，其计算式为［11］

式中：μs为盾壳与土体间摩擦因数，依据文献［12］取值；Ds为盾壳直径；L为盾壳长度；Pa为作用在盾壳的平均土压力；G为盾构机自重。

通过计算，Fs约为150 kPa。

2.2.2 开挖面支护力

大断面隧道的拱顶与拱底水土压差较大，模型中开挖面支护力以梯形荷载的形式垂直施加到刀盘前方土体，数值从320 kPa增至490 kPa。

2.2.3 同步注浆参数

梁禹等［13］研究得出浆液凝结过程具有时变性，其弹性模量随着浆液的凝结而逐渐增大，对土体的压力则逐渐消散。设置同步注浆的浆液在4环管片拼装时间内凝结，弹性模量从5 MPa 逐步上升至500 MPa。实测数据显示盾尾同步注浆压力为0.50 ～ 0.72 MPa，计算时选择平均压力0.60 MPa 作为浆液最大压力并逐渐减小至0，详见表2。注浆层厚度等于刀盘与管片的高度差，取0.25 m；浆液重度为25 kN/m3，泊松比为0.25。

表2 盾尾同步注浆浆液弹性模量和压力设置 MPa

2.2.4 其他参数

由于刀盘对土体的切削和摩擦作用，开挖面前方一定范围内的土体会受到扰动。参考文献［14］，将开挖面前方2 m（1环管片）土体的弹性模量减小50%。

由于管片纵向与环向接头会降低隧道整体刚度，依据文献［15］将混凝土管片弹性模量减小25%。结构参数见表3。

表3 结构参数

参考实测数据，盾构千斤顶推力换算成均布荷载施加于管片环的横截面上，大小为15 MPa。

A3#、A4#墩桩为摩擦桩，通过切向和法向弹簧模拟桩土间相互作用。界面切向刚度（Kt）、界面法向刚度（Kn）分别为

式中：Gi为第i层土的折算剪切模量，Gi=RGisoil，R为强度折减系数，取0.7～1.0，Gisoil为第i层土的剪切模量；tv为虚拟厚度系数，取0.01 ～ 0.10；Ei= 2Gi（1 -v）/（1 - 2v），Ei为第i层土的弹性模量，v为桩土接触面的泊松比，取0.45。

桥梁上部结构等效为均布荷载120 kPa 作用在承台上；地面荷载为20 kPa。

2.3 盾构掘进过程

模拟时不考虑管片安装及盾构停机，掘进过程见图4。具体施工步骤为：

1）施作A3#和A4#桥墩、承台、桥桩，计算模型的自重应力场与位移场。

2）采用MJS 工法加固土体，将加固区单元属性变为MJS工法桩属性，将所有单元位移清零。

3）模拟盾构开挖，修改开挖面前方土体弹性模量，添加盾壳单元，施加盾壳摩擦力、开挖面支护力及千斤顶推力。

4）盾构每向前推进1 环，激活距离盾尾最近的管片单元，依据表2，依次在①—④区注浆，注浆压力分别为0.60、0.25、0.12、0 MPa；对新开挖面施加支护力，修改其前方2 m 土体弹性模量；对新激活的盾壳、管片单元施加盾壳摩擦力和千斤顶推力，删除步骤3荷载。

5）重复上述步骤至隧道贯通。

2.4 计算结果

2.4.1 A3#、A4#墩桩水平变形提取刀盘距离A3#、A4#墩桩-30，-20，-10，0，10，20、30 m 处桥桩的水平变形进行分析，负值表示刀盘未通过桥桩。未采用MJS 工法加固时A3#、A4#墩桩水平变形见图5。

图5 未采用MJS工法加固时A3#、A4#墩桩水平变形

由图5可知：

1）在各影响因素综合作用下，盾构掘进阶段两桥桩均产生朝向隧道外侧及沿隧道开挖方向的水平变形。

2）盾构与桥桩越近，对桥桩扰动越大，桩身变形越大；刀盘通过桥桩20 m后，桩身变形基本稳定。

3）A3#墩桩在x、y方向的最大变形分别为14.7、20.5 mm；A4#墩桩在x、y方向的最大变形分别为13.7、20.1 mm。

采用MJS 工法加固前后刀盘距A3#、A4#墩桩30 m时桥桩水平变形见图6。可知：加固后A3#墩桩在x、y方向最大变形分别为3.96、6.54 mm，与未采用MJS工法加固时相比，变形减小了73.1%、68.1%；A4#墩桩在x、y方向最大变形分别为3.41、7.16 mm，与未采用MJS 工法加固时相比，变形减小了75.1%、64.4%。可见采用MJS 工法加固后，两桥桩的水平变形显著降低，说明MJS 工法的水泥浆与桩周土体混合形成具有较高强度的固结体，对桥桩起到了保护作用。

图6 采用MJS工法加固前后刀盘距A3#、A4#墩桩30 m时桥桩水平变形

2.4.2 地表竖向变形

在垂直于隧道轴线的地表布置两处监测断面，分别位于A3#与A4#墩桩北侧约1 m。未采用MJS 工法加固时盾构施工地表竖向变形见图7，其中灰色虚线为无桥桩时地表竖向变形。

图7 未采用MJS工法加固时盾构施工地表竖向变形

由图7可知：

1）盾构施工过程中，地表由隆起转为沉降，直至刀盘距监测断面40 m 时变形稳定。刀盘抵达监测断面前，由于开挖面支护力及盾壳摩擦力对前方土体的挤压作用，地表隆起且隆起逐渐增大；在刀盘邻近监测断面时，地表变形由隆起变为沉降；盾尾通过监测断面后，因同步注浆压力开始消散，开挖引起的地层损失逐渐增大，沉降和沉降槽宽度不断增加，最终宽度约3倍洞径。

2）A3#、A4#墩桩的存在使地表变形曲线从对称变为不对称，沉降槽中心向远离桥桩的方向偏移。

3）A3#、A4#墩桩附近曲线形态平缓，说明地表竖向变形受到抑制，桥桩对邻近土体有一定的抑制作用。A4#墩桩与隧道距离更近，这种抑制作用更明显。

采用MJS 工法加固前后刀盘距A3#、A4#墩桩北侧监测断面40 m时地表竖向变形见图8。可知：

图8 采用MJS工法加固前后刀盘距监测断面40 m时地表竖向变形

1）采用MJS 工法对土体进行倒L 形加固后，地表最大沉降分别从8.63、8.28 mm 降至3.59、4.67 mm，降幅为58.4%、43.6%，沉降得到较好控制。

2）MJS工法加固区的存在改变了地表竖向变形曲线的形状，沉降槽中心向远离桥桩一侧的横向加固区边缘偏移。竖向加固区内地表变形曲线轻微拱起，说明加固区增强了桥桩对土体的抑制作用。由于A4#墩桩离隧道更近，抑制作用更强，因此竖向加固区内地表变形从未加固时的沉降变为隆起。

3 现场监测

3.1 测点布置

在A3#、A4#桥墩分别布置变形监测点，见图9。采用全站仪进行自动化监测，监测频率为1 次/d，测量精度为0.001 mm。

图9 A3#、A4#桥墩变形测点布置

沿隧道开挖方向设置5 个地表变形监测断面，每个断面布设9 个测点，沿隧道轴线对称分布，见图10。监测频率为1次/d，测量精度为0.1 mm。

图10 地表变形测点布置（单位：m）

3.2 桩顶竖向变形

由于桩顶与桥墩固结，因此将测点3-3、4-2 竖向变形作为桩顶的竖向变形。采用MJS 工法加固后，桩顶竖向变形模拟计算值与实测值对比见图11。可知：①桩顶竖向变形的模拟计算值与实测值变化规律相似，盾构穿越桥桩过程中，桩顶隆起均先增大后减小。②在刀盘距A3#、A4#墩桩约20 m 时，由于同步注浆浆液固结，桩顶竖向变形的模拟计算值轻微增大。

图11 桩顶竖向变形模拟计算值与实测值对比

3.3 地表竖向变形

J2 断面地表竖向变形模拟计算值与实测值对比见图12。可知：采用MJS 工法加固后，二者变化趋势基本一致，刀盘抵达监测断面前地表隆起，远离监测断面后地表沉降。

图12 J1断面地表竖向变形模拟计算值与实测值对比

施工时采用了克尼效工法，在向土体注入克尼效浆液时会导致土体上浮，同时盾构掘进参数也会随着施工情况进行动态调整，因此模拟计算值与实测值有一定偏差。

4 结 论

1）盾构施工导致A3#、A4#墩桩产生朝向隧道外侧和开挖方向的水平变形。采用MJS 工法加固后，刀盘距两桩30 m时，A3#墩桩在x、y方向最大水平变形分别为3.96、6.54 mm，与未采用MJS 工法加固相比，分别减小了73.1%、68.1%；A4#墩桩在x、y方向最大水平变形分别为3.41、7.16 mm，与未采用MJS 工法加固相比，分别减小了75.1%和64.4%，说明MJS 工法采用的水泥浆与桩周土体混合形成具有较高强度的固结体，对桥桩起到了保护作用。

2）A3#、A4#墩桩的存在使地表竖向变形曲线从对称变为不对称，沉降槽中心向远离桥桩的方向偏移。桥桩对邻近土体有一定的抑制作用，且桥桩距离隧道越近，抑制作用越明显。

3）采用MJS 工法对土体进行倒L 形加固后，由于竖向加固区对桥桩的保护作用及对桩周土体进一步的抑制作用，以及横向加固区对隧道与上覆土的阻隔作用，刀盘距A3#、A4#墩桩北侧监测断面40 m 时地表最大沉降分别从8.63、8.28 mm 降至3.59、4.67 mm，降幅分别为58.4% 和43.6%，地表变形得到较好控制。

4）桥桩和地表变形模拟计算值与实测值的变化趋势基本一致，说明数值模拟可靠。