滨海地区超大直径盾构隧道穿越对邻近桥梁的影响∗

许 岩，黎 莉，林嘉伟，何志倩，尚国军，3

（1.深圳市交通公用设施建设中心，广东 深圳 518040； 2.深圳市城市公共安全技术研究院有限公司，广东 深圳 518000；3.中国矿业大学安全工程学院，江苏 徐州 221116）

0 引言

盾构法在松软含水地层中修建埋深较大的长隧道往往具有技术和经济方面的优势［1-2］。 在望海路快速化改造工程初步设计方案中，拟建隧道以盾构方式从下方穿越深圳湾大桥深圳侧匝道桥，地铁13 号线二期工程左右两线也下穿深圳湾大桥匝道桥桥梁桩基。 在盾构施工过程中，盾构近距离穿过桥梁桩基侧面时，会打破桥梁桩基所处地层的应力平衡状态，改变桥梁桩基状态，桩基状态的改变会进一步传递到桥梁上部结构，危害桥梁的整体安全。 对盾构穿越方案的安全性进行评估，保证深圳湾大桥的安全运行势在必行。

由于隧道开挖的几何特性，考虑深埋隧道开挖时，周围土体应力场可以假设同等应力，将隧道开挖简化为圆孔收缩模型，对周围土体应力应变进行求解。 Marshall［3］、张治国等［4］在两阶段分析法中将隧道开挖假设为无限介质平面内小孔收缩模型，采用小孔收缩理论对隧道开挖引起的土体自由位移场进行求解。 曾英俊等［5］和胡云世等［6］在Yu 的计算方法基础上将收缩过程引入临界状态土力学理论，得到了圆孔收缩的弹塑性解。 Marshall 等［7］通过无限球形孔扩张理论评估桩的端承能力，得到开挖引起的桩基承载力衰减，同时分析隧-桩相对位置、不同土体物理力学参数对隧-桩相互作用的影响。 Randolph 等［8］提出了利用球形小孔预测桩基承载力的方法。 Mo 等［9］采用不排水统一砂黏土小孔收缩理论解分析了黏土隧道开挖时地表反应曲线和超孔隙水压力的变化规律，并结合黏土离心试验验证了结果的可靠性。

在工程领域，孙兵等［10］运用离心模型试验，研究了双线隧道盾构施工时地表的变形规律；傅雅莉［11］采用FLAC3D 软件对盾构隧道掘进进行模拟，研究表明在盾构隧道施工开挖面后方2.0D范围内为桥梁结构的主要影响区；赵方彬［12］对复杂地质条件下盾构隧道穿越既有桥梁桩基的施工过程进行数值模拟，研究表明左右线隧道开挖对桩体的沉降具有叠加影响。

本文基于三维解析理论，采用三维非线性有限元程序，对采取加固措施前后盾构施工引起的桥梁桩基变形进行模拟计算，分析盾构穿越对现有桥梁下部结构的影响，并验证初步设计中加固措施的合理性，以对后续施工提出建议。

1 工程概况

根据《望海路快速化改造工程与地铁13 号线二期（南延）工程深圳湾大桥节点线路方案与大桥保护专项设计》，地铁隧道的外径为6.7m，中心埋深分别为43.3，42.8m；望海路隧道外径为15.7m，中心埋深为28.4m。 拟建线路原始地貌为浅海湾、淤泥质海滩，受滩涂围填、码头建设、港池开挖、城市建设等影响，原始地貌发生了巨大变化。 深圳湾大桥2003 年8 月开工建设，2007 年7 月建成通车，现状望海路2012 年底建成通车。 拟建望海路隧道盾构穿越范围内地层包括填石、淤泥、淤泥质中粗砂、中砂、粗砂、黏土、淤泥质黏土、砾砂、砾质黏土、全风化花岗岩、强风化花岗岩、中风化花岗岩。

望海路隧道穿越深圳湾大桥影响范围以C 匝道C12 号桥墩为中心，建立东西向－60 ～＋120m，南北向－120 ～＋120m，深度60m 的三维模型（见图1，2）。 黄色区域为初步确定的隧道开挖影响范围，即地铁隧道左线中心线以左50m、以右85m。 模型覆盖了深圳湾大桥的A，B，C，D 4 个匝道（A 匝道第4，5 联，B 匝道第1，2 联，C 匝道第3，4 联，D 匝道第4，5，6 联）。

图1 望海路隧道穿越深圳湾大桥模型平面Fig.1 Wanghai Road Tunnel crossing Shenzhen Bay Bridge

为了便于建模计算，根据地勘资料对数值模型中的土层信息进行简化，如表1 所示。

表1 土层几何信息和物理力学参数Table 1 Soil layer geometric information and physical and mechanical parameters

2 计算方法

针对上述盾构隧道穿越桥梁桩基的力学模型，基于岩土介质小孔扩张理论建立隧-土-桩相互作用力学模型（见图2），开展盾构隧道掘进对地层应力场和位移场的影响研究；考虑隧道与邻近桩基相互作用，分析隧道开挖引起的既有桩基承载力、沉降及水平位移变化。

图2 基于小孔扩张理论的隧-土-桩相互作用模型Fig.2 Tunnel soil-pile interaction model based on the theory of small hole expansion

2.1 隧道开挖引起地层变形及应力松弛

隧道开挖对地层产生扰动，使得周边土体力学性质发生改变，从而导致土体发生沉降变形对这种变化进行调整，产生一个新的应力场平衡状态，这种变化主要分为地层损失和隧道椭圆化。

在计算隧道开挖产生的位移场时，分别考虑地层损失和隧道椭圆化的影响，在地层损失时采用Verruijt 和Booker［13］的求解，在隧道受椭圆化影响时考虑Strack［14］的求解，各变量的物理含义如图3所示。 图中（x，z）表示土体空间的任意一点，r1＝；ε为隧道的地层损失；δ为隧道的椭圆度。

图3 隧道开挖地层损失和椭圆化求解Fig.3 Solution of formation loss and ellipticity in tunnel excavation

2.2 桩基承载力及变形计算

桩基受扰动后的附加变形和弯矩的计算方法如下：将桩基假设为被桩顶简支、桩底固定端的梁，将隧道开挖引起的地层应力场转换为任意分布荷载施加至桩身，通过结构力学理论计算单跨静定梁的附加变形和弯矩，用以分析隧道开挖对桩基变形和稳定性的影响。

2.3 隧-土-桩相互作用

隧道开挖与邻近桩基相互作用模型如图4 所示。 其中隧道为浅埋圆形盾构隧道，半径rt，埋深zt；单桩设为圆形挤土桩，半径rp，桩长zp；下穿隧道与桩基的相对竖直与水平位置分别为xtp与ztp；dtp为桩顶点到隧道中心点的距离。

图4 隧-桩相互作用模型Fig.4 Tunnel-pile interaction model

隧道开挖会导致周围土体的弹性模量降低，形成应力松弛区，从而产生地层沉降，对周围建（构）筑物的桩基稳定性和安全性产生不良的影响。 同时桩基的承载力能力降低，使得桩基产生二次沉降。 桩基使用期间，桩基的沉降变形主要分为两部分：隧道开挖引起的沉降和桩基承载力损失产生的沉降。

针对隧道开挖引起的地层沉降，可通过小孔收缩模型计算上部土体自由场的位移。

式中：ur为土体任意点在隧道半径收缩方向的位移。

针对桩基的沉降可根据桩基承载力和土体刚度，采用双曲渐近线模型预测桩基的荷载-沉降曲线。 假设桩基的服役荷载为Pload，桩基的承载力衰减因子和初始安全系数分别为：

式中：RQ为桩基的承载力衰减因子；Qvl为隧道开挖后桩基的承载力；Q为桩基的总承载力；SF0为桩基的初始安全系数。

桩基的初始沉降和桩底初始荷载分别为：

式中：s0为初始沉降；qt为利用球形小孔扩张预测的桩基承载力；ki为桩基刚度；qs，0为桩底初始载荷；Qt，0为初始时刻桩侧摩擦力。

式中：svl为开挖后该时刻桩基沉降；qt，vl为该时刻利用球形小孔扩张预测的桩基承载力；ki，vl为桩基刚度；qs，vl为该时刻桩底荷载；Qt，vl为该时刻桩侧摩擦力。桩基承载力损失引起的沉降为：

隧-土-桩相互作用计算流程如图5 所示。

图5 隧-桩相互作用计算流程Fig.5 Tunnel-pile interaction calculation flow chart

望海路隧道的施工扰动影响远大于地铁隧道的穿越。 因此，应重点关注邻近望海路隧道沿线的桥梁桩基影响，如A11，A12，B3，B4，C10，C11，C12，D11，D12 等位置的桩基。

3 未加固穿越结果分析

基于三维解析理论构建的计算模型，考虑隧道开挖引起的地层应力场和变形场演化，分析隧道开挖对桩基的承载力损失率、桩基沉降、桩基水平变形、桩身弯矩等参数的影响。 在未采取加固措施的情形下，3 条隧道按照地铁右线、地铁左线、望海路隧道顺序穿越深圳湾大桥后桩基最大水平位移、最大弯矩以及桩顶沉降如表2 所示。

表2 深圳湾大桥重点桩基计算结果Table 2 The calculation results of key pile foundation of Shenzhen Bay Bridge

对表2 进行分析，可得到以下结论。

1） 桩基最大水平位移

地铁右线穿越后影响最大的桩基为C12-1 与C12-2 号桩，为3.8mm；其余桩基的影响较小，最大水平位移均小于2mm。 地铁左线穿越后，受影响最大的桩基为B04 号桩，最大水平位移为3.3mm，C12-1 与C12-2 号桩的水平位移减小至2.9mm。 望海路隧道穿越后，桩基最大水平位移的量值显著提高；发生最大水平位移的桩基为B04 号桩，其次受影响较大的桩基有A11-2 号桩和C11 号桩；望海路隧道穿越引起的桩基水平位移均超过了5mm。

2） 桩基最大弯矩

色谱条件:色谱柱柱型:HP-INNOWAX (30 m × 0.25 mm × 0.25 μm); 程序升温50 ℃升温260 ℃ 保持升温300 ℃ (保持5 min); 柱流量(恒流):1 mL/min; 载气:氦气; 分流比:50∶1; 进样量:0.1 μL; 进样口温度:260 ℃; FID检测器,检测器温度:270 ℃。

地铁右线穿越后影响最大的桩基同样为C12-1与C12-2 号桩，为197.8kN·m；其余桩基的影响较小，桩基的最大弯矩均小于40kN·m。地铁左线穿越后，受影响最大的桩基仍为C12-1 与C12-2 号桩，最大弯矩达到200kN·m；其次受影响较大的桩基有B04 号桩、C11 号桩，其余桩基的最大弯矩均小于50kN·m。望海路隧道穿越后，桩基最大弯矩的量值也显著提高，发生最大弯矩的桩基为B04 号桩，其次受影响较大的桩基有A11-2 号桩、C11 号桩和C10 号桩；望海路隧道穿越引起的桩基最大弯矩均超过了150kN·m。

3） 桩基沉降

地铁右线穿越后影响最大的桩基同样为C12-1与C12-2 号桩，最大沉降均为0.17mm；其次受影响较大的桩基有A12-1，A12-2，B03，D11-1，D11-2 和C11 号桩；其余桩基的影响较小，均小于0.1mm。 地铁左线穿越后，受影响最大的桩基为B03，D11-1 和D11-2 号桩，最大沉降均为0.31mm；其次受影响较大的桩基有A12-1，A12-2，C11，C12-1 和C12-2 号桩。 望海路隧道穿越后，桩基沉降的量值也显著提高，发生最大沉降的桩基为D11-1 号桩；其次受影响较大的桩基有C11，B04 和D11-2 号桩。 深圳湾大桥同一跨不同位置桩基的沉降差异较大，易产生不均匀沉降，影响桥梁安全和稳定，应针对桩基差异沉降重点考察桥跨倾斜影响。

4 地层加固效果模拟分析

4.1 加固措施

为减小隧道施工扰动对深圳湾大桥桩基的影响，加固方式主要从两方面考虑：提高隧道施工技术，精确控制地层损失率；优化地层加固措施，减小扰动对桩基的影响。 为了便于计算，考虑优化后的地层损失率减小至0.3%，提高隧道周围的土层参数。

地层加固考虑的是隧道穿越前对桥梁桩基础和隧道穿越地层及邻近区域进行提前加固，提高地层的强度和抗变形能力，一般采用工程注浆等手段实现。 考虑到地层加固后土的力学参数有所提高，且需要对计算区域的土层进行整体评价以简化计算，因此考虑将土体的弹性模量和内摩擦角的平均值提高约50% 进行计算，即弹性模量提高至50MPa、内摩擦角增大到35°。 需要说明的是，上述条件仅为简化后且十分保守的加固结果，用以模拟加固后的计算和初步分析。

根据望海路快速化改造工程设计施工总承包提出的加固设计方案，拟采用MJS 工法加固望海路隧道两侧土体，减少盾构掘进对桥梁桩基扰动。

为了模拟MJS 隔离加固措施的效果，在望海路两侧施加隔离措施，依据MJS 隔离桩与地层的刚度比计算地层变形的折减系数。 本文中MJS 隔离桩深度为50m，距离望海路隧道管片外侧0.5m，MJS桩体材料刚度设为200MPa，加固后土体刚度为50MPa。 由于简支梁的挠度与材料刚度成反比，因而预测的折减系数为E土／（EMJS·α），α 为考虑施工质量的折减系数，取0.3。 计算得到的MJS 隔离桩对外侧土体变形的折减系数为0.56。

在粉细砂、中粗砂、砾砂等地层的MJS 隔离桩施工，由于分段钻进成孔、高压喷浆、水泥收缩等原因，对地层造成的扰动较大。 工程实践表明：在上述地层施工大直径高压MJS 桩，仅单桩施工对临近地层的扰动至少为几毫米，群桩对地层的扰动更大。 本文的计算模型对MJS 隔离桩进行简化处理，未考虑MJS 隔离桩施工扰动的影响。

4.2 加固效果分析

隧道开挖后地表变形沿隧道截面方向的分布曲线对比如图6 所示。 望海路隧道穿越后，地层加固前后地表的水平位移和竖向位移分布规律和影响范围相似。 地层加固前，水平位移的最大值达到9mm；地层＋MTS 加固后，水平位移的最大值降低至6mm，减小近1／3。 地层加固前，竖向位移的最大值达到18mm；地层加固后，竖向位移的最大值降低至12mm，同样减小约1／3。 通过对比分析，地层加固后，水平位移降低至4mm；竖向位移最大值仍位于隧道顶端，其值保持不变，但MJS 隔离桩以外，竖向位移明显下降。

图6 望海路隧道穿越后的地表变形对比Fig.6 Comparison of surface deformation after crossing Wanghai Road Tunnel

加固措施对于地表变形有明显的抑制作用，可以有效控制地层变形带来的扰动影响。 MJS 隔离桩加固措施对于地表水平位移有明显的抑制作用，可以有效控制MJS 隔离桩以外区域地层竖向沉降带来的扰动影响。

A 匝道重点桩基的水平位移和弯矩如图7 所示。 A11-2 以及A12-1 桩基的水平位移均有不同程度的减小趋势，而桩身弯矩的加固效果并不明显，部分桩基的弯矩分布规律有所变化且弯矩值有所增大。 在实际工程中应考虑对重点桩基进行加固，以提高桩体的抗弯能力。

图7 望海路隧道穿越后A11-2 号桩、A12-1 号桩加固前后对比Fig.7 Comparison of pile A11-2 and pile A12-1 before and after reinforcement of Wanghai Road Tunnel

分析范围内深圳湾大桥重点桩基加固前后的计算结果如表3 所示。 通过对比发现，加固后绝大部分桩基的承载力损失率更小了，D11-1 和D11-2号桩的承载力损失率增加了7.4%，后续应考虑这两根桩的承载力评估。 大部分桩基的最大水平位移都有显著减小，基本超过30%；A12-1 和A12-2 号桩的最大水平位移略有增大，应考虑其桩身加固。C10，C12 号桩的最大弯矩在加固后增大，应考虑进行桩体加固。

5 结语

隧道侧穿桩基时易产生桩身水平变形，采取隔离的加固措施可以有效防止隧道两侧的桩基水平变形。 桩基隔离和加固措施不仅是隧道埋深位置，还应包括桩身其他薄弱位置处（如桩顶和地下14m处），可根据计算结果对其进行加固优化。 隧道对A，B，C，D 4 个匝道的影响不一，隧道开挖对A11-2，B03，C11，D11-1 的影响最大，在开挖中应对这些桩进行重点考虑。 采用地层＋MJS 加固，重点桩基的水平位移均有不同程度的减小趋势，而桩身弯矩的加固效果并不明显，部分桩基的弯矩分布规律有所变化且弯矩值有所增大。 在实际工程中，应考虑对重点桩基进行加固，以提高桩体的抗弯能力。 需要说明的是，本文的计算结果基于莫尔-库仑模型，建议后续施工图设计阶段开展相应单元试验或原位试验获取土体力学特性，采用高级软土本构模型模拟隧道开挖地层及其对周围结构的扰动影响。

专项设计方案中，望海路隧道下穿深圳湾大桥，其距离匝道桥承台及桩基础过近，采用2m 直径的MJS 隔离桩及MJS 抽条加固的方案施工困难大，多次扰动地层，存在安全风险。 后续若采用此方案仍需进一步论证其合理性和可行性，并建议采用试桩等现场试验的方法进行检验和论证。