考慮盾構下穿施工影響的樁板結構參數優化研究

宋臣昭

(中鐵十八局集團第一工程有限公司，河北 涿州 072750)

樁板結構在盾構隧道施工尤其是軟土地層淺埋開挖時，起到保護地層穩定且承受上部附加荷載的作用，在地鐵建設中被廣泛應用。當結構參數選擇不合理時，過大尺寸將造成材料浪費和施工困難，過小尺寸將難以起到控制盾構開挖擾動和隔離上部荷載的作用。研究盾構隧道施工對上跨樁板結構的擾動影響機制，并進一步對結構參數進行優化，對于合理發揮樁板結構的工程作用具有重要意義。

就單樁受盾構開挖擾動問題而言，李大勇等[1]通過FLAC3D軟件建立數值模型，探討了盾構側穿樁基時對樁體承載力及變形的響應問題。王麗等[2]通過有限元分析將軟件計算結果與工程實測數據進行對比，分析了盾構開挖對不同樁長下的樁頂沉降及樁身側移的影響。徐明等[3]結合現場實測與模型試驗，建立了隧道開挖的三維數值模型，研究了樁體端承力和側摩阻力在隧道與單樁不同位置條件下的變形規律。國外學者也有進行類似地研究工作，但這些未涉及樁體與蓋板作為整體結構受盾構擾動影響的情況。

現有文獻中較少涉及淺埋軟土地層盾構動態施工引起的樁板結構受力變形規律，關于不同尺寸樁板結構在盾構開挖擾動下的響應需進一步探討。本文以廈門地鐵4號線實際工程為依托，利用數值軟件建立軟土地層淺埋盾構穿越樁板結構的動態開挖模型，并通過現場監測進行驗證，進而分析樁板結構參數對受擾動規律的影響，為同類工程提供參考。

1 工程概況

1.1 工程背景

廈門地鐵4號線為島外環灣快線，洪坑站～彭厝北站區間距中間風井約100 m位置處埋深較淺，隧道上方設計覆土厚度僅為6 m左右，且地表布置有水塘。為保證盾構施工的穩定性，同時隔離后期地表蓄水對隧道結構的影響，需在該區段提前鋪設樁板結構。

1.2 地質概況

樁板結構所處區間段隧道上覆地層為素填土，穿越地層為粉質粘土、中粗砂，下伏地層為強風化花崗巖，相應地層參數如表1所示。

表1 地層物理力學參數

建模過程中，所需地層剪切模量G及體積模量K可由彈性模量E和泊松比μ計算得到：

(1)

(2)

1.3 樁板結構設計

樁板結構采用現澆方式，在盾構施工空間上方分別澆筑樁身及蓋板。樁身長度10 m，樁徑1 m，橫向間距15 m，縱向間距6 m，樁端嵌入殘積土花崗巖地層。蓋板厚0.8 m，與樁身澆筑為整體。樁板結構施工完成后回填1.2 m覆土并壓實。樁板結構及其所處地層環境如圖1所示。

圖1 樁板結構及其所處地層環境

2 數值建模及驗證

2.1 模型建立

通過建立三維數值模型模擬盾構隧道下穿樁板結構的施工過程。模型中樁板結構平面尺寸取30 m×30 m，位于整體模型中心位置，所處地層空間位置參考圖1。為減小邊界對計算結果精度的影響，模型外圍尺寸取150 m×150 m×50 m。模型邊界條件控制為：側面限制水平位移，底部限制垂直位移，上表面取為自由邊界。通過有限差分軟件得到盾構穿越樁板結構的數值計算模型如圖2所示，該模型包含319 788個單元及331 034個節點。

圖2 數值計算模型

2.2 材料參數

模型中地層采用實體單元模擬，并賦予Mohr-Coulomb準則描述土體屈服特性，樁身采用pile單元模擬，并通過耦合彈簧與地層實體單元在法向和剪切方向連接。采用Liner單元模擬蓋板，不僅可以承受主方向的拉壓應力，還能夠實現蓋板與土體之間的分離及隨后的重新接觸。盾構機外殼采用shell單元模擬，襯砌和注漿層則采用實體單元模擬，并賦予彈性本構特性。模型各構件物理力學指標如表2和表3所示。

表2 樁板結構模型參數

表3 盾構模型參數

模型中盾構隧道的動態開挖過程模擬如下：

(1)建立三維地層模型，加入Pile單元和Liner單元模擬樁板結構，激活相應材料屬性，將所得模型體系位移場歸零。

(2)沿施工方向開挖機械所在空間并賦予shell單元模擬盾殼，在開挖面施加刀盤頂推力，取為1.3×105Pa。

(3)以管片幅寬為單次進尺沿施工軸線進行開挖。每開挖一次，對新開挖面施加刀盤頂推力并撤除上一開挖面頂推力。將新開挖臨空面布設為shell單元模擬盾殼前進，刪除盾尾對應長度的盾殼單元，并為此長度對應的注漿層和管片層賦參數。

(4) 分部開挖至施工完成。

2.3 結果分析

盾構隧道開挖對兩側樁身及樁間土體的擾動機制相似，故本節選取近盾構側的樁體為目標進行分析。在分析過程中，盾構刀盤與測點斷面相對距離L用±xD表示，兩者相對位置關系示意如圖3所示。蓋板變形取新建盾構隧道上方兩排樁間橫斷面位置處計算結果。

圖3 目標樁與開挖面關系

2.3.1 樁身變形

樁身變形可以反映盾構開挖過程對樁板結構的橫向擾動影響。圖4為目標樁隨盾構動態施工的橫向位移變化曲線。

圖4 樁身側向變形

圖4中目標樁橫向位移在刀盤頂推力作用下逐漸增大，最大值均出現樁身底端位置，當刀盤駛過樁身1.64D時達到4.06 mm。刀盤通過目標斷面約2.50D后，隧道與地層空隙內漿液未完全凝固，此時對應模型注漿層模量尚未達到設計值，測點橫向位移隨土體回縮變形出現少量反彈，之后趨于穩定。樁體頂部受蓋板約束作用，變形量較小，而由于樁身剛度較大，樁體中下部受開挖擾動影響變形具有一定整體性。

盾構開挖過程中，樁身豎向變形如圖5所示。從圖5可以看出，刀盤駛過樁身1.64D之前，隨著盾構前進，開挖面頂推力擠壓土體，帶動上部樁板結構上升，樁身呈現整體抬升，在刀盤到達1.64D處最大抬升量為3.80 mm左右。盾構駛過目標樁后，開挖空間周圍土體卸載，樁板結構下沉，樁身隨之出現豎向回彈沉降，且由于上方蓋板的下壓作用，樁身上部回彈量較下部更為明顯。盾構開挖結束后，樁身殘余抬升量為樁頂1.68 mm，樁端2.22 mm，即樁身壓縮0.54 mm。

圖5 樁身豎向變形

2.3.2 蓋板豎向變形

蓋板豎向變形可以體現盾構開挖擾動對上部地層及結構物的影響。圖6為盾構推進時樁板結構中蓋板的豎向位移變化曲線。

圖6 蓋板豎向變形

由圖6可知，在盾構刀盤達到監測斷面前，由于頂推力對上方土體的擠壓作用，蓋板呈現隆起變形。隨著盾構繼續開挖，注漿層達到設計強度之前，隧道周圍土層發生指向隧道中心的位移，蓋板隨地層下沉表現為負向變形，并在隧道上部出現沉降槽，最大值發生在盾構中軸線位置處，達到12.10 mm。

2.4 模型驗證

為驗證數值模型的正確性，于廈門地鐵4號線洪坑站～彭厝北站區間工程現場，對應計算結果取值位置選取目標樁及蓋板沉降測試斷面布置測點，測量盾構施工過程中樁身受力變形和蓋板豎向變形，其中樁身變形采用測斜管測量，蓋板豎向變形采用水準儀測量，測點布置間距取3 m。樁板結構現場施工及測點布置如圖7所示。

圖7 現場測試

伴隨盾構隧道開挖過程，現場測試結果如圖8所示。由圖8測試數據可以看出，盾構開挖引起樁板結構樁身及蓋板變形過程與數值模擬結果一致，由于數值計算采用理想模型，對應樁身變形整體性較為明顯。考慮到盾構施工過程中為降低擾動對開挖參數進行實時調整，所得測試值小于計算值，其中樁身側向變形測試值及計算值分別為2.02 mm和3.74 mm，蓋板豎向變形分別為9.17 mm和 12.10 mm。對比現場實測可知，所建立數值動態開挖模型具有一定的可靠性，滿足分析需求。

3 結構參數影響

3.1 工況設置

圖8 測試結果

盾構開挖引起樁板結構變形的因素眾多，其中合理的參數選取是保證結構穩定性的重要方面。

參考工程現場樁板結構參數，總結前人研究成果[4]，分工況計算中，樁長、樁徑、樁間距、板厚分別選取不同數值，采用L9(34)型正交分析表得到典型工況安排，如表4所示。

表4 典型計算工況 m

3.2 對比分析

3.2.1 樁身變形

由圖4可知，當盾構刀盤與目標樁斷面距離L為1.64D時，樁身水平變形受盾構開挖擾動影響最大。此時，各工況目標樁樁身變形曲線如圖9所示。

圖9 樁身變形

由圖9(a)可知，雖然樁間距有所增大，但是隨著樁徑的增加，樁身剛度增大，拱腰處樁身變形逐漸縮小，位移值分別為4.34 mm、3.70 mm、3.04 mm?？刂茦堕L不變，適量增加樁徑可提高樁身受力時抵抗彈性變形的能力，并使-6～-10 m埋深的樁體變形呈現一定的整體性，最大橫向水平位移值逐漸向樁端移動。

由圖9(b)可知，樁長15 m時，增加樁徑的同時擴大樁間距對樁身位移的影響幾乎不變(如工況4、工況5)，增加樁徑、減小樁間距時樁身抵抗變形能力增加(如工況6)。樁周土體受盾構開挖擾動影響，對0～-6 m段樁身產生正摩阻力，對-6～-15 m段樁身產生負摩阻力，致使樁體水平變形自上而下呈現先增大后減小的變化規律，最大值出現在隧道中心線位置處，其值分別為3.88 mm、3.68 mm、2.83 mm。

圖9(c)中樁長為20 m時，樁長、樁徑、樁間距變化對樁體變形的影響規律與圖9(b)保持一致。綜合圖9(a)至圖9(c)可知，保持盾構隧道及樁板結構埋深不變，對應樁身橫向變形最大值均出現在隧道拱腰附近，且隨著樁長的增加，樁身變形量有所降低，隧道開挖對樁端的影響逐漸減小。

3.2.2 蓋板豎向變形

由圖6可知，當盾構刀盤通過目標樁斷面2.99D時，蓋板出現最大沉降值。此時，各工況蓋板豎向變形曲線如圖10所示。

圖10 蓋板變形

由圖10可知，當盾構刀盤駛過監測斷面3倍洞徑時，不同工況下蓋板豎向位移變化規律一致，沉降最大值均出現在盾構中軸線處。同等樁長條件下，隨著板厚的增加，蓋板最大豎向位移值逐漸減小。

圖10(a)中，在樁長10 m條件下，蓋板最大沉降值分布范圍為11.34～13.87 mm；圖10(b)中，在樁長15 m條件下，蓋板最大沉降值分布范圍為7.45～12.14 mm；圖10(c)中，在樁長20 m條件下，蓋板最大沉降值分布范圍為6.17～10.49 mm。由此可知，長樁能夠充分發揮樁身下部的側摩阻力，減小樁頂沉降，進而更加有效地發揮對蓋板的支撐作用，以達到減小蓋板豎向位移的效果。而從工況3、工況4和工況8可以看出，蓋板自身厚度的增大，也使其變形量得到有效降低。

3.3 敏感性分析

樁板結構通過樁身將上部荷載及盾構擾動效果傳遞至周圍土層，對結構正常工作起重要作用。取近端邊樁變形最大值為對比指標。

定義：Kij為第j個結構因素在取值編號為i時的計算結果之和，又稱為主效應相對指標；Rj為第j個結構因素對應不同取值編號的Kij極差，即Rj=max{Kij}-min{Kij}。計算結果如表5所示。

表5中極差越大表示結構因素影響越顯著。由表5可知，在樁板結構抵抗擾動變形過程中，結構因素的重要性排序為：樁長、樁徑、樁間距、板厚。

4 結論

(1)盾構開挖過程中，樁板結構中樁身水平變形逐漸增大，當刀盤駛過目標斷面約1倍洞徑時，頂推力作用使樁身變形達到最大值。刀盤遠離目標樁后，地層損失引起周圍土體回縮，樁身出現回彈變形。

(2)刀盤到達目標斷面前，蓋板在頂推力作用下發生隆起，盾構機駛過斷面后，盾尾注漿凝固過程中隧道上方地層沉降，蓋板隨之出現沉降槽。刀盤駛過目標斷面約2倍洞徑后，結構變形趨于穩定。

表5 敏感性分析結果 mm

(3)保持樁長不變，適當增加樁徑、縮小樁間距可提高樁身抵抗變形的能力。樁長增大時，樁端底部周圍土體摩阻力作用顯著，致使樁身變形集中在開挖空間埋深位置，隧道拱腰高程以下樁體變形顯著減小。

(4)適當增加蓋板厚度可以降低盾構施工擾動作用下的蓋板豎向變形，提高樁身長度也可以控制蓋板沉降。