大直徑長橋樁鋼護筒貫入施工參數優化研究

彭明剛，黃順佩，杜長鈴，郭運華，甘 鑫，黃文旭

(1.中電建鐵路建設投資集團有限公司，北京 100044； 2.中國水利水電第七工程局有限公司，四川 成都 611730； 3.武漢理工大學 土木與建筑學院，湖北 武漢 430070)

0 引 言

中國沿海城市的人口及經濟約占全國比重的60%～70%，也是軟土分布較廣的區域。隨著這些城市交通的大規模建設，常常遇到軟土地層大直徑樁基施工對近接已建工程的擾動問題。研究樁基鋼護筒振動下沉施工對近接地鐵隧道的影響及施工控制方法，對揭示樁基施工對周邊環境影響的規律、提高沿海城市市政設施建設技術水平意義重大。

目前學者對類似問題的研究主要圍繞灌注樁鋼套管高頻振動貫入機理及施工效應。肖勇杰[1]研究了振動頻率、動力荷載幅值、接觸面摩擦系數和土體模量等參數對施工安全距離的影響，對鋼套管高頻振動貫入黏性土地基過程中的土塞效應和擠土效應進行了理論計算和數值模擬，并結合試驗數據，揭示了套管振動貫入黏性土地基過程中擠土位移和超孔隙水壓力的變化規律，分析了土體模量、泊松比、摩擦系數、振動頻率和套管直徑對擠土位移的影響。秦朝輝[2]通過高頻振動下沉鋼板樁足尺原位試驗和下沉過程數值模擬，研究了鋼板樁下沉速率變化特征及下沉作業引起的環境問題。張智梅等[3]進行了PHC管樁數值模擬，發現激振頻率與沉樁對環境的影響成負相關，靜載力與沉樁對環境的影響成正相關，樁徑尺寸的大小與地面振動的相關性不大，主要對地面位移有影響，且砂土場地比黏土場地更易受振動沉樁的影響，土質越硬，沉樁產生的影響越大。劉建鵬[4]通過ABAQUS模擬振動打樁，分析了靜載力和激振力與貫入時間的關系。林良慶[5]分析了鋼護筒貫入和上拔過程中，管土間摩擦系數、土體楊氏模量、振動錘激振頻率等對土體的影響。楊祁[6]研究了高頻振動貫入過程中套管內土塞特性及對周圍土體的影響，發現高頻振動能削弱套管與土體的摩阻力，降低土拱效應的影響，不易形成土塞閉塞，使套管可以貫入更深的土層。倪淯丹[7]使用Plaxis研究了大直徑套管貫入過程中套管與土體間的相互作用、沉管后的土體變形情況、超孔隙水壓力的分布及沉管對周邊環境的影響。張龍等[8]通過ABAQUS建模計算和工程現場監測提出了實際工程條件下近海埋地管道在沉樁振動施工下的安全控制標準，并在實際工程中取得了良好效果。朱福民等[9]提出了一種套筒減振方法，用以將樁與土體淺層隔開，使樁在地下才與土體接觸，充分利用土體的幾何阻尼和材料阻尼減小地面環境振動。

然而在實際工程中，近地鐵處的樁基施工既要考慮地鐵的變形，又要保證樁基的下沉貫入。本文結合福州南港道大橋與福州地鐵6號線濱海新城站-壺井站區間隧道交匯工程實例，在隧道最小埋深為 4.5 m、與鄰近樁基最小間距僅為2.1 m 的情況下，通過有限差分軟件FLAC3D模擬鋼護筒施工過程，分析了各工況下施工過程對隧道位移的影響，并據此優化施工參數，可為類似工程提供借鑒。

1 工程概況

福州南港道大橋與福州地鐵6號線濱海新城站-壺井站區間隧道交匯工程位于福州市長樂區。地鐵6號線濱海新城站-壺井站區間盾構隧道直徑為6.48 m，最小埋深為4.5 m，地鐵隧道與鄰近樁基最小間距僅2.1 m。南港道大橋全長105 m，橋寬52 m；橋分左、中、右幅，共有42根樁基，其中中幅樁基18根，左、右幅樁基均為12根。臨近地鐵隧道的24根樁基采用永久鋼護筒，套筒長44～54 m，樁徑為1.6，1.8，2.2 m，樁長為65～88 m；其余22根樁基采用臨時鋼護筒，套筒長6 m，樁徑為1.3，1.6，2.2 m，樁長為62～88 m。橋型布置如圖1所示。

2 振動下沉荷載計算

采用液壓高頻振動錘對鋼套管進行沉樁施工。總貫入力為Fd。施加在鋼套管頭端的振動荷載包括2個部分：① 靜載力(打樁機配重)F0取300 kN；② 正弦變化的激振力Fv(單位為kN)，最大激振力Fc，其中初始相位為φ0，振動圓頻率為ω，如式(1)所示：

Fd=F0+Fv=F0+Fcsin (ωt+φ0)

(1)

根據日本的工程經驗[10]，當鋼護筒與土相對靜止時，管土界面存在靜摩阻力。高頻振動鋼套管將導致界面土體發生液化，摩阻力急劇下降。以Qsv表示高頻振動后下降的摩阻力，以μ表示極限靜摩阻力Qs變為Qsv時下降的系數，Fmax為液壓高頻振動錘的最大激振力，則鋼護筒貫入所需滿足的條件為

Fmax≥Qsv=μQs

(2)

式中：μ根據黃占芳等[10]研究中相關算例取0.2。

鋼護筒向下沖擊時的振動加速度可由式(3)計算：

(3)

式中：M為當前鋼護筒質量，kg；g為重力加速度。其中，M和Qsv大小均與貫入深度h相關。

結合市面上聯動型、大型、中型、小型振動錘的性能，分別考慮4 000，2 000，1 000，500 kN的最大激振力輸出，計算出各貫入深度階段振動峰值加速度變化規律，如圖2所示。

圖1 南港道大橋橋型布置(尺寸單位：cm)Fig.1 Layout of Nangangdao Bridge

圖2 鋼套管振動峰值加速度與入土深度關系Fig.2 Relationship between peak vibration acceleration of steel casing and soil depth

從圖2中可以看出，在液壓振動錘的最大激振力不變的情況下，鋼套管振動峰值加速度隨著入土深度的增加而呈現減速衰減的變化；根據式(2)，可以確定滿足振動下沉條件的最小激振力。為順利完成振動下沉，本文工程選擇聯動型或大型振動錘。

3 振動荷載控制

由于本項目需要嚴格控制近接隧道變形，振動下沉激振力的選擇還必須滿足沖擊導致的地層變形控制要求。因此，采用三維仿真模型研究深厚軟土大直徑鋼護筒振動下沉對既有超近距地鐵隧道擾動的影響規律。分析模型的長、寬均取100 m，高為40 m，樁徑為2.2 m，隧道直徑為6.4 m，埋深為4.5 m。雙線隧道中心距為13.2 m。5個樁共線，與隧道走向成20°角。計算模型網格劃分如圖3所示。

圖3 計算模型及網格劃分Fig.3 Simulation model and grid division

土體采用finn本構模型，隧道管片采用彈性本構模型。計算參數如表1～2所示。

表2 管片物理力學參數

根據JTG/T F50-2011《公路橋涵施工技術規范》中對鋼護筒的規定：鋼護筒內徑應大于樁徑200 mm 以上、高于地面0.3 m，當鋼護筒長度大于10 m、需要錘擊或振動下沉時，其徑厚比不宜大于120，取20 mm。

通過施加鋼護筒振動加速度，分析振動下沉對隧道變形的影響，其中加載方式采用加速度動荷載施加方法，即鋼護筒模型的所有節點施加相同的加速度，振動錘工作頻率取固定值100 s-1。

3.1 鋼護筒振動加速度與管片振動速度關系

地鐵隧道管片振動安全控制標準為2 cm/s，取鋼護筒在隧道軸線高程振動貫入的情況，研究鋼護筒振動加速度與管片峰值振動速度的關系，計算結果如圖4所示。

計算結果表明：隨著鋼護筒振動加速度的增大，地鐵管片水平峰值振動速度呈減速增長，并最終趨近極限值；垂直峰值振動速度呈加速增長。在該工程的鋼護筒峰值振動加速度區間內，管片最大振動速度均在安全范圍內；隨著振動加速度的增加，振動殘余位移增加，巖土振動變形由彈性變形轉為塑性變形，最終導致隧道產生永久變形。

3.2 隧道周邊最大振動速度與貫入深度關系

根據前述分析結果，選取激振頻率100 s-1、峰值振動加速度0.2 m/s2分析隧道周邊最大振動速度隨貫入深度(以管底低于隧道軸線的距離計)的衰減規律，如圖5所示。

圖5 隧道管片振動速度峰值隨貫入深度衰減規律Fig.5 Attenuation law of peak vibration velocity of tunnel segment with penetration depth

計算結果表明：除頂拱垂直振動速度峰值出現先增強后衰減的情況外，拱頂水平振動峰值速度、拱底水平振動峰值速度及拱底垂直振動峰值速度均為衰減趨勢。根據3.1節分析，頂拱垂直振動峰值速度絕對值為隧道周邊振動速度最小值，且隨鋼護筒峰值加速度增長緩慢，因此在這種情況下，即使出現峰值振動速度增加1倍的情況，振速仍在安全范圍內。

3.3 護筒最大振動加速度對隧道周邊變形的影響

一般情況下，鋼護筒振動峰值加速度最大不超過24 m/s2。分別采用50，28 m/s2及0.2 m/s2的振動加速度計算隧道周邊的位移響應。隧道周邊位移與鋼護筒峰值加速度關系如圖6所示。

圖6 鋼護筒加速度與隧道周邊位移響應Fig.6 Relationship between acceleration of steel casing and displacement of areas around tunnel

計算結果表明：地鐵頂拱、拱底與拱腰處管片的水平位移和垂直位移均隨鋼護筒振動峰值加速度的增加呈線性增加。其中，各對稱部位遠近鋼護筒側水平位移基本相對協調變化，但隨著鋼護筒振動峰值加速度越大，遠近鋼護筒側的相對變形協調性越差。因此，控制隧道整體位移與周邊變形的關鍵點在于控制鋼套管振動峰值加速度，即控制振動激振力。

4 結 論

(1) 本文通過FLAC3D數值模擬，研究了近接地鐵隧道施工的橋樁大直徑長鋼護筒下沉施工參數對地鐵變形的影響。研究結果表明：當采用振動下沉工藝時，貫入深度越大，所需的激振力也就越大。

(2) 近接地鐵隧道管片變形、振動響應規律與振動貫入激振力的大小近似呈線性關系。因此，可通過現場監測，根據隧道安全控制標準反向調節振動激振力參數，以實現激振力參數的優化。