基于正交試驗的大直徑盾構下穿高鐵橋梁的加固措施優化設計

郭文華，丁宇航，趙大亮，楊喬洪

(1. 中南大學 土木工程學院，湖南 長沙，410075；2. 中鐵第五勘察設計院集團有限公司，北京，102600)

2021 年底我國高鐵營業里程已達4.0 萬km，其中橋梁在我國高速鐵路網中的占比較高。隨著城市群一體化交通網建設飛速發展，道路、地鐵和市政工程等每年以超過20萬km的速度增長。我國軟土分布廣，高鐵線網多，行車密度大，運行速度高，日益規模化、網絡化的道路、地鐵、市政工程等將不可避免地會遇到盾構隧道下穿高鐵橋梁。大直徑盾構施工對土體一次性開挖面積大，若覆土較淺，則會對周圍土體產生更大擾動[1]，使鄰近高鐵樁基及承臺發生較大變形，進一步加劇高鐵橋梁上的軌道不平順。為滿足橋上無砟軌道的變形要求和高速列車運行安全舒適性要求，橋墩變形須控制在毫米級[2]。因此，如何采取高效經濟合理的土體加固控制措施，確保橋墩變形滿足設計要求，就成為大直徑盾構下穿運營高鐵橋梁施工面臨的重要而緊迫的問題。

盾構隧道施工對鄰近樁基的影響研究方法主要包括實測分析、解析法、模型試驗和數值計算。WANG等[3]結合實際工程的改造方案，通過對盾構隧道施工過程中橋梁變形實測數據進行分析，探討了大跨度橋梁樁基托換加固后盾構隧道施工對橋樁基的影響。可文海等[4]采用兩階段方法簡便地研究了盾構隧道開挖引起的鄰近群樁豎向位移。JACOBSZ 等[5]采用離心模型研究了密集干燥沙地中隧道開挖對附近單樁的影響。NG 等[6]進行了一系列三維離心模型試驗，研究了雙隧道施工對干砂中已有單樁的影響。朱逢斌等[7]通過離心試驗與數值分析研究了盾構隧道開挖對鄰近樁基的影響，驗證了用數值計算的可靠性。LEE[8]通過三維彈塑性數值分析，研究了弱風化巖隧道掘進對隧道上方風化殘余土中預先存在的單樁和樁群的影響。YOO[9]根據城市隧道的實際情況，對傳統隧道與樁支橋梁之間的相互作用進行了三維數值研究。廖晨等[10]采用有限元數值分析，研究了盾構穿越過程中相鄰單樁的位移變化特征。為減小隧道施工對周圍土層造成的擾動，嚴格控制高鐵橋墩變形，在隧道開挖之前需對周圍土層采取加固保護措施，常用的手段有土體注漿加固、隔離樁防護以及MJS 法加固等。Lü 等[11]對有無隔離樁加固的盾構施工進行了數值模擬。HUANG等[12]建立了三維有限元模型，分析了盾構隧道施工過程中采用不同深度、不同形狀注漿防護墻的橋樁變形情況。王凱等[13]分析了疊落隧道開挖對鄰近橋梁變形的影響規律，并對比分析了注漿加固和隔離樁2種保護措施的保護效果。李新星等[14]借助有限元數值分析，模擬了MJS 法不同的加固范圍下隧道近距離穿越高架樁基的施工過程。對于土層加固措施參數優化研究，有學者采用簡單的定性比較，也有的采用正交試驗優化。王國富等[15]結合現場施工條件提出直線形、折線形、曲線形3種隔離樁布局形式，探討了其對盾構施工中高鐵橋梁的變形控制效果，得到最優隔離樁布局。王祖賢等[16]采用數值模擬方法對影響隔離樁防護效果的樁長、距隧道距離、樁徑和樁彈模等4個主要因素進行正交試驗，并得到隔離樁合理樁長建議值。董金玉等[17]以夯擴擠密碎石樁樁徑、樁長和樁間距作為正交試驗的控制因素，開展了處理砂土液化動力數值分析。王輝等[18]研究了超前小導管預注漿對大斷面地鐵隧道開挖引起的地表沉降規律，以小導管投影長度、注漿半徑及徑向加固范圍等參數設計了正交試驗，通過極差分析和方差分析得出影響地表沉降的控制參數。綜上所述，目前研究者對于盾構隧道下穿橋梁及其加固措施的研究較多，但針對大直徑盾構下穿高鐵橋梁的研究較少。研究者對土層加固設計參數優化主要僅針對單一加固措施，同時考慮2 種加固措施(如隔離樁及MJS 法加固)的研究極少，有些土層加固設計關鍵參數還主要靠經驗確定。

本文以蘇州桐涇路北延工程大直徑盾構下穿滬寧高鐵32 m 簡支箱梁橋為背景，首先采用有限元軟件ANSYS 建立了13.76 m 大直徑盾構下穿簡支箱梁的施工全過程靜力分析模型，考慮盾構下穿影響區段土層實際采取的加固設計措施，計算大直徑盾構隧道不同施工階段下鄰近橋墩頂部的沉降，并與盾構施工時橋墩頂部現場監測結果進行對比分析。選取隔離樁防護及MJS 法加固中的主要設計參數進行正交試驗，經方差分析與顯著性檢驗探尋影響土層加固效果的敏感參數，并對土層加固關鍵設計參數進行優化，進而提出下穿高速鐵路橋梁影響區段土層加固合理設計方法。

1 工程背景

蘇州桐涇路北延工程起于西塘河南岸，向南采用隧道盾構段依次下穿山塘河及兩岸歷史文化建筑物、滬寧高鐵、京滬既有鐵路、北環快速路，盾構段全長490 m，其中隧道盾構下穿滬寧高鐵蘇州西特大橋的多跨32 m 簡支梁橋區段為關鍵控制工程，兩隧道線間距為32.76 m，隧道凈埋深約為10 m。隧道采用泥水平衡盾構機開挖，刀盤直徑為13.67 m，施工順序為先左線后右線，是目前國內最大直徑泥水盾構穿越現有運營高鐵橋梁。隧道管片是外徑13.25 m、內徑12.05 m的圓，混凝土等級為C50。橋墩截面長×寬為7 m×3 m，墩高均為2.5 m，承臺長×寬×高為9 m×6 m×2 m，承臺下群樁的樁徑為1 m，樁長約為50 m，橋墩、承臺和樁的混凝土等級均為C35。該實際工程在盾構下穿既有鐵路橋梁影響區段內采用洞外隔離樁及縱橫梁和MJS 法聯合加固的防護措施，加固區域為鐵路中心線兩側各22.5 m內，如圖1所示。隔離樁布置在盾構隧道兩側，樁徑為1.0 m，樁間距為1.2 m，樁長為30.0 m，為了加強整體性，在樁頂采用截面寬度為1.2 m、高度為0.8 m的縱橫梁將隔離樁連為整體，其中橫梁每間隔2個樁設置1個，縱梁在樁頂部沿隧道開挖方向設置。隔離樁和縱橫梁均采用C30 鋼筋混凝土。同時采用MJS 法對隧道外輪廓以外上下各5 m、左右各1 m 范圍內的土體進行加固。

圖1 隧道及加固措施與既有橋梁位置關系Fig. 1 Relationship between tunnel and reinforcement measures and existing bridge position

2 盾構下穿鄰近高鐵橋梁空間分析模型

為研究大直徑盾構下穿對鄰近高鐵橋梁樁基和橋墩變形的影響，建立蘇州桐涇路北延工程直徑13.67 m盾構下穿滬寧高鐵32 m簡支箱梁施工全過程的有限元分析模型，如圖2(a)所示。土層、盾殼、管片、橋墩、樁基、隔離樁、縱橫梁、MJS加固體均采用SOLID45單元模擬，樁-土相互作用采用接觸單元TARGE170 和CONTA173 模擬，摩擦因數取為0.3[19]。盾尾空隙及空隙內漿液充填情況簡化為一均質、等厚的等代層，亦采用實體單元模擬，通過設置等代層單元的彈性模量隨時間變化模擬漿液硬化過程[20]。為方便建模，忽略了隔離樁間凈距0.2 m 的影響，見圖2(b)。為精確模擬盾構施工的全過程，可考慮的荷載主要有結構自重、掘進面土壓力280 kPa(作用于開挖面)、千斤頂推力65 MN(作用于管片)以及注漿壓力200 kPa(同時作用于管片和圍巖)等，其中，掘進面土壓力基于位移反分析法計算而得[21]，對橋墩頂面施加均布面壓380 kPa模擬簡支梁的重量。通過改變材料剛度和單元生死來模擬土體開挖、施作管片以及注漿等過程。雙線盾構隧道均從北向南分步開挖，每一步開挖1.5 m，先左線后右線，施工全過程共分為120個開挖步。

圖2 有限元計算分析模型Fig. 2 Finite element calculation and analysis model

土層和MJS 加固體采用本構關系為Drucker-Prager 本構的彈塑性體，其他結構體均為彈性體。數值模型的頂面為自由面，四周和底面約束法向位移。為消除邊界約束效應的影響，數值模型的邊界面在至3～5倍隧道洞徑處選取，所建模型尺寸x×y×z為150 m×80 m×90 m，其中，x為隧道徑向長度，y為地層埋深，z為隧道開挖方向長度。承臺沿隧道開挖方向的長度為9 m，記為b，取承臺沿隧道開挖方向的中間截面，即橋梁縱向中心線截面處為z/b=0，隧道開挖端z坐標為-5b，開挖結束端z坐標為+5b。即考慮從刀盤進入離橋梁中心線-45 m 至越過橋梁中心線+45 m 的盾構下穿高鐵橋梁的施工全過程，其中，沿z方向-22.5 m 至+22.5 m區段為土層加固范圍。因各土層傾斜幅度較小，可近似將其作為水平土層考慮，同時鑒于土層層數較多，相鄰土層的性質和物理力學參數相差不大，對相鄰土層進行合并，合并后的土層及MJS加固體的物理力學參數見表1。結構彈性體的物理力學參數見表2。

表1 原土層及MJS加固體物理力學參數Table 1 Physical and mechanical parameters of original soil layer and MJS plus solid

表2 結構彈性體物理力學參數Table 2 Physical and mechanical parameters of structural elastomers

3 數值分析主要計算結果與初步驗證

3.1 數值分析主要計算結果

根據上述計算模型，開展了大直徑盾構下穿高鐵橋梁施工對鄰近橋樁和橋墩的靜力計算分析，研究盾構下穿對鄰近高鐵橋梁下部結構的變形影響。圖3所示為雙線隧道全部開挖完成后各承臺下b1橋樁沿x軸水平變形曲線，位移以向右為正。由圖3可見：雙線隧道外側承臺(26號和28號)下群樁沿樁身水平位移基本對稱，在頂部和底部樁身段產生靠近隧道的水平位移，在隧道中心標高附近樁身段產生遠離隧道的水平位移。這原因主要是地層豎向壓力通常大于水平壓力，故支護結構是被“壓扁”的，頂部和底部向內收斂，其外側地層發生松弛，而兩側則向外變形，地層受到擠壓，加上支護結構的及時施加，使隧道的“自由變形”較小，故與初始位置相比，隧道兩側最終的變形是向外的。對于雙線隧道中間承臺(27 號)中排橋樁，整個樁身水平位移明顯較小。

圖3 各承臺下橋樁橫向位移Fig. 3 Lateral displacement of bridge piles under each cap

圖4(a)所示為左線盾構貫通時橋梁下部結構沉降云圖，負值表示下沉。由圖4(a)可以看出：隧道開挖后導致鄰近樁基下沉，其原因主要是土體被開挖后，隧道周邊土體的應力釋放，隧道上方土體發生下沉，帶動附近的樁基下沉。同一根橋樁沿樁身的沉降量變化不大，距離隧道越近的橋樁的沉降量越大。同一承臺、橋墩上不同位置的沉降量略有不同，距離隧道較近的一側沉降量大一些。圖4(b)所示為雙線盾構貫通時橋梁下部結構沉降云圖，由圖4(b)可以看出：雙線盾構貫通后，由于27 號墩離左、右線隧道均很近，故其墩頂沉降最大，其值為-0.45 mm。在盾構下穿施工全過程期間，可滿足橋上高鐵列車正常運營時對墩頂±2 mm的沉降控制要求[22]。

圖4 橋梁下部結構沉降云圖Fig. 4 Cloud image of bridge substructure settlement

3.2 現場監測數據與理論計算值的對比

為確保大直徑盾構下穿運營高鐵橋梁時列車運行安全和修正完善理論分析模型，對蘇州桐涇路北延工程直徑13.67 m 盾構下穿滬寧高鐵 32 m簡支梁施工全過程進行現場監測，每個橋墩頂部均布置2 個監測點(見圖1)。為重點研究盾構下穿到高鐵橋梁附近時的影響，僅選取離盾構附近的26～28號橋墩為例進行說明。對于先左線后右線共120個施工階段，僅選取左線或右線盾構施工到離橋墩附近的某7 個位置(盾構刀盤位置恰好位于z/b=-2.5、-1.5、-0.5、0、0.5、1.5、2.5)處，將14個施工階段的橋墩變形現場監測結果與數值計算結果進行比較，如圖5 所示。由圖5 可以看出：1) 左、右線隧道施工時，僅直接相鄰的2個橋墩會產生0.2～0.3 mm 的階段變形，而相對較遠的橋墩僅產生0～0.1 mm 的階段變形。由于中間橋墩離兩側隧道均較近，故中間橋墩在雙線隧道施工完成后沉降變形最大，27 號墩頂監測點處模擬計算值為0.43 mm。2) 在左、右線隧道施工且當盾構刀盤前行到橋梁縱軸中心線附近位置時，橋墩累積變形值的增長幅度會更大，亦表明盾構離橋墩位置越近時對橋墩變形的影響越大。3) 沉降變形數值計算值與現場實測數據基本吻合，數值模擬能較好地反映大直徑盾構下穿施工對鄰近高鐵橋墩變形的實際影響。

4 土層加固關鍵參數正交試驗設計

4.1 土層加固關鍵參數及加固效果評價指標的確定

為控制大直徑盾構下穿小跨度橋梁施工時對運營高鐵的影響，常通過加固土層或設置隔離樁以減小或阻止盾構施工產生的擾動在土層中的傳播，土層加固措施主要有隔離樁防護縱橫梁加固或MJS 法加固等。當僅采用隔離樁防護時，在樁頂仍采用截面寬度為1.2 m、高度為0.8 m 的縱橫梁將隔離樁連為整體。現有研究表明：隔離樁樁長、樁徑、樁隧凈距和MJS法的加固區域(寬×高×長)等是影響盾構開挖對橋梁下部結構變形的主要因素[23-24]。由于大直徑盾構下穿施工時會對周圍土體產生擾動，使鄰近橋梁墩臺產生沉降和水平變形，進而引起橋上軌道結構附加變形，加劇軌道不平順，可能影響高速列車的運營安全。同時，TB 10182—2017《公路與市政工程下穿高速鐵路技術規程》[22]亦是將橋梁墩臺頂部的縱、橫向位移及沉降作為關鍵監測項目，故選取橋墩頂部縱、橫向水平位移及沉降作為盾構下穿施工時高鐵橋梁受影響程度的評價指標。為評價各種土層加固措施對墩臺頂部變形的抑制效果，定義各種加固措施下墩臺頂部變形抑制系數η為

式中：d0為無土層加固措施時盾構下穿施工引起墩頂某方向的最大變形；dj為采用第j種土層加固措施時盾構下穿施工引起墩頂相同方向的最大變形。顯然，η(0≤η≤1.0)越大，表明加固措施對墩頂變形的抑制效果越好。開展正交試驗時，將墩頂變形抑制系數作為各加固措施抑制效果的評價指標。

當土層未采取任何加固措施時，亦開展了大直徑盾構下穿滬寧高鐵32 m 簡支梁施工全過程的模擬計算分析。計算結果表明：在雙線盾構施工全部完成后，27 號墩頂最大沉降為8.0 mm，26 號墩頂最大縱向(沿x方向)位移為7.8 mm。在右線盾構刀盤移至-1.5b處的施工階段，28號墩頂最大橫向(沿z方向)位移為1.7 mm。在盾構下穿施工全過程期間，若土層未采取加固措施，則不能滿足高鐵列車正常運營時的墩頂±2 mm的變形控制要求。為確保盾構下穿施工期間高鐵列車的正常運營，在盾構進入鐵路影響區段前，必須預先對盾構周邊土層采取加固或隔離措施。由于墩頂最大橫向位移未超過±2 mm 的變形控制要求，故本文僅選取27號墩頂沉降及26號墩頂縱向水平位移作為盾構下穿施工時高鐵橋梁受影響的評價指標。

4.2 正交試驗方案設計

正交試驗法是用于多因素試驗的一種方法，它從全面試驗中挑選出部分有代表的點進行試驗。采用正交表安排試驗，既能使試驗點分布得很均勻，又能減少試驗次數[25]。根據盾構下穿鄰近高鐵橋梁空間分析模型，對于隔離樁及縱橫梁加固或MJS 法加固分別進行正交試驗。每類試驗均考慮3個因素，每個因素安排3個水平，因素水平的選擇依據工程實際允許的范圍確定，選用L9(34)正交表安排數值試驗，試驗設計如表3～6所示。

表3 隔離樁及縱橫梁加固試驗因素及水平Table 3 Test factors and levels of isolation pile and vertical and horizontal beam reinforcement

表4 MJS法加固試驗因素及水平Table 4 Test factors and levels of MJS method

表5 隔離樁及縱橫梁正交試驗方案Table 5 Orthogonal test scheme of isolation pile and vertical and horizontal beam reinforcement

表6 MJS法正交試驗方案Table 6 Orthogonal test scheme of MJS method

4.3 試驗結果分析

按2種土層加固措施正交試驗方案，調整隔離樁及縱橫梁加固與MJS 法加固的各參數水平，分別得到9個試驗方案的中墩(27號)沉降抑制系數與鄰近邊墩(26 號)縱向位移抑制系數，如圖6 所示。由圖6 可以看出：在這18 個試驗方案中，沉降抑制系數最小值為34%，最大值為86%；縱向位移抑制系數最小值為12%，最大值為89%。總體上看，采用隔離樁及縱橫梁加固對沉降的抑制效果比MJS 法的更好，而對縱向水平位移的抑制效果則接近。

圖6 正交試驗抑制系數計算結果Fig. 6 Calculation results of inhibition coefficient of orthogonal test

對隔離樁及縱橫梁加固與MJS 法加固效果分別進行統計學中的方差分析和顯著性檢驗，來鑒別各因素對土層加固效果的影響程度，計算結果如表7所示。由表7可見：隔離樁樁長和加固區域長度是相對敏感因素，隔離樁樁長對沉降、縱向位移抑制系數的影響顯著性水平分別為“非常顯著”和“較顯著”，MJS法加固長度對沉降、縱向位移抑制系數的影響顯著性水平分別為“顯著”和“較顯著”。

表7 隔離樁與MJS法正交試驗結果方差分析Table 7 Orthogonal test scheme of isolation pile and MJS method

5 土層加固措施設計優化

5.1 采用單種土層加固措施時控制參數的優化

僅采用隔離樁及縱橫梁加固時，由于隔離樁樁長為敏感因素，故隔離樁樁徑、樁隧凈距、縱橫梁截面寬度、高度及布置均與原加固設計圖紙保持不變，分別選取9.0、16.6、24.8、30.0、36.0和42.0 m等6種隔離樁樁長對沉降及縱向位移抑制系數進行對比計算分析，主要計算結果如圖7所示。由圖7可知：本工程隧道底部埋深hd為23.25 m；當樁長不超過30 m(即1.29hd)時，沉降及縱向位移抑制系數均隨樁長增加而顯著增大；當樁長進一步增大時，位移抑制系數隨樁長增大仍會略有增大，但增速明顯趨緩；當樁長為1.29hd時，沉降及縱向位移抑制系數分別為0.856和0.843，加固后墩頂沉降及縱向位移最大值分別為1.16 mm 和1.23 mm，已達相對最優控制效果。

僅采用MJS 法加固措施時，由于加固區域長度為敏感因素，故MJS 法加固區域寬度及高度與原加固設計尺寸保持不變，分別選取26、31、36、41、45、50、55 和60 m 等8 種加固長度對沉降及縱向位移抑制系數進行對比分析，主要計算結果如圖8 所示。本工程承臺寬度b為9.0 m，當MJS法加固長度不超過55 m(即6.11b)時，沉降抑制系數隨加固長度增加而顯著增大，當加固長度進一步增加時，沉降抑制系數基本趨于穩定；當MJS法加固長度不超過45 m(即5.0b)時，縱向位移抑制系數隨加固長度增加而明顯增大；當加固長度進一步增加時，縱向位移抑制系數增速亦明顯趨緩；當加固長度為6.11b時，沉降及縱向位移抑制系數分別為0.748和0.787，加固后墩頂沉降及縱向位移最大值分別為2.02 mm 和1.66 mm，基本達到高鐵列車正常運營時的墩頂變形控制要求。當采用單一土層加固措施時，宜優先選用隔離樁及縱橫梁加固措施。

圖8 僅MJS法加固時墩頂位移抑制效果Fig. 8 Inhibitory effect of pier top displacement only with MJS method

5.2 采用2種土層加固措施時控制參數的優化

為確保盾構下穿施工期間高鐵列車運營的絕對安全，可考慮將橋墩頂縱向位移和沉降控制在±1 mm 以內，建議采用隔離樁及縱橫梁和MJS 法聯合加固方案。由于隔離樁樁長及MJS 法加固長度為影響加固效果的敏感因素，故隔離樁樁徑、樁距隧距離、縱橫梁截面尺寸及布置、MJS 法加固寬度、MJS 法加固高度等均與原加固設計尺寸保持不變，主要對隔離樁樁長及MJS 法加固長度等關鍵設計參數進行優化。

首先選取MJS 法加固長度進行優化，保持隔離樁樁長30 m 不變，分別選取26、31、36、41、45 和50 m 共6 種加固長度對沉降及縱向位移抑制系數進行對比分析，主要計算結果如圖9所示。由圖9 可知：當加固區域長度不超過41 m(即4.56b)時，位移抑制系數隨加固長度增大顯著增大；當加固長度進一步增加時，位移抑制系數基本不變。表明當加固區域長度超過4.56b時，對進一步減小墩頂變形的作用十分有限。

圖9 墩頂位移抑制效果隨MJS法加固長度的變化Fig. 9 Inhibitory effect of pier top displacement varies with length of MJS reinforcement

再對隔離樁樁長進行進一步優化，保持MJS法加固長度為41 m 不變，分別選取9.0、16.6、24.8、30.0、36.0 和42 m 共6 種隔離樁樁長對沉降及縱向位移抑制系數進行對比分析，主要計算結果如圖10所示。從圖10可見：與加固長度優化時情況相似，當隔離樁樁長不超過1.29hd時，位移抑制系數隨樁長增大顯著增大；當樁長進一步增加時，位移抑制系數基本不變。表明樁長超過1.29hd時，對進一步減小墩頂變形的作用十分有限。

圖10 墩頂位移抑制效果隨隔離樁樁長的變化Fig. 10 Inhibitory effect of pier top displacement varies with length of isolated pile

可見，采用隔離樁及縱橫梁和MJS 法聯合加固時，隔離樁樁長宜選取為1.29hd，MJS法加固長度宜選取為4.56b，此時，對應的沉降及縱向位移抑制系數分別為0.947、0.950，加固后墩頂沉降及縱向位移最大值分別為0.42 mm、0.39 mm。綜合考慮下穿施工成本的經濟性和土層加固效果，該加固方案整體最優，能確保盾構下穿施工期間橋上高鐵列車運行安全性舒適性。

6 結論

1) 建立了大直徑盾構下穿32 m 簡支箱梁施工全過程的有限元模型。現場實測結果與數值計算結果對比驗證了有限元模型的有效性。

2) 僅采用隔離樁及縱橫梁加固時，選取隔離樁樁長、樁徑、樁距隧道距離進行3因素3水平正交試驗，隔離樁樁長對沉降、縱向位移抑制系數的影響顯著性水平分別為“非常顯著”“較為顯著”，優化樁長為隧道底部埋深的1.29倍，加固后沉降及縱向位移抑制系數分別為0.856和0.843。

3) 僅采用MJS 法加固時，選取MJS 法加固區域長度、寬度、高度進行3 因素3 水平正交試驗，MJS 法加固長度對沉降、縱向位移抑制系數的影響顯著性水平分別為“顯著”和“較顯著”，優化加固長度為承臺寬度的6.11 倍，加固后沉降及縱向位移抑制系數分別為0.748和0.787。

4) 當采用隔離樁及縱橫梁和MJS 法聯合加固時，優化樁長為隧道底部埋深的1.29 倍，優化加固長度宜取為承臺寬度的4.56 倍，沉降及縱向位移抑制系數分別為0.947和0.950，可滿足橋上高鐵列車正常運營的墩項變形控制要求。