鋼套管灌注群樁施工順序對多隧道的影響

宋福貴，王炳龍，黃大維，張 超，李培妍

（同濟大學 道路與交通工程教育部重點實驗室，上海 200092）

隨著城市建設的發展，越來越多的樁基礎工程出現在城市建（構）筑物密集區，樁基礎施工對臨近建筑物的影響日益引起人們的重視[1]。近年來對樁施工過程中的擠土效應進行的研究分析[2－4]，基本都是定性研究，缺乏定量化分析。鋼套管灌注樁當前應用還比較少，因此，這方面的研究更是匱乏。鋼套管在下壓過程中類似管樁的施工，其相對實心樁在下壓過程中有部分土進入管內，擠土效應更不明顯，因此，對臨近既有建筑設施影響相對較小[5]。鋼套管起到了分離套管內外土體的作用，在套管內進行取土與混凝土灌注施工時幾乎對套管外土體不產生影響，故此過程對臨近套管的既有建筑設施幾乎不產生影響。同時鋼套管還起到了防止鉆孔灌注樁孔壁坍塌的作用。

雖然鋼套管樁相對實心樁對周圍既有建筑設施的影響要小，但在距離周圍建筑設施特別近，以及周圍建筑設施保護要求較高時，其施工影響仍然不容忽視，應引起足夠的重視。本文結合工程實例就鋼套管鉆孔灌注群樁施工過程中的擠土效應進行了定量分析計算，在此基礎上分析了樁不同的施工順序對既有多條盾構隧道影響。

2 工程概況

新建滬杭鐵路客運專線工程在 DK5+250～ DK5+450 段，從上海軌道交通9 號線中春路站－九亭站區間盾構隧道上部通過，客運專線與軌道交通9 號線呈87°交叉，兩線的平面圖如圖1 所示。由于虹橋機場凈空區要求及線路縱坡限制等因素，設計時采用樁板梁形式跨越方案，其中樁的形式為鋼套管鉆孔灌注樁。綜合考慮安全和經濟等因素，鋼套管設計深度為盾構隧道底端以下3 m。

圖1 客運專線上跨地鐵線路平面圖 Fig.1 The plan of passenger dedicated line crossing over metro line

工程地處濱海平原，地勢平坦開闊。地下水水位埋深約0.5～2.0 m。典型的地質剖面情況如圖2所示。

圖2 地質剖面圖 Fig.2 Geological profile

本工程的特點是灌注樁距離既有盾構隧道特別近，樁外側距盾構隧道外側僅1.5 m。將要施工的鉆孔灌注樁穿插于3 條既有盾構隧道之間，故面臨多保護對象。工程難點在于合理選擇鋼套管鉆孔灌注樁的施工順序，以減小對既有多條盾構隧道的影響。

3 施工順序分析

本文欲通過二維plaxis 中土體膨脹的方法模擬分析鋼套管不同的施工順序對既有盾構隧道的影響。首先需確定相應的參數，即通過受力分析確定鋼套管施工到不同深度時對應產生的土體膨脹率。

3.1 土體膨脹率的確定

按鋼套管旋壓過程中是否產生閉塞效應，土體膨脹率的計算可分為兩種情況討論。第1 種情況為：在發生閉塞效應之前，可認為土體的膨脹率全部由套管壁擠壓土體而產生，即僅與套管壁厚有關。第2 種情況為：在發生閉塞效用之后，認為土體的膨脹率由套管壁厚和土塞柱的閉塞程度共同決定。

首先需確定土塞效應發生的臨界深度，因此，需對土塞柱的受力進行分析，分析不同深度時土塞柱底端受到的豎向應力與土柱底端相應的土體承載力的大小關系。杜來斌[6]對PHC 管樁靜壓過程中土塞柱的受力進行了推導，但并沒有考慮套管邊旋轉邊下壓、穿越不同土層等情況。

考慮套管旋壓的情況，其受力又要按土塞柱是否發生剪斷破壞而分兩種情況分析。在土塞柱沒有被剪斷的情況下，考慮套管旋轉下壓（設旋轉速度與下壓速度之比為α ）和穿越不同土層的因素，對微單元進行受力分析，如圖3 所示。

圖3 鋼套管旋壓受力分析示意圖 Fig.3 The schematic diagram of force analysis of steel sleeves pinning down

其中：

則式（1）簡化為

可變形為

故解一階線性微分方程得

考慮套管穿越不同土層的因素，設 P1為計算目標土層以上土塞柱受到的豎向應力，設計算目標土層的層頂 z= 0。即當 z= 0時， p = P1，故：

可得

代入式（4）簡化后得

式中：p 為深度z 處的豎向壓應力（kPa）；A 為套管內徑的截面積(m2)；U 為套管內壁周長(m)；ac 為土柱與管壁的黏聚力(kPa)；aφ 為土柱與管壁的摩擦角；γ 為土的重度(kN/m3)；E 為土體的變形模量(kPa)；t 為套管的壁厚(m)；ν 為土體的泊松比；1d為管樁的內徑與壁厚之和(m)；z 為計算土柱的深度(m)。

隨鋼套管旋壓深度的增加，鋼套管與土塞柱之間的摩擦在土塞柱上產生的剪切扭矩也隨之增大。當剪切扭矩大于土柱自身的抗剪扭矩時，土柱將被剪斷，繼而土塞柱將隨鋼套管同速旋轉，即土塞柱與鋼套管將相對靜止。為了準確地判斷土塞柱在不同情況下受到的豎向應力，需要分析土塞柱發生剪斷破壞的臨界情況。故需分析比較不同深度時土塞柱受到的剪切扭矩和自身抗剪扭矩的大小。土塞柱在未發生剪切破壞的情況下，受到的剪切扭矩可通過對土塞柱與套管壁之間的摩擦進行積分，再乘上土塞柱半徑獲得，即

式中：d 為土柱的直徑。

將式（7）代入式（8）可得

積分可得

考慮不同土層的因素，設 M1為計算目標土層以上土柱受到的剪切扭矩，設計算目標土層的層頂z= 0。因此，土塞柱受到的總剪切扭矩為

土柱的抗剪強度可以用極限剪切扭矩M抗來表示，如圖4 所示，箭頭表示其所受到的剪應力，其計算公式如下：

圖4 土塞柱抗剪扭矩計算示意圖 Fig.4 The schematic diagram of resistance shear torque calculation for soil plug

式中：c 為土體的黏聚力；σ 為剪切面所受到的法向應力。

將式（7）計算得到的壓應力p 代入式（12）中的σ 即可得對應土塞柱截面的抗剪扭矩，即

當M剪=M抗時，對應的z 即為土塞柱發生剪斷破壞的臨界深度。當深度大于z 值時，土塞柱將被剪斷，由前面的方法重新對微單元體的受力分析可得

其中：

對于本工程，經計算可知，土塞柱的剪切扭矩和抗剪扭矩大小隨深度的變化如圖5 所示。

圖5 土塞柱臨界剪切破壞受力分析圖 Fig.5 The force analysis of critical shear failure of soil plug

因為在鋼套管旋壓之前，要人工挖坑2 m 左右進行埋設定位護桶，故前段區域沒有受力曲線。由圖可知，鋼套管在旋進深度為7.5 m 時土塞柱即被剪斷。

利用式（7）、（14）分別計算出不同深度土塞柱底端受到的豎向壓應力，同時利用經典的地基承載力理論計算出土柱底端相應土層的承載力。結果如圖6 所示。

由圖可知，③1層土質相對較差，因此，圖中土體承載力曲線在③1層出現急劇變小的情況。前面計算已知，土塞柱發生臨界剪切破壞的深度為7.5 m，因此，在深度為7.5 m 之內，土塞柱底端受到的豎向壓應力曲線應為式（7）計算的曲線部分。而在深度超過7.5 m 以后，土塞柱將被剪斷，故土塞柱底端受到的豎向壓應力曲線應為式（14）計算的曲線部分。因此，土塞柱底端受到的真實豎向壓應力為圖6 中空心點連線的曲線所示。土塞柱底端受到的真實豎向壓應力曲線與土體承載力曲線在深度為12.86 m 處產生交點，在該交點之后，隨深度的增加土塞柱底端受到的豎向力將恒大于地基承載力。故土塞效應發生的臨界深度值為12.86 m，用H臨界表示。

圖6 土塞柱發生臨界閉塞受力分析圖 Fig.6 The force analysis of critical plugging effect of soil plug

在得到土塞效應發生的臨界深度值后，即可以此為分界，分別計算套管旋壓過程中產生的土體膨脹率。當鋼套管旋壓深度小于H臨界前，鋼套管外土體的膨脹率（如圖7 所示）為

圖7 套管壁厚引起土體膨脹示意圖 Fig.7 The schematic diagram of soil expansion caused by the thickness of casing wall

當旋壓深度大于H臨界后，開始產生閉塞效應。但鋼套管在繼續下壓的過程中并非完全閉塞，即土塞增長率[7]并不等于0，而是介于0～1 之間。因為隨深度的增加，土體承載力也在不斷提高，而土塞柱底端受到的豎向壓應力與土體承載力一直保持動態平衡，故土塞柱底端受到的豎向壓應力也將不斷變大，所以土塞柱仍然在相對鋼套管緩慢地上升。為了較準確地計算因土塞效應產生的土體膨脹率，可將此過程分為多段，分析計算每小段的土體膨脹率，以更接近套管旋壓到不同深度時的瞬時土體膨脹率。在此例中，可分4 段計算，計算如圖8 所示。

圖8 分段計算土體膨脹率示意圖 Fig.8 The schematic diagram of piecewise calculation of soil expansibility

以圖中第2 段的計算為例，設H2為套管的旋入深度，h2為土柱的增長高度，故因土塞效應產生的膨脹率計算為 同理可計算其他小段的土體膨脹率值。各段的計算結果如表1 所示。

表1 因土塞效應產生的土體膨脹率計算表 Table 1 Calculation table of soil expansibility caused by plugging effect

在此過程中，因套管壁作用產生的土體膨脹為εν1，因土塞效用產生的土體膨脹為 εν2。故該發生土塞效用后產生的總土體膨脹率為 εν= εν1+ εν2。

3.2 plaxis 數值模擬

通過上述分析，鋼套管旋壓過程中引起的土體膨脹率可通過計算獲得。將樁等效為連續墻體[8]，土體膨脹率也進行相應的等效（樁橫截面面積與以樁直徑為寬、樁心距為長的矩形面積之比，乘上實際土體膨脹率，即為二維模型中等效的土體膨脹率），即可通過二維plaxis 計算分析施工順序的不同對盾構隧道的影響。

樁不同的施工順序對盾構隧道的影響主要體現在先施工的樁具有遮簾作用，迎樁面的擠土位移較背樁面擠土位移要大。已施工樁限制后施工樁引起朝向已壓樁方向的水平位移，而豎向隆起量會加劇[9－10]。對于沿盾構隧道縱向的排樁，若采用先兩邊后中間的施工順序，兩側先施工樁的遮簾作用將迫使土體沿盾構隧道的橫向產生較大的擠壓作用，不利于盾構隧道的位移、變形控制。而先中間、后兩邊的施工順序，產生的土體擠壓作用將主要沿盾構隧道縱向發展，從而有利于盾構隧道的位移、變形控制。因此，在沿盾構隧道縱向的排樁采用先中間后兩邊的施工順序。

對于盾構隧道橫向的排樁施工，因為涉及3 條盾構隧道的位移、變形控制，存在顧此失彼的困難，權衡樁不同施工順序對盾構隧道的影響相對復雜，因此，采用plaxis 進行模擬，計算分析不同施工順序下各盾構隧道的變形情況。在此選取其中5 種典型的施工順序進行分析討論。經模擬計算可知，盾構隧道在樁不同的施工順序下產生的收斂變形都在3 mm 以內，完全能夠滿足要求。5 種典型的施工順序下盾構隧道水平及垂向位移情況如圖9 所示（其中樁編號如圖2 所示）。

通過以上5 種典型施工順序下盾構隧道的水平及垂向位移情況可知：（1）盾構隧道因樁的擠土作用而產生的水平位移一般較垂向位移要大。（2）盾構隧道同一側先施工的樁越多，則累計產生的水平位移和垂向位移越大。（3）臨近盾構隧道兩側都已施工樁后，該盾構隧道的水平位移和垂向位移將收斂。后續樁的施工對盾構隧道影響較小。但若采用兩側對稱施工樁的順序，盾構隧道將產生較大的垂向位移。如施工順序為1→4→2→3 時盾構隧道2的垂向位移較大。（4）施工樁距離盾構隧道越近，盾構隧道產生的水平位移和垂向位移越大。若盾構隧道一側已施工樁，則盾構隧道另一側施工樁時將抵消一部分水平位移，且距離盾構隧道距離越近抵消幅度越大，但盾構隧道垂向位移將因另一側施工樁而增大。

表2 為5 種樁施工順序下盾構隧道產生的最大位移情況。可知樁在盾構隧道的橫向采用1→3→4→2 的跳打施工順序時，盾構隧道的水平、垂向位移全能滿足極限位移要求（10 mm 以內），且相對其他施工順序，采用該順序對盾構隧道的影響相對最小。

圖9 樁不同施工順序下隧道水平及垂向位移 Fig.9 The horizontal and vertical displacements of tunnels under different construction sequence of piles

表2 樁不同施工順序下隧道最大水平及垂向位移 Table 2 Maximum horizontal and vertical displacements of tunnels under different construction sequence of piles

因此，滬杭客運專線上跨上海軌道交通9 號線部分鋼套管鉆孔灌注樁的合理施工順序如圖10 所示。

同時通過以上數值模擬可知，在多個保護對象的情況下，若各保護對象對位移、變形的要求不同時，可通過調整樁的施工順序決定不同位置處的既有建筑設施位移、變形不同，以滿足其差異要求，從而達到對既有建筑設施個性化保護的目的。

4 工程施工效果

根據現場監測數據可知，不同位置處的變形數據如表3 所示。

表3 現場實測變形數據 Table 3 The deformation data of field testing

在盾構隧道的最大水平、垂向位移方面，實際監測數據與模擬數據基本相符。但在盾構隧道自身變形方面，實際監測得到的最大收斂變形（9.95 mm）相對模擬計算得到的收斂變形（1.41 mm）要大很多。分析原因可能為：（1）模擬過程中將盾構隧道管片設定為了現澆整體結構，而實際管片為螺栓連接。故會造成模擬計算得到的收斂變形偏小。（2）因為本文采用二維有限元模擬，需將土體膨脹率在整個套管樁施工范圍內進行等效，即將套管樁施工對隧道的離散集中作用等效為連續的均布作用，故隧道的變形相對均勻化。而隧道變形監測點布置在離套管樁最近的位置，即土體膨脹的集中作用部位，因此監測值要比計算值大。

5 結 論

（1）鋼套管旋壓過程中對土塞柱受力分析時，應充分考慮套管旋轉、穿越不同土層的影響。根據土塞柱是否被剪斷推導對應的計算式，分析土塞柱的受力情況。

（2）套管旋壓過程中產生的土體膨脹計算，應按土柱是否產生土塞效應而分兩種情況分析，即土塞效應發生前，土體膨脹完全由管壁引起；土塞效應發生后，則土體膨脹由管壁和土柱閉塞程度二者共同決定。其中發生土塞效應后，在鋼套管繼續旋壓的過程中，土塞柱并非為完全閉塞，需根據土塞柱底端受到的豎向應力和相應的地基承載力分析確定其閉塞程度。

（3）根據理論計算得到的土體膨脹率結合二維plaxis 進行數值模擬分析，得出群樁采用跳打的施工順序時，對既有多條盾構隧道的整體影響相對較小。同時在各保護對象位移、變形要求不同時，可通過調整樁的施工順序達到個性化保護的目的。

（4）實際的工程監測與計算模擬結果在盾構隧道的最大水平、垂向位移方面能夠較好地吻合。但在盾構隧道的最大收斂變形方面，因二維有限元模擬對土體膨脹率的均布化等效以及沒有考慮管片剛度的折減，故在模擬隧道變形方面，最大收斂變形較實際小。因此，后續研究應對管片收斂變形模擬存在的這一問題加以改進，考慮盾構隧道管片整體剛度的合理折減、套管樁施工對盾構隧道作用的集中，以便模擬結果與工程實際更為貼近吻合。

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