新開挖航道下穿高鐵微擾動控制方案正交優(yōu)化分析

張體浪, 劉付禮,萬穎君,李怡瑋,顧禎雪,孫 陽

(1.中建七局第二建筑有限公司,江蘇昆山 215300; 2.安徽中興工程監(jiān)理有限公司,安徽合肥 230000;3.杭州交通投資建設(shè)管理集團有限公司,浙江杭州 310000; 4.河海大學港口海岸與近海工程學院,江蘇南京 210098)

近年來,中國逐步加大對大運河資源的保護傳承利用,京杭運河新航道開發(fā)和舊航道改造工程日益增多,尤其在水系發(fā)達、高速鐵路密布的東部地區(qū),航道下穿高鐵成為不可忽視的工程問題。在下穿航道開挖過程中,航道基坑-周圍地層-高鐵樁基是一個共同變形的復(fù)雜三維體系,需要從整體上對下穿段一定范圍內(nèi)進行區(qū)域擾動控制[1-3]。從方案優(yōu)化角度來看,控制效果受多種影響因素制約,必須厘清各因素之間的相互作用關(guān)系并對它們之間的關(guān)聯(lián)機制給出定量評價,才能提出安全可靠又經(jīng)濟合理的控制方案。正交試驗法是采用正交表安排多因子的試驗設(shè)計和分析方法[4],其能夠減少試驗次數(shù)而不影響擬考慮因素的性能指標,并且可以得到代表全部試驗的數(shù)據(jù)[5]。張雪嬋[6]通過搜集杭州地區(qū)多個基坑的地質(zhì)參數(shù),結(jié)合正交試驗法,通過敏感性分析得到考慮地質(zhì)參數(shù)影響反映基坑變形與破壞的指標。孫樹林等[7]基于正交試驗法,針對多層支撐深開挖基坑的主要影響因素,進行了五因素四水平的正交試驗數(shù)值模擬計算,得出基坑變形對各因素的靈敏度。楊小樂等[8]利用正交化方法對巖溶地區(qū)灌注嵌巖樁側(cè)阻力影響因素進行研究,通過有限元軟件結(jié)合極差分析方法得到各影響因素對樁側(cè)阻力分擔荷載比重的影響程度。

基于此,對于變形機理模糊、多因素共同作用的復(fù)雜地下問題,正交試驗法是有效的研究手段,但已有研究鮮有涉及航道下穿高鐵橋梁這種變形控制要求較高的工程問題,其施工方案優(yōu)化也有待進一步探索。本文基于杭州京杭運河二通道(杭州段)下穿滬昆高鐵工程已有控制方案,對支護結(jié)構(gòu)和地基加固的排布方式進行八因素四水平正交試驗,提出航道開挖下穿已有建筑物時其變形控制方案的優(yōu)化提升途徑,為類似工程提供參考。

1 工程概況

本文涉及的杭州京杭運河二通道(杭州段)下穿滬昆高鐵工程,航道口寬為60 m,受航道開挖影響的橋墩為上跨(48 m+80 m+48 m)連續(xù)梁的2個中墩,墩號為232#和233#,每個橋墩下設(shè)16根樁基,樁徑1.5 m,樁長67 m,下穿工程位置分布見圖1。

圖1 下穿工程示意圖Fig.1 On-site engineering diagram of underpass section

為保證上跨橋梁結(jié)構(gòu)穩(wěn)定,本工程在受影響橋墩兩側(cè)設(shè)置3排圍護樁,樁徑為1.2 m,樁間距為1.4 m,外圍護樁長30 m,內(nèi)圍護樁和中間圍護樁長28 m。在內(nèi)圍護樁和中間圍護樁之間設(shè)置水泥攪拌樁,樁徑為0.8 m,樁間距為0.6 m,有效樁長10 m,在樁頂設(shè)置1.5 m厚鋼筋混凝土板;在內(nèi)圍護樁之間設(shè)置直徑0.8 m水泥攪拌樁,樁間距為0.6 m,有效樁長5 m,樁頂區(qū)域設(shè)置橫截面積1.0 m×1.1 m的鋼筋混凝土錨梁,錨梁上鋪設(shè)厚40 cm的河底鋪砌。外圍護樁和中間圍護樁采用截面積1.0 m×1.0 m鋼筋混凝土斜撐連接,開挖過程中在圍護樁之間設(shè)置雙層內(nèi)外鋼筋混凝土橫撐,橫撐截面尺寸為1.0 m×1.0 m,斜撐、橫撐間距均為6 m。緊貼航道邊線設(shè)置防撞擋墻,墻底采用鉆孔灌注樁基礎(chǔ),樁徑為1.0 m,樁長15 m。支撐方案如圖2所示。

圖2 支撐系統(tǒng)示意圖Fig.2 Supporting structure system diagram

模型中地下水位參考工程地勘報告設(shè)置在地面以下4 m處,主要土層物理力學參數(shù)如表1所示。

表1 土層物理力學參數(shù)

2 控制方案正交優(yōu)化

2.1 模型建立及可靠性分析

取橋墩中心處剖面東側(cè)建立PLAXIS-2D有限元模型,模型尺寸為150 m×100 m(航道中心線方向×土體縱深方向),如圖3所示。土體本構(gòu)采用莫爾-庫侖模型;圍護樁墻、混凝土底板、防撞擋墻、河底鋪砌層、臨時擋土墻等結(jié)構(gòu)單元采用板單元模擬;內(nèi)外橫撐和斜撐采用錨桿單元模擬;橋墩樁基和防撞樁基采用嵌固樁單元模擬;結(jié)構(gòu)與土體之間設(shè)置界面以模擬二者接觸。模型共劃分2 650個單元,網(wǎng)格劃分如圖4所示。

圖3 PLAXIS二維模型Fig.3 PLAXIS-2D model

圖4 網(wǎng)格劃分Fig.4 Mesh division

為驗證模型的可靠性,在建立現(xiàn)場加固方案二維模型的基礎(chǔ)上,結(jié)合現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù),以工程主要關(guān)注的橋墩豎向沉降為參照指標進行對比驗證,對比結(jié)果及測點布置情況見圖5。通過對比計算可知,施工各階段實測結(jié)果與模型計算結(jié)果誤差絕對值為10.4%～31.4%,模型精度良好。

圖5 數(shù)據(jù)對比及測點布置情況Fig.5 Data comparison and layout of measuring points

2.2 正交法優(yōu)化方案設(shè)計

本文以支護結(jié)構(gòu)及地基加固體的設(shè)計參數(shù)和排布方式為主要影響因素設(shè)計正交試驗,對圍護樁長、圍護樁徑、圍護樁間距、首層橫撐位置、支撐間距、航道兩側(cè)攪拌樁長、坑底攪拌樁長、攪拌樁置換率等8個設(shè)計參數(shù)變化引發(fā)的航道基坑和橋墩變形影響進行分析,每個因素分別取4個水平。試驗因素及其水平取值如表2所示。

表2 正交試驗因素及其水平設(shè)計

本次試驗以圍護樁最大側(cè)移、地表最大沉降、坑底最大隆起、橋墩最終豎向位移和橋墩最終順向位移5項數(shù)據(jù)作為正交試驗變形影響評價指標,選擇L32(49) 正交表設(shè)計試驗,其中最后一列作為誤差評估項。計算結(jié)果見表3。

表3 正交試驗計算結(jié)果

2.3 計算結(jié)果與分析

對上述32組工況的數(shù)值模擬結(jié)果進行敏感性分析,采用方差分析方法,通過F檢驗來驗證試驗因素對試驗指標的影響程度。本研究中試驗因素自由度取3,總偏差平方和自由度取31,誤差自由度取7。

首先計算各試驗因素在不同水平下的指標響應(yīng)平均值(記為K1,K2,K3,K4)作為因素最優(yōu)水平取值的依據(jù),再計算每組平均值的極差(記為R),接著計算指標響應(yīng)值因素平均變動與誤差平均變動之間的比值,即方差比(記為F),來判定該因素水平變化對指標的影響程度。通過查詢《F值分布表》可知,在因素自由度為3、誤差自由度為7的條件下,可靠度為90%時,方差比臨界值F90%=3.07;可靠度為95%時,F95%=4.74;可靠度為99%時,F99%=8.45。當F≥F99%時,試驗因子對相應(yīng)試驗指標影響程度記為高度顯著;當F99%>F≥F95%時,記為顯著;當F95%>F≥F90%時,記為有影響;當F

1)圍護樁最大側(cè)移

圍護樁最大側(cè)移在不同影響因素下最大F值為3.85,不存在高度顯著影響因素。當可靠度為90%時,圍護樁長(F=3.85)和圍護樁徑(F=3.62)這2項試驗指標均對圍護樁最大側(cè)移有影響。從指標響應(yīng)值來看,圍護樁長和樁徑的增大限制了圍護樁的側(cè)移發(fā)展,這主要是由于圍護樁長增大使其在相同開挖深度下各施工階段的樁體嵌固深度增加,與增大樁徑相同,都能增加圍護樁的剛度[9],從而在不平衡卸荷情況下減小圍護樁側(cè)向變形。

2)地表最大沉降

以地表最大沉降為指標時,圍護樁長(F=78.38)對其影響高度顯著。本工程設(shè)置了3層圍護樁,地表最大沉降發(fā)生在外圍護樁外側(cè),地表最大沉降隨因素水平變化的差異不大,航道開挖引起的土體擾動被圍護樁截斷,外圍護樁外側(cè)土體的微擾動響應(yīng)較小。由計算結(jié)果可知,當圍護樁長為35 m、首層橫撐距地表1.5 m、航道兩側(cè)攪拌樁長為10 m時,地表最大沉降最小。

3)坑底最大隆起

以坑底最大隆起為指標時,有圍護樁長(F=13.51)、航道兩側(cè)攪拌樁長(F=13.60)和坑底攪拌樁長(F=13.37)3項因素影響程度顯示為高度顯著,其影響程度由大至小排序為航道兩側(cè)攪拌樁長>圍護樁長>坑底攪拌樁長。目前工程界一般認為坑底隆起是航道底部因上部土體開挖引起的卸荷反應(yīng),而本方案開挖前對航道坑底和兩側(cè)航道底面標高下一定深度范圍內(nèi)土體進行了水泥攪拌樁復(fù)合地基加固處理,在航道基坑下部一定深度范圍內(nèi)形成了具有較高強度的水泥土加固體[10],土體強度的增加直接限制了其卸荷時向上隆起的趨勢。與此同時,相比于航道兩側(cè)攪拌樁長,航道坑底攪拌樁長較短,在施工期以止水作用為主。航道兩側(cè)攪拌樁及內(nèi)側(cè)、中間圍護樁在上部混凝土底板的應(yīng)力擴散作用下,共同承擔土體卸荷反應(yīng),相比于航道兩側(cè)攪拌樁的直接限制,圍護樁對樁間土體隆起限制更多依靠有限的樁土摩阻力,且劉建航[11]的研究表明,隨著基坑開挖內(nèi)外的土面高差不斷增大,當開挖到一定深度時,基坑內(nèi)外土面高差所形成的加載和地面各種超載作用引發(fā)的圍護結(jié)構(gòu)與外側(cè)土體向基坑內(nèi)移動,會進一步加劇坑底向上的塑性隆起。

將3個高度顯著因素在不同水平下引發(fā)的坑底最大隆起平均值繪制在圖6中,由圖6可知,坑底最大隆起與圍護樁長、航道兩側(cè)攪拌樁長和坑底攪拌樁長的關(guān)系呈單調(diào)遞減,隨樁長增大,坑底最大隆起減小。

圖6 坑底最大隆起與高度顯著因素平均值點圖Fig.6 Point chart of average values of significant factors and maximum bottom heave

4)橋墩最終沉降

當以橋墩沉降為指標時,有圍護樁長(F=97.58)、航道兩側(cè)樁長(F=151.26)和坑底攪拌樁長(F=10.23)3項影響因素顯示為高度顯著,其影響程度由大至小排序為航道兩側(cè)攪拌樁長>圍護樁長>坑底攪拌樁長。王軍[12]指出,基坑工程施工造成建(構(gòu))筑物的沉降是因為基坑開挖使得坑外土體位移和坑外水位降低,繼而引發(fā)土體固結(jié)并最終造成沉降。基坑開挖的坑壁水平卸載過程使坑外土體應(yīng)力狀態(tài)改變,引起圍護結(jié)構(gòu)向坑內(nèi)發(fā)生水平位移,此時坑外土體水平應(yīng)力減小,剪力增大,土層沉降出現(xiàn);而開挖降水過程則是通過排水使土體有效應(yīng)力增加,造成固結(jié)沉降。當周圍土體沉降時,會對橋墩結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)產(chǎn)生向下的摩阻力并可能伴有土層損失,進一步加劇橋墩沉降。因此,根據(jù)文獻[13]中關(guān)于采用坑內(nèi)被動區(qū)加固法可以有效減少地表最大沉降量和支護結(jié)構(gòu)水平位移的研究,結(jié)合計算結(jié)果可以初步推斷,航道兩側(cè)攪拌樁長對橋墩最終沉降的限制作用來自于被動區(qū)加固對坑外沉降和支護位移的限制。

圖7中繪制了上述3個因素在不同水平下橋墩最終豎向位移平均值點,由圖可知,橋墩沉降與3個高度顯著因素呈單調(diào)遞增的關(guān)系,隨著圍護樁長、航道兩側(cè)攪拌樁長和坑底攪拌樁長增加,橋墩沉降均呈增大趨勢。

圖7 橋墩沉降與高度顯著因素平均值點圖Fig.7 Point chart of average values of significant factors and pier settlements

5)橋墩最終順向位移

由計算結(jié)果可知,僅坑底攪拌樁長(F=9.63)對橋墩順移的影響高度顯著。隨著坑底攪拌樁長的增加,橋墩順移減小。由楊敏等[14]的研究可知,橋墩順向位移是由其下部樁基受周圍土體位移影響導(dǎo)致樁身側(cè)向變形引發(fā)的,但坑底樁長對它的作用機理還有待進一步研究。

綜上所述,將不同試驗指標最小響應(yīng)值作為該因素最優(yōu)水平,而因素無影響時則用“/”表示,各因素水平取值見表4。由表4可知,當所有試驗指標達到最優(yōu)值時,圍護樁長、航道兩側(cè)攪拌樁長、坑底攪拌樁長的水平取值相悖,需進行追加試驗以確定上述因素的最優(yōu)水平。

表4 不同試驗指標下因素最優(yōu)水平表

2.4 追加試驗

追加試驗遵循影響顯著優(yōu)先的原則,無影響因素取最經(jīng)濟水平,其試驗組次安排如表5所示。

表5 追加試驗水平組合

追加試驗結(jié)果如表6所示,由表可知,無論試驗因素、試驗水平如何組合,地表最大沉降始終維持在-13.5 mm上下,遠小于GB 50497—2019《建筑基坑工程監(jiān)測技術(shù)標準》[15]中的基坑變形控制標準對基坑周圍地表豎向位移的限值(35 mm)。圍護樁長的增加使坑底最大隆起顯著減小,但會引起橋墩順向和豎向位移的增大。結(jié)合表5和表6可知,試驗1和試驗3表示其他指標相同時,航道兩側(cè)攪拌樁長水平分別為1(樁長6 m)和4(樁長12 m)時的情形,其計算結(jié)果表明當航道兩側(cè)攪拌樁長較短時,橋墩兩向位移較小,但引發(fā)的坑底隆起較大;而試驗1和試驗2則表示其他指標相同時,坑底攪拌樁長水平分別為1(3 m)和4(6 m)的情形,其計算結(jié)果表明坑底樁長較短時,橋墩兩向位移較小,同時引發(fā)的坑底隆起也較大。

表6 追加試驗計算結(jié)果

對照GB 50497—2019《建筑基坑工程監(jiān)測技術(shù)標準》[15]和TB 10182—2017《公路與市政工程下穿高速鐵路技術(shù)規(guī)程》[16],首先排除不滿足基坑變形控制標準及橋墩臺頂位移限制的試驗組。對于計算結(jié)果較好的2,4,6,8號追加試驗,計算試驗中各項指標相對于原控制方案的變化幅度并將結(jié)果繪制在圖8中。

圖8 追加試驗變化幅值Fig.8 Variation amplitude of additional experiments

圖8展示了2,4,6,8號追加試驗的指標相對于原微擾動控制方案相同指標結(jié)果的變化幅值,正方向表示相對于原方案減小的幅值,負方向表示增大的幅值。由圖8可知,追加試驗對減小地表最大沉降的效果不明顯,部分試驗甚至起到反作用。對比原方案,2號試驗增大了7.1%的坑底最大隆起,6號試驗增大了4.1%的橋墩墩頂順移?？偟膩砜?8號試驗的優(yōu)化效果最好,能有效控制地表沉降、坑底隆起和橋墩順移,且由于橋墩沉降數(shù)值很小,即使增大了15.9%的橋墩沉降(即0.59 mm的橋墩沉降)仍符合橋墩臺頂位移限制的要求。但8號試驗采用的圍護樁、航道兩側(cè)攪拌樁和坑底攪拌樁的樁長較長,耗材量大。2號試驗雖然增大了7.1%的坑底隆起,隆起值為27.29 mm,仍滿足規(guī)范的變形限值。同時,2號試驗減小了15.7%的橋墩墩頂沉降,防止引發(fā)軌道板凹凸不平,影響高鐵運行速度。更為重要的是,2號試驗采用的圍護樁和航道兩側(cè)攪拌樁的樁長為最低水平,相較于原微擾動方案,不論是從圍護樁單樁造價、數(shù)量和施工費用,還是從水泥攪拌樁單樁造價來看,2號試驗在經(jīng)濟和耗材方面都有更好的表現(xiàn)。因此綜合來看,2號方案為本研究中的優(yōu)選方案。

3 結(jié) 語

結(jié)合杭州京杭運河二通道下穿滬昆高鐵工程背景,采用有限元軟件模擬原橋墩加固方案下航道的放坡開挖施工,利用正交化方法量化分析不同結(jié)構(gòu)設(shè)計參數(shù)對加固指標的影響及其主次順序,得出以下主要結(jié)論。

1)圍護樁長、航道兩側(cè)攪拌樁長和航道坑底樁長對坑底最大隆起和橋墩最終沉降這2項試驗指標的影響程度顯示為高度顯著。分析發(fā)現(xiàn),利用被動區(qū)加固法(包括航道兩側(cè)攪拌樁和坑底攪拌樁形成的地基加固區(qū))是一種較為經(jīng)濟的方法,相比于單純增大圍護樁長和圍護樁徑,被動區(qū)加固法可以更經(jīng)濟地控制坑底土體回彈,同時還能抵消一部分由圍護結(jié)構(gòu)變形或降水引發(fā)的坑外主動區(qū)土體變形,從而減少建(構(gòu))筑物沉降。

2)研究選定追加試驗中的2號方案作為微擾動控制提升方案,本方案增大了圍護樁徑,下調(diào)了首層支撐位置,同時縮短了圍護樁長和航道底部攪拌樁長,加大了圍護樁間距和支撐間距,將攪拌樁置換率取在60%的較低水平。相較于原方案的結(jié)果,本方案中圍護樁最大側(cè)移減小了28.7%,地表最大沉降減小了3.2%,橋墩墩頂沉降減小了15.7%,坑底隆起雖然增加了7.1%,但仍在安全限值之內(nèi),同時60%的攪拌樁置換率也充分考慮了現(xiàn)場施工水平限制造成的強度損失。

3)相較于原微擾動控制方案,追加試驗中的2號方案在保證安全的情況下綜合考慮了支護樁的單樁數(shù)量、耗材、造價和施工費用等因素。因此對于擾動控制方案的優(yōu)化不應(yīng)只關(guān)注各項控制指標的數(shù)值最優(yōu),而要充分考慮基坑工程與其周圍土體和建(構(gòu))筑物作為一個復(fù)雜三維體系時各項指標之間的耦合關(guān)系,綜合各項指標響應(yīng)值、能耗、成本等方面,從而取得較優(yōu)設(shè)計參數(shù)方案。

本文研究了不同施工階段圍護結(jié)構(gòu)作用及其參數(shù)變化的影響程度,為類似航道下穿工程設(shè)計方案的優(yōu)化指明方向,但側(cè)重于對不同圍護結(jié)構(gòu)設(shè)計參數(shù)與變形控制指標關(guān)聯(lián)程度的研究,對于本工程涉及的設(shè)計參數(shù)最優(yōu)值組合,未來可通過擴大正交計算范圍的方式進一步細化研究。