凌同華，張勝，李升冉, ，鄧杰夫

(1. 長沙理工大學 土木與建筑學院，湖南 長沙，410114；2. 深圳市南山區(qū)建設工程質量監(jiān)督檢驗站，廣東 深圳，518067)

隨著我國城市化進程的加速，市政工程的數(shù)量不斷增加。在繁華地區(qū)和一些特定的地段，受地面既有建筑物的影響，一些隧道不得不在已有橋梁樁基附近修建。隧道開挖會對周邊土層造成擾動，導致已有橋樁發(fā)生變形，從而影響橋梁的運營安全，因此，在隧道施工過程中如何減小對已有橋樁安全性的影響成為工程界十分關注的熱點問題。目前，國內外對隧道施工引起既有橋樁變形的研究較多，但大多只采取數(shù)值模擬方法對橋樁變形進行預測[1-4]，缺少現(xiàn)場橋樁變形監(jiān)測資料對預測結果的可靠性進行驗證。此外，隧道施工導致地表和橋樁變形的最大允許值在各設計施工規(guī)范中也無明確依據(jù)，因此，在確保施工安全的前提下探討隧道地表和橋樁變形的允許值具有重要意義。在橋樁周圍地層采用深孔注漿加固已成為控制橋樁變形的一種有效輔助施工措施。注漿加固范圍不僅決定了地層加固范圍，而且與工程造價有直接關系。若注漿范圍過大，則不僅造成漿液浪費，而且也增加了施工量，導致工程造價升高；若注漿范圍過小，則達不到預期的加固效果，給橋梁的穩(wěn)定造成隱患：因此，最優(yōu)注漿范圍的確定是注漿設計中的一個重要環(huán)節(jié)。目前，國內外對注漿加固原理的研究較深入，但針對具體工程的注漿加固優(yōu)化研究尚不多見[5-6]。為此，本文作者以深圳市葵壩路隧道下穿高速公路橋梁段施工作為工程背景，采用三維有限差分法研究隧道施工對地表變形以及橋梁樁基變形的影響，以便為隧道施工過程中橋樁變形控制提供依據(jù)。此外，通過對原有注漿加固方案進行優(yōu)化，在有效控制地表沉降和橋樁位移的前提下減小注漿范圍，降低工程造價。

1 工程概況

深圳市葵壩路是龍崗區(qū)大鵬半島路網(wǎng)的重要組成部分，葵壩路特長市政隧道是該項目的控制性工程，隧道凈寬為10.0 m，凈高為5.0 m。葵壩路隧道左右出口洞身與鹽壩高速公路相交穿過，隧道下穿高速公路橋梁段的樁號里程為 ZK5+425.3～ZK5+446.3 和YK5+419.6～YK5+440.6，隧道左右線路面標高為16.1～16.4 m，隧道上覆土厚度為7.2～16.4 m，屬于淺埋隧道。左線隧道從5 號和6 號橋樁間穿過，右線隧道從4 號和5 號橋樁間穿過，樁隧距離僅為7.5～8.2 m。4～6 號橋樁各有4 根單樁，樁底標高依次為15.37，16.46 和21.86 m。

隧道下穿橋梁段地形存在一定偏壓，隧道上覆土層為強風化凝灰?guī)r及第四系覆蓋層。圍巖穩(wěn)定性差，一般無自穩(wěn)能力，容易發(fā)生松動變形、小塌方，進而發(fā)展成為大塌方，在隧道設計中，將其列為Ⅴ級圍巖段，隧道施工引起橋梁破壞的風險很高。為保障施工中高速公路橋梁的安全性和隧道的穩(wěn)定性，設計中對橋樁周圍和地層采取預加固措施，加固方案為：對4～6號橋樁采用深孔注漿加固，對開挖洞室拱頂采用深孔注漿加固和超前小導管加固。隧道下穿高架橋段及注漿加固范圍的橫剖面如圖1 所示。

圖1 隧道下穿橋梁段及注漿加固范圍的橫剖面圖Fig.1 Cross-section chart of tunnel under bridge part and grouting reinforcement area

2 計算模型及參數(shù)選取

2.1 計算模型的確定

采用有限差分軟件 FLAC3D和 Mohr-Coulomb(M-C)屈服準則進行計算，隧道開挖采用荷載釋放模擬。三維數(shù)值計算模型的寬度X 方向取120 m，高度Y 方向取63 m，長度Z 方向取50 m，整個模型共有39 250 個單元，42 692 個節(jié)點。采用位移邊界條件，即模型的左右(X 方向)邊界、前后(Z 方向)邊界和底邊界均施加位移約束條件，上邊界為自由邊界。采用自重應力，橋樁及其上部結構的荷載簡化平均分配到各橋樁上，每個橋樁承受4.80 MN 的集中力，集中力作用在樁頂圓心。建立的三維模型及其X，Y 和Z 坐標方向如圖2 所示，隧道與橋樁位置關系如圖3 所示。

圖2 三維數(shù)值計算模型Fig.2 3D numerical calculation model

圖3 隧道與橋樁的位置關系Fig.3 Relative position of tunnels and bridge piles

圍巖、深孔注漿加固、小導管超前加固和二次襯砌采用實體單元模擬，初期支護采用殼結構單元模擬。橋樁采用樁單元模擬，樁單元各節(jié)點處的耦合連接彈簧與周圍土體的網(wǎng)格相連，可傳遞樁-土之間的力和變形，因而，樁-土之間的相互作用可通過耦合連接彈簧來實現(xiàn)[7]。耦合連接彈簧包括切向耦合彈簧和法向耦合彈簧，二者能分別模擬橋樁與圍巖在切向(平行于樁軸線)和法向(垂直于樁軸線)產(chǎn)生摩擦力的情況。

注漿加固的工程效果是加固圍巖。模擬注漿加固圍巖的過程如下：先采用有限元軟件ANSYS 將該區(qū)域單獨定義為1 個塊體，然后，在FLAC3D中通過提高該塊體的抗剪強度參數(shù)來模擬圍巖注漿加固的效果。

2.2 計算參數(shù)的選取

圍巖的計算參數(shù)主要根據(jù)《葵壩路工程地質勘查報告》，結合JTG D70—2004(《公路隧道設計規(guī)范》)進行選取。對于圍巖深孔注漿加固和小導管超前加固效果采用提高圍巖抗剪強度指標的方法來實現(xiàn)。考慮到圍巖加固效果受到諸多因素影響，并且目前國內外對于該方面研究較少，為此，利用文獻[7-11]中類似工程采用的參數(shù)進行模擬。模擬過程中選取的物理力學參數(shù)如表1 所示。

3 數(shù)值模擬與監(jiān)測結果對比分析

3.1 橋樁變形監(jiān)測項目及其預警值

隧道下穿橋梁段采用頂弧側壁法[12]進行施工，施工中先開挖右洞，然后開挖左洞；右洞掌子面超前左洞掌子面24 m(2 倍洞徑)，隧道每循環(huán)進尺2 m。

目前，我國隧道施工引起地表沉降和橋樁變形的預警值一般由專家根據(jù)相應的規(guī)范，再結合已有類似工程制定。為了制定本項目的變形預警值，業(yè)主單位邀請了多位專家進行反復論證，最終確定各監(jiān)測項目的預警值，如表2 所示。當監(jiān)測數(shù)據(jù)達到或超過預警值時，必須立即停止施工，通過修正支護參數(shù)和變更施工方法以確保橋梁的運營安全。

表1 物理力學參數(shù)Table 1 Physico-mechanical parameters

由于監(jiān)測條件的限制，分別在每根橋樁與地表交界處(代表墩底位移監(jiān)測處)及該位置以上6 m 處(代表墩頂位移監(jiān)測處)各布設2 個測點，然后對其X 和Y方向位移進行監(jiān)測。4～6 號橋墩各有4 根單樁，由于數(shù)值模擬和現(xiàn)場監(jiān)測的結果均表明每號橋墩下4 根樁的變形和位移基本相同，故本文設定由每號橋墩第1根樁所在的斷面(z=-16 m)為研究面。

表2 橋樁變形監(jiān)測項目及其預警值Table 2 Monitoring contents and alarm values of bridge piles deformation mm

3.2 結果分析

3.2.1 地表沉降

根據(jù)數(shù)值模擬結果，z=-16 m 處的圍巖豎向位移云圖以及位移矢量圖分別如圖4 和圖5 所示，數(shù)值模擬與現(xiàn)場監(jiān)測的地表沉降曲線對比如圖6 所示。

從圖4和圖5可以看出地層豎向位移的分布規(guī)律。從圖6 可以看出：受偏壓影響，隧道開挖引起的地表沉降曲線表現(xiàn)為2 個大小不對稱的沉降槽，左洞上方的地表沉降值比右洞上方的地表沉降值明顯偏大，并且左、右洞上方地表沉降最大值發(fā)生在各自隧道中心線的上方。數(shù)值模擬與現(xiàn)場監(jiān)測的地表沉降曲線較吻合，表明本文的數(shù)值模擬結果是有效的。

圖4 圍巖豎向位移云圖Fig.4 Vertical displacement nephogram of surrounding rock

圖5 圍巖位移矢量圖Fig.5 Displacement arrows diagram of surrounding rock

圖6 數(shù)值模擬與現(xiàn)場監(jiān)測的地表沉降曲線對比Fig.6 Comparison of ground settlement curves between calculation and in-situ monitoring

數(shù)值模擬得到的地表沉降最大值為-28.28 mm，現(xiàn)場監(jiān)測的地表沉降最大值為-24.68 mm，而地表沉降預警值為-35.00 mm。因此，數(shù)值模擬和現(xiàn)場監(jiān)測的結果均表明地表沉降在允許范圍之內。

3.2.2 橋樁X 方向變形及位移

數(shù)值模擬與現(xiàn)場監(jiān)測得到的橋樁X 方向變形及位移如圖7 所示。從圖7 可以看出：在橋樁有監(jiān)測位移的部分，數(shù)值模擬結果與監(jiān)測結果相差很小，這也說明本文的數(shù)值模擬結果是可靠的。

圖7 數(shù)值模擬與現(xiàn)場監(jiān)測橋樁X 方向變形對比Fig.7 Comparison of X-deformation of bridge piles between calculation and in-situ monitoring

由于隧道開挖會導致短樁發(fā)生以剛性傾斜為主的變形，而長樁則發(fā)生以撓曲為主的彎曲變形[13]。4 號和5 號橋樁是長樁，隧道開挖后其樁身主要發(fā)生撓曲變形；6 號橋樁是中長樁，隧道開挖后其樁身主要發(fā)生剛性傾斜。受樁側周邊土體向洞內收斂變形和地形偏壓等因素的影響，4 號橋樁在X 方向發(fā)生的位移很小，而5 號和6 號橋樁在X 方向發(fā)生的位移較大。

數(shù)值模擬得到的4～6 號橋樁最大水平位移分別為-1.62，-15.51 和-16.16 mm，現(xiàn)場監(jiān)測的最大水平位移分別為-1.00，-11.20 和-15.10 mm，而橋樁水平位移預警值為20.00 mm，因此，數(shù)值模擬結果和現(xiàn)場監(jiān)測結果表明橋樁水平位移在允許范圍之內。

3.2.3 橋樁Y方向位移

圖8 橋樁的樁身沉降Fig.8 Settlement of bridge piles

由數(shù)值模擬所得z=-16 m 處4～6 號橋樁的樁身沉降如圖8 所示。從圖8 可看出：4～6 號橋樁的樁身沉降沿樁身變化很小，均從樁頂至樁底減小，且樁頂與樁底沉降差很小，在0.30 mm 之內。該沉降差主要是橋樁的彎曲和彈性變形所引起，同時也表明橋樁本身相對周圍土體的軸向剛度很大。數(shù)值模擬得到的4～6號橋樁Y 方向最大位移和橋樁Y 方向位移的現(xiàn)場監(jiān)測值如表3 所示。

表3 數(shù)值模擬和現(xiàn)場監(jiān)測橋樁Y 方向最大位移對比Table 3 Comparison of maximum Y-displacement of bridge piles between calculation and in-situ monitoring mm

從表3 可以看出：橋樁Y 方向位移的數(shù)值模擬結果與現(xiàn)場監(jiān)測結果相差不大，再次證明了數(shù)值模擬的有效性；受樁側周邊土體向洞內收斂變形和地形偏壓等因素的影響，4～6 號橋樁Y 方向位移差異較大；5號和6 號橋樁Y 方向位移較大，且兩者較接近，而4號橋樁Y 方向位移很小。

橋樁沉降預警值為10 mm。由表3 可知：數(shù)值模擬和現(xiàn)場監(jiān)測得出的4～6 號橋樁樁身沉降都小于預警值，表明橋樁沉降值在允許范圍之內。

4 橋樁注漿加固方案優(yōu)化

4.1 不同注漿范圍的方案設計及其分析模型的建立

由數(shù)值模擬和現(xiàn)場監(jiān)測的結果可知：4 號橋樁的水平和豎向位移很小，遠遠小于橋樁位移預警值；5號和6 號橋樁在X 和Y 方向的位移與地表沉降值相對較大，但離相應預警值的上限還較遠，可以通過優(yōu)化注漿方案來降低工程造價。為了研究不同注漿加固方案對橋樁變形的控制效果，設計了3 種注漿范圍的加固方案進行對比：方案1，對橋樁周圍地層不進行注漿加固；方案2，未進行優(yōu)化的注漿方案(即原注漿方案)；方案3，優(yōu)化后的注漿方案(即減小了注漿范圍后的注漿方案)。

圖9 注漿加固模型橫剖面圖Fig.9 Cross-section chart of grouting reinforcement model

圖10 未優(yōu)化與優(yōu)化后的注漿區(qū)域平面圖對比Fig.10 Comparison of grouting reinforcement plane area between unoptimized and optimized

未進行優(yōu)化和減小注漿范圍后的注漿模型橫剖面圖如圖9 所示，其注漿加固范圍對比如圖10 所示。優(yōu)化方案只在X 和Z 方向上減小了原注漿加固范圍，在注漿深度上維持不變，注漿液漿參數(shù)等與原設計均相同。在優(yōu)化的注漿方案中，取消了對4 號橋樁周圍地層的注漿加固，而5 號和6 號橋樁周圍地層注漿范圍分別減小了35.6%和33.4%，4～6 號橋樁周圍地層的注漿區(qū)域總計減小6 218 m3。

通過模擬隧道在3 種不同注漿方案下的施工過程，對隧道開挖后z=-16 m 處的橋樁位移及地表沉降進行對比分析。

4.2 結果分析

4.2.1 地表沉降

3 種注漿方案下隧道開挖后的地表沉降曲線對比如圖11 所示。

圖11 3 種注漿加固方案下地表沉降曲線Fig.11 Ground settlement curves under three schemes of grouting reinforcement

由圖11 可知：橋樁周圍地層不進行注漿加固時，隧道左洞和右洞上方地表沉降的最大值分別為-38.19 mm 和-24.29 mm；按未進行優(yōu)化的方案進行注漿加固后，隧道左洞和右洞上方地表沉降的最大值分別為-28.28 mm 和-15.33 mm；而按優(yōu)化后的方案進行注漿加固，隧道左洞和右洞上方地表沉降的最大值分別為-29.83 mm 和-20.09 mm。

通過對比3 種不同注漿方案的地表沉降曲線可以看出：橋樁周圍地層不進行注漿加固時，隧道開挖引起的地表沉降最大值為-38.19 mm，超過了預警值；按未優(yōu)化的方案進行注漿加固后，地表沉降值顯著減小。由此可見：注漿加固可以有效減小地層變形；而采取優(yōu)化后的加固方案進行注漿，雖然地表沉降值有所增加，但在允許范圍之內。

4.2.2 橋樁X 和Y 方向位移

3 種注漿加固方案下隧道開挖后的橋樁X 方向變形及位移如圖12 所示，橋樁Y 方向最大位移如表4所示。

由圖12 可得：采用不進行注漿加固方案時，4～6號橋樁X 方向位移最大值分別為-16.68，-20.07 和-25.65 mm；采用未進行優(yōu)化的注漿加固方案時，4～6號橋樁 X 方向最大位移分別為-1.62，-15.51 和-16.16 mm；而采用優(yōu)化后的注漿加固方案時，4～6號橋樁X 方向位移最大值分別為-14.13，-17.14 和-18.35 mm。

圖12 3 種注漿加固方案下橋樁X 方向變形Fig.12 X-deformation of bridge piles under three schemes of grouting reinforcement

表4 3 種注漿加固方案下橋樁Y 方向最大位移Table 4 Maximum Y-displacement of bridge piles under three schemes of grouting reinforcement mm

采用未優(yōu)化的注漿加固方案時，4 號橋樁樁身呈撓曲變形，其X 方向位移很??；而未進行注漿加固和注漿優(yōu)化后的方案中，4 號橋樁樁身由撓曲變形變成了剛性傾斜，其X 方向位移較大；5 號橋樁在樁周注漿加固前后的變形方式也發(fā)生了明顯變化。在注漿加固前后橋樁變形方式出現(xiàn)變化的原因是注漿加固改變了土體的強度，從而導致樁體剛度與土體剛度的差值減小。

由圖12 和表4 可知：若橋樁周圍地層不進行注漿加固，則橋樁X 方向位移和Y 方向位移較大，分別超過了橋樁X 方向位移預警值和Y 方向位移預警值，橋梁的穩(wěn)定性得不到保證；當橋樁周圍地層用未優(yōu)化的注漿加固方案進行注漿加固后，橋樁X 方向位移和Y方向位移顯著減小，但加固方案偏于安全，導致工程造價過高；而采取優(yōu)化后的加固方案進行注漿，雖然橋樁X 和Y 方向位移有所增加，但都在允許范圍之內。

5 結論

(1) 由數(shù)值模擬和現(xiàn)場監(jiān)測得到隧道開挖引起的地表沉降和橋樁X 和Y 方向位移基本一致，且都在相應的預警值范圍之內，表明本隧道采用的施工方法和支護措施可以有效保證上部橋梁的安全運營。

(2) 數(shù)值模擬和現(xiàn)場監(jiān)測得到的地表沉降和橋樁X 和Y 方向位移都在相應的預警值范圍內，表明施工過程中地表沉降和橋樁變形沒有超出允許范圍。

(3) 優(yōu)化后的注漿加固方案在有效控制地表沉降和橋樁位移的前提下，減小了注漿范圍，降低了工程造價，是最優(yōu)的注漿加固方案。

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