基于正交试验的大直径盾构下穿高铁桥梁的加固措施优化设计

2023-12-29郭文华丁宇航赵大亮杨乔洪

中南大学学报（自然科学版） 2023年11期

郭文华，丁宇航，赵大亮，杨乔洪

(1. 中南大学土木工程学院，湖南长沙，410075；2. 中铁第五勘察设计院集团有限公司，北京，102600)

2021 年底我国高铁营业里程已达4.0 万km，其中桥梁在我国高速铁路网中的占比较高。随着城市群一体化交通网建设飞速发展，道路、地铁和市政工程等每年以超过20万km的速度增长。我国软土分布广，高铁线网多，行车密度大，运行速度高，日益规模化、网络化的道路、地铁、市政工程等将不可避免地会遇到盾构隧道下穿高铁桥梁。大直径盾构施工对土体一次性开挖面积大，若覆土较浅，则会对周围土体产生更大扰动[1]，使邻近高铁桩基及承台发生较大变形，进一步加剧高铁桥梁上的轨道不平顺。为满足桥上无砟轨道的变形要求和高速列车运行安全舒适性要求，桥墩变形须控制在毫米级[2]。因此，如何采取高效经济合理的土体加固控制措施，确保桥墩变形满足设计要求，就成为大直径盾构下穿运营高铁桥梁施工面临的重要而紧迫的问题。

盾构隧道施工对邻近桩基的影响研究方法主要包括实测分析、解析法、模型试验和数值计算。WANG等[3]结合实际工程的改造方案，通过对盾构隧道施工过程中桥梁变形实测数据进行分析，探讨了大跨度桥梁桩基托换加固后盾构隧道施工对桥桩基的影响。可文海等[4]采用两阶段方法简便地研究了盾构隧道开挖引起的邻近群桩竖向位移。JACOBSZ 等[5]采用离心模型研究了密集干燥沙地中隧道开挖对附近单桩的影响。NG 等[6]进行了一系列三维离心模型试验，研究了双隧道施工对干砂中已有单桩的影响。朱逢斌等[7]通过离心试验与数值分析研究了盾构隧道开挖对邻近桩基的影响，验证了用数值计算的可靠性。LEE[8]通过三维弹塑性数值分析，研究了弱风化岩隧道掘进对隧道上方风化残余土中预先存在的单桩和桩群的影响。YOO[9]根据城市隧道的实际情况，对传统隧道与桩支桥梁之间的相互作用进行了三维数值研究。廖晨等[10]采用有限元数值分析，研究了盾构穿越过程中相邻单桩的位移变化特征。为减小隧道施工对周围土层造成的扰动，严格控制高铁桥墩变形，在隧道开挖之前需对周围土层采取加固保护措施，常用的手段有土体注浆加固、隔离桩防护以及MJS 法加固等。LÜ 等[11]对有无隔离桩加固的盾构施工进行了数值模拟。HUANG等[12]建立了三维有限元模型，分析了盾构隧道施工过程中采用不同深度、不同形状注浆防护墙的桥桩变形情况。王凯等[13]分析了叠落隧道开挖对邻近桥梁变形的影响规律，并对比分析了注浆加固和隔离桩2种保护措施的保护效果。李新星等[14]借助有限元数值分析，模拟了MJS 法不同的加固范围下隧道近距离穿越高架桩基的施工过程。对于土层加固措施参数优化研究，有学者采用简单的定性比较，也有的采用正交试验优化。王国富等[15]结合现场施工条件提出直线形、折线形、曲线形3种隔离桩布局形式，探讨了其对盾构施工中高铁桥梁的变形控制效果，得到最优隔离桩布局。王祖贤等[16]采用数值模拟方法对影响隔离桩防护效果的桩长、距隧道距离、桩径和桩弹模等4个主要因素进行正交试验，并得到隔离桩合理桩长建议值。董金玉等[17]以夯扩挤密碎石桩桩径、桩长和桩间距作为正交试验的控制因素，开展了处理砂土液化动力数值分析。王辉等[18]研究了超前小导管预注浆对大断面地铁隧道开挖引起的地表沉降规律，以小导管投影长度、注浆半径及径向加固范围等参数设计了正交试验，通过极差分析和方差分析得出影响地表沉降的控制参数。综上所述，目前研究者对于盾构隧道下穿桥梁及其加固措施的研究较多，但针对大直径盾构下穿高铁桥梁的研究较少。研究者对土层加固设计参数优化主要仅针对单一加固措施，同时考虑2 种加固措施(如隔离桩及MJS 法加固)的研究极少，有些土层加固设计关键参数还主要靠经验确定。

本文以苏州桐泾路北延工程大直径盾构下穿沪宁高铁32 m 简支箱梁桥为背景，首先采用有限元软件ANSYS 建立了13.76 m 大直径盾构下穿简支箱梁的施工全过程静力分析模型，考虑盾构下穿影响区段土层实际采取的加固设计措施，计算大直径盾构隧道不同施工阶段下邻近桥墩顶部的沉降，并与盾构施工时桥墩顶部现场监测结果进行对比分析。选取隔离桩防护及MJS 法加固中的主要设计参数进行正交试验，经方差分析与显著性检验探寻影响土层加固效果的敏感参数，并对土层加固关键设计参数进行优化，进而提出下穿高速铁路桥梁影响区段土层加固合理设计方法。

1 工程背景

苏州桐泾路北延工程起于西塘河南岸，向南采用隧道盾构段依次下穿山塘河及两岸历史文化建筑物、沪宁高铁、京沪既有铁路、北环快速路，盾构段全长490 m，其中隧道盾构下穿沪宁高铁苏州西特大桥的多跨32 m 简支梁桥区段为关键控制工程，两隧道线间距为32.76 m，隧道净埋深约为10 m。隧道采用泥水平衡盾构机开挖，刀盘直径为13.67 m，施工顺序为先左线后右线，是目前国内最大直径泥水盾构穿越现有运营高铁桥梁。隧道管片是外径13.25 m、内径12.05 m的圆，混凝土等级为C50。桥墩截面长×宽为7 m×3 m，墩高均为2.5 m，承台长×宽×高为9 m×6 m×2 m，承台下群桩的桩径为1 m，桩长约为50 m，桥墩、承台和桩的混凝土等级均为C35。该实际工程在盾构下穿既有铁路桥梁影响区段内采用洞外隔离桩及纵横梁和MJS 法联合加固的防护措施，加固区域为铁路中心线两侧各22.5 m内，如图1所示。隔离桩布置在盾构隧道两侧，桩径为1.0 m，桩间距为1.2 m，桩长为30.0 m，为了加强整体性，在桩顶采用截面宽度为1.2 m、高度为0.8 m的纵横梁将隔离桩连为整体，其中横梁每间隔2个桩设置1个，纵梁在桩顶部沿隧道开挖方向设置。隔离桩和纵横梁均采用C30 钢筋混凝土。同时采用MJS 法对隧道外轮廓以外上下各5 m、左右各1 m 范围内的土体进行加固。

图1 隧道及加固措施与既有桥梁位置关系Fig. 1 Relationship between tunnel and reinforcement measures and existing bridge position

2 盾构下穿邻近高铁桥梁空间分析模型

为研究大直径盾构下穿对邻近高铁桥梁桩基和桥墩变形的影响，建立苏州桐泾路北延工程直径13.67 m盾构下穿沪宁高铁32 m简支箱梁施工全过程的有限元分析模型，如图2(a)所示。土层、盾壳、管片、桥墩、桩基、隔离桩、纵横梁、MJS加固体均采用SOLID45单元模拟，桩-土相互作用采用接触单元TARGE170 和CONTA173 模拟，摩擦因数取为0.3[19]。盾尾空隙及空隙内浆液充填情况简化为一均质、等厚的等代层，亦采用实体单元模拟，通过设置等代层单元的弹性模量随时间变化模拟浆液硬化过程[20]。为方便建模，忽略了隔离桩间净距0.2 m 的影响，见图2(b)。为精确模拟盾构施工的全过程，可考虑的荷载主要有结构自重、掘进面土压力280 kPa(作用于开挖面)、千斤顶推力65 MN(作用于管片)以及注浆压力200 kPa(同时作用于管片和围岩)等，其中，掘进面土压力基于位移反分析法计算而得[21]，对桥墩顶面施加均布面压380 kPa模拟简支梁的重量。通过改变材料刚度和单元生死来模拟土体开挖、施作管片以及注浆等过程。双线盾构隧道均从北向南分步开挖，每一步开挖1.5 m，先左线后右线，施工全过程共分为120个开挖步。

图2 有限元计算分析模型Fig. 2 Finite element calculation and analysis model

土层和MJS 加固体采用本构关系为Drucker-Prager 本构的弹塑性体，其他结构体均为弹性体。数值模型的顶面为自由面，四周和底面约束法向位移。为消除边界约束效应的影响，数值模型的边界面在至3～5倍隧道洞径处选取，所建模型尺寸x×y×z为150 m×80 m×90 m，其中，x为隧道径向长度，y为地层埋深，z为隧道开挖方向长度。承台沿隧道开挖方向的长度为9 m，记为b，取承台沿隧道开挖方向的中间截面，即桥梁纵向中心线截面处为z/b=0，隧道开挖端z坐标为-5b，开挖结束端z坐标为+5b。即考虑从刀盘进入离桥梁中心线-45 m 至越过桥梁中心线+45 m 的盾构下穿高铁桥梁的施工全过程，其中，沿z方向-22.5 m 至+22.5 m区段为土层加固范围。因各土层倾斜幅度较小，可近似将其作为水平土层考虑，同时鉴于土层层数较多，相邻土层的性质和物理力学参数相差不大，对相邻土层进行合并，合并后的土层及MJS加固体的物理力学参数见表1。结构弹性体的物理力学参数见表2。

表1 原土层及MJS加固体物理力学参数Table 1 Physical and mechanical parameters of original soil layer and MJS plus solid

表2 结构弹性体物理力学参数Table 2 Physical and mechanical parameters of structural elastomers

3 数值分析主要计算结果与初步验证

3.1 数值分析主要计算结果

根据上述计算模型，开展了大直径盾构下穿高铁桥梁施工对邻近桥桩和桥墩的静力计算分析，研究盾构下穿对邻近高铁桥梁下部结构的变形影响。图3所示为双线隧道全部开挖完成后各承台下b1桥桩沿x轴水平变形曲线，位移以向右为正。由图3可见：双线隧道外侧承台(26号和28号)下群桩沿桩身水平位移基本对称，在顶部和底部桩身段产生靠近隧道的水平位移，在隧道中心标高附近桩身段产生远离隧道的水平位移。这原因主要是地层竖向压力通常大于水平压力，故支护结构是被“压扁”的，顶部和底部向内收敛，其外侧地层发生松弛，而两侧则向外变形，地层受到挤压，加上支护结构的及时施加，使隧道的“自由变形”较小，故与初始位置相比，隧道两侧最终的变形是向外的。对于双线隧道中间承台(27 号)中排桥桩，整个桩身水平位移明显较小。

图3 各承台下桥桩横向位移Fig. 3 Lateral displacement of bridge piles under each cap

图4(a)所示为左线盾构贯通时桥梁下部结构沉降云图，负值表示下沉。由图4(a)可以看出：隧道开挖后导致邻近桩基下沉，其原因主要是土体被开挖后，隧道周边土体的应力释放，隧道上方土体发生下沉，带动附近的桩基下沉。同一根桥桩沿桩身的沉降量变化不大，距离隧道越近的桥桩的沉降量越大。同一承台、桥墩上不同位置的沉降量略有不同，距离隧道较近的一侧沉降量大一些。图4(b)所示为双线盾构贯通时桥梁下部结构沉降云图，由图4(b)可以看出：双线盾构贯通后，由于27 号墩离左、右线隧道均很近，故其墩顶沉降最大，其值为-0.45 mm。在盾构下穿施工全过程期间，可满足桥上高铁列车正常运营时对墩顶±2 mm的沉降控制要求[22]。

图4 桥梁下部结构沉降云图Fig. 4 Cloud image of bridge substructure settlement

3.2 现场监测数据与理论计算值的对比

为确保大直径盾构下穿运营高铁桥梁时列车运行安全和修正完善理论分析模型，对苏州桐泾路北延工程直径13.67 m 盾构下穿沪宁高铁 32 m简支梁施工全过程进行现场监测，每个桥墩顶部均布置2 个监测点(见图1)。为重点研究盾构下穿到高铁桥梁附近时的影响，仅选取离盾构附近的26～28号桥墩为例进行说明。对于先左线后右线共120个施工阶段，仅选取左线或右线盾构施工到离桥墩附近的某7 个位置(盾构刀盘位置恰好位于z/b=-2.5、-1.5、-0.5、0、0.5、1.5、2.5)处，将14个施工阶段的桥墩变形现场监测结果与数值计算结果进行比较，如图5 所示。由图5 可以看出：1) 左、右线隧道施工时，仅直接相邻的2个桥墩会产生0.2～0.3 mm 的阶段变形，而相对较远的桥墩仅产生0～0.1 mm 的阶段变形。由于中间桥墩离两侧隧道均较近，故中间桥墩在双线隧道施工完成后沉降变形最大，27 号墩顶监测点处模拟计算值为0.43 mm。2) 在左、右线隧道施工且当盾构刀盘前行到桥梁纵轴中心线附近位置时，桥墩累积变形值的增长幅度会更大，亦表明盾构离桥墩位置越近时对桥墩变形的影响越大。3) 沉降变形数值计算值与现场实测数据基本吻合，数值模拟能较好地反映大直径盾构下穿施工对邻近高铁桥墩变形的实际影响。

4 土层加固关键参数正交试验设计

4.1 土层加固关键参数及加固效果评价指标的确定

为控制大直径盾构下穿小跨度桥梁施工时对运营高铁的影响，常通过加固土层或设置隔离桩以减小或阻止盾构施工产生的扰动在土层中的传播，土层加固措施主要有隔离桩防护纵横梁加固或MJS 法加固等。当仅采用隔离桩防护时，在桩顶仍采用截面宽度为1.2 m、高度为0.8 m 的纵横梁将隔离桩连为整体。现有研究表明：隔离桩桩长、桩径、桩隧净距和MJS法的加固区域(宽×高×长)等是影响盾构开挖对桥梁下部结构变形的主要因素[23-24]。由于大直径盾构下穿施工时会对周围土体产生扰动，使邻近桥梁墩台产生沉降和水平变形，进而引起桥上轨道结构附加变形，加剧轨道不平顺，可能影响高速列车的运营安全。同时，TB 10182—2017《公路与市政工程下穿高速铁路技术规程》[22]亦是将桥梁墩台顶部的纵、横向位移及沉降作为关键监测项目，故选取桥墩顶部纵、横向水平位移及沉降作为盾构下穿施工时高铁桥梁受影响程度的评价指标。为评价各种土层加固措施对墩台顶部变形的抑制效果，定义各种加固措施下墩台顶部变形抑制系数η为

式中：d0为无土层加固措施时盾构下穿施工引起墩顶某方向的最大变形；dj为采用第j种土层加固措施时盾构下穿施工引起墩顶相同方向的最大变形。显然，η(0≤η≤1.0)越大，表明加固措施对墩顶变形的抑制效果越好。开展正交试验时，将墩顶变形抑制系数作为各加固措施抑制效果的评价指标。

当土层未采取任何加固措施时，亦开展了大直径盾构下穿沪宁高铁32 m 简支梁施工全过程的模拟计算分析。计算结果表明：在双线盾构施工全部完成后，27 号墩顶最大沉降为8.0 mm，26 号墩顶最大纵向(沿x方向)位移为7.8 mm。在右线盾构刀盘移至-1.5b处的施工阶段，28号墩顶最大横向(沿z方向)位移为1.7 mm。在盾构下穿施工全过程期间，若土层未采取加固措施，则不能满足高铁列车正常运营时的墩顶±2 mm的变形控制要求。为确保盾构下穿施工期间高铁列车的正常运营，在盾构进入铁路影响区段前，必须预先对盾构周边土层采取加固或隔离措施。由于墩顶最大横向位移未超过±2 mm 的变形控制要求，故本文仅选取27号墩顶沉降及26号墩顶纵向水平位移作为盾构下穿施工时高铁桥梁受影响的评价指标。

4.2 正交试验方案设计

正交试验法是用于多因素试验的一种方法，它从全面试验中挑选出部分有代表的点进行试验。采用正交表安排试验，既能使试验点分布得很均匀，又能减少试验次数[25]。根据盾构下穿邻近高铁桥梁空间分析模型，对于隔离桩及纵横梁加固或MJS 法加固分别进行正交试验。每类试验均考虑3个因素，每个因素安排3个水平，因素水平的选择依据工程实际允许的范围确定，选用L9(34)正交表安排数值试验，试验设计如表3～6所示。

表3 隔离桩及纵横梁加固试验因素及水平Table 3 Test factors and levels of isolation pile and vertical and horizontal beam reinforcement

表4 MJS法加固试验因素及水平Table 4 Test factors and levels of MJS method

表5 隔离桩及纵横梁正交试验方案Table 5 Orthogonal test scheme of isolation pile and vertical and horizontal beam reinforcement

表6 MJS法正交试验方案Table 6 Orthogonal test scheme of MJS method

4.3 试验结果分析

按2种土层加固措施正交试验方案，调整隔离桩及纵横梁加固与MJS 法加固的各参数水平，分别得到9个试验方案的中墩(27号)沉降抑制系数与邻近边墩(26 号)纵向位移抑制系数，如图6 所示。由图6 可以看出：在这18 个试验方案中，沉降抑制系数最小值为34%，最大值为86%；纵向位移抑制系数最小值为12%，最大值为89%。总体上看，采用隔离桩及纵横梁加固对沉降的抑制效果比MJS 法的更好，而对纵向水平位移的抑制效果则接近。

图6 正交试验抑制系数计算结果Fig. 6 Calculation results of inhibition coefficient of orthogonal test

对隔离桩及纵横梁加固与MJS 法加固效果分别进行统计学中的方差分析和显著性检验，来鉴别各因素对土层加固效果的影响程度，计算结果如表7所示。由表7可见：隔离桩桩长和加固区域长度是相对敏感因素，隔离桩桩长对沉降、纵向位移抑制系数的影响显著性水平分别为“非常显著”和“较显著”，MJS法加固长度对沉降、纵向位移抑制系数的影响显著性水平分别为“显著”和“较显著”。

表7 隔离桩与MJS法正交试验结果方差分析Table 7 Orthogonal test scheme of isolation pile and MJS method

5 土层加固措施设计优化

5.1 采用单种土层加固措施时控制参数的优化

仅采用隔离桩及纵横梁加固时，由于隔离桩桩长为敏感因素，故隔离桩桩径、桩隧净距、纵横梁截面宽度、高度及布置均与原加固设计图纸保持不变，分别选取9.0、16.6、24.8、30.0、36.0和42.0 m等6种隔离桩桩长对沉降及纵向位移抑制系数进行对比计算分析，主要计算结果如图7所示。由图7可知：本工程隧道底部埋深hd为23.25 m；当桩长不超过30 m(即1.29hd)时，沉降及纵向位移抑制系数均随桩长增加而显著增大；当桩长进一步增大时，位移抑制系数随桩长增大仍会略有增大，但增速明显趋缓；当桩长为1.29hd时，沉降及纵向位移抑制系数分别为0.856和0.843，加固后墩顶沉降及纵向位移最大值分别为1.16 mm 和1.23 mm，已达相对最优控制效果。

仅采用MJS 法加固措施时，由于加固区域长度为敏感因素，故MJS 法加固区域宽度及高度与原加固设计尺寸保持不变，分别选取26、31、36、41、45、50、55 和60 m 等8 种加固长度对沉降及纵向位移抑制系数进行对比分析，主要计算结果如图8 所示。本工程承台宽度b为9.0 m，当MJS法加固长度不超过55 m(即6.11b)时，沉降抑制系数随加固长度增加而显著增大，当加固长度进一步增加时，沉降抑制系数基本趋于稳定；当MJS法加固长度不超过45 m(即5.0b)时，纵向位移抑制系数随加固长度增加而明显增大；当加固长度进一步增加时，纵向位移抑制系数增速亦明显趋缓；当加固长度为6.11b时，沉降及纵向位移抑制系数分别为0.748和0.787，加固后墩顶沉降及纵向位移最大值分别为2.02 mm 和1.66 mm，基本达到高铁列车正常运营时的墩顶变形控制要求。当采用单一土层加固措施时，宜优先选用隔离桩及纵横梁加固措施。

图8 仅MJS法加固时墩顶位移抑制效果Fig. 8 Inhibitory effect of pier top displacement only with MJS method

5.2 采用2种土层加固措施时控制参数的优化

为确保盾构下穿施工期间高铁列车运营的绝对安全，可考虑将桥墩顶纵向位移和沉降控制在±1 mm 以内，建议采用隔离桩及纵横梁和MJS 法联合加固方案。由于隔离桩桩长及MJS 法加固长度为影响加固效果的敏感因素，故隔离桩桩径、桩距隧距离、纵横梁截面尺寸及布置、MJS 法加固宽度、MJS 法加固高度等均与原加固设计尺寸保持不变，主要对隔离桩桩长及MJS 法加固长度等关键设计参数进行优化。

首先选取MJS 法加固长度进行优化，保持隔离桩桩长30 m 不变，分别选取26、31、36、41、45 和50 m 共6 种加固长度对沉降及纵向位移抑制系数进行对比分析，主要计算结果如图9所示。由图9 可知：当加固区域长度不超过41 m(即4.56b)时，位移抑制系数随加固长度增大显著增大；当加固长度进一步增加时，位移抑制系数基本不变。表明当加固区域长度超过4.56b时，对进一步减小墩顶变形的作用十分有限。

图9 墩顶位移抑制效果随MJS法加固长度的变化Fig. 9 Inhibitory effect of pier top displacement varies with length of MJS reinforcement

再对隔离桩桩长进行进一步优化，保持MJS法加固长度为41 m 不变，分别选取9.0、16.6、24.8、30.0、36.0 和42 m 共6 种隔离桩桩长对沉降及纵向位移抑制系数进行对比分析，主要计算结果如图10所示。从图10可见：与加固长度优化时情况相似，当隔离桩桩长不超过1.29hd时，位移抑制系数随桩长增大显著增大；当桩长进一步增加时，位移抑制系数基本不变。表明桩长超过1.29hd时，对进一步减小墩顶变形的作用十分有限。

图10 墩顶位移抑制效果随隔离桩桩长的变化Fig. 10 Inhibitory effect of pier top displacement varies with length of isolated pile

可见，采用隔离桩及纵横梁和MJS 法联合加固时，隔离桩桩长宜选取为1.29hd，MJS法加固长度宜选取为4.56b，此时，对应的沉降及纵向位移抑制系数分别为0.947、0.950，加固后墩顶沉降及纵向位移最大值分别为0.42 mm、0.39 mm。综合考虑下穿施工成本的经济性和土层加固效果，该加固方案整体最优，能确保盾构下穿施工期间桥上高铁列车运行安全性舒适性。