邻近隧道施工既有桥桩变形控制及注浆加固方案优化

凌同华，张胜，李升冉, ，邓杰夫

(1. 长沙理工大学 土木与建筑学院，湖南 长沙，410114；2. 深圳市南山区建设工程质量监督检验站，广东 深圳，518067)

随着我国城市化进程的加速，市政工程的数量不断增加。在繁华地区和一些特定的地段，受地面既有建筑物的影响，一些隧道不得不在已有桥梁桩基附近修建。隧道开挖会对周边土层造成扰动，导致已有桥桩发生变形，从而影响桥梁的运营安全，因此，在隧道施工过程中如何减小对已有桥桩安全性的影响成为工程界十分关注的热点问题。目前，国内外对隧道施工引起既有桥桩变形的研究较多，但大多只采取数值模拟方法对桥桩变形进行预测[1-4]，缺少现场桥桩变形监测资料对预测结果的可靠性进行验证。此外，隧道施工导致地表和桥桩变形的最大允许值在各设计施工规范中也无明确依据，因此，在确保施工安全的前提下探讨隧道地表和桥桩变形的允许值具有重要意义。在桥桩周围地层采用深孔注浆加固已成为控制桥桩变形的一种有效辅助施工措施。注浆加固范围不仅决定了地层加固范围，而且与工程造价有直接关系。若注浆范围过大，则不仅造成浆液浪费，而且也增加了施工量，导致工程造价升高；若注浆范围过小，则达不到预期的加固效果，给桥梁的稳定造成隐患：因此，最优注浆范围的确定是注浆设计中的一个重要环节。目前，国内外对注浆加固原理的研究较深入，但针对具体工程的注浆加固优化研究尚不多见[5-6]。为此，本文作者以深圳市葵坝路隧道下穿高速公路桥梁段施工作为工程背景，采用三维有限差分法研究隧道施工对地表变形以及桥梁桩基变形的影响，以便为隧道施工过程中桥桩变形控制提供依据。此外，通过对原有注浆加固方案进行优化，在有效控制地表沉降和桥桩位移的前提下减小注浆范围，降低工程造价。

1 工程概况

深圳市葵坝路是龙岗区大鹏半岛路网的重要组成部分，葵坝路特长市政隧道是该项目的控制性工程，隧道净宽为10.0 m，净高为5.0 m。葵坝路隧道左右出口洞身与盐坝高速公路相交穿过，隧道下穿高速公路桥梁段的桩号里程为 ZK5+425.3～ZK5+446.3 和YK5+419.6～YK5+440.6，隧道左右线路面标高为16.1～16.4 m，隧道上覆土厚度为7.2～16.4 m，属于浅埋隧道。左线隧道从5 号和6 号桥桩间穿过，右线隧道从4 号和5 号桥桩间穿过，桩隧距离仅为7.5～8.2 m。4～6 号桥桩各有4 根单桩，桩底标高依次为15.37，16.46 和21.86 m。

隧道下穿桥梁段地形存在一定偏压，隧道上覆土层为强风化凝灰岩及第四系覆盖层。围岩稳定性差，一般无自稳能力，容易发生松动变形、小塌方，进而发展成为大塌方，在隧道设计中，将其列为Ⅴ级围岩段，隧道施工引起桥梁破坏的风险很高。为保障施工中高速公路桥梁的安全性和隧道的稳定性，设计中对桥桩周围和地层采取预加固措施，加固方案为：对4～6号桥桩采用深孔注浆加固，对开挖洞室拱顶采用深孔注浆加固和超前小导管加固。隧道下穿高架桥段及注浆加固范围的横剖面如图1 所示。

图1 隧道下穿桥梁段及注浆加固范围的横剖面图Fig.1 Cross-section chart of tunnel under bridge part and grouting reinforcement area

2 计算模型及参数选取

2.1 计算模型的确定

采用有限差分软件 FLAC3D和 Mohr-Coulomb(M-C)屈服准则进行计算，隧道开挖采用荷载释放模拟。三维数值计算模型的宽度X 方向取120 m，高度Y 方向取63 m，长度Z 方向取50 m，整个模型共有39 250 个单元，42 692 个节点。采用位移边界条件，即模型的左右(X 方向)边界、前后(Z 方向)边界和底边界均施加位移约束条件，上边界为自由边界。采用自重应力，桥桩及其上部结构的荷载简化平均分配到各桥桩上，每个桥桩承受4.80 MN 的集中力，集中力作用在桩顶圆心。建立的三维模型及其X，Y 和Z 坐标方向如图2 所示，隧道与桥桩位置关系如图3 所示。

图2 三维数值计算模型Fig.2 3D numerical calculation model

图3 隧道与桥桩的位置关系Fig.3 Relative position of tunnels and bridge piles

围岩、深孔注浆加固、小导管超前加固和二次衬砌采用实体单元模拟，初期支护采用壳结构单元模拟。桥桩采用桩单元模拟，桩单元各节点处的耦合连接弹簧与周围土体的网格相连，可传递桩-土之间的力和变形，因而，桩-土之间的相互作用可通过耦合连接弹簧来实现[7]。耦合连接弹簧包括切向耦合弹簧和法向耦合弹簧，二者能分别模拟桥桩与围岩在切向(平行于桩轴线)和法向(垂直于桩轴线)产生摩擦力的情况。

注浆加固的工程效果是加固围岩。模拟注浆加固围岩的过程如下：先采用有限元软件ANSYS 将该区域单独定义为1 个块体，然后，在FLAC3D中通过提高该块体的抗剪强度参数来模拟围岩注浆加固的效果。

2.2 计算参数的选取

围岩的计算参数主要根据《葵坝路工程地质勘查报告》，结合JTG D70—2004(《公路隧道设计规范》)进行选取。对于围岩深孔注浆加固和小导管超前加固效果采用提高围岩抗剪强度指标的方法来实现。考虑到围岩加固效果受到诸多因素影响，并且目前国内外对于该方面研究较少，为此，利用文献[7-11]中类似工程采用的参数进行模拟。模拟过程中选取的物理力学参数如表1 所示。

3 数值模拟与监测结果对比分析

3.1 桥桩变形监测项目及其预警值

隧道下穿桥梁段采用顶弧侧壁法[12]进行施工，施工中先开挖右洞，然后开挖左洞；右洞掌子面超前左洞掌子面24 m(2 倍洞径)，隧道每循环进尺2 m。

目前，我国隧道施工引起地表沉降和桥桩变形的预警值一般由专家根据相应的规范，再结合已有类似工程制定。为了制定本项目的变形预警值，业主单位邀请了多位专家进行反复论证，最终确定各监测项目的预警值，如表2 所示。当监测数据达到或超过预警值时，必须立即停止施工，通过修正支护参数和变更施工方法以确保桥梁的运营安全。

表1 物理力学参数Table 1 Physico-mechanical parameters

由于监测条件的限制，分别在每根桥桩与地表交界处(代表墩底位移监测处)及该位置以上6 m 处(代表墩顶位移监测处)各布设2 个测点，然后对其X 和Y方向位移进行监测。4～6 号桥墩各有4 根单桩，由于数值模拟和现场监测的结果均表明每号桥墩下4 根桩的变形和位移基本相同，故本文设定由每号桥墩第1根桩所在的断面(z=-16 m)为研究面。

表2 桥桩变形监测项目及其预警值Table 2 Monitoring contents and alarm values of bridge piles deformation mm

3.2 结果分析

3.2.1 地表沉降

根据数值模拟结果，z=-16 m 处的围岩竖向位移云图以及位移矢量图分别如图4 和图5 所示，数值模拟与现场监测的地表沉降曲线对比如图6 所示。

从图4和图5可以看出地层竖向位移的分布规律。从图6 可以看出：受偏压影响，隧道开挖引起的地表沉降曲线表现为2 个大小不对称的沉降槽，左洞上方的地表沉降值比右洞上方的地表沉降值明显偏大，并且左、右洞上方地表沉降最大值发生在各自隧道中心线的上方。数值模拟与现场监测的地表沉降曲线较吻合，表明本文的数值模拟结果是有效的。

图4 围岩竖向位移云图Fig.4 Vertical displacement nephogram of surrounding rock

图5 围岩位移矢量图Fig.5 Displacement arrows diagram of surrounding rock

图6 数值模拟与现场监测的地表沉降曲线对比Fig.6 Comparison of ground settlement curves between calculation and in-situ monitoring

数值模拟得到的地表沉降最大值为-28.28 mm，现场监测的地表沉降最大值为-24.68 mm，而地表沉降预警值为-35.00 mm。因此，数值模拟和现场监测的结果均表明地表沉降在允许范围之内。

3.2.2 桥桩X 方向变形及位移

数值模拟与现场监测得到的桥桩X 方向变形及位移如图7 所示。从图7 可以看出：在桥桩有监测位移的部分，数值模拟结果与监测结果相差很小，这也说明本文的数值模拟结果是可靠的。

图7 数值模拟与现场监测桥桩X 方向变形对比Fig.7 Comparison of X-deformation of bridge piles between calculation and in-situ monitoring

由于隧道开挖会导致短桩发生以刚性倾斜为主的变形，而长桩则发生以挠曲为主的弯曲变形[13]。4 号和5 号桥桩是长桩，隧道开挖后其桩身主要发生挠曲变形；6 号桥桩是中长桩，隧道开挖后其桩身主要发生刚性倾斜。受桩侧周边土体向洞内收敛变形和地形偏压等因素的影响，4 号桥桩在X 方向发生的位移很小，而5 号和6 号桥桩在X 方向发生的位移较大。

数值模拟得到的4～6 号桥桩最大水平位移分别为-1.62，-15.51 和-16.16 mm，现场监测的最大水平位移分别为-1.00，-11.20 和-15.10 mm，而桥桩水平位移预警值为20.00 mm，因此，数值模拟结果和现场监测结果表明桥桩水平位移在允许范围之内。

3.2.3 桥桩Y方向位移

图8 桥桩的桩身沉降Fig.8 Settlement of bridge piles

由数值模拟所得z=-16 m 处4～6 号桥桩的桩身沉降如图8 所示。从图8 可看出：4～6 号桥桩的桩身沉降沿桩身变化很小，均从桩顶至桩底减小，且桩顶与桩底沉降差很小，在0.30 mm 之内。该沉降差主要是桥桩的弯曲和弹性变形所引起，同时也表明桥桩本身相对周围土体的轴向刚度很大。数值模拟得到的4～6号桥桩Y 方向最大位移和桥桩Y 方向位移的现场监测值如表3 所示。

表3 数值模拟和现场监测桥桩Y 方向最大位移对比Table 3 Comparison of maximum Y-displacement of bridge piles between calculation and in-situ monitoring mm

从表3 可以看出：桥桩Y 方向位移的数值模拟结果与现场监测结果相差不大，再次证明了数值模拟的有效性；受桩侧周边土体向洞内收敛变形和地形偏压等因素的影响，4～6 号桥桩Y 方向位移差异较大；5号和6 号桥桩Y 方向位移较大，且两者较接近，而4号桥桩Y 方向位移很小。

桥桩沉降预警值为10 mm。由表3 可知：数值模拟和现场监测得出的4～6 号桥桩桩身沉降都小于预警值，表明桥桩沉降值在允许范围之内。

4 桥桩注浆加固方案优化

4.1 不同注浆范围的方案设计及其分析模型的建立

由数值模拟和现场监测的结果可知：4 号桥桩的水平和竖向位移很小，远远小于桥桩位移预警值；5号和6 号桥桩在X 和Y 方向的位移与地表沉降值相对较大，但离相应预警值的上限还较远，可以通过优化注浆方案来降低工程造价。为了研究不同注浆加固方案对桥桩变形的控制效果，设计了3 种注浆范围的加固方案进行对比：方案1，对桥桩周围地层不进行注浆加固；方案2，未进行优化的注浆方案(即原注浆方案)；方案3，优化后的注浆方案(即减小了注浆范围后的注浆方案)。

图9 注浆加固模型横剖面图Fig.9 Cross-section chart of grouting reinforcement model

图10 未优化与优化后的注浆区域平面图对比Fig.10 Comparison of grouting reinforcement plane area between unoptimized and optimized

未进行优化和减小注浆范围后的注浆模型横剖面图如图9 所示，其注浆加固范围对比如图10 所示。优化方案只在X 和Z 方向上减小了原注浆加固范围，在注浆深度上维持不变，注浆液浆参数等与原设计均相同。在优化的注浆方案中，取消了对4 号桥桩周围地层的注浆加固，而5 号和6 号桥桩周围地层注浆范围分别减小了35.6%和33.4%，4～6 号桥桩周围地层的注浆区域总计减小6 218 m3。

通过模拟隧道在3 种不同注浆方案下的施工过程，对隧道开挖后z=-16 m 处的桥桩位移及地表沉降进行对比分析。

4.2 结果分析

4.2.1 地表沉降

3 种注浆方案下隧道开挖后的地表沉降曲线对比如图11 所示。

图11 3 种注浆加固方案下地表沉降曲线Fig.11 Ground settlement curves under three schemes of grouting reinforcement

由图11 可知：桥桩周围地层不进行注浆加固时，隧道左洞和右洞上方地表沉降的最大值分别为-38.19 mm 和-24.29 mm；按未进行优化的方案进行注浆加固后，隧道左洞和右洞上方地表沉降的最大值分别为-28.28 mm 和-15.33 mm；而按优化后的方案进行注浆加固，隧道左洞和右洞上方地表沉降的最大值分别为-29.83 mm 和-20.09 mm。

通过对比3 种不同注浆方案的地表沉降曲线可以看出：桥桩周围地层不进行注浆加固时，隧道开挖引起的地表沉降最大值为-38.19 mm，超过了预警值；按未优化的方案进行注浆加固后，地表沉降值显著减小。由此可见：注浆加固可以有效减小地层变形；而采取优化后的加固方案进行注浆，虽然地表沉降值有所增加，但在允许范围之内。

4.2.2 桥桩X 和Y 方向位移

3 种注浆加固方案下隧道开挖后的桥桩X 方向变形及位移如图12 所示，桥桩Y 方向最大位移如表4所示。

由图12 可得：采用不进行注浆加固方案时，4～6号桥桩X 方向位移最大值分别为-16.68，-20.07 和-25.65 mm；采用未进行优化的注浆加固方案时，4～6号桥桩 X 方向最大位移分别为-1.62，-15.51 和-16.16 mm；而采用优化后的注浆加固方案时，4～6号桥桩X 方向位移最大值分别为-14.13，-17.14 和-18.35 mm。

图12 3 种注浆加固方案下桥桩X 方向变形Fig.12 X-deformation of bridge piles under three schemes of grouting reinforcement

表4 3 种注浆加固方案下桥桩Y 方向最大位移Table 4 Maximum Y-displacement of bridge piles under three schemes of grouting reinforcement mm

采用未优化的注浆加固方案时，4 号桥桩桩身呈挠曲变形，其X 方向位移很小；而未进行注浆加固和注浆优化后的方案中，4 号桥桩桩身由挠曲变形变成了刚性倾斜，其X 方向位移较大；5 号桥桩在桩周注浆加固前后的变形方式也发生了明显变化。在注浆加固前后桥桩变形方式出现变化的原因是注浆加固改变了土体的强度，从而导致桩体刚度与土体刚度的差值减小。

由图12 和表4 可知：若桥桩周围地层不进行注浆加固，则桥桩X 方向位移和Y 方向位移较大，分别超过了桥桩X 方向位移预警值和Y 方向位移预警值，桥梁的稳定性得不到保证；当桥桩周围地层用未优化的注浆加固方案进行注浆加固后，桥桩X 方向位移和Y方向位移显著减小，但加固方案偏于安全，导致工程造价过高；而采取优化后的加固方案进行注浆，虽然桥桩X 和Y 方向位移有所增加，但都在允许范围之内。

5 结论

(1) 由数值模拟和现场监测得到隧道开挖引起的地表沉降和桥桩X 和Y 方向位移基本一致，且都在相应的预警值范围之内，表明本隧道采用的施工方法和支护措施可以有效保证上部桥梁的安全运营。

(2) 数值模拟和现场监测得到的地表沉降和桥桩X 和Y 方向位移都在相应的预警值范围内，表明施工过程中地表沉降和桥桩变形没有超出允许范围。

(3) 优化后的注浆加固方案在有效控制地表沉降和桥桩位移的前提下，减小了注浆范围，降低了工程造价，是最优的注浆加固方案。

[1] Chen L T, Poulos H G, Loganathan N. Pile responses caused by tunneling[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 1999, 125(3): 207-215.

[2] Lee G T K, Ng C W W. Effects of advancing open face tunneling on an existing loaded pile[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 2005, 131(2): 193-201.

[3] 李兆平, 汪挺, 项彦勇, 等. 北京地铁工程邻近桥桩施工风险评估及控制对策探讨[J]. 岩土力学, 2008, 29(7): 1837-1842.LI Zhaoping, WANG Ting, XIANG Yanyong, et al. A study on risk grade classification method and disposal measures for adjacent bridge piles in Beijing metro engineering[J]. Rock and Soil Mechanics, 2008, 29(7): 1837-1842.

[4] 柳厚祥, 方风华, 李宁, 等. 地铁隧道施工诱发桩基变形的数值仿真分析[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2007, 38(4):771-777.LIU Houxiang, FANG Fenghua, LI Ning, et al. Numerical simulation analysis of deformation of pile foundation due to urban metro tunneling construction[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2007, 38(4): 771-777.

[5] 黄树炉. 砂卵石地层浅埋暗挖隧道近桥桩施工注浆加固技术研究[D]. 北京: 北京交通大学土木建筑工程学院, 2007:20-39.HUANG Shulu. Research of grouting consolidation technology in sandy gravel ground by undercutting under shallow cover tunnel near bridge pile[D]. Beijing: Beijing Jiaotong University.School of Civil Engineering, 2007: 20-39.

[6] 张强. 开挖卸荷下既有地铁隧道的竖向变形及其控制研究[D].北京: 北京交通大学土木建筑工程学院, 2012: 103-149.ZHANG Qiang. Influence and control on vertical deformation of an underlying tunnel due to excavation-induced unloading[D].Beijing: Beijing Jiaotong University. School of Civil Engineering, 2012: 103-149.

[7] 罗文林, 刘赪炜, 韩煊. 隧道开挖对桩基工程影响的数值分析[J]. 岩土力学, 2007, 28(增刊): 403-407.LUO Wenlin, LIU Chengwei, HAN Xuan. Numerical simulation of behavior of piled foundation influenced by tunneling[J]. Rock and Soil Mechanics, 2007, 28(Supp): 403-407.

[8] 苏洁. 浅埋暗挖法隧道施工对邻近桩基的影响及其控制[D].北京: 北京交通大学土木建筑工程学院, 2009: 64-78.SU Jie. Effect and control of neighboring pile with shallow tunnel construction[D]. Beijing: Beijing Jiaotong University.School of Civil Engineering, 2009: 64-78.

[9] 丁茂瑞. 新建隧道爆破开挖对既有桥梁安全的动力影响分析[J]. 中外公路, 2011, 31(1): 165-169.DING Maorui. Dynamic impact analysis of blasting for excavation of a new tunnel on an existing bridge safety[J].Journal of China & Foreign Highway, 2011, 31(1): 165-169.

[10] 高长军, 丁茂瑞, 王琪, 等. 隧道近接施工对既有桥梁稳定性影响的二维模拟研究[J]. 中外公路, 2010, 30(3): 229-233.GAO Changjun, DING Maorui, WANG Qi, et al. 2D numerical simulation under stability influence of the adjacent tunneling on an existing bridge[J]. Journal of China & Foreign Highway, 2010,30(3): 229-233.

[11] 李力. 粉细砂地层注浆管棚作用机理及在暗挖隧道施工中的应用[D]. 北京: 北京交通大学土木建筑工程学院, 2007:62-75.LI Li. The mechanism of grouting pipe roof in fine silt and application in shallow buried tunnelling[D]. Beijing: Beijing Jiaotong University. School of Civil Engineering, 2007: 62-75.

[12] 高长军. 顶弧侧壁法及其在隧道洞口段施工中的应用[J]. 中外公路, 2010, 30(2): 188-191.GAO Changjun. Roof arc and lateral wall method and its application in tunnel portal construction[J]. Journal of China &Foreign Highway, 2010, 30(2): 188-191.

[13] 李宁, 王柱, 韩煊, 等. 地铁开挖对上部桩基变形的影响研究[J]. 土木工程学报, 2006, 39(10): 107-111.LI Ning, WANG Zhu, HAN Xuan, et al. Numerical study on subway tunneling-induced pile-foundation deformations[J].China Civil Engineering Journal, 2006, 39(10): 107-111.