宋福貴,王炳龍,黃大維,張 超,李培妍
(同濟(jì)大學(xué) 道路與交通工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,上海 200092)
隨著城市建設(shè)的發(fā)展,越來(lái)越多的樁基礎(chǔ)工程出現(xiàn)在城市建(構(gòu))筑物密集區(qū),樁基礎(chǔ)施工對(duì)臨近建筑物的影響日益引起人們的重視[1]。近年來(lái)對(duì)樁施工過(guò)程中的擠土效應(yīng)進(jìn)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(dāng)前應(yīng)用還比較少,因此,這方面的研究更是匱乏。鋼套管在下壓過(guò)程中類似管樁的施工,其相對(duì)實(shí)心樁在下壓過(guò)程中有部分土進(jìn)入管內(nèi),擠土效應(yīng)更不明顯,因此,對(duì)臨近既有建筑設(shè)施影響相對(duì)較小[5]。鋼套管起到了分離套管內(nèi)外土體的作用,在套管內(nèi)進(jìn)行取土與混凝土灌注施工時(shí)幾乎對(duì)套管外土體不產(chǎn)生影響,故此過(guò)程對(duì)臨近套管的既有建筑設(shè)施幾乎不產(chǎn)生影響。同時(shí)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(duì)實(shí)心樁對(duì)周圍既有建筑設(shè)施的影響要小,但在距離周圍建筑設(shè)施特別近,以及周圍建筑設(shè)施保護(hù)要求較高時(shí),其施工影響仍然不容忽視,應(yīng)引起足夠的重視。本文結(jié)合工程實(shí)例就鋼套管鉆孔灌注群樁施工過(guò)程中的擠土效應(yīng)進(jìn)行了定量分析計(jì)算,在此基礎(chǔ)上分析了樁不同的施工順序?qū)扔卸鄺l盾構(gòu)隧道影響。
新建滬杭鐵路客運(yùn)專線工程在 DK5+250~ DK5+450 段,從上海軌道交通9 號(hào)線中春路站-九亭站區(qū)間盾構(gòu)隧道上部通過(guò),客運(yùn)專線與軌道交通9 號(hào)線呈87°交叉,兩線的平面圖如圖1 所示。由于虹橋機(jī)場(chǎng)凈空區(qū)要求及線路縱坡限制等因素,設(shè)計(jì)時(shí)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(jīng)濟(jì)等因素,鋼套管設(shè)計(jì)深度為盾構(gòu)隧道底端以下3 m。
圖1 客運(yùn)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(shì)平坦開(kāi)闊。地下水水位埋深約0.5~2.0 m。典型的地質(zhì)剖面情況如圖2所示。
圖2 地質(zhì)剖面圖 Fig.2 Geological profile
本工程的特點(diǎn)是灌注樁距離既有盾構(gòu)隧道特別近,樁外側(cè)距盾構(gòu)隧道外側(cè)僅1.5 m。將要施工的鉆孔灌注樁穿插于3 條既有盾構(gòu)隧道之間,故面臨多保護(hù)對(duì)象。工程難點(diǎn)在于合理選擇鋼套管鉆孔灌注樁的施工順序,以減小對(duì)既有多條盾構(gòu)隧道的影響。
本文欲通過(guò)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?qū)扔卸軜?gòu)隧道的影響。首先需確定相應(yīng)的參數(shù),即通過(guò)受力分析確定鋼套管施工到不同深度時(shí)對(duì)應(yīng)產(chǎn)生的土體膨脹率。
按鋼套管旋壓過(guò)程中是否產(chǎn)生閉塞效應(yīng),土體膨脹率的計(jì)算可分為兩種情況討論。第1 種情況為:在發(fā)生閉塞效應(yīng)之前,可認(rèn)為土體的膨脹率全部由套管壁擠壓土體而產(chǎn)生,即僅與套管壁厚有關(guān)。第2 種情況為:在發(fā)生閉塞效用之后,認(rèn)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(yīng)發(fā)生的臨界深度,因此,需對(duì)土塞柱的受力進(jìn)行分析,分析不同深度時(shí)土塞柱底端受到的豎向應(yīng)力與土柱底端相應(yīng)的土體承載力的大小關(guān)系。杜來(lái)斌[6]對(duì)PHC 管樁靜壓過(guò)程中土塞柱的受力進(jìn)行了推導(dǎo),但并沒(méi)有考慮套管邊旋轉(zhuǎn)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(fā)生剪斷破壞而分兩種情況分析。在土塞柱沒(méi)有被剪斷的情況下,考慮套管旋轉(zhuǎn)下壓(設(shè)旋轉(zhuǎn)速度與下壓速度之比為α )和穿越不同土層的因素,對(duì)微單元進(jìn)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(jiǎn)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(shè) P1為計(jì)算目標(biāo)土層以上土塞柱受到的豎向應(yīng)力,設(shè)計(jì)算目標(biāo)土層的層頂 z= 0。即當(dāng) z= 0時(shí), p = P1,故:
可得
代入式(4)簡(jiǎn)化后得
式中:p 為深度z 處的豎向壓應(yīng)力(kPa);A 為套管內(nèi)徑的截面積(m2);U 為套管內(nèi)壁周長(zhǎng)(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(nèi)徑與壁厚之和(m);z 為計(jì)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(chǎn)生的剪切扭矩也隨之增大。當(dāng)剪切扭矩大于土柱自身的抗剪扭矩時(shí),土柱將被剪斷,繼而土塞柱將隨鋼套管同速旋轉(zhuǎn),即土塞柱與鋼套管將相對(duì)靜止。為了準(zhǔn)確地判斷土塞柱在不同情況下受到的豎向應(yīng)力,需要分析土塞柱發(fā)生剪斷破壞的臨界情況。故需分析比較不同深度時(shí)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(fā)生剪切破壞的情況下,受到的剪切扭矩可通過(guò)對(duì)土塞柱與套管壁之間的摩擦進(jìn)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(shè) M1為計(jì)算目標(biāo)土層以上土柱受到的剪切扭矩,設(shè)計(jì)算目標(biāo)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(qiáng)度可以用極限剪切扭矩M抗來(lái)表示,如圖4 所示,箭頭表示其所受到的剪應(yīng)力,其計(jì)算公式如下:
圖4 土塞柱抗剪扭矩計(jì)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(yīng)力。
將式(7)計(jì)算得到的壓應(yīng)力p 代入式(12)中的σ 即可得對(duì)應(yīng)土塞柱截面的抗剪扭矩,即
當(dāng)M剪=M抗時(shí),對(duì)應(yīng)的z 即為土塞柱發(fā)生剪斷破壞的臨界深度。當(dāng)深度大于z 值時(shí),土塞柱將被剪斷,由前面的方法重新對(duì)微單元體的受力分析可得
其中:
對(duì)于本工程,經(jīng)計(jì)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?yàn)樵阡撎坠苄龎褐?,要人工挖? m 左右進(jìn)行埋設(shè)定位護(hù)桶,故前段區(qū)域沒(méi)有受力曲線。由圖可知,鋼套管在旋進(jìn)深度為7.5 m 時(shí)土塞柱即被剪斷。
利用式(7)、(14)分別計(jì)算出不同深度土塞柱底端受到的豎向壓應(yīng)力,同時(shí)利用經(jīng)典的地基承載力理論計(jì)算出土柱底端相應(yīng)土層的承載力。結(jié)果如圖6 所示。
由圖可知,③1層土質(zhì)相對(duì)較差,因此,圖中土體承載力曲線在③1層出現(xiàn)急劇變小的情況。前面計(jì)算已知,土塞柱發(fā)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(nèi),土塞柱底端受到的豎向壓應(yīng)力曲線應(yīng)為式(7)計(jì)算的曲線部分。而在深度超過(guò)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(yīng)力曲線應(yīng)為式(14)計(jì)算的曲線部分。因此,土塞柱底端受到的真實(shí)豎向壓應(yīng)力為圖6 中空心點(diǎn)連線的曲線所示。土塞柱底端受到的真實(shí)豎向壓應(yīng)力曲線與土體承載力曲線在深度為12.86 m 處產(chǎn)生交點(diǎn),在該交點(diǎn)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(yīng)發(fā)生的臨界深度值為12.86 m,用H臨界表示。
圖6 土塞柱發(fā)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(yīng)發(fā)生的臨界深度值后,即可以此為分界,分別計(jì)算套管旋壓過(guò)程中產(chǎn)生的土體膨脹率。當(dāng)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(dāng)旋壓深度大于H臨界后,開(kāi)始產(chǎn)生閉塞效應(yīng)。但鋼套管在繼續(xù)下壓的過(guò)程中并非完全閉塞,即土塞增長(zhǎng)率[7]并不等于0,而是介于0~1 之間。因?yàn)殡S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(yīng)力與土體承載力一直保持動(dòng)態(tài)平衡,故土塞柱底端受到的豎向壓應(yīng)力也將不斷變大,所以土塞柱仍然在相對(duì)鋼套管緩慢地上升。為了較準(zhǔn)確地計(jì)算因土塞效應(yīng)產(chǎn)生的土體膨脹率,可將此過(guò)程分為多段,分析計(jì)算每小段的土體膨脹率,以更接近套管旋壓到不同深度時(shí)的瞬時(shí)土體膨脹率。在此例中,可分4 段計(jì)算,計(jì)算如圖8 所示。
圖8 分段計(jì)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(jì)算為例,設(shè)H2為套管的旋入深度,h2為土柱的增長(zhǎng)高度,故因土塞效應(yīng)產(chǎn)生的膨脹率計(jì)算為 同理可計(jì)算其他小段的土體膨脹率值。各段的計(jì)算結(jié)果如表1 所示。
表1 因土塞效應(yīng)產(chǎn)生的土體膨脹率計(jì)算表 Table 1 Calculation table of soil expansibility caused by plugging effect
在此過(guò)程中,因套管壁作用產(chǎn)生的土體膨脹為εν1,因土塞效用產(chǎn)生的土體膨脹為 εν2。故該發(fā)生土塞效用后產(chǎn)生的總土體膨脹率為 εν= εν1+ εν2。
通過(guò)上述分析,鋼套管旋壓過(guò)程中引起的土體膨脹率可通過(guò)計(jì)算獲得。將樁等效為連續(xù)墻體[8],土體膨脹率也進(jìn)行相應(yīng)的等效(樁橫截面面積與以樁直徑為寬、樁心距為長(zhǎng)的矩形面積之比,乘上實(shí)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(guò)二維plaxis 計(jì)算分析施工順序的不同對(duì)盾構(gòu)隧道的影響。
樁不同的施工順序?qū)Χ軜?gòu)隧道的影響主要體現(xiàn)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(huì)加劇[9-10]。對(duì)于沿盾構(gòu)隧道縱向的排樁,若采用先兩邊后中間的施工順序,兩側(cè)先施工樁的遮簾作用將迫使土體沿盾構(gòu)隧道的橫向產(chǎn)生較大的擠壓作用,不利于盾構(gòu)隧道的位移、變形控制。而先中間、后兩邊的施工順序,產(chǎn)生的土體擠壓作用將主要沿盾構(gòu)隧道縱向發(fā)展,從而有利于盾構(gòu)隧道的位移、變形控制。因此,在沿盾構(gòu)隧道縱向的排樁采用先中間后兩邊的施工順序。
對(duì)于盾構(gòu)隧道橫向的排樁施工,因?yàn)樯婕? 條盾構(gòu)隧道的位移、變形控制,存在顧此失彼的困難,權(quán)衡樁不同施工順序?qū)Χ軜?gòu)隧道的影響相對(duì)復(fù)雜,因此,采用plaxis 進(jìn)行模擬,計(jì)算分析不同施工順序下各盾構(gòu)隧道的變形情況。在此選取其中5 種典型的施工順序進(jìn)行分析討論。經(jīng)模擬計(jì)算可知,盾構(gòu)隧道在樁不同的施工順序下產(chǎn)生的收斂變形都在3 mm 以內(nèi),完全能夠滿足要求。5 種典型的施工順序下盾構(gòu)隧道水平及垂向位移情況如圖9 所示(其中樁編號(hào)如圖2 所示)。
通過(guò)以上5 種典型施工順序下盾構(gòu)隧道的水平及垂向位移情況可知:(1)盾構(gòu)隧道因樁的擠土作用而產(chǎn)生的水平位移一般較垂向位移要大。(2)盾構(gòu)隧道同一側(cè)先施工的樁越多,則累計(jì)產(chǎn)生的水平位移和垂向位移越大。(3)臨近盾構(gòu)隧道兩側(cè)都已施工樁后,該盾構(gòu)隧道的水平位移和垂向位移將收斂。后續(xù)樁的施工對(duì)盾構(gòu)隧道影響較小。但若采用兩側(cè)對(duì)稱施工樁的順序,盾構(gòu)隧道將產(chǎn)生較大的垂向位移。如施工順序?yàn)?→4→2→3 時(shí)盾構(gòu)隧道2的垂向位移較大。(4)施工樁距離盾構(gòu)隧道越近,盾構(gòu)隧道產(chǎn)生的水平位移和垂向位移越大。若盾構(gòu)隧道一側(cè)已施工樁,則盾構(gòu)隧道另一側(cè)施工樁時(shí)將抵消一部分水平位移,且距離盾構(gòu)隧道距離越近抵消幅度越大,但盾構(gòu)隧道垂向位移將因另一側(cè)施工樁而增大。
表2 為5 種樁施工順序下盾構(gòu)隧道產(chǎn)生的最大位移情況??芍獦对诙軜?gòu)隧道的橫向采用1→3→4→2 的跳打施工順序時(shí),盾構(gòu)隧道的水平、垂向位移全能滿足極限位移要求(10 mm 以內(nèi)),且相對(duì)其他施工順序,采用該順序?qū)Χ軜?gòu)隧道的影響相對(duì)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(yùn)專線上跨上海軌道交通9 號(hào)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(shí)通過(guò)以上數(shù)值模擬可知,在多個(gè)保護(hù)對(duì)象的情況下,若各保護(hù)對(duì)象對(duì)位移、變形的要求不同時(shí),可通過(guò)調(diào)整樁的施工順序決定不同位置處的既有建筑設(shè)施位移、變形不同,以滿足其差異要求,從而達(dá)到對(duì)既有建筑設(shè)施個(gè)性化保護(hù)的目的。
根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)可知,不同位置處的變形數(shù)據(jù)如表3 所示。
表3 現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)變形數(shù)據(jù) Table 3 The deformation data of field testing
在盾構(gòu)隧道的最大水平、垂向位移方面,實(shí)際監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)與模擬數(shù)據(jù)基本相符。但在盾構(gòu)隧道自身變形方面,實(shí)際監(jiān)測(cè)得到的最大收斂變形(9.95 mm)相對(duì)模擬計(jì)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(guò)程中將盾構(gòu)隧道管片設(shè)定為了現(xiàn)澆整體結(jié)構(gòu),而實(shí)際管片為螺栓連接。故會(huì)造成模擬計(jì)算得到的收斂變形偏小。(2)因?yàn)楸疚牟捎枚S有限元模擬,需將土體膨脹率在整個(gè)套管樁施工范圍內(nèi)進(jìn)行等效,即將套管樁施工對(duì)隧道的離散集中作用等效為連續(xù)的均布作用,故隧道的變形相對(duì)均勻化。而隧道變形監(jiān)測(cè)點(diǎn)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(jiān)測(cè)值要比計(jì)算值大。
(1)鋼套管旋壓過(guò)程中對(duì)土塞柱受力分析時(shí),應(yīng)充分考慮套管旋轉(zhuǎn)、穿越不同土層的影響。根據(jù)土塞柱是否被剪斷推導(dǎo)對(duì)應(yīng)的計(jì)算式,分析土塞柱的受力情況。
(2)套管旋壓過(guò)程中產(chǎn)生的土體膨脹計(jì)算,應(yīng)按土柱是否產(chǎn)生土塞效應(yīng)而分兩種情況分析,即土塞效應(yīng)發(fā)生前,土體膨脹完全由管壁引起;土塞效應(yīng)發(fā)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(fā)生土塞效應(yīng)后,在鋼套管繼續(xù)旋壓的過(guò)程中,土塞柱并非為完全閉塞,需根據(jù)土塞柱底端受到的豎向應(yīng)力和相應(yīng)的地基承載力分析確定其閉塞程度。
(3)根據(jù)理論計(jì)算得到的土體膨脹率結(jié)合二維plaxis 進(jìn)行數(shù)值模擬分析,得出群樁采用跳打的施工順序時(shí),對(duì)既有多條盾構(gòu)隧道的整體影響相對(duì)較小。同時(shí)在各保護(hù)對(duì)象位移、變形要求不同時(shí),可通過(guò)調(diào)整樁的施工順序達(dá)到個(gè)性化保護(hù)的目的。
(4)實(shí)際的工程監(jiān)測(cè)與計(jì)算模擬結(jié)果在盾構(gòu)隧道的最大水平、垂向位移方面能夠較好地吻合。但在盾構(gòu)隧道的最大收斂變形方面,因二維有限元模擬對(duì)土體膨脹率的均布化等效以及沒(méi)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(shí)際小。因此,后續(xù)研究應(yīng)對(duì)管片收斂變形模擬存在的這一問(wèn)題加以改進(jìn),考慮盾構(gòu)隧道管片整體剛度的合理折減、套管樁施工對(duì)盾構(gòu)隧道作用的集中,以便模擬結(jié)果與工程實(shí)際更為貼近吻合。
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