钢套管灌注群桩施工顺序对多隧道的影响

宋福贵，王炳龙，黄大维，张 超，李培妍

（同济大学 道路与交通工程教育部重点实验室，上海 200092）

随着城市建设的发展，越来越多的桩基础工程出现在城市建（构）筑物密集区，桩基础施工对临近建筑物的影响日益引起人们的重视[1]。近年来对桩施工过程中的挤土效应进行的研究分析[2－4]，基本都是定性研究，缺乏定量化分析。钢套管灌注桩当前应用还比较少，因此，这方面的研究更是匮乏。钢套管在下压过程中类似管桩的施工，其相对实心桩在下压过程中有部分土进入管内，挤土效应更不明显，因此，对临近既有建筑设施影响相对较小[5]。钢套管起到了分离套管内外土体的作用，在套管内进行取土与混凝土灌注施工时几乎对套管外土体不产生影响，故此过程对临近套管的既有建筑设施几乎不产生影响。同时钢套管还起到了防止钻孔灌注桩孔壁坍塌的作用。

虽然钢套管桩相对实心桩对周围既有建筑设施的影响要小，但在距离周围建筑设施特别近，以及周围建筑设施保护要求较高时，其施工影响仍然不容忽视，应引起足够的重视。本文结合工程实例就钢套管钻孔灌注群桩施工过程中的挤土效应进行了定量分析计算，在此基础上分析了桩不同的施工顺序对既有多条盾构隧道影响。

2 工程概况

新建沪杭铁路客运专线工程在 DK5+250～ DK5+450 段，从上海轨道交通9 号线中春路站－九亭站区间盾构隧道上部通过，客运专线与轨道交通9 号线呈87°交叉，两线的平面图如图1 所示。由于虹桥机场净空区要求及线路纵坡限制等因素，设计时采用桩板梁形式跨越方案，其中桩的形式为钢套管钻孔灌注桩。综合考虑安全和经济等因素，钢套管设计深度为盾构隧道底端以下3 m。

图1 客运专线上跨地铁线路平面图 Fig.1 The plan of passenger dedicated line crossing over metro line

工程地处滨海平原，地势平坦开阔。地下水水位埋深约0.5～2.0 m。典型的地质剖面情况如图2所示。

图2 地质剖面图 Fig.2 Geological profile

本工程的特点是灌注桩距离既有盾构隧道特别近，桩外侧距盾构隧道外侧仅1.5 m。将要施工的钻孔灌注桩穿插于3 条既有盾构隧道之间，故面临多保护对象。工程难点在于合理选择钢套管钻孔灌注桩的施工顺序，以减小对既有多条盾构隧道的影响。

3 施工顺序分析

本文欲通过二维plaxis 中土体膨胀的方法模拟分析钢套管不同的施工顺序对既有盾构隧道的影响。首先需确定相应的参数，即通过受力分析确定钢套管施工到不同深度时对应产生的土体膨胀率。

3.1 土体膨胀率的确定

按钢套管旋压过程中是否产生闭塞效应，土体膨胀率的计算可分为两种情况讨论。第1 种情况为：在发生闭塞效应之前，可认为土体的膨胀率全部由套管壁挤压土体而产生，即仅与套管壁厚有关。第2 种情况为：在发生闭塞效用之后，认为土体的膨胀率由套管壁厚和土塞柱的闭塞程度共同决定。

首先需确定土塞效应发生的临界深度，因此，需对土塞柱的受力进行分析，分析不同深度时土塞柱底端受到的竖向应力与土柱底端相应的土体承载力的大小关系。杜来斌[6]对PHC 管桩静压过程中土塞柱的受力进行了推导，但并没有考虑套管边旋转边下压、穿越不同土层等情况。

考虑套管旋压的情况，其受力又要按土塞柱是否发生剪断破坏而分两种情况分析。在土塞柱没有被剪断的情况下，考虑套管旋转下压（设旋转速度与下压速度之比为α ）和穿越不同土层的因素，对微单元进行受力分析，如图3 所示。

图3 钢套管旋压受力分析示意图 Fig.3 The schematic diagram of force analysis of steel sleeves pinning down

其中：

则式（1）简化为

可变形为

故解一阶线性微分方程得

考虑套管穿越不同土层的因素，设 P1为计算目标土层以上土塞柱受到的竖向应力，设计算目标土层的层顶 z= 0。即当 z= 0时， p = P1，故：

可得

代入式（4）简化后得

式中：p 为深度z 处的竖向压应力（kPa）；A 为套管内径的截面积(m2)；U 为套管内壁周长(m)；ac 为土柱与管壁的黏聚力(kPa)；aφ 为土柱与管壁的摩擦角；γ 为土的重度(kN/m3)；E 为土体的变形模量(kPa)；t 为套管的壁厚(m)；ν 为土体的泊松比；1d为管桩的内径与壁厚之和(m)；z 为计算土柱的深度(m)。

随钢套管旋压深度的增加，钢套管与土塞柱之间的摩擦在土塞柱上产生的剪切扭矩也随之增大。当剪切扭矩大于土柱自身的抗剪扭矩时，土柱将被剪断，继而土塞柱将随钢套管同速旋转，即土塞柱与钢套管将相对静止。为了准确地判断土塞柱在不同情况下受到的竖向应力，需要分析土塞柱发生剪断破坏的临界情况。故需分析比较不同深度时土塞柱受到的剪切扭矩和自身抗剪扭矩的大小。土塞柱在未发生剪切破坏的情况下，受到的剪切扭矩可通过对土塞柱与套管壁之间的摩擦进行积分，再乘上土塞柱半径获得，即

式中：d 为土柱的直径。

将式（7）代入式（8）可得

积分可得

考虑不同土层的因素，设 M1为计算目标土层以上土柱受到的剪切扭矩，设计算目标土层的层顶z= 0。因此，土塞柱受到的总剪切扭矩为

土柱的抗剪强度可以用极限剪切扭矩M抗来表示，如图4 所示，箭头表示其所受到的剪应力，其计算公式如下：

图4 土塞柱抗剪扭矩计算示意图 Fig.4 The schematic diagram of resistance shear torque calculation for soil plug

式中：c 为土体的黏聚力；σ 为剪切面所受到的法向应力。

将式（7）计算得到的压应力p 代入式（12）中的σ 即可得对应土塞柱截面的抗剪扭矩，即

当M剪=M抗时，对应的z 即为土塞柱发生剪断破坏的临界深度。当深度大于z 值时，土塞柱将被剪断，由前面的方法重新对微单元体的受力分析可得

其中：

对于本工程，经计算可知，土塞柱的剪切扭矩和抗剪扭矩大小随深度的变化如图5 所示。

图5 土塞柱临界剪切破坏受力分析图 Fig.5 The force analysis of critical shear failure of soil plug

因为在钢套管旋压之前，要人工挖坑2 m 左右进行埋设定位护桶，故前段区域没有受力曲线。由图可知，钢套管在旋进深度为7.5 m 时土塞柱即被剪断。

利用式（7）、（14）分别计算出不同深度土塞柱底端受到的竖向压应力，同时利用经典的地基承载力理论计算出土柱底端相应土层的承载力。结果如图6 所示。

由图可知，③1层土质相对较差，因此，图中土体承载力曲线在③1层出现急剧变小的情况。前面计算已知，土塞柱发生临界剪切破坏的深度为7.5 m，因此，在深度为7.5 m 之内，土塞柱底端受到的竖向压应力曲线应为式（7）计算的曲线部分。而在深度超过7.5 m 以后，土塞柱将被剪断，故土塞柱底端受到的竖向压应力曲线应为式（14）计算的曲线部分。因此，土塞柱底端受到的真实竖向压应力为图6 中空心点连线的曲线所示。土塞柱底端受到的真实竖向压应力曲线与土体承载力曲线在深度为12.86 m 处产生交点，在该交点之后，随深度的增加土塞柱底端受到的竖向力将恒大于地基承载力。故土塞效应发生的临界深度值为12.86 m，用H临界表示。

图6 土塞柱发生临界闭塞受力分析图 Fig.6 The force analysis of critical plugging effect of soil plug

在得到土塞效应发生的临界深度值后，即可以此为分界，分别计算套管旋压过程中产生的土体膨胀率。当钢套管旋压深度小于H临界前，钢套管外土体的膨胀率（如图7 所示）为

图7 套管壁厚引起土体膨胀示意图 Fig.7 The schematic diagram of soil expansion caused by the thickness of casing wall

当旋压深度大于H临界后，开始产生闭塞效应。但钢套管在继续下压的过程中并非完全闭塞，即土塞增长率[7]并不等于0，而是介于0～1 之间。因为随深度的增加，土体承载力也在不断提高，而土塞柱底端受到的竖向压应力与土体承载力一直保持动态平衡，故土塞柱底端受到的竖向压应力也将不断变大，所以土塞柱仍然在相对钢套管缓慢地上升。为了较准确地计算因土塞效应产生的土体膨胀率，可将此过程分为多段，分析计算每小段的土体膨胀率，以更接近套管旋压到不同深度时的瞬时土体膨胀率。在此例中，可分4 段计算，计算如图8 所示。

图8 分段计算土体膨胀率示意图 Fig.8 The schematic diagram of piecewise calculation of soil expansibility

以图中第2 段的计算为例，设H2为套管的旋入深度，h2为土柱的增长高度，故因土塞效应产生的膨胀率计算为 同理可计算其他小段的土体膨胀率值。各段的计算结果如表1 所示。

表1 因土塞效应产生的土体膨胀率计算表 Table 1 Calculation table of soil expansibility caused by plugging effect

在此过程中，因套管壁作用产生的土体膨胀为εν1，因土塞效用产生的土体膨胀为 εν2。故该发生土塞效用后产生的总土体膨胀率为 εν= εν1+ εν2。

3.2 plaxis 数值模拟

通过上述分析，钢套管旋压过程中引起的土体膨胀率可通过计算获得。将桩等效为连续墙体[8]，土体膨胀率也进行相应的等效（桩横截面面积与以桩直径为宽、桩心距为长的矩形面积之比，乘上实际土体膨胀率，即为二维模型中等效的土体膨胀率），即可通过二维plaxis 计算分析施工顺序的不同对盾构隧道的影响。

桩不同的施工顺序对盾构隧道的影响主要体现在先施工的桩具有遮帘作用，迎桩面的挤土位移较背桩面挤土位移要大。已施工桩限制后施工桩引起朝向已压桩方向的水平位移，而竖向隆起量会加剧[9－10]。对于沿盾构隧道纵向的排桩，若采用先两边后中间的施工顺序，两侧先施工桩的遮帘作用将迫使土体沿盾构隧道的横向产生较大的挤压作用，不利于盾构隧道的位移、变形控制。而先中间、后两边的施工顺序，产生的土体挤压作用将主要沿盾构隧道纵向发展，从而有利于盾构隧道的位移、变形控制。因此，在沿盾构隧道纵向的排桩采用先中间后两边的施工顺序。

对于盾构隧道横向的排桩施工，因为涉及3 条盾构隧道的位移、变形控制，存在顾此失彼的困难，权衡桩不同施工顺序对盾构隧道的影响相对复杂，因此，采用plaxis 进行模拟，计算分析不同施工顺序下各盾构隧道的变形情况。在此选取其中5 种典型的施工顺序进行分析讨论。经模拟计算可知，盾构隧道在桩不同的施工顺序下产生的收敛变形都在3 mm 以内，完全能够满足要求。5 种典型的施工顺序下盾构隧道水平及垂向位移情况如图9 所示（其中桩编号如图2 所示）。

通过以上5 种典型施工顺序下盾构隧道的水平及垂向位移情况可知：（1）盾构隧道因桩的挤土作用而产生的水平位移一般较垂向位移要大。（2）盾构隧道同一侧先施工的桩越多，则累计产生的水平位移和垂向位移越大。（3）临近盾构隧道两侧都已施工桩后，该盾构隧道的水平位移和垂向位移将收敛。后续桩的施工对盾构隧道影响较小。但若采用两侧对称施工桩的顺序，盾构隧道将产生较大的垂向位移。如施工顺序为1→4→2→3 时盾构隧道2的垂向位移较大。（4）施工桩距离盾构隧道越近，盾构隧道产生的水平位移和垂向位移越大。若盾构隧道一侧已施工桩，则盾构隧道另一侧施工桩时将抵消一部分水平位移，且距离盾构隧道距离越近抵消幅度越大，但盾构隧道垂向位移将因另一侧施工桩而增大。

表2 为5 种桩施工顺序下盾构隧道产生的最大位移情况。可知桩在盾构隧道的横向采用1→3→4→2 的跳打施工顺序时，盾构隧道的水平、垂向位移全能满足极限位移要求（10 mm 以内），且相对其他施工顺序，采用该顺序对盾构隧道的影响相对最小。

图9 桩不同施工顺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 桩不同施工顺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，沪杭客运专线上跨上海轨道交通9 号线部分钢套管钻孔灌注桩的合理施工顺序如图10 所示。

同时通过以上数值模拟可知，在多个保护对象的情况下，若各保护对象对位移、变形的要求不同时，可通过调整桩的施工顺序决定不同位置处的既有建筑设施位移、变形不同，以满足其差异要求，从而达到对既有建筑设施个性化保护的目的。

4 工程施工效果

根据现场监测数据可知，不同位置处的变形数据如表3 所示。

表3 现场实测变形数据 Table 3 The deformation data of field testing

在盾构隧道的最大水平、垂向位移方面，实际监测数据与模拟数据基本相符。但在盾构隧道自身变形方面，实际监测得到的最大收敛变形（9.95 mm）相对模拟计算得到的收敛变形（1.41 mm）要大很多。分析原因可能为：（1）模拟过程中将盾构隧道管片设定为了现浇整体结构，而实际管片为螺栓连接。故会造成模拟计算得到的收敛变形偏小。（2）因为本文采用二维有限元模拟，需将土体膨胀率在整个套管桩施工范围内进行等效，即将套管桩施工对隧道的离散集中作用等效为连续的均布作用，故隧道的变形相对均匀化。而隧道变形监测点布置在离套管桩最近的位置，即土体膨胀的集中作用部位，因此监测值要比计算值大。

5 结 论

（1）钢套管旋压过程中对土塞柱受力分析时，应充分考虑套管旋转、穿越不同土层的影响。根据土塞柱是否被剪断推导对应的计算式，分析土塞柱的受力情况。

（2）套管旋压过程中产生的土体膨胀计算，应按土柱是否产生土塞效应而分两种情况分析，即土塞效应发生前，土体膨胀完全由管壁引起；土塞效应发生后，则土体膨胀由管壁和土柱闭塞程度二者共同决定。其中发生土塞效应后，在钢套管继续旋压的过程中，土塞柱并非为完全闭塞，需根据土塞柱底端受到的竖向应力和相应的地基承载力分析确定其闭塞程度。

（3）根据理论计算得到的土体膨胀率结合二维plaxis 进行数值模拟分析，得出群桩采用跳打的施工顺序时，对既有多条盾构隧道的整体影响相对较小。同时在各保护对象位移、变形要求不同时，可通过调整桩的施工顺序达到个性化保护的目的。

（4）实际的工程监测与计算模拟结果在盾构隧道的最大水平、垂向位移方面能够较好地吻合。但在盾构隧道的最大收敛变形方面，因二维有限元模拟对土体膨胀率的均布化等效以及没有考虑管片刚度的折减，故在模拟隧道变形方面，最大收敛变形较实际小。因此，后续研究应对管片收敛变形模拟存在的这一问题加以改进，考虑盾构隧道管片整体刚度的合理折减、套管桩施工对盾构隧道作用的集中，以便模拟结果与工程实际更为贴近吻合。

[1] 陈柏坡. 桩基施工对临近建筑物的影响分析[J]. 福建建设科技， 2010， 4： 15－16. CHEN Bai-po. The analysis on the effects of the pile foundation construction on a business-living building[J]. Fujian Construction Science & Technology， 2010， 4： 15－16.

[2] HAGERTY D J， PECK R B. Heave and lateral movements due to pile driving[J]. Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division, ASCE， 1971， 97(11)： 1513－1532.

[3] POULOS H G. Effect of pile driving on adjacent piles in clay[J]. Canadian Geotechnical Journal， 1994， 31(6)： 856－867.

[4] 陈军， 杜守继， 沈水龙， 等. 静压桩挤土对既有隧道的影响及施工措施研究[J]. 土木工程学报， 2011， 44(增刊)： 81－84. CHEN Jun， DU Shou-ji， SHEN Shui-long， et al. Study of effect of jacked piles on tunnel and construction measures[J]. China Civil Engineering Journal， 2011， 44(Supp.)： 81－84.

[5] 刘裕华， 陈征宙， 彭志军， 等. 应用圆孔柱扩张理论对预制管桩的挤土效应分析[J]. 岩土力学， 2007， 28(10)： 2167－2172. LIU Yu-hua， CHEN Zheng-zhou， PENG Zhi-jun， et al. Analysis of pile driving effect of precast tubular pile using cylindrical cavity expansion theory[J]. Rock and Soil Mechanics， 2007， 28(10)： 2167－2172.

[6] 杜来斌. PHC 管桩土塞效应浅析[J]. 工业建筑， 2005， 35(增刊)： 590－612. DU Lai-bin. Brief analysis of plug effect of PHC pipe piles[J]. Industrial Construction， 2005， 35(Supp.)： 590－594， 612.

[7] 谢志专. 静压开口管桩沉桩挤土效应机理研究[硕士学位论文D]. 杭州： 浙江大学， 2011.

[8] 闫静雅. 桩基础全寿命期对邻近已有隧道的影响研究[博士学位论D]. 上海： 同济大学， 2007.

[9] 罗战友. 静压桩挤土效应及施工措施研究[博士学位论文D]. 杭州： 浙江大学， 2004.

[10] 张建新， 鹿群， 吴东云， 等. 基于模型试验的静压群桩引起的土体变形分析[J]. 岩土力学， 2010， 31(4)： 1243－1246. ZHANG Jian-xin， LU Qun， WU Dong-yun， et al. Analysis of soil deformation in jacked pile group based on the model test[J]. Rock and Soil Mechanics， 2010， 31(4)： 1243－1246.