7鉴定技术七：盾构穿越施工对建筑物影响研究

鉴定技术文件之七盾构穿越施工对建筑物影响研究鉴定技术文件之七盾构穿越施工对建筑物影响研究盾构穿越施工对建筑物影响研究1工程概况1.1穿越工程简介本课题主要研究盾构穿越施工对建筑物的影响，选取的穿越工程主要有盾构穿越冶金宾馆（桩基）、盾构穿越经委安监局（条基）及盾构穿越万福桥（条基）。1.1.1盾构穿越冶金宾馆冶金宾馆于98年竣工，竣工图显示：楼层结构为四层砼框架结构，基础类型为独立柱基扩大头端承人工挖孔桩，埋深在8.6～13.08m，绝大多数桩长9～10米，位于隧道正上方3～4米，其中有１根长12.85米的桩位于隧道正上方，距离隧道拱部仅57cm。其重要性等级高，基础荷载大、距洞顶近，隧道位于桩端主要受力层范围，因此盾构安全穿越施工难度较大。图1.1和1.2分别为穿越建筑的西侧和东侧的结构形式，图1.3和1.4为盾构隧道与建筑物桩基的平面和剖面关系示意图，表1.1为冶金宾馆范围线路埋深及冶金宾馆桩基埋深统计表。图1.1穿越的建筑物西侧结构形式图1.2穿越建筑物东侧结构形式图1.3盾构隧道与冶金宾馆平面示意图图1.4冶金宾馆基础结构与隧道剖面关系示意图表1.1冶金宾馆范围线路埋深及冶金宾馆桩基埋深统计表隧道冶金宾馆里程至600长度

(m)轨面标高

(m)拱顶标高

(m)地面标高

(m)线路埋深

(m)桩埋深桩号ZDK8+513.586.52485.1901490.0501503.1313.07999.251-19.6091-29.681-3无1-4ZDK8+520.179.92485.145490.005503.1313.124999.02-19.62-210.052-39.22-4ZDK8+527.372.72485.0958489.9558503.1313.174188.653-19.153-213.083-39.03-4ZDK8+534.565.52485.0466489.9066503.1313.223379.354-18.674-29.654-38.64-4ZDK8+541.758.32484.9974489.8574503.1313.272569.225-19.55-29.355-39.35-4ZDK8+548.8851.12484.9483489.8083503.1313.32179.486-19.46-29.16-3ZDK8+556.143.92484.8991489.7591503.1313.370949.87-19.257-29.357-3ZDK8+563.336.72484.8499489.7099503.1313.420139.358-112.858-29.388-3ZDK8+56832.02484.8178489.6778503.1313.45224条基（2.1m）9a-19a-29a-3ZDK8+570.529.52484.8007489.6607503.1313.469328.859-19.359-29.69-3ZDK8+572.927.12484.7843489.6443503.1313.48572条基(2.1m)9b-19b-29b-31.1.2盾构穿越经委安监局四川经委、安监局办公楼为四川省经济委员会和四川省安监局共用的办公楼，是机关办公用房。四川经委、安监局办公楼为苏式建筑，建于50年代，由于年代久远，经多方查询，无法找到竣工图，通过对建筑物实物调查，楼层结构为四层砖混结构，基础类型，经人工开挖探明，为条型素混凝土基础，基础厚0.4m，宽1.3m，埋深1.3m。地铁1号线盾构隧道左、右线均从四川经委、安监局办公楼下方穿过。四川经委、安监局办公楼建筑如图1.5所示，盾构隧道穿越四川经委、安监局办公楼平面示意图如图1.6所示，条形基础与隧道关系如图1.7所示。图1.5四川经委、安监局办公楼示意图图1.6四川经委、安监局办公楼平面示意图图1.7条形基础与隧道位置关系图1.1.3盾构穿越万福桥万福桥人民北路府河上方，经查阅“成都市城市建设档案馆”馆存资料，万福桥在1996年1月至9月进行了改造，1996年以前的资料没有存档，当时建设单位是成都市府南河综合整治工程指挥部，设计单位是成都市市政工程设计院，施工单位是成都铁路局工程总公司二公司。万福桥改造后桥梁结构为16.8m+16.81m+16.83m三跨预应力空心板简支梁桥，基础是利用原桥梁条形扩大基础，改造前的基础为三层台阶形总厚2.96m，改造时是利用原基础顶面位置进行改造，改造后在河床顶整体做0.2m厚度C15砼护底，桥墩、桥台为整体重力式，桥墩、桥台、台阶形扩大基础改建前的具体数据不详。盾构区间左右隧道从万福桥上游位置正下方穿过，右线隧道处于桥梁人行道位置正下方，左线隧道处于由人民北路往南方向主车道正下方。经计算，从桥面到河床护底位置高度为8.2m，从河床护底到条形扩大基础底面距离为2.96m，条形扩大基础底面到隧顶最近距离为9.485米。盾构隧道穿越万福桥平面示意图如图1.10所示，穿越段剖面图如图1.11、1.12所示。图1.8万福桥图1.9桥墩细部图图1.10盾构隧道穿越万福桥平面示意图图1.11左线隧道与桥梁剖面关系图图1.12右线隧道与桥梁剖面关系图1.2工程地质及水文地质情况1.2.1工程地质由地质详勘报告可知，在冶金宾馆范围内，自上而下的主要土层为<1>人工填筑土，〈2-3〉粉质粘土，<2-8>卵石土，<3-7>卵石土，<4-4>卵石土，<5-1>全风化泥岩，<5-2>强风化泥岩和<5-3>中等风化泥岩，其中盾构隧道主要穿越<3-7-3>密实卵石土。各土层的具体物理力学性质如下：〈1〉人工填筑土（Q4ml）：以杂填土为主，褐灰、灰褐等杂色，松散～稍密，稍湿～潮湿。由碎石、砂土、砖瓦碎块等建筑垃圾组成，其间充填粘粒，表层0.20m为沥青混凝土路面，段内分布于地表，层厚2.0～5.0m。该层土均一性差，多为欠压密土，结构疏松，具强度较低、压缩性高、荷重易变形等特点。〈2-3〉粉质粘土（Q4al）：黄色、灰黄色，含铁锰质结核及少量钙质结核。硬塑～软塑，局部为粘土。段内均有分布，顶板埋深2～2.6m，层厚0～2.90m。根据室内试验，天然含水量ω=23.7～34.1%，平均为29.17%；天然孔隙比e=0.68～0.87，平均为0.79；液性指数IL=0.32～0.94，平均为0.55；天然快剪粘聚力C=24.26～54.88KPa，标准值为41.09KPa；内摩擦角φ=10.98～22.3°,标准值为16.42°；压缩系数a0.1～0.2=0.22～0.31MPa-1，标准值为0.27MPa-1；压缩模量ES=6.02～9.53MPa<2-8>卵石土（Q4al）：黄灰色，黄褐色，中密～密实为主，部分密实，潮湿～饱和。卵石成分主要为中等风化的岩浆岩、变质岩、砂岩等硬质岩组成。磨圆度较好，以亚圆形为主，少量圆形，分选性差，卵石含量65～75%，粒径以30～70mm为主，钻探揭示最大粒径145mm，夹零星漂石，充填物为细砂及圆砾。本层顶板埋深4.85～7.00m，层厚6.70～9.05m。根据超重型动力触探资料，将本层按密实程度分为稍密<2-8-1>、中密<2-8-2>和密实<2-8-3>。本段缺失<2-8-1>层；<2-8-2>层平均校正击数N63.5’＝18.47～22.62(击/10cm)；<<3-7>卵石土（Q3fgl+al）：褐黄、黄色，以中密～密实为主，饱和。卵石成分主要为中等风化的岩浆岩、变质岩、砂岩等硬质岩组成。磨圆度较好，以亚圆形为主，少量圆形，分选性差，卵石含量60～75%，粒径以30～70mm为主，据钻探揭示，最大粒径150mm，夹零星漂石，充填物为砂及砾石，具弱泥质胶结或微钙质胶结。顶板埋深11.70～13.70m，层厚5.90～8.60m。根据超重型动力触探资料，将本层按密实程度分为稍密<3-7-1>、中密<3-7-2>和密实<3-7-3>，<3-7-1>层平均校正击数N63.5’＝12.09～17.03(击/10cm)；<3-7-2>层平均校正击数N63.5’＝21.19～22.0(击/10cm)；<<4-4>卵石土（Q2fgl+al）：灰色、深灰、兰灰色，以密实为主，部分中密，饱和。卵石成分主要为中等风化的岩浆岩、变质岩、砂岩等硬质岩组成。磨圆度较好，呈园形～亚园形，分选性差。卵石含量65～75%，粒径以30～80mm为主，据钻探揭示，最大粒径280mm，夹零星漂石。充填物主要为为砂及圆砾，具弱泥质胶结或微钙质胶结，局部含腐植质。本层顶板埋深18.40～22.00m<5-1>全风化泥岩（K2g）：红褐、紫红色，粉砂泥质结构，岩芯多呈土状，少量呈碎块状。仅在MZ3-WL-014孔中揭示，层位顶板埋深28.83m，层厚0.87<5-2>强风化泥岩（K2g）：岩质软，岩芯多呈碎块状，砾径为30～80mm。部分呈土状。岩芯碎块手可折断。本层分布不均，部分孔缺失。层位顶板埋深26.80～28.90m，层厚0～0.3m。含水率ω=26.4～34.0%，平均为31.0%；天然密度ρ=2.0～2.2g<5-3>中等风化泥岩（K2g）：岩质较硬，锤击声半哑～较脆。岩芯多呈短柱状，少量长柱状及碎块状。本层顶板埋深27.00～29.70m，此次勘探未揭穿。含水率ω=6.8～13.0%，平均为10.3%；天然密度ρ=2.3～2.5g/cm3，平均为2.4g/cm3；天然饱和抗压强度RSa=3.1～10.0MPa1.2.2水文地质地下水主要有两种类型：一是松散土层孔隙水，二是基岩裂隙水。（1）第四系孔隙潜水第四系孔隙水主要都赋存于全新统（Q4）、上更新统（Q3）和中更新统（Q2）的砂、卵石土中，三层砂卵石层含水极其丰富，形成一个整体含水层，含水层总厚度约26.3～31.7m，为孔隙潜水，局部由于地形和上覆粘性土层控制，具微承压性。本次勘察在附近区间(人民北路站至文武路站)做抽水试验，渗透系数K＝46.22m/d，为强透水层。本区间隧道基本位于该层砂、卵石土中，受地下水影响较大。上部的粘性土层为弱透水层，地下水含量甚微，对工程影响较小。（2）基岩裂隙水基岩裂隙水主要赋存于基岩裂隙中，基岩岩性为泥岩，透水性、富水性较差，水量较小。按照《岩土工程勘察规范》（GB50021-2001），场地内水的腐蚀性评价宜按Ⅱ类环境考虑。经判定地下水及地表水对混凝土及钢筋混凝土结构中的钢筋均无腐蚀性，但对钢结构有弱腐蚀性。1.2.3砂卵石地层特点盾构隧道主要位于穿越砂卵石土层。砂卵石地层是一种典型的力学不稳定地层，颗粒之间的孔隙大，几乎没有粘聚力，颗粒之间点对点传力，地层反应灵敏，盾构周围地层成拱性差。刀盘旋转切削时，地层很容易破坏原来的相对稳定或平衡状态而产生坍塌，引起较大的围岩扰动，使开挖面和洞壁失去稳定，可能使隧道顶部桩基失去承载力，危及上部结构安全。1.3研究目的成都以往没有采用盾构法施工地铁隧道的工程经验，且本地区的地质条件与国内其他采用过盾构法施工的城市有较大区别，具有较强的区域性，在此类地层中进行盾构穿越桩基建筑物施工没有成熟的经验可以借鉴。因此，通过数值模拟手段，结合盾构穿越施工的实际情况，对盾构穿越冶金宾馆桩基础、穿越穿越经委、安监局办公楼和穿越万福桥的浅基础进行较为系统的研究，除能对成都地铁1号线盾构穿越建（构）筑物提供直接技术支持与安全保障外，对成都地铁后续大量的盾构隧道工程在同类地质条件下的穿越建（构）筑物的施工也将提供重要参考，具有较好的借鉴意义。2盾构施工对桩基的影响机理及对策桩基是设置于土中的竖直或倾斜的基础构件或支护结构，它的横断面尺寸比长度小得多。桩的种类繁多，按不同标准可以有许多不同的分类。盾构在市区中施工时不可避免的近邻穿越建筑物基础、构筑物基础、桥梁基础等的垂直受荷桩、基坑围护结构等的水平受荷桩以及其它类型的桩基。本研究主要针对成都地铁1号线盾构穿越冶金宾馆的垂直受荷的竖直桩进行研究，本章主要分析说明盾构对桩基的影响的机理及穿越施工时采取的一般措施。2.1盾构施工对桩基的影响机理桩在承受荷载时的效应表现在变位、桩身内力的变化以及承载力的发挥等方面。加荷方式的不同，桩的反应也不同。盾构隧道附近的桩基，由于受到盾构施工所引起的周围土体移动的作用而受到影响，桩身上受到的荷载是由于土体运动所产生的，属于被动桩的范畴。2.1.1竖向承载桩的基本理论竖向承载桩是将作用于承台的竖向荷载传递到深部土层，以满足上部结构物对于基础的承载力和变形的要求。竖向承载桩可分为单桩和群桩。群桩桩顶与承台相连，承台将荷载传递于各基桩桩顶，形成协调承受上部荷载的承台一桩群一土体系。(1)桩基荷载的传递对于竖向承载桩，当桩还没承受外荷载时，作用在桩身表面上的是水平向的土压力。在竖向荷载的作用下，桩上部受到压缩而产生相对于土的向下位移，与此同时，桩侧表面受到向上的摩阻力。桩身荷载通过发挥出来的摩阻力而传递到桩周土层并向周围扩散，致使桩身荷载和桩身压缩变形随深度递减。在桩土相对位移等于零处，摩阻力为零。随荷载增加，桩身压缩量和位移增大，桩下部的摩阻力也随之调动起来，桩底土层也因受到压缩而产生桩端阻力，并把桩基荷载向周围扩散传递。桩端土层的压缩加大了桩土相对位移，从而使桩身摩阻力进一步发挥出来，当桩身摩阻力全部发挥而达到极限后，如继续施加荷载，其荷载增量将全部由桩端承担，直至达到极限值。由桩基荷载的传递规律可以看出，桩基荷载一般由桩侧摩阻力和桩端阻力共同承担，桩侧摩阻力先于桩端阻力发挥，其中桩端阻力直接传递至桩端持力层，桩侧阻力以剪应力的形式传递给桩周土体并最终扩散分布于桩端持力层,如图2.1所示。(a)轴向受压的桩(b)截面位移(c)摩阻力分布(d)轴力分布图2.1桩土体系荷载传递分析由图看出，任一深度z桩身截面的荷载为：（2.1）竖向位移为：（2.2）由微分段dz的竖向平衡可求得为：（2.3）微分段dz的压缩量为：（2.4）由式（2-3）和式（2-4）得：（2.5）式中A—桩身截面积；—桩身弹性模量；U—桩身周长。式（2.5）就是桩土体系荷载传递分析计算的基本微分方程。通过在桩身埋设应力或位移测试元件，即可求得轴力和侧阻力沿桩身的变化曲线。(2)桩基设计桩基设计实质上就是对桩基的工作性能实行有效控制，以使其符合设计要求。其中地基、桩身的强度和变形是一般设计中最主要的控制参数。关于桩基的设计计算理论，主要有两种类型，一是基于容许应力理论的定值设计方法，一是以概率理论为基础的极限状态设计方法。前者为以往的桩基设计一贯使用，后者为近年来制定的桩基技术规范所采用。在这两种设计理论中，定值设计法是通过控制地基与桩身强度同时又通过限制应力来间接控制地基沉降来进行设计，而极限状态设计法则既需控制地基强度又需限制地基沉降量，两种方法对强度与变形都是分开来考虑的，倒是定值设计法还似乎默认强度与变形间的密切关系。桩基的极限状态可分为两类，即承载力极限状态和正常使用极限状态。承载力极限状态对应于桩基达到最大承载力或整体失稳或发生不适于继续承载的变形:正常使用极限状态对应于桩基达到建筑物正常使用所规定的变形限值或达到耐久性要求的某项限值。我国现行的桩基设计方法多数是按承载力来控制设计，近年来，国内外学者针对承载力控制设计方法存在的弱点，提出和采用了按变形控制设计方法来进行桩基工程设计的方法。(3)桩基的竖向极限承载力桩基础的竖向极限承载力包括两层含义，一是桩基结构自身的极限承载力，二是支承桩基结构的地基土的极限承载力。在通常情况下，桩基承载力由地基土的承载力所制约。影响单桩承载力的主要因素为：桩侧土的性质与土层分布、桩端土层的性质、桩的几何特征、成桩方法等。根据土的物理指标与承载力参数之间的经验关系确定单桩竖向极限承载力标准值时，可按下式计算：（2.6）式中—单桩总极限侧阻力标准值；—单桩总极限端阻力标准值；—桩侧第层土的极限侧阻力标准值；—极限端阻力标准值。单桩的承载力和桩的破坏模式密切相关，在确定单桩的承载力时必须根据桩可能发生的破坏模式来选取相适宜的确定方法。桩的破坏模式主要有桩身的曲折断裂、剪切破坏或压屈破坏和地基土体的整体剪切破坏、刺入破坏或局部剪切破坏。其主要取决于桩周围土的抗剪强度和桩的类型，一般情况下多为地基土体的破坏。单桩竖向承载力的确定方法主要有原型实验法、静力学计算法、原位测试法和经验法。（4）桩基沉降单桩受到竖直向下荷载作用后，发生沉降变形，其沉降量由三部分组成:①桩本身的弹性压缩量；②由于桩侧荷载引起桩端下土体压缩而产生的桩端沉降；③由于桩端荷载引起桩端下土体压缩而产生的桩端沉降。单桩沉降组成不仅与桩的长度、桩与土相对压缩、土的剖面有关，还同荷载水平、荷载持续时间有关。当荷载水平较低时，桩端尚未发生明显的塑性变形且桩周土与桩之间并未发生滑移，这时桩端土体压缩特性可用弹性性能来近似表示；当荷载水平较高时，桩端土将发生明显的塑性变形，导致单桩沉降组成及其特性都发生明显的变化。因此，应根据工程问题的性质以及荷载的特点，选择与之相适应的单桩沉降计算方法与参数。（5）水平承载性能对于竖向承载桩，设计中主要考虑了其竖向承载力和变形，而由于盾构施工的影响，其将受到周围土体水平移动的作用，当这种作用相对较大而不可忽略时，还必须对桩基的水平承载力和水平变位进行验算。与单桩竖向承载力相比，单桩水平承载力问题显得更为复杂。影响水平承载力的因素很多，包括桩的截面刚度、材料强度、桩侧土质条件、桩的入土深度、桩顶约束情况等。对于抗弯性能差的桩，其水平承载力由桩身强度控制，如低配筋率的灌注桩通常是桩身首先出现裂缝，然后断裂破坏;对于抗弯性能好的桩，如钢筋混凝土预制桩和钥桩，桩身虽未断裂，但当桩侧土体显著隆起，或桩顶水平位移大大超过上部结构的允许值时，也应认为桩已达到水平承载力的极限状态。单桩水平承载力的确定方法，大体上有水平静载试验和计算分析两类，宜从桩体水平变位和桩体受力两方面去评价其水平承载力。由于盾构施工而引起桩的内力和变位可以通过桩一土相互作用或桩一土一盾构隧道相互作用的方法来计算确定。2.1.2桩与盾构隧道在横断面上的位置关系由于盾构施工的影响，盾构隧道周围不同位置的土体可能受到不同程度的扰动，产生不同方向和大小的移动。在移动土体的作用下，隧道周围不同位置的桩基将受到不同性质和程度的影响。为方便分析，根据桩轴线与隧道轮廓在水平方向上相对位置的不同以及桩端与隧道轮廓在竖直方向上相对位置的不同分为如下6种桩,如图2.2所示:桩轴线穿过隧道轮廓，桩端位于隧道轮廓顶部范围(图中1号桩)，可简称隧道顶部桩；桩轴线不从隧道轮廓范围穿过，桩端在竖直方向上位于隧道轮廓上方(图中2号桩)，可简称隧道上侧桩；桩轴线不从隧道轮廓范围穿过，桩端在竖直方向上位于隧道轮廓范围(图中3号桩)，可简称隧道中侧桩；桩轴线不从隧道轮廓范围穿过，桩端在竖直方向上位于隧道轮廓下方(图中4号桩)，可简称隧道下侧桩；桩轴线穿过隧道轮廓，桩端位于隧道轮廓范围内(图中5号桩)；桩轴线穿过隧道轮廓，桩端位于隧道轮廓范围的下方(图中6号桩)。对于5，6号桩由于隧道从桩身位置穿过，一般需要基础托换等工程处理措施。下面主要研究1、2、3、4号桩受盾构隧道施工的影响。图2.2隧道与桩位置图盾构隧道的施工使周围不同位置的土体产生了不同大小和方向的位移，不同位置的桩将受到不同的土体作用，从而产生不同的反应,如图2.3所示。为研究方便，可将土体位移以及土对桩的作用分解竖向和水平方向来分别考虑。图2.3不同位置桩及位移矢量图图2.4桩与沉降槽的位置关系对于土体的竖向位移,如图2.4所示，可以分为松动区和非松动区，对于非松动区可认为土体不发生竖向位移，对于松动区则可能发生沉降或隆起位移，但一般为沉降位移。桩1(隧道顶部桩)位于隧道轴线的上方，桩侧和桩底土都发生变位，桩在桩侧、桩底土的位移作用下发生相应的下沉(或上抬)变形。对于桩4，桩端位于非松动区，故则是由于上部(松动区内部分)受到移动土体作用而发生相应的下沉(或上抬)变形。对于桩2和桩3(隧道上侧桩)，它们的情况介于前二者之间，当距离隧道轴较近时，桩端位于松动区内，桩在桩侧、桩底土体的位移作用下发生相应的下沉(或上抬)变形:当距离隧道轴较远时，桩端位于沉降槽下，桩则是由于上部(松动区内部分)受到移动土体作用而发生相应的下沉(或上抬)变形。对于土体的竖向位移，由于盾构掘进引起的土体变形规律可知:在竖向方向上，隧道轴线附近较大，往两侧则减小，特别是往下减少得非常快；在水平方向上主要发生在距隧道轴四倍隧道半径的范围内。因此，当桩距隧道轴的水平距离超过四倍隧道半径时，可以认为其不受盾构隧道施工的影响，在范围内时则考虑其受到盾构隧道施工的影响。对于桩1，其位置土体的水平变位相对较小，可以不考虑其受到土体水平移动的影响。桩2、桩3、桩4当距隧道轴线的水平距离不超过四倍隧道半径时应考虑土体水平变形引起的附加内力和变形。2.1.3盾构各施工阶段对桩基的影响机理盾构施工是一个动态的过程，由于施工中盾构位置的不断变化，沿隧道纵向，盾构与桩的位置关系不断变化，从而对桩产生不断变化的影响。根据盾构施工的特点，一般可把盾构与桩相对位置关系的变化过程分为五个阶段，如图2.5所示，不同的阶段盾构对桩的影响机理和程度等有所不同。图2.5不同推进阶段桩和盾构的位置关系示意图（1）盾构到达桩前(距离较远时):指自盾构隧道开挖面距桩还有相当距离(数十米)的时候开始，直到开挖面到达桩之前的阶段。这阶段主要是由于盾构施工引起水位下降，地层有效压力增加而产生的压缩固结沉降。这种沉降一般是越靠近地表沉降值越大，由于地层的这种不均匀沉降作用，桩发生新的沉降，且会在桩的上部引起负摩阻力，加大了外力作用而减小了桩基的承载力。需对桩的沉降和承载力同时进行检算。（；（4）盾尾脱出时:此时桩位于盾尾间隙处。由于盾尾间隙的存在、浆液的作用、管片的变形、管片漏水等引起地层应力释放或负载、土体有效压力的增加而产生地层竖向和水平的弹塑性变形和压密沉降，进而引起桩的水平位移和竖向位移以及相应的内力.如果盾构从桩下穿过时，由于盾尾间隙的存在，可能会发生剪切破坏，应进行验算；对于隧道两侧桩的桩2,3也可能会因间隙的存在而发生滑动破坏；（5）盾构通过桩后:由于前面各阶段引起的土体扰动等导致的固结和蠕变残余变形沉降，在桩上产生负摩阻力而引起桩的沉降和外力的增大。由以上各阶段的分析可以看出，对于桩基，由于受盾构施工的影响，可能会因周围土体的移动作用而产生新的变形和内力。并且，由于盾构施工时开挖面土体的挖掘和盾尾脱出后间隙的存在，周围土体可能会在桩基的作用下发生坍塌，从而引起桩的极限承载破坏。2.2盾构穿越施工的对策2.2.1盾构对桩基影响程度预测为确定近邻桩基受盾构施工的影响程度以及是否需要采取措施和采取哪些措施，设计中必须对已有桩基进行变形、内力等预测分析，定量掌握其受盾构施工的影响程度。主要有两种预测方法:1)将桩基和地层分开考虑的隔离法；2)将桩基和土层作为一整体考虑的整体分析法。（1）隔离法隔离法的思想是把桩基和地基分开考虑，把地基对桩的作用简化为相应的力或位移施加在桩基上，然后进行求解。可分为力法和位移法。力法是首先通过相应的假定求得因地层移动而在桩上产生的作用力，然后将此力作用在桩上进行求解。此法目前主要应用于盾构掌子面的推力作用引起地层水平移动而对桩产生水平变形和产生相应内力的情况。位移法是首先进行地基变形预测分析，然后将盾构掘进引起的地基变化作为桩基的输入条件进行结构分析。分析中又可根据桩基结构情况分为两种方法:1)将地层的变形作为桩基的变形，主要适用于刚度相对较小的柔性桩；2)给桩施加相当于地层变形而产生的土压力。该方法适用于刚度大，变形受自身刚度影响大的桩。对于此类结构物在进行预测分析时，一般可以将盾构施工时引起的地层变形对桩的影响转化为作用力作用在结构物上，可用地基梁模型来进行分析。（2）整体分析法将土层和结构物作为一整体来进行分析。一般需要用有限元等数值方法来进行计算分析。在分析中，因为存在地层单元和结构物分离的可能性，一般需要在桩基基础和地基、管片衬砌和周围土层之间设定特殊的接触面单元。对于盾构施工工艺影响的模拟，一般要考虑开挖面压力的模拟、盾尾间隙和注浆的模拟、管片衬砌的模拟。对于注浆可以采用下面两种方法来模拟：一是通过调整隧道周边地层释放荷载的大小来反映注浆迟早等注浆参数的影响；一是将注浆开始时间、注浆压力、注浆量等作为地层移动的影响因素，在确定盾尾间隙量时综合反映其影响。盾构施工对桩基的影响是一个动态发展的过程，盾构的位置不同地层的变形情况就不同，用三维模型进行分析比较合适，且在分析时应模拟以下工况：1)盾构开挖面接近桩基时；2)盾构通过桩基时；3)盾尾脱出桩基时。盾构隧道本身的三维模拟已比较复杂困难，再加上桩基结构物，模拟起来就更有难度，对计算机的要求较高，比较费时，目前，仅有采用简单的边界条件或土体模型进行模拟计算的报道，工程实用还有一定的困难。2.2.2积极保护措施积极的保护措施指通过对施工参数的优化来减少对桩基的不利影响。盾构隧道沿线附近的桩基保护，应首先把重点放在积极保护方法上。在施工前，首先根据经验选取施工参数，然后通过对地面变形和对桩基影响的预测，优化选取和本工程相适宜的施工参数；施工时，通过信息化施工，进一步优化施工参数，精心控制地层变形，使其不至于影响周围桩基的正常使用或安全。（1）盾构机型的选择在隧道施工之前，一个首要的问题是选用何种类型的盾构掘进机，这直接影响到施工的安全、经济。盾构掘进机的选择一般需要根据隧道所处土层的地质情况等综合考虑。当盾构隧道需要近邻穿越大量的桩基建筑物、结构物，盾构选型时应对隧道沿线的桩基情况给予考虑。桩基的存在可能影响到隧道掌子面、盾尾间隙的稳定，特别是盾构近距从桩下或桩间穿过时，出于对上部建筑物、结构物保护的考虑，宜选择掌子面稳定机构性能优越、后尾间隙能够尽快充填的盾构机型，即应选择土压平衡盾构、泥水平衡盾构、复合盾构等先进的机型。（2）开挖面稳定的控制为了防止开挖面土体的坍塌破坏，必须在施工时对开挖面进行控制。由于土压平衡掘进模式能够对开挖面提供较大的支撑力，维持开挖面良好的稳定，在通过桩基段时，应采用土压平衡掘进模式来维持开挖面的稳定。本区间隧道施工采用的是德国海瑞克土压平衡式盾构。对于土压式盾构，主要是通过土舱内开挖土体的塑流化控制和土仓内的土压力控制来实现开挖面的稳定。为此，必须使刀具切下的土砂呈塑性流动，充满于土仓内以控制开挖面稳定；能够用螺旋输送机和排土调整装置来调整排土，使之与切削土量保持平衡，并使土室内的土砂有一定压力，以抵抗开挖面的土压力、水压力；能够用土室内和螺旋输送机内的土砂获得止水效果。前者是将所开挖土体的流动性加以改良达到能够用螺旋输送机调节开挖土量的一种控制，后者是采用螺旋输送机调节挖取土量而保持一定泥土压力的控制。当仅通过刀盘切削、搅拌，所开挖土体的流动性不能满足要求时，可通过添加水、泡沫、以粘土或膨润土为主的制泥材料等外加剂来改善开挖土砂的塑性流动性和止水性能，使之能够通过螺旋输送机来调节开挖土量。一般应先根据地质勘查等资料所进行的计算和有关试验来确定外加剂的物理性质和注入率，然后再在施工中按照排土情况和坍落度判断塑流是否适当，并对注入量进行必要调整。对于开挖面土压的控制，首先要确定目标土压，然后在推进过程中，用土压计检验开挖面土压力的变化情况，再通过调节排土量来维持目标土压值。在盾构施工过程中，目标土压的设定要考虑地层土压力、地下水压力(孔隙水压力)，并考虑预备压力。地层的水土压力可以按主动土压力、静止土压力、松弛土压力等理论公式来确定，根据实践经验一般设定为理论值(静止土压+水压)的105%-115%。也可以把盾构停止推进时开挖面土压计的测定值近似地看作为土舱压力，并设定为目标土压。目标土压一般难以准确确定，再加上作用于开挖面的压力随土舱内土砂状况而不同，因此，在施工中还要根据掘进时的监测、检测等来动态调整，以确定最佳的控制压力。对于土压平衡盾构，土舱压力的调整是通过推进速度、排土量的正确匹配来实现的。若推进速度加快而出土率减小，则土舱内压力增大，地层损失减小；反之推进速度放慢，出土率增加，则土舱压力下降，地层损失增大。一般可以在设定推进速度后，通过调节螺旋输送机的排土量来调整正面土压。不同的土舱压力对应着不同的土体位移状态，当土舱压力大于开挖面土体的静止土压力时，土体背离盾构移动，地面隆起；当土舱压力小于开挖面土体的静止土压力时，土体向盾构土舱内移动，容易产生地表沉降。考虑到桩基超载的影响，在桩基段应选取比一般地段略偏大的目标值，同时要注意调整掘进速度和排土量使前舱压力的波动控制在最小幅度。盾构推进速度与土舱正面压力、千斤顶推力、土舱内开挖土体性质等相关。其选取应尽量使土体受到的是切削而不是挤压。不同的地质条件推进速度不同，实际施工中可根据盾构施工的实际情况选一较稳定的值。另外，盾构停止推进时，会因正面土压力的作用而后退，增大周围地层的变形，因此施工中宜保持施工的连续性，当必须停止推进时，务必作好防止后退的措施，以减少停机期间对周围环境的影响。（3）盾构机姿态的调整盾构推进时，其姿态控制的好坏与周围环境的受影响程度有很大的关系。当盾构机姿态处于正常推进时，盾构机行进在设计轴线上，地表的隆沉则会控制在正常的范围内；而当盾构机出现偏移、叩头、抬头推进时，会引起过量的地层损失，带来很大的地表变形。同时盾构的位置直接决定了衬砌的位置，该位置是否符合设计要求，将决定隧道的使用功能，所以保持盾构机姿态的正常位置，是盾构法施工中的又一重要环节。盾构在推进过程中，其受力状态决定了它的姿态及其变化。当从桩下穿或侧穿过时由于超载在盾构机上的不均匀作用，容易引起盾构机姿态的改变，因此在桩基段的施工中要加强盾构姿态的控制。在盾构进入桩基段前，事先对盾构机进行调整或纠偏，使其处于良好的姿态；在进入桩基段后，要加强控制，及时调整盾构姿态，减少在桩基段因纠偏或超挖而引起的地层损失。（4）同步注浆和二次注浆由于盾尾壳板和便于管片盾尾内安装及盾构纠偏需要，在盾尾内面与管片外径之间要留一定的空隙，为了减少此阶段隧道周围地层的变形、提高隧道的止水性能、确保管片衬砌的早期稳定性，需要采用注浆的方式对此空隙进行填充。尤其是为了减少因盾尾间隙而引起周围地层的变形。注浆主要参数为注浆材料、注浆压力、注浆量和注浆时间。①注浆材料一般选用合理配比和性质优良的材料，稠度值一般控制在10.5～11.0，容重近似原状土。②注浆压力在理论上只须使浆液压入口的压力大于该处水土压力之和，即能使建筑空隙得以充盈。但因实际注浆量大于计算注浆量，超体积浆液必须用适当高于计算的压力方可压入建筑空隙。但压力也不能过大，因为会使周围土层产生劈裂，管片外的土层将会被浆液扰动而造成较大的后期沉降及隧道本身的沉降。实践上多采用注浆压力为1.1～1.2倍静止水土压力。③注浆量的确定是以盾尾建筑空隙量为基础并结合地层、线路及掘进方式等考虑适当的饱满系数，以保证达到充填密实的目的。根据施工实际这里的饱满系数包括由注浆压力产生的压密系数、取决于地质情况的土质系数、施工消耗系数、由掘进方式产生的超挖系数等。一个行程的注浆量：(2.7)式中：D1—理论掘削半径；D2—管片外径；m—行程长度；—注入率；主要和以下因素有关：注入压力决定的压密系数，土质系数，施工损耗系数，超挖系数。根据《地下铁道工程施工与验收规范》要求，注浆时壁后空隙应全部充填密实，注浆量应控制在130%~180%之间。④注浆方式按实施时间可分类如下:同步注浆、半同步注浆、即时注浆和后方注浆。同步注浆是在盾尾间隙的产生与注浆充填处理没有时差的状态下实施的。在桩基段，为了较少盾尾间隙对桩基的影响，应采用同步注浆。对注浆作业应精细管理，分为压力管理和数量管理。所谓压力管理，就是进行注浆时须随时保持预先设定的压力值，因此，注浆量不是固定的。数量管理，就是每次都是注入一定数量的浆液，从而注浆的压力是变化的。在桩基段特别是从桩下穿过时，要以压力管理为主，同时兼顾数量管理。由于盾构机在掘进中，同步注浆的注浆量很大，而且设备难免有时出现故障、人为操作因素等原因影响，难以使管片与围岩之间的间隙达到100%密实，为确保施工质量与施工安全，减少对桩基的不利影响，必要时需对管片环进行二次补强注浆(压密注浆)。（5）管片拼装在推进完成后，必须迅速地按照所定的方法正确、质量良好地完成一次衬砌的施工。一般，一次衬砌是在推进完了后迅速地将几块管片组成环状，必须使盾构处于可随时进行下一次推进的状态。当管片受到桩基超载时，管片处于相对不利的状态，因此，在施工中要保持管片衬砌的真圆度、接头螺栓的紧固等，避免出现大的错台，同时防止管片裂缝、掉块等削弱其刚度和强度等，使其实际状态尽量和设计模型一致。为此，在组装管片时，需依照组装管片的顺序从下部开始逐次收回千斤顶。组装前必须彻底清扫，防止产生错台和存有杂物，管片间应互相密贴。必须注意对管片的保管、运输及在盾尾内进行的安装工作。对于管片的临时放置问题，应防止变形及裂纹的出现，防止倒转时损伤防水材料及管片端部。组装K型管片时，应从微动装置准确地插入，严防管片周围受到损伤，严防产生错台和存有夹杂物。保持衬砌环的真圆度对确保隧道断面尺寸，提高施工速度及防水效果，减少地表下沉等到甚为重要。除了在组装时应确保真圆度外，在从离开盾尾至注浆材料凝固时止的期间内，采用真圆度保持设备，对确保衬砌环的组装精度是有效的。必须用规定的力紧固衬砌接头螺栓，但不准损害组装好的管片。由于盾构推进时的推力要传递到到相当远的距离，故必须在此推力的影响消失后，进行再次紧固螺栓。2.2.3工程措施工程措施主要指通过诸如隔断、土体加固、托换等工程方法来保护周围桩基。对于对地层变形比较敏感且影响后果比较严重的桩基，仅通过盾构各施工参数的优化可能不能满足安全控制要求，还需要采取有效的工程保护措施。下面是一些常见的方法。（1）隔断法当盾构从桩基侧面穿过时，在盾构隧道和桩基之间设置隔断墙等，阻断盾构机掘进造成的地基变位，以减少对桩基的影响，避免桩基破坏的工程保护法称为隔断法。这种方法需要桩基基础和隧道之间有一定的施工空间,如图2.6所示。隔断墙墙体可由钢板桩、地下连续墙、树根桩、深层搅拌桩和挖孔桩等构成，主要用于承受由地下工程施工引起的侧向土压力和由地基差异沉降产生的负摩阻力。为防止隔断墙侧向位移，还可在墙顶部构筑联系梁并以地锚支承。同时还要注意隔断墙本身的施工也是近邻施工，施工时也要控制对周围土体的影响。图2.6隔断法处理措施（2）土体加固土体加固包括隧道周围土体的加固和桩基地基的加固。前者是通过增大盾构隧道周围土体的强度和刚度来减少或防止周围土体产生扰动和松弛，从而减少对近邻桩基的影响，保证桩基的正常使用和安全。后者是通过加固桩基地基，提高其承载强度和刚度而抑制桩基的沉降变形。这两种加固措施一般都采用化学注浆、喷射搅拌等地基加固的方法来进行施工，如图2.7所示。当地面具有施工条件时，可采用从地面进行注浆或喷射搅拌的方式来进行施工；当地面不具备施工条件或不便从地面施工时，可以采用洞内处理的方式，主要是洞内注浆。图2.7土体加固处理措施（3）桩基托换桩基托换就是将上部结构对桩基的荷载，通过托换的方式转移到新建基础上去的工程方法。在盾构隧道施工中可能存在以下两种情况，①盾构隧道从桩侧、桩底近邻通过；②盾构隧道穿过桩体本身，桩成为盾构施工的障碍，需要清除。对于情况①，如果盾构施工引起桩承载力的大幅下降、变形超过限值，则可通过桩基托换来进行处理，对于情况②一般都需要进行托换处理。桩基托换因上部结构物的型式、重量等不同而有不同的施工方法。常见的有①承压板方式，如图2.8所示；②桩基转换层方式，见图2.9；③桩基转换层与承压板共用方式。可根据盾构机的靠近程度、现有结构物状况、地基状况等分别选用。①承压板方式本方法是把基础桩的荷载尽可能地分布到盾构上部的地层中，来保护上部结构物的一种工程方法。在盾构隧道施工前，事先在既有结构物的下面设置承压板(钢筋混凝土的)，将结构物的荷载用千斤顶顶替到承压板上，再切断基础桩，以排除己有桩下沉造成的影响。盾构通过时，要经常观测结构物各点的位移，基于其数据调整千斤顶的行程，防护结构物。盾构通过后在因盾构机通过而产生松动的地基稳定后，确认己有桩的承载力，在承压板与基础之间浇筑固定棍凝土，使其成为整体。图2.8承压板方法承压板的施工范围根据盾构推进对地层的扰动范围决定。设计时可以采用弹性地基梁或板模式计算，但应考虑盾构施工引起的地层松弛影响。承压板方式宜用于重量较轻的建筑物，多在情况①时应用。在软弱地层中承压板的承载力不充分时，应进行地层改良或设支承桩。②桩基转换层方式本方法是，在不妨碍盾构隧道施工的位置重新设桩，在原基础承台下或附近设置转换层，靠新建的桩和转换层来支撑上部结构物，从而把上部荷载传递到隧道以下深部地层或离隧道较远的地层，如图2.9所示。图2.9桩基转换层方法首先进行新设桩和转换层结构的施工，然后采用液压千斤顶进行预加荷载施工，将现有桩基支撑的建筑物荷载托换到新建转换层和桩基上。对于新建桩，要根据工程实际选择适宜的桩型。目前比较成熟的托换桩型有:室内静压桩，微型钻孔桩，人工挖孔灌注桩，室内钻孔灌注桩等。同时，要注意新建桩的合理布局，尽量减少盾构施工对其影响，使新建桩与周围旧桩保持合理的间距，也应使转换层的跨度不要太大。新建桩对于旧桩及上部结构来说也是邻近施工，在施工时也要尽量减少对周围的影响。另外，为了提高新桩的承载力，减少新建桩的沉降变形，可在桩侧或桩底采用后压注浆施工。在托换结构体系中，转换层承受上部结构传来的荷载并将这些荷载传递给下部托换桩基，起着承上启下的作用。转换层的结构型有板式、梁板式、梁式、拱式、析架式等。应用是要根据工程的实际来选择相应的形式。其中梁式转换层具有布置灵活、结构合理可靠、造价较低，便于原桩与上部结构分离等特点，在一般工程中应用较多。对于转换层结构来说，不仅要满足承载力的要求，更要具有足够的刚度以满足变形的要求。当受客观条件限制难以满足要求时，可采用预应力混凝土的结构形式来满足变形要求。另外，还要处理好新建转换层和现有结构构件间的连接问题。一般常采用凿毛、企口、植筋、涂刷界面处理剂、桩换层结构采用微膨胀混凝土等措施来对界面进行处理。预加荷载施工有两种方式:1)在切断支撑现有建筑物的基桩时进行预加载施工，将荷载传递到新桩，用于对结构变形要求不甚严格的情况;2）在切断支撑现有建筑物的基桩之前进行预加载，消除部分新桩和转换层结构的变形，用于变形要求严格的情形。另外，托换时要密切监视荷载变化、位移等。在盾构通过前将被拖换桩与上部结构之间切断。如果被拖换桩侵入隧道轮廓，在盾构通过前还需将其清除(木桩也可以在盾构通过时用盾构机挖除)。另外，在清除障碍桩后要进行回填处理，根据情况实施地基改良，以便使盾构机能顺利通过。盾构机通过时一般伴随着周围地基的扰动，因此，该方式适用于新设桩固定在比盾构机所处位置更深的地基上或离隧道较远的位置，而受盾构机通过影响较小的场合。③桩基转换层与承压板共用方式该方式是在盾构机通过时新设桩受影响较大的情况下使用的。以新设桩和转换层为耐压板，在转换层与现有建筑物之间设置液压千斤顶和支撑千斤顶，在临时支撑状态下让盾构机通过。盾构机通过时地基扰动造成的新设桩的位移用液压千斤顶进行调整。然后，待地基松动稳定后进行主体托换及修复施工。另外在进行托换设计和施工时，还要注意以下几个方面的问题：a对于托换结构体系来说，既有因托换荷载作用而产生的变形，又有受盾构施工影响所产生的变形；b对于被托换结构来说，己建好若干年，经历过一系列荷载作用与内力重分布过程，对托换及盾构施工造成的变形非常敏感，且托换结构体系大部分变形是在上部结构与基础分离后短时间内完成的，故托换工程对控制不均匀变形的要求比新建工程更高；c上部结构物一般仅是部分桩基进行了托换，而未托换桩基的沉降变形已经稳定，为避免托换区与非托换区的结构产生过大的相对沉降变形，要求托换结构体系的沉降量应尽量小；d钢筋混凝土结构在长期荷载作用下具有徐变性，采用其作为托换结构时，既要考虑其在托换时托换荷载作用下的短期变形，又须考虑托换完成后使用阶段的长期变形；e如果需要进行桩基托换的是建筑桩基，由于托换工作大部分需要在建筑物室内进行，作业空间受到限制，托换结构的施工一般需要采用小巧的设备。3施工对浅基础的影响机理盾构施工将引起一定范围内地层的变形。对于位于影响范围内的建筑物，由于地基土体的变形而导致其外力条件和支承状态发生变化，而外力条件的变化又将使已有建筑物发生沉降、倾斜、断面变形等现象。因此，外力条件和支承状态有无变化及变化程度，将随已有建筑物与盾构隧道的位置关系、地基土的性质、已有建筑物的结构条件和刚度等的不同而不同。外力条件的变化类型主要有以下4种：(1)地层应力释放引起的弹塑性变形，导致建筑物地基反力的大小和分布发生变化。这主要由开挖面坍塌、盾构蛇行与超挖、盾尾间隙的产生、衬砌变形等引起；(2)因有效覆土压力的增大而导致的土体压密沉降，使建筑物地基的垂直土压力增大。这主要是由各种因素导致的水位下降而引起；(3)因土体负载而导致的弹塑性变形，使建筑物地基的土体压力增大。这主要是由盾构推力过大、盾构与周围土体间的摩擦、壁后注浆压力等引起；(4)因土性变化而导致的弹塑性沉降和蠕变沉降，引起建筑物地基的反力分布发生变化。它主要是由于盾构施工对周围土体的扰动而使土性发生变化所引起。3.1隧道开挖对上部建筑物的变形影响盾构隧道开挖对建筑物的变形主要体现在其开挖造成的沉陷糟对上部结构的作用，这些变形参数包括：①地基土体的竖向位移(沉降)；②基础两角点的差异沉降；③水平位移；④压缩应变；⑤拉伸应变；⑥沉降曲线的曲率半径；⑦斜率。根据已有研究，相关的变形参数的横截面的性状示如图3.1所示。当建筑物基底受到来自图3.1中土体的变形时，会在结构内部的梁柱以及基础发生相应的变形和内力改变。以上变形参数对结构的影响效果是不一样的。对于砖石等结构来说，沉降、水平位移及拉伸应变是主要的破坏因素，而对某些尺寸的结构来说，曲率的影响则是主要的。对钢筋混凝土的结构，差异沉降有时则是最大的破坏因素。下面对主要的三种破坏因素进行说明。图3.1沉降槽横截面上的竖向位移、水平位移与水平应变3.1.1地表不均匀沉降(倾斜)建筑物一般对地面均匀沉降(或隆起)并不敏感，造成建筑物破坏的原因主要是不均匀沉降(或隆起)。地表的沉降(或隆起)差值常导致结构构件受剪扭曲而破坏，尤其框架结构一般对沉降(或隆起)差值比较敏感。地表的倾斜则对底面积小、高度大的建(构)筑物影响较大，能使高耸建(构)筑物的重心发生偏斜，引起应力重分配。倾斜大时，还会使建筑物的重心落在基础底面积之外而使其发生折断或倾倒，但这种情况很少。3.1.2地表曲率由于地表曲率变化造成对建筑物的损害程度较大，在负曲率地表相对下凹作用下，建筑物的中央部位悬空，使墙体产生正“八”字裂缝和水平裂缝。如果建筑物长度过大，则在重力作用下，建筑物将会从底部断裂，使建筑物破坏；在曲率(地表相对上凸)的作用下，建筑物的两端将会部分悬空，使建筑物产生倒“八”字裂缝，严重时会出现房架或梁的端部从墙体或柱内抽出，造成建筑物倒塌。建筑物因地表弯曲而导致的损害是一种常见的隧道开挖损害形式，这种损害与地基本身的力学性质有关，更与开挖引起的地表变形有关。3.1.3地表水平变形地表水平变形有拉伸和压缩两种，它对建筑物的破坏作用很大，尤其是拉伸的影响，建筑物抵抗拉伸变形的能力远小于抵抗压缩变形的能力。由于建筑对地表拉伸变形非常敏感，位于地表拉伸区的建筑物，其基础侧面、底面均受自地基底外向摩擦力作用，基础侧面受来自地基底外向水平推力作用，建筑物抗拉伸作用的能力很小，不大的拉伸变形足以使建筑物开裂。地表压缩变形对于其上部建筑物作用的方式也是通过地基对基础侧面推力与底面摩擦力施加的，其力的方向与拉伸时相反。一般建筑物对压缩具有较大的抵抗能力，但若压缩变形过大，同样可以对建筑物造成损害。在盾构施工中，地表隆起或沉降是动态发展的过程，因此，对建筑物的影响也是一个动态发展的过程。一般情况下，建筑物首先受地表隆起的影响(正曲率)，然后受下沉的影响(负曲率)，且下降的幅度越来越大。此外，建筑物的破坏往往是几种变形共同作用的结果。在一般的情况下，地表的拉伸和正曲率同时出现；地表的压缩和负曲率同时出现。3.2建筑结构抵抗变形的性能当建筑物受到来自隧道开挖引起的变形时，结构本身在不同条件下有不同的响应，这包括：①基础的刚度；②上部结构的刚度；③结构所处沉降槽的位置；④基础的宽度；⑤结构的尺寸及形式等等。不同的结构形式对抵抗变形也许是关键的。箱形基础、筏板基础的整体刚度显然较独立基础、条形基础要好，因而能抵抗沉降、差异沉降、水平位移、拉压应变等多种形式的地基土体的变形。而独立基础对抵抗拉压应变、差异沉降的能力相对弱些，因而在隧道修建过程中产生较大的位移，从而导致正常使用功能上的丧失。3.2.1基础刚度基础的刚度变化是一个重要的因素。图3.2列举了刚度变化时基础与地基土体的相对变形情况，其中(a)为绝对刚性基础在沉降槽中的沉降，由图可知该工况下基础只发生刚性位移，(b)为绝对柔性基础在沉降槽中的变形，它完全顺从于沉降曲线的线形变化，(c)展示的是基础与地基均发生变形的情况，它符合大多数工程实践。图3.2凹曲区域中基础各种可能的变形3.2.2结构所处沉降槽的不同位置一般地来说，上部结构相对于隧道中心的位置决定了结构自身的内力与变形的响应情况。图3.2所列为基础处于沉降槽中心的情况，及隧道中心与结构中心重合。图3.3展示了基础处于沉降槽不同部位的情况。(a)表示基础一部分处于正曲率区一部分处于负曲率区的情况，(b)表示基础处于正曲率区的情况。图3.3基础处于沉降槽正负曲率区域变形的情况3.3建筑结构在地表变形下的破坏模式3.3.1上部结构的破坏模式上部结构的破坏以裂隙的发生与发展为特征，而裂隙的位置与形式则与处于沉降槽的位置有关。根据调查结果，砖石结构等剪切破坏一般有正八字形破坏及反八字形破坏，如图3.4所示。其中正八字形的裂隙开展模式多发生在沉降槽的下凹段，反八字形多发生在上凸段。图3.4上部结构的裂缝开展部位拉伸破坏的模式如图3.5所示。图3.5拉伸破坏示意图3.3.2基础的破坏模式基础梁板的破坏为弯曲破坏与剪切破坏，其裂缝的出现与开展如图3.6所示。但是，在各种荷载的作用下，有时是弯曲与剪切综合作用的情况，需要区别对待。图3.6基础梁板的纯弯曲与纯剪切破坏4穿越冶金宾馆时采用的辅助措施4.1荷载转移对于除8-2桩以外的其他桩基，采用荷载转移措施进行保护。荷载转移措施主要是在地面一层的框架柱之间加设临时斜撑（钢撑），变框架体系为桁架体系，在下部桩基由于盾构掘进引起突然下沉时将力传至两侧承台上，在同步注浆及跟踪注浆达到预期强度后再拆除，并实现受力体系的转换，如图4.1所示。其目的主要是利用钢支撑将盾构隧道开挖后由中间承台分担的一部分荷载有效的转移两侧承台，同时对上部结构起到支撑作用，防止基础发生过大沉降时建筑结构发生局部内力增加和变形过大的情况。图4.1桩柱荷载转移示意图在本穿越工程中，在盾构机达到前对建筑物承力柱采用钢斜撑将单桩承载力按照300t计算，使用两根Ф400×12钢管进行支撑，传力至两侧承台上，在注浆达到预期强度后再拆除，并实现体系转换,钢支撑作业情况如图4.2所示。图4.2荷载转移施工4.2桩基托换桩基托换即在既有桩基承台下方施筑托换梁，把被托换桩与托换梁连接起来，使上部的荷载转换到托换梁上，再通过托换梁传递到托换桩上，以替代原来的桩承受上部荷载，是目前盾构近距离穿越桩基时较为常用的保护措施。在本穿越工程中，由于8-2号桩端距隧道拱顶仅57cm，盾构从桩端下方穿越时引起的桩端和桩侧的土体位移对桩体承载力影响极大。同时，由于桩端与隧道距离较近，作用在管片上的附加荷载对于结构本身也是不利的。因而，经综合考虑，在穿越前对此桩桩基进行托换处理。本工程中桩基托换采用梁包桩的模式，即托换梁将既有桩包裹(在既有桩上植筋与大梁钢筋相连,既有桩失去部分承载力后，将荷载有效地传递到水平大梁)，在水平大梁两端靠近两侧桩基的承台下方设置托换承台将大梁托起，构成新的受力体系。桩基托换体系如图4.3所示，现场施工情况见图4.4。图4.3桩基托换示意图图4.4桩基托换施工4.3跟踪注浆在对桩基进行荷载转移和桩基托换的基础上，同时采用在桩基附近打孔的方式进行跟踪注浆，与盾构同步注浆相配合，控制桩基的沉降。冶金宾馆打孔在室内进行，采用改进后的小钻机进行施工，注浆加固的重点为隧道上方一排桩桩体的下部，两侧桩根据监测结果判断其是否注浆。在穿越施工时，在盾构穿过桩基后，及时进行注浆，参照监测数据确定注浆量和注浆压力。所有孔位都要离开墙体1.5m（1.5～2.0m），避免伤及基础。加固平面图和剖面图如图4.5和4.6，注浆量见表4.1。图4.5冶金宾馆加固平面图图4.6冶金宾馆加固剖面图表4.1冶金宾馆钻孔注浆记录表隧道冶金宾馆里程至600长度

(m)轨面标高

(m)拱顶标高

(m)地面标高

(m)注浆水泥用量(t)桩号ZDK8+513.586.52485.1901490.0501503.1351-2ZDK8+520.179.92485.145490.005503.1362-162-3ZDK8+527.372.72485.0958489.9558503.1333-16.53-3ZDK8+534.565.52485.0466489.9066503.133.84-124-3ZDK8+541.758.32484.9974489.8574503.132.85-175-3ZDK8+548.8851.12484.9483489.8083503.133.46-13.86-3ZDK8+556.143.92484.8991489.7591503.133.47-13.27-3ZDK8+563.336.72484.8499489.7099503.132.18-12.18-21.88-238-3-1ZDK8+570.529.52484.8007489.6607503.1329-129-3袖阀管注浆工艺流程如图4.7和4.8所示：测量定位测量定位钻孔插入袖阀管移至下一桩位钻机就位灌浆浇注套壳料图4.7袖阀管注浆工艺流程图4.8袖阀管注浆工艺流程图（1）清理平整场地，清除地下障碍物，测定桩位。（2）钻孔：孔径为Φ100mm，钻孔采用回转钻机、树脂护壁，钻孔至设计孔底标高以下0.3m处，成孔检验合格后钻机移至下一桩位。（3）插入袖阀管：袖阀管采用内径Φ75mm的塑料管，每隔30cm钻一组射浆孔，外包橡皮套，插入钻孔，管端封闭，管内充满水下管。为使套壳料的厚度均匀，尽量使袖阀管置于钻孔的中心。（4）浇注套壳料。套壳料为泥浆，要求收缩性小，脆性较高，早期强度高。套壳料的作用是封闭袖阀管与钻孔壁之间的环状空间，防止灌浆时浆液流窜，套壳在规定的灌浆段范围内受到破碎而开环，逼使灌浆浆液在一个灌浆段范围内进入地层。（5）灌浆：待套壳料有一定强度后，在袖阀管内放入带双塞的灌浆芯管进行分段灌浆。采用水泥单浆液，水灰比为1：1，外加剂为早强减水剂，水泥为32.5普通硅酸盐水泥，经试验：初凝时间5小时，24小时后强度可达到2MPa。每段注浆时，首先加大压力使浆液顶开橡皮管，挤破套壳料，即开环，然后浆液在进入地层。（6）灌浆初期，可先凭经验预估的压力灌浆，然后根据吸浆情况以及对地表的观察，视有无冒浆或抬动变形情况，再做压力调整。注浆时需重点解决好的几个问题：（1）注浆时机的选择：选择在管片脱出盾尾前开始注浆，在脱出盾尾后及时填充饱满，抑制建筑间隙引起的附加沉降。（2）注浆控制压力：考虑到土层经过盾构刀盘的扰动和建筑间隙引起的跌落产生一定的松动，注浆具有可实施性，兼顾盾构机所能承受最大压力3bar，因此注浆压力控制在0.3MPa以内；（3）要求浆液具有较早的浆凝结时间和较高的后期强度；（4）有效扩散半径：经过松动的卵石地层具有较好的可注性，扩散半径预计会达到３米以上，由于钻孔会对地层有一定的扰动，在盾构通过时必将比不扰动的地层产生更大的沉降，为此在保证注浆效果的同时，尽量加大孔间距，因此对有效扩散半径的考虑是确定注浆管布置的关键因素，结合现场实际，孔距为房间开间宽度3.9米；（5）（6）洞内管片在通过冶金宾馆段应设置加强型管片，同时对位于隧道上方的桩柱利用钢支撑进行荷载转移；（7）加强建筑物和地面监控量测，及时反馈信息。5桩基荷载转移在盾构穿越施工中的效果分析为评价荷载转移在盾构穿越施工中对建筑物的保护作用，选取进行荷载转移的典型断面，建立数值模型，针对盾构穿越施工对建筑结构和桩基的影响及荷载转移措施对建筑物的保护效果进行计算，并与实测数据比较分析。5.1荷载转移的数值计算模型5.1.1断面选择选取断面如图5.1所示，此断面为桩基础四层砼框架结构，共三跨，左跨2层，中跨和右跨4层，高14m，宽27.5m。基础类型为独立柱基扩大头端承人工挖孔桩，埋深在8.6～13.08m，桩长约9～10m，位于隧道上方3～4m。图5.1选取的计算断面5.1.2计算简化由于建筑物与隧道走向方向基本一致，且在其纵向延伸方向上长度相对较长，分析计算时选取典型断面将空间问题简化为平面应变问题进行分析。在平面应变计算中，根据刚度等效原则将桩简化成桩墙，建模时采用对桩身弹性模量进行折减的方法模拟桩：（5.1）式中：Esp为桩墙的弹性模量，Ep为桩体弹性模量，Es为土体弹性模量，l为桩间距，D为直径。5.1.3模型情况计算土层区域横向取60m，纵向32m。隧道直径6.0m，隧顶埋深13.6m，距正上方桩端3.1m。建筑物采用梁柱体系，建筑荷载包括结构自重和活载，活载取5kN/m，由下部四根工程桩承担，桩长和桩径按实际情况选取，见表5.1。为便于分析，将桩从左至右分别编号为1，2，3，4，对应的柱和承台也按此编号。表5.1桩基参数参数1号桩2号桩3号桩4号桩桩径/m0.911.21.2桩长/m109109建筑结构、隧道衬砌和桩采用8节点线弹性板单元模拟，钢支撑采用点对点锚杆模拟，土体采用Mohr-Coulomb弹塑性屈服准则。模型底部施加完全固定约束，在两侧施加竖直滑动约束，模型表面则取为自由边界，桩顶和柱脚均与承台刚接，而桩、隧道衬砌与土体的相互作用则是通过在型桩及模型隧道表面设置古德曼接触面单元并选取合理的虚拟厚度因子及强度折减因子模拟。计算网格如图5.2所示。盾构隧道开挖考虑地层损失率1%。钢支撑钢支撑图5.2计算模型网格5.1.4计算参数结构参数按实际情况进行折算以后选取，见表5.2。表5.2结构计算参数参数EA（kN/m）EI（kNm2/m）D（m）ν衬砌1.4×1071.43×1050.350.15柱4.8×1066.4×1040.40.15梁6×1062×1040.20.15桩14.0×1064.76×1050.90.15桩23.3×1062.8×1051.00.15桩33×1062×1051.20.15承台11.1×1072.3×1061.60.2承台21.7×1075.6×1062.00.2承台32.4×1071.2×1072.40.2支撑1.2×105注：桩4与桩3同，承台4与承台3同5.2数值模拟结果及分析5.2.1（1）承台承担的建筑荷载变化盾构隧道开挖后，一方面建筑物主体结构（柱、梁、板、墙）位移和变形使内力重新分布，另一方面2号柱两侧钢支撑对部分荷载进行转移，两方面共同作用使各承台承担的建筑荷载发生变化。为明确两方面作用对其影响，分别进行计算，结果如表5.3。表5.3承台承担的建筑荷载/kN计算方案1承台2承台3承台4承台开挖前186.0470.0658.1434.8未加撑开挖199.3457.7639.7447.4加撑后开挖218.8430.4647.8448.1由表5.3可见，对于未加支撑的情况，盾构隧道开挖使建筑荷载分布发生变化，中间两承台承担的荷载减小，转由两侧承台承担。而在施加支撑情况下，盾构隧道开挖后，相对于未施加支撑情况，2号承台承担的荷载进一步减小，两侧1号和3号承台承担的荷载则有相应增加。同时，计算得左侧钢支撑轴力34.13kN，右侧钢支撑轴力17.77kN。由此结果可知，通过钢支撑的荷载转移作用可以有效减小隧道正上方的荷载，有利于减小盾构施工引起的隧道上方结构的变形，对结构起到保护作用。（2）建筑结构底层梁弯矩变化结合本穿越工程，对施加荷载转移措施后盾构隧道开挖引起的结构内力变化进行分析。由于底层梁受开挖影响最大，且变化主要体现在弯矩上，因此重点对此进行分析。图5.3所示为盾构隧道开挖引起的底层梁上的附加弯矩。由图可知，盾构隧道开挖对两侧两跨梁的弯矩影响相对较大，对中跨影响较小，附加弯矩最值为底层右跨梁的两端，梁左端弯矩减小21kN·m，变化量为25%，梁右端弯矩增加21kN·m，变化量为15.6%。图5.3开挖引起的底层梁附加弯矩（3）建筑结构最不利位置分析开挖引起建筑结构变形后，在个别位置处其结构内力最大，而其中弯矩的变化对结构安全性影响较大。图5.4为盾构隧道开挖后建筑结构的弯矩图。梁的最大正弯矩为58.17kN•m，发生在右跨底层的跨中，负弯矩最值为-155.95kN•m，发生在右跨底层的跨边位置，该跨梁承受的轴力为18.9kN（下部受拉）。柱的最大正弯矩发生在4号柱与底层右跨梁刚接的位置，为115.18kN•m，相应该点的轴力为408.93kN。经检算梁和柱在此内力作用下均能够满足正常使用要求。图5.4结构弯矩示意图5.2.2盾构隧道施工对桩基的影响（1）桩体位移分析结合穿越施工的实际工况，对施加荷载转移措施后，盾构隧道开挖引起的桩体水平位移和竖向位移分别进行分析。图5.5和5.6分别为隧道开挖后引起的桩体水平位移（图中负号代表向左移动，正号代表向右移动）和竖向位移（负号代表沉降）沿桩身的分布。图5.5桩体水平位移沿桩身分布图5.6桩体竖向位移沿桩身分布从图5.5可以看出，盾构推进对桩体水平位移的影响主要分三种情况：①隧道两侧1号桩和3号桩发生挠曲变形，水平位移沿桩身向下的整体变化趋势是逐渐增大的，最大值发生在桩端位置，分别为1.46mm和2.49mm，且均趋向隧道方向；②隧道正上方的2号桩整体向左侧移动，最大值在桩端，为1.26mm，水平位移自桩顶向下逐渐减小；③由于盾构隧道开挖后隧道周围土体向洞内收敛变形，导致桩身两侧土体压缩性不对称，在接近桩端位置尤为明显，因此导致隧道两侧的1号桩和3号桩桩端向隧道方向位移，而桩上部变形较小，桩体产生挠曲变形。同时，由于盾构在建筑物左侧的2号桩正下方穿越，穿越后建筑向左侧倾斜，带动上方桩基均向左移动，而2号桩侧土体由于处于隧道正上方，以竖向沉降为主，对桩体水平作用不强，故2号桩整体向左移动且最大位移发生在桩顶部。对于4号桩而言，由于其距隧道较远，隧道开挖引起的土体位移作用已相对较弱，而建筑结构向左侧的倾斜带动4号桩桩顶发生同方向的位移，而桩体本身刚性较大，故4号桩桩顶向左移动而桩端向右移动，桩体向左倾斜。由图5.6可以看出，因桩体轴向刚度较大，沉降沿桩身基本不变。由于各桩与盾构隧道的相对位置不同，1、2、3、4号桩的最大沉降分别为15.9mm,16.8mm，14.2mm及2.7mm。经验算，各桩之间的差异沉降满足规范中规定的L2‰标准。（2）桩体内力分析盾构从桩底穿越时，扰动或破坏了桩的持力层，同时引起桩侧土体的位移，将会对桩的内力产生影响。图5.7和图5.8分别为盾构隧道开挖后桩体轴力变化量和附加弯矩沿桩身的分布曲线。图5.7轴力变化量沿桩身分布图5.8附加弯矩沿桩身分布由图5.7可知，盾构隧道开挖引起的各桩轴力变化趋势主要呈现出三种情况：①4号桩桩身轴力均有增加，且增加量自桩顶至桩端逐渐减小，最大增量17.6kN，最小增量11.8kN。这主要由于开挖后桩顶荷载增加，使桩身轴力增大；②1号桩和2号桩桩身轴力减小，减小量两端小中间大。由于隧道开挖引起的荷载重分布导致桩顶荷载减小，使桩身轴力减小。同时，由于开挖后桩和桩周土体发生位移使桩侧摩阻力的分布形式和量值发生改变，因此轴力减小量呈现中间大两端小的趋势；③3号桩轴力变化趋势与前一种状况类似，减小幅度最大为94kN，但桩端轴力增大了14.4kN。这说明开挖引起3号桩桩身轴力减小，桩端阻力增加。总体而言，盾构从桩端下部穿越时，正上方和两侧三根桩轴力减小，且沿桩身变形趋势类似，较远处桩轴力增加。由图5.8可知，各桩的附加弯矩变化可分为两种情况，且成对称分布。其中1号和2号桩桩身上部为正弯矩，下部为负弯矩；3号桩和4号桩桩身上部为负弯矩，下部正弯矩。1、3、4号桩的最大弯矩出现在桩身约0.75H处，分别为63.5kN·m、30.1kN·m及76kN·m。2号桩最大弯矩发生在桩顶附近，为32.2kN·m，由此可知盾构从2号桩下部穿越对建筑物两侧桩基的弯矩影响较大，而对中间的两根桩影响较小。但总体而言，盾构从桩端下方穿越时，桩体产生的附加弯矩量值相对较小。5.3实测数据在盾构穿越过程中对隧道上方1，2，3号桩的桩顶沉降及左侧支撑的轴力变化进行监测。结果见图5.9和图5.10。图5.9桩基沉降时程曲线图5.10左侧支撑轴力变化时程曲线从图5.9可看出，2号桩的最终沉降量与数值计算结果比较接近，为16mm。1号桩沉降7.4mm，3号桩8.9mm，沉降满足规范标准，穿越施工对建筑影响较小。这说明本穿越施工对建筑物的影响较小，也说明采用数值计算方法预测盾构穿越对建筑物的影响是可行的。图5.10为左侧钢支撑轴力随盾构穿越整个过程的时程曲线。在盾构通过后，支撑轴力迅速增加至60kN，之后逐渐稳定。说明在盾构施工时钢支撑发挥了荷载转移的作用，结合监测数据，可以认为所采取的荷载转移措施达到预期效果。5.4小结通过以上计算和分析，主要得到以下结论和建议：盾构隧道从建筑中间桩基下穿越时，作用在各承台上的建筑荷载发生变化，建筑物两侧承台承担荷载增大，中间承台承担荷载减小；采用荷载转移方法可以将中间承台承担的荷载转移至两侧承台，同时对上部结构起到支撑作用，可增加穿越施工时结构的安全系数，在类似穿越工程可根据实际情况采用；（3）盾构隧道开挖对两侧两跨的梁的弯矩影响相对较大，弯矩变化最大值在底层右跨梁的梁端位置。梁和柱的最大弯矩出现在4号柱与底层右跨梁的刚接位置；（4）盾构从桩端下方穿越会引起隧道正上方及两侧的三根桩轴力减小，两侧桩体下部向隧道方向产生挠曲变形，正上方桩体发生整体位移。穿越施工引起的建筑物整体位移带动距隧道较远位置的桩发生刚性倾斜，桩顶荷载增加使桩轴力增大。6桩基托换在盾构穿越施工中的效果分析冶金宾馆的8-2号桩桩端距随顶仅57c