陳 震

(中國鐵建港航局集團有限公司, 廣東 珠海 519070)

0 引言

隨著我國城市化建設的飛速發(fā)展，大量人口涌入城市，從而導致城市交通壓力逐漸增大，地下空間的開發(fā)利用因此成為不可或缺的環(huán)節(jié)。然而由于城市用地的日趨緊縮，在密集的城市環(huán)境中，地鐵周邊地域需要進一步開發(fā)利用，因此建筑物樁基礎與相鄰地鐵隧道之間的相互作用問題成為城市建筑界備受關注的課題。樁基礎的施工和臨時載荷極易造成樁基礎周圍土體的響應變化，引起土體應力重分布，進而導致既有地鐵隧道進一步產(chǎn)生附加的應力和形變，從而影響地鐵的正常運營。為減小樁基礎對鄰近地鐵隧道變形的影響，需要在施工過程中采用合理的技術方案。

目前研究學者主要著眼于開挖基坑對鄰近地鐵隧道的影響，鮮有文獻針對樁基礎施工對地鐵隧道的影響。例如張治國等[1]針對軟土層內隧道，采用兩階段分析方法計算了其縱向受力變形；伍尚勇等[2]以某市地鐵隧道的基坑施工為研究對象，針對不同的施工工序，采用三維數(shù)值仿真模型分析了其對正常營運地鐵隧道變形的影響；鄭剛等[3]在土體小應變剛度特性的假設條件下，采用有限元法分析了基坑開挖對既有隧道變形的影響規(guī)律，并根據(jù)現(xiàn)有規(guī)范標準，劃分了不同的變形影響區(qū)；王木群[4]采用數(shù)值模擬的方法研究了既有地鐵隧道一側明挖基坑對隧道的變形影響；曹寶飛[5]利用三維數(shù)值仿真技術，結合現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)研究了盾構施工對鄰近群樁基礎變形的影響問題；張堅等[6]采用有限元數(shù)值模型分析了地鐵車站施工穿樁基礎過程對橋梁樁基礎變形的影響；楊貴永等[7]研究了某市地鐵區(qū)間隧道施工對高速公路橋的影響；溫盛[8]以隧道基坑施工為例，采用“板凳式+MJS注漿”的加固方案減小了基坑開挖對既有地鐵隧道的影響；韓加明等[9]基于小應變土體硬化本構模型，采用有限元軟件建模，研究了深基坑施工對不同位置既有隧道的影響規(guī)律；許四法等[10]根據(jù)運營地鐵隧道的變形監(jiān)測數(shù)據(jù)，對基坑施工全過程內的隧道變形進行了分析，并根據(jù)隧道變形的發(fā)展規(guī)律，制定了相應的工程措施，以保障隧道變形處于安全可控范圍內；范燕波等[11]通過三維有限元數(shù)值仿真有針對性地研究了深基坑開挖尺寸和管片接頭剛度對下臥隧道的變形影響，并采用離心模型試驗驗證了算法的準確性；羅鑫等[12]計算得到了基坑開挖情況下地鐵盾構隧道的隆起變形?；娱_挖尺度相對比較大，對周圍土體的擾動也比較大，因此以往相關研究大多著眼于基坑開挖對鄰近地鐵隧道的影響，較少有文獻針對樁基礎開挖對鄰近地鐵隧道的影響展開研究。

樁基礎施工與基坑開挖施工均會導致既有地鐵隧道的變形，盡管影響機理相似，但實際的影響效果卻存在明顯差別。早在19世紀40年代，英國倫敦泰晤士河南岸在開展工程施工時便意識到樁基礎施工對既有隧道可能產(chǎn)生的影響[13]；樓曉明等[14]采用數(shù)值方法對鉆孔灌注樁群樁基礎之間的相互作用進行了數(shù)值模擬，分析了高層建筑底部樁基礎對鄰近地鐵隧道變形的影響，同時在計算過程中還考慮了樁基礎孔底沉渣對鄰近地鐵隧道產(chǎn)生的影響；此后，樓曉明等[15]實時監(jiān)測了高層建筑施工期間鄰近地鐵隧道的變形，利用數(shù)值計算方法得到了鄰近隧道產(chǎn)生的位移，并將計算結果與變形監(jiān)測值進行了對比分析； Schroeder等[16]利用有限元法建立了三維有限元模型，分析了群樁荷載對既有地鐵隧道的影響，同時建立了二維平面應變模型，并驗證了其模擬排樁荷載的有效性；劉力英等[17]分別采用三維實體和二維平面應變模型針對樁基礎施工對既有地鐵隧道的影響進行了數(shù)值模擬，并將兩種模型得到的結果進行了對比分析，結果表明，采用二維平面應變模型分析樁基礎對既有隧道影響問題存在不足，同時對三維模型進行了合理的簡化；閆靜雅[18]針對樁基礎全壽命周期的3個階段，即樁基施工、上部荷載施加和樁基長期沉降，分析了樁基礎對鄰近已有隧道的影響；章維明[19]以工程為背景，運用有限元分析軟件模擬了橋梁樁基礎施工不同開挖深度對地鐵隧道的影響，并進行了對比分析。盡管很多學者針對樁基礎施工對鄰近地下結構的變形影響進行了研究，但基本都是基于特定的工程背景，鮮有文獻針對該問題進行綜合的參數(shù)分析，從而為該類工程問題提供具有廣泛適用性的指導意見。

本研究基于廣州市某機場高速公路工程，利用工程模擬有限元分析軟件針對高架橋樁基礎施工對既有地鐵隧道的變形影響進行分析。由于該高架橋樁基礎孔洞邊緣距離既有地鐵隧道較近，必須采用相應的專項施工方案措施以減小樁基礎開挖對既有地鐵隧道的影響。本研究通過理論計算和三維有限元數(shù)值仿真模擬樁基礎樁周水泥攪拌樁預處理以及鋼護筒跟進施工對鄰近地鐵隧道的變形控制，分析其變形控制效果。在此基礎上，針對攪拌樁彈性模量、鋼護筒厚度以及樁周土體彈性性質進行廣泛的參數(shù)分析，以期為該類工程的施工提供具有廣泛適用性的理論依據(jù)和實踐指導意見，進一步優(yōu)化施工方案和控制參數(shù)。

1 工程概況

本研究基于廣州某機場高速公路工程，該高速公路研究標段沿國道高架延伸約500 m，全長3.437 km。值得注意的是，正在營運的地鐵3號線作為既有地鐵隧道，在研究標段也沿相同國道延伸，從而形成高速公路高架橋、國道和地鐵隧道共同延伸的情況，該地鐵隧道為盾構隧道結構。高速公路高架橋主線橋部分樁基在廣州地鐵3號線北延段隧道兩側，距隧道邊線較近。為盡量減小高速公路高架橋樁基礎在施工過程中對地鐵3號線隧道的影響，高架橋的樁基礎樁底標高按低于地鐵間隧道的底部3D(D為樁基直徑)以上控制，采用端承樁設計。

與地鐵盾構區(qū)間較近范圍內的樁基全部采用旋挖灌注樁，專項施工方案中挖孔前采用攪拌樁預處理，開挖過程中采取鋼護簡跟進的施工措施，以盡量減小對地鐵結構的影響。此外在地鐵結構上方及兩側10 m 范圍內不得插、拔鋼板樁；在距離地既有結構邊線20 m范圍之內，不得采用沖孔、擠土樁施工；施工堆載對地鐵既有結構產(chǎn)生的附加荷載不得大于20 kPa[20]。

2 典型樁基-隧道模型相關參數(shù)

選取典型樁基-隧道模型進行專項施工方案研究，以證明專項施工方案的變形控制技術效果及其科學機理，揭示公路上既有地鐵施工的擾動規(guī)律。高架橋樁基礎與既有地鐵3號線隧道的相對位置可參見圖1所示，灌注樁直徑為2.8 m，樁外側離隧道邊緣最短距離為2.569 m，兩隧道位于旋挖灌注樁同側，且其中心相距13 m，隧道底部到地表距離均為16 m。樁基所在土層的材料屬性如表1所示，從鄰近隧道的埋置深度可以看出，其所在土層主要為粗砂、粉質黏土和礫砂，土質較軟。鋼護筒每段為3～4 m不等(視土層強度而定)，隧道襯砌為沿隧道軸線方向通長布置。攪拌樁、鋼護筒、隧道襯砌均采用彈性本構模型，其材料屬性如表2所示。

圖1 樁基礎與隧道相對位置 (單位：cm)Fig.1 Relative position of pile foundation and tunnel (unit: cm)

表1 樁基礎所在土層材料參數(shù)Tab.1 Material parameters of soil layers at pile foundation

表2 攪拌樁、鋼護筒、襯砌材料參數(shù)Tab.2 Material parameters of mixing pile, steel cylinder and lining

3 理論計算

目前關于樁基開挖與鄰近隧道相互作用的理論分析方法主要有2類。第1類為整體分析方法，即考慮樁基開挖時樁與周圍隧道的相互作用，此方法理論復雜，工作量大，很難被常規(guī)工程設計人員接納采用。第2類為兩階段方法：(1)先單獨計算出樁基開挖完成時樁體的變形曲線，然后用理論方法推導出樁基周邊土體自由位移場；(2)將地鐵隧道簡化為一個理想的彈性梁，并將之前得出的樁周土體自由水平位移場施加在隧道上，計入上部荷載作用，建立隧道在土體位移以及上部荷載共同作用下的傳遞方程，從而得到隧道的位移微分控制方程，結合邊界條件，計算出隧道的位移響應。

3.1 隧道附加應力的計算

兩階段方法計算模型需要滿足以下基本假定：

(1)樁基礎埋置于彈性半空間土體內；

(2)樁基礎底部承受均布荷載作用，大小為開挖掉的土體重力強度，方向向上；

(3)樁基礎挖孔一次成形，忽略樁基礎開挖過程的影響；

(4)忽略地鐵隧道的存在對土體附加應力的影響。

對于既有地鐵隧道上方位樁基礎開挖成孔產(chǎn)生的力學響應，理論上可將樁基礎開挖引起隧道上任一點的豎向附加應力σz分為樁基礎底面豎向卸荷產(chǎn)生的豎向附加應力σz1和樁基礎側壁水平卸荷產(chǎn)生的豎向附加應力σz2，其計算公式為：

σz=σz1+σz2，

(1)

式中，σz1和σz2可根據(jù)Mindlin基本解進行推導計算，在某一點豎向集中力Q1作用下有：

(2)

同理，在某一點水平集中力Q2作用下有：

(3)

式中,x為計算點與集中荷載點的水平距離。

3.2 附加應力作用下隧道的隆起變形計算

此處假設地鐵隧道為連續(xù)梁，將其與周圍土體進行耦合，豎直向的均布荷載作用于地鐵隧道連續(xù)梁上，計算地鐵隧道的豎直向位移。本研究選用Winkler地基模型與周圍土體耦合來求解地鐵隧道的隆起變形。地鐵隧道一方面受到樁基礎挖孔產(chǎn)生的附加荷載的影響，另一方面受到地鐵隧道下部土體對地鐵隧道的反作用力。由3.1節(jié)得到的樁基礎挖孔產(chǎn)生的豎直向附加應力計算得到作用在隧道上的附加荷載p(y)，即：

p(y)=Dσz(y)，

(4)

式中，D為隧道外徑；σz(y)為豎向附加應力。

地鐵隧道下方土體對隧道的反作用力q(y)可表示為：

q(y)=kDW(y)，

(5)

式中，k為地基基床系數(shù)，取500 MPa/m；W(y)為待求的地鐵隧道豎直向隆起位移。

建立地鐵隧道與周圍土體相互作用的力學平衡方程，從而進一步建立地鐵隧道的撓曲微分平衡方程：

(6)

式中，EI為隧道抗彎剛度;y為坐標。

對上式進一步推導簡化可得出地鐵隧道在樁基礎挖孔產(chǎn)生的豎直向荷載下發(fā)生的隆起變形為：

sinλ|y-ξ|]dξ，

(7)

利用式(7)可計算得到無攪拌樁情況下樁基開挖引起的既有鄰近隧道的豎向隆起位移?？紤]到隧道以下的土層開挖對隧道變形影響較小，這里僅計算Ⅰ～Ⅴ類土層開挖產(chǎn)生的附加應力。各類土層材料參數(shù)如表1所示，其余計算結構相關參數(shù)如表2所示。其中，各土層的靜止側壓力系數(shù)k0，使用工程經(jīng)驗公式k0=1-sinφ求出。對隧道80 m范圍內的有效影響范圍區(qū)間進行積分，計算得到地鐵隧道沿縱向不同位置處的隆起位移，如圖2所示，其中橫坐標為地鐵隧道計算段的縱向位置。由圖2可知，在不考慮攪拌樁的情況下，3號樁鄰近隧道的最大隆起位移大約發(fā)生在縱向40 m處，為7.822 mm。理論分析算法只能針對不考慮攪拌樁的情況進行計算，為進一步分析專項施工方案的效果，采用有限元數(shù)值方法同時模擬有攪拌樁工況和無攪拌樁工況，一方面可將無攪拌樁工況與理論計算結果進行對比，另一方面可分析專項施工方案的施工效果。

圖2 鄰近盾構隧道隆起變形理論計算值曲線Fig.2 Theoretical calculation value curve of uplift deformation of adjacent shield tunnel

4 有限元數(shù)值模擬

4.1 數(shù)值模型建立

模型中土層均采用實體六面體單元模擬，攪拌樁、鋼護筒、隧道襯砌均采用二維殼單元模擬。數(shù)值模型的主體分析部分為攪拌樁和地鐵襯砌的變形，因此在攪拌樁和地鐵附近單元尺寸加密布置，控制在0.3 m以內；而對于周圍的土體，為減小計算量，適當增加網(wǎng)格尺寸，控制在5 m以內。各細分單元最大長寬比均滿足要求，不會產(chǎn)生畸變。樁基模型選取100 m×100 m×80 m(長×寬×高)的土層范圍進行計算，計算數(shù)值網(wǎng)格模型如圖3所示。其中攪拌樁、鋼護筒和土體之間的接觸面均采用硬接觸，隧道襯砌與土體之間接觸面的自由度相互耦合。

圖3 樁基礎數(shù)值網(wǎng)格模型Fig.3 Numerical grid model of pile foundation

數(shù)值計算模型的4個側面均施加法向約束，底部為全約束，地表為自由表面。荷載主要考慮自重、施工設備重力荷載和橋梁重力荷載。此外，模型考慮地下水位對攪拌樁的側向靜水壓力以及考慮到灌注樁土體開挖過程中樁內部有泥漿護壁圍護，會有一定的支撐壓力。由于模型中攪拌樁為二維殼體單元，孔隙水壓力與泥漿壓力作用方向相反，可取二者的差值施加在樁側表面和底表面上。泥漿容重取1.4倍的水容重，側向壓力與深度成正比關系，樁底壓力最大，為14.64 kPa。

4.2 計算結果分析

(1)第1階段

專項施工方案中，在樁基礎周圍進行水泥攪拌樁預處理，攪拌樁處理深度為18 m。此外，樁基加設永久性鋼護筒，并采用全護筒跟進施工方法。通過數(shù)值仿真模擬可得到樁基礎中心位置隧道橫截面位移云圖，如圖4所示。由圖可見，隧道最大水平向位移為-0.982 mm(水平向位移以向右為正，下同)，最大豎直向位移為-2.268 mm(豎直向位移以向上為正，下同)，其發(fā)生位置如圖4所示。對于無攪拌樁工況，相同位置的位移云圖如圖5所示。由圖可見，此時隧道的最大水平向位移為+2.734 mm，發(fā)生在隧道樁基礎側靠近起拱點的位置；最大豎直向位移為-7.827 mm，發(fā)生位置與有攪拌樁工況相似。從結果可以看出，攪拌樁的預處理可以很大程度地減小隧道位移的大小，從而有效地減小樁基礎施工對既有地鐵隧道的擾動。值得注意的是，第1階段中有限元數(shù)值模擬計算得到的最大豎直向位移與理論計算結果(7.822 mm)相比幾乎一致，從而也驗證了本研究采用的數(shù)值模型的準確性。

圖4 有攪拌樁工況第一階段樁基礎中心位置隧道橫截面位移云圖(單位：mm)Fig.4 Displacement nephograms of tunnel cross-section at center of pile foundation with mixing pile working condition on first stage (unit:mm)

圖5 無攪拌樁工況第一階段樁基礎中心位置隧道橫截面位移云圖(單位：mm)Fig.5 Displacement nephograms of tunnel cross-section at center of pile foundation without mixing pile working condition on first stage (unit: mm)

(2)第2階段

在樁基礎成孔過程中，采用泥漿護壁的方式進行處理。施工過程中先開挖后吊裝鋼護筒進行埋設拼接，挖孔至微風化層時停止開挖，吊裝最后一節(jié)鋼護筒。此時，通過數(shù)值仿真模擬可得到樁基礎中心位置隧道橫截面位移云圖，如圖6所示。由圖可見，隧道最大水平向位移為-1.021 mm，最大豎直向位移為-2.387 mm，與第1階段相比，發(fā)生位置沒有明顯變化。對于無攪拌樁工況，相同位置的位移云圖如圖7所示。由圖可見，此時隧道最大水平向位移為+2.670 mm，最大豎直向位移為-8.198 mm。由計算結果可以看出，在進行鋼護筒跟進施工后，有攪拌樁工況的水平向和豎直向位移均有所減小，而無攪拌樁工況隧道位移均進一步增大。

圖6 有攪拌樁工況第二階段樁基礎中心位置隧道橫截面位移云圖(單位：mm)Fig.6 Displacement nephograms of tunnel cross-section at center of pile foundation with mixing pile working condition on second stage (unit: mm)

圖7 無攪拌樁工況第二階段樁基礎中心位置隧道橫截面位移云圖(單位：mm)Fig.7 Displacement nephograms of tunnel cross-section at center of pile foundation without mixing pile working condition on second stage (unit: mm)

(3)第3階段

吊裝在樁基礎混凝土澆注完成后，通過數(shù)值仿真模擬計算得到樁基礎中心位置隧道橫截面位移云圖，如圖8所示。由圖可見，隧道最大水平向位移為-1.111 mm，最大豎直向位移為+2.712 mm。對于無攪拌樁工況，相同位置的位移云圖如圖9所示。由圖可見，此時隧道最大水平 向位移為-2.843 mm，最大豎直向位移為-8.346 mm。由結果可以看出，澆注完混凝土后，在混凝土重力作用下地鐵隧道會發(fā)生進一步沉降，但沉降量并不是很大。一方面，水平向有攪拌樁和鋼護筒進行支護，有效地抑制了水平向位移的進一步發(fā)展；另一方面，樁基礎挖孔至微風化層，豎直向荷載主要由剛度較高的微風化層承擔，從而產(chǎn)生的豎直向位移也較小。

圖8 有攪拌樁工況第三階段樁基礎中心位置隧道橫截面位移云圖(單位：mm)Fig.8 Displacement nephograms of tunnel cross-section at center of pile foundation with mixing pile working condition on third stage) (unit: mm)

圖9 無攪拌樁工況第三階段樁基礎中心位置隧道橫截面位移云圖(單位：mm)Fig.9 Displacement nephograms of tunnel cross-section at center of pile foundation without mixing pile working condition on third stage (unit: mm)

(4)第4階段

樁基礎施工完畢后，進一步開展高架橋的施工。在高架橋竣工時，由于高架橋的重量施加在樁基礎上，可能導致地基進一步沉降，從而使地鐵隧道發(fā)生進一步變位。通過數(shù)值仿真模擬計算得到樁基礎中心位置隧道橫截面位移云圖，如圖10所示。由圖可見，隧道最大水平向位移為-1.145 mm，最大豎直向位移為+2.668 mm。對于無攪拌樁工況，相同位置的位移云圖如圖11所示。由圖可見，此時隧道最大水平向位移為-3.023 mm，最大豎直向位移為-8.364 mm。由結果可以看出，盡管高架橋竣工后地鐵隧道的位移進一步發(fā)展，但其變形得到了有效控制，主要原因是高架橋的荷載通過樁基礎有效地傳遞到微風化層，從而有效地減小了高架橋施工對地鐵隧道的擾動。

圖10 有攪拌樁工況第四階段樁基礎中心位置隧道橫截面位移云圖(單位：mm)Fig.10 Displacement nephograms of tunnel cross-section at center of pile foundation with mixing pile working condition on fourth stage (unit: mm)

圖11 無攪拌樁工況第四階段樁基礎中心位置隧道橫截面位移云圖(單位：mm)Fig.11 Displacement nephograms of tunnel cross-section at center of pile foundation without mixing pile working condition on fourth stage (unit: mm)

將樁基礎有攪拌樁工況和無攪拌樁工況的計算結果進行對比，如圖12所示。由圖可以很直觀地看出，與無攪拌樁工況相比，專項施工方案(有攪拌樁工況)對鄰近既有地鐵隧道的變形擾動有顯著的效果，尤其對于控制豎直向的變形效果更佳。

圖12 樁基礎施工對鄰近地鐵隧道變形擾動對比Fig.12 Comparison of pile foundation construction on deformation disturbance of adjacent subway tunnel

5 影響因素參數(shù)分析

影響樁基礎施工對既有地鐵隧道變形擾動的主要因素有攪拌樁、鋼護筒和隧道周邊土體性質。下面將針對這3項因素深入分析專項施工方案對既有地鐵隧道變形的影響機理，提出優(yōu)化施工方案與控制參數(shù)。為更好地進行對比分析，增加對比土層參數(shù)表3進行計算分析。

為減小樁基礎開挖施工對既有地鐵隧道的擾動，施工專項方案中一個比較關鍵的施工步驟就是在樁基礎周圍進行水泥攪拌樁預處理。針對土層A(如表1所示，下同)和土層B(如表3所示，下同)兩種情況分別計算，假設攪拌樁的彈性模量分別為100,200,300,400,500,600,700,800,900 MPa和1 000 MPa共10種工況，分別計算4個階段地鐵隧道的最大水平向位移和豎直向位移。

表3 樁基礎所在土層材料參數(shù)(對比)Tab.3 Material parameters of soil layers at pile foundation (comparison)

5.1 攪拌樁彈性模量對變形控制的影響

計算得到的土層A(表1)和土層B(表3)所在樁基礎鄰近地鐵隧道的最大水平向位移和豎直向位移分別如圖13和圖14所示。由圖13可以看出，對于土層A的情況，隨著攪拌樁彈性模量的逐漸增大，第1個施工階段(旋挖灌注樁挖孔至地鐵隧道下5 m位置)隧道的水平向和豎直向位移均有所減小，但效果并不是很明顯，攪拌樁彈性模量從100 MPa變化到1 000 MPa 時，水平向位移減小了11.18%，豎直向位移減小了19.53%。而對于后面的3個施工階段則影響更小，甚至可以忽略。而由圖14可以看出，土層B中樁基礎施工中不同攪拌樁彈性模量對既有地鐵隧道變形的影響則比較明顯。隨著攪拌樁彈性模量的增加，隧道最大水平向位移和豎直向位移均有較大的變化，在整個施工階段位移變化曲線甚至有平移的現(xiàn)象。攪拌樁彈性模量從100 MPa變化到1 000 MPa 時，水平向位移減小了17.98%，豎直向位移減小了29.70%。對于4個施工階段，攪拌樁彈性模量的影響都比較明顯。

圖13 地鐵隧道變形隨攪拌樁彈性模量的變化(土層A)Fig.13 Deformation of subway tunnel varying with elastic modulus of mixing pile (soil layer A)

圖14 地鐵隧道變形隨攪拌樁彈性模量的變化(土層B)Fig.14 Deformation of subway tunnel varying with elastic modulus of mixing pile (soil layer B)

造成2種土層影響不同的主要原因是樁基礎至隧道區(qū)間土體性質的不同。對于區(qū)間土體彈性參數(shù)較大的情況(土層A)，攪拌樁的作用影響較?。幌喾辞闆r，則影響較明顯。因此，對于隧道周圍土體彈性參數(shù)較大的工況，可適當降低攪拌樁的彈性模量，從而降低成本。相反，對于隧道周圍土體彈性參數(shù)較小的工況，則需要嚴格保證攪拌樁的施工質量，盡量提高其彈性模量以減小樁基礎施工對既有地鐵隧道的變形擾動。

5.2 鋼護筒厚度對變形控制的影響

由分析算例4.2計算結果可以看出，在整個施工階段，既有地鐵隧道的變形主要發(fā)生在第1階段，即攪拌樁預處理之后灌注樁挖孔至地鐵隧道下5 m位置，此時尚未吊裝埋設鋼護筒。而從第2階段之后，即進行全鋼護筒吊裝埋設之后，地鐵隧道的位移變化很小，甚至在撤掉施工荷載后還會發(fā)生一定的回彈。由此可以看出，鋼護筒的作用對既有地鐵隧道的變形也起到至關重要的作用。為研究鋼護筒對既有地鐵隧道變形的影響，針對不同的鋼護筒厚度進行數(shù)值模擬，選擇鋼護筒厚度為5,10,15,20 mm和25 mm共5種情況，分別計算4個階段地鐵隧道的最大水平向位移和豎直向位移。

土層A和土層B所在樁基礎施工中，根據(jù)不同攪拌樁彈性模量情況計算得到的既有地鐵隧道最大水平向位移和豎直向位移分別如圖15和圖16所示。由圖可見，從第2施工階段開始，隨著鋼護筒厚度的增加，兩個樁基礎位置鄰近地鐵隧道產(chǎn)生的水平變位明顯減小，而土層A所在樁基礎位置鄰近地鐵隧道產(chǎn)生的豎直變位變化很小，土層B所在樁基礎位置鄰近地鐵隧道產(chǎn)生的豎直變位變化程度與水平位移相似。由此可見，對于隧道周圍土體性質比較好的情況，鋼護筒的作用主要體現(xiàn)在水平向的變形控制上。

圖15 地鐵隧道變形隨鋼護筒厚度的變化(土層A)Fig.15 Deformation of subway tunnel varying with thickness of steel cylinder (soil layer A)

圖16 地鐵隧道變形隨鋼護筒厚度的變化(土層B)Fig.16 Deformation of subway tunnel varying with thickness of steel cylinder (soil layer B)

5.3 隧道周邊土體性質對變形控制的影響

通過上述計算分析可以看出，兩種土層的計算結果在相同的施工條件下鄰近地鐵隧道變形有顯著的不同，而兩種土層的主要不同在于地鐵隧道周圍的土體彈性屬性。土層A所在樁基礎鄰近地鐵隧道周圍土體以粉質黏土和全風化、強風化泥巖為主，其中泥巖的彈性模量為200～300 MPa；而土層B所在樁基礎鄰近地鐵隧道周圍土體以粗砂和粉質黏土為主，其彈性模量均為30 MPa。為分析地鐵隧道周圍土體性質對其變形的影響，在既有地鐵隧道周圍選擇不同的土體彈性屬性進行數(shù)值計算，即在原來土層彈性模量的基礎上進行縮放，分別取0.5,0.8,1.0,1.2,1.5,2.0倍和3.0倍的原彈性模量進行計算，其中1.0表示原彈性模量數(shù)值不變。

土層A和土層B所在樁基礎施工中，根據(jù)不同土層彈性模量縮放比例情況計算得到的既有地鐵隧道最大水平向位移和豎直向位移分別如圖17和圖18所示。由圖可見，樁基礎鄰近地鐵隧道周圍土體的性質對樁基礎施工引起的隧道變形有顯著影響。若鄰近地鐵隧道周圍土體性質以泥巖或剛度更好的巖石為主，則樁基礎施工對鄰近地鐵隧道的變形控制要求可適當降低，攪拌樁的作用效果被一定程度弱化，甚至可以不進行攪拌樁預處理，只需跟進鋼護筒施工以防止樁基礎導致的地基沉降對鄰近地鐵隧道產(chǎn)生的變位影響即可。

圖17 地鐵隧道變形隨周圍土體彈性模量的變化(土層A)Fig. 17 Deformation of subway tunnel varying with elastic modulus of soil around pile (soil layer A)

圖18 地鐵隧道變形隨周圍土體彈性模量的變化(土層B)Fig.18 Deformation of subway tunnel varying with elastic modulus of soil around pile (soil layer B)

6 結論

本研究通過理論計算和數(shù)值模擬的方法對公路橋上跨地鐵工程中樁基礎專項施工方案對既有地鐵隧道的影響進行了系統(tǒng)的分析，兩種方法的計算結果對比驗證了本研究數(shù)值模型的合理性和準確性。通過數(shù)值模擬樁基礎施工過程以及參數(shù)分析，得出的主要結論有：

(1)專項施工方案中樁周攪拌樁預處理和鋼護筒跟進施工措施對減小樁基礎開挖對既有地鐵隧道的變形影響有顯著作用，變相地增加了樁基礎周圍土體的剛度，減小了開挖對周圍土體的擾動，達到了良好的效果；

(2)攪拌樁的彈性模量對鄰近地鐵隧道變形控制有直接影響，但對于樁基礎至地鐵隧道區(qū)間土體性質較硬的情況，作用并不是很明顯，對于區(qū)間土層較軟的情況影響顯著；

(3)對于隧道周圍土體性質比較好的情況，鋼護筒的作用主要體現(xiàn)在水平向的變形控制上，隨著鋼護筒厚度的增加，效果更加明顯；

(4)樁基礎至地鐵隧道區(qū)間內的土層性質對于樁基礎施工對鄰近地鐵隧道的變形影響起到?jīng)Q定性的作用。土層性質越軟弱，影響越明顯，越需要采取相應的措施進行微變形控制；反之，當區(qū)間土層性質較好，彈性模量較大的情況，則可適當降低對鄰近地鐵隧道微變形控制的要求。