地铁车站暗挖隧道施工对既有桩基的影响
摘要：针对广州地铁五号线西村站暗挖隧道的设计和施工方案，运用有限差分方法，论证了地铁车站暗挖隧道施工过程中，其附近的既有桩基的受力特性及位移变化，提出了相应的施工关键工序和有效、合理的预加固措施。研究结果表明：桩侧呈负摩阻力状态，对桩基的受力非常不利；高架桥桩基最大轴力递增了 30%，最大弯矩递增了 2 倍多，安全系数降低了 40%，相应地高架桥桩基承载能力降低了 40%，需注意关键工序施工；高架桥桩基属于端承桩，在隧道施工过程中，桩端承载力不足，需采用相应的加固措施；人行桥桩基内力变化不大，但位移较大，在隧道施工过程中，应密切注视上部结构的变化；人行桥桩基属于摩擦桩，但桩周土体剪应力标准值小于剪应力，也需要采用加固措施。
关键词：隧道工程；地铁车站；暗挖隧道；既有桩基
1 引 言
接近既有结构物进行城市地下铁道施工的实例越来越多，因此，接近施工技术已成为隧道施工技术的一个重要构成部分。接近施工与一般施工不同，必须在设计、施工各阶段中考虑到对既有结构物的影响。在接近施工中，究竟采用什么样的措施，与既有结构物和新设结构物的位置关系、影响程度、既有结构物的种类和重要程度等有密切关系，在设计、施工中必须慎重地加以研究[1，2]。针对以上情况，对广州地铁五号线西村站暗挖车站隧道接近施工进行了数值模拟分析，以解决设计和施工中存在的问题。
广州地铁五号线西村站暗挖隧道距离内环路高架桥桩基较近，其顶上有人行天桥桩基，距离明挖基坑也很近，且地下水发育，水位距桩顶 2 m 左右，设计方案拟采用明挖基坑施工完成后再开挖隧道。研究断面情况如图 1 所示。计算的目的是为了弄清隧道施工期间，其开挖及支护对既有桩基的影响，从而确定设计方案及措施。
2 计算情况
2.1 施工过程模拟
在隧道施工之前，先施工明挖基坑防护桩，随后开挖基坑，施工基坑底部桩基，待其底板浇注并达到设计强度后，再开挖隧道。隧道施工采用中隔壁(CD)法施工[3，4]，循环进尺为 1.2 m，初期支护紧跟掌子面，先开挖中隔壁内侧，后开挖中隔壁外侧，开挖顺序为先开挖中洞，再开挖左洞，最后开挖右洞，等三洞初期支护全部施工完毕后，再拆除临时支护，最后施作二次衬砌。具体的暗挖隧道开挖顺序如图 2 所示。
2.2 计算参数
针对地勘资料，将围岩综合为 5 层材料性质的岩土体，进行研究[5，6]。超前小导管与系统锚杆通过提高所处围岩物理力学指标来等效处理[7]。材料物理力学参数如表 1 所示。
2.3 支护结构参数
支护结构参数如表 2 所示。
2.4 计算模型
计算范围选取为：上部至地表，下部至隧道仰拱以下 40 m，左取 150 m，右取 70 m，隧道埋深为23 m，纵向取 7 倍桩基直径。隧道左右有水平约束，下部有竖向约束，前后有垂直其面的约束，地表为自由边界。计算中，用实体单元模拟围岩、二次衬砌、初期支护、桩基，用接触单元模拟桩基与土体的摩擦效应[8～12]，桩侧法向和切向刚度均取 100MPa，桩底法向和切向刚度均取 480 MPa。高架桥桩基底部位于红色风化岩层中，顶部荷载为 3 000kN；人行桥桩基底部位于可塑残积土层中，顶部荷载为 500 kN。计算模型采用流体–力学耦合模型，力学模型采用 Mohr-Coulomb 屈服准则，流体模型采用 Fluid-Isotropic 准则，并指定土体不能承受负的孔隙压力，总单元数为 24 715 个，总节点数为50 922个。
3 高架桥桩基计算结果分析
3.1 内力随施工变化规律
高架桥桩基内力及安全系数变化规律如图 3 所示。
通过对图 3 的分析可以得出如下结论：
(1) 最大桩身轴力并不在桩顶，说明桩侧摩阻力在隧道施工过程中呈负摩阻力状态，对桩基的承载能力非常不利，这主要是由于地下水位较高，地质条件较差，隧道施工过程中，不可避免地导致地下水位降低，桩周土体固结下沉而引起的[13]。
(2) 高架桥桩基轴力随施工推进总体上呈递增趋势，在整个施工过程中，桩基中部以上控制截面轴力变化较小，最终轴力与初始轴力相比，最大递增量仅为 200 kN，同比递增了 6%；中部以下控制截面轴力变化较大，发生在桩基底端以上 10 m 处，最终轴力与初始轴力相比，最大递增量可达 900kN，同比递增了 30%，是高架桥桩基的控制截面。前 4 步施工，桩基 1 轴力变化幅度较小，递增量仅为 130 kN；第 5 步施工时，桩基 1 轴力有较大突变，突变量可达 250 kN，此时桩基 1 的最大轴力为－38 00 kN，发生在桩基 1 底端以上 10 m 处，是桩基 1 轴力变化较大的关键工序；后继施工中，轴力虽仍在递增，但递增幅度相对较小，平均每步递增幅度仅为 15 kN；桩基 1 的最大轴力为－3 978 kN，发生在桩基 1 底端以上 10 m 处，同比递增了 20%。前 6 步施工中，桩基 2 轴力变化较大，递增量可达590 kN，平均每步变化接近 100 kN，这是桩基 2 轴力变化较大的关键工序；后继施工中，中洞临时支护拆除，这也是桩基 2 轴力变化较大的关键工序，轴力突变了 130 kN；桩基 2 的最大轴力为－3 906kN，同比递增了 30%，也发生在桩基 2 底端以上10 m 处。
(3) 高架桥桩基弯矩随施工总体上呈递增趋势。桩基 1 的弯矩变化较大的区段为桩基底端以上12 m桩身，且最大弯矩发生在桩基底端以上10 m处。前 14 步施工，桩基 1 的弯矩基本上在－350 kN·m左右，变化不大；第 14 步施工时，桩基 1 的弯矩为－309.1 kN·m；第 15 步(左洞临时支护拆除)施工时，桩基 1 的弯矩变化较大，由－309.1 kN·m 变化到－588 kN·m，同比递增了 90%；桩基 1 的最大弯矩为－588 kN·m，与初始弯矩相比，递增了 1.8 倍多，而且绝大部分弯矩递增量是由左洞临时支护拆除贡献的。因此，可以判定左洞临时支护拆除是桩基 1弯矩变化较大的关键工序。桩基 2 的弯矩变化较大的区段与桩基 1 相同，但变化幅度比桩基 1 的要大。前 12 步施工，弯矩变化较小，基本上在 240 kN·m左右徘徊；第 13 步(中洞临时支护拆除)施工时，弯矩突变较大，与前一步相比，递增了 1.7 倍多，这是桩基 2 弯矩变化较大的关键工序；后继施工，弯矩已趋于稳定；桩基 2 的最大弯矩为 526 kN·m，与初始弯矩相比，递增了 2 倍多，且绝大多数弯矩递增量是由中洞临时支护拆除贡献的。
(4) 高架桥桩基安全系数随施工推进总体上呈递减趋势，变化规律与弯矩变化规律一致；中洞、左洞临时支护拆除时，高架桥桩基安全系数降低幅度较大，这是高架桥桩基安全度降低的关键工序；最终施工完毕时，最小安全系数仅为 4.7，发生在高架桥桩基底端以上 10 m 处；在隧道施工过程中，桩基安全系数降低了 40%，那么相应的桩基的承载能力也就降低 40%。因此，必须采取加固措施，才能保证桩基及上部结构的安全。
3.2 高架桥桩基位移分析
高架桥桩基位移变化规律如图 4 所示。
由图 4 的分析可以得出：
(1) 高架桥桩基侧向位移的变化规律是一致的，且数值相差不大。中洞施工期间，高架桥桩基受隧道施工的影响，向中洞一侧变形，最大变形量可达 3.76 mm，发生在桩基顶端，且由顶端向底端逐渐递减，相当于桩基整体发生倾斜；左洞施工期间，桩基侧向位移由向中洞变形，逐渐过渡到向左洞一侧变形，最大位移为－1.27 mm，仍发生在桩基顶端，桩基发生了整体倾斜，这说明先施工中洞后施工左洞的施工工法是合理的，这种施工工法可以避免桩基持续向一侧倾斜，保证了上部结构的整体稳定性；后续施工，桩基侧向最大位移变化不大，但其位置发生了变化，桩基 1 的最大侧向位移由顶端逐渐过渡到桩基中部，而桩基 2 的最大侧向位移由顶端逐渐过渡到桩基底端以上 10 m 处，这与前面分析的桩基弯矩是相辅相成的，主要是因为中洞、左洞施工完毕后，桩周土体已发生了充分固结，后续施工中，桩体不可能发生整体倾斜，只能是桩身结构自身在偏心压力下的变形，这种受力模式对桩体结构是不利的。
(2) 高架桥桩基的纵向位移变化规律也是一致的，数值也相差不大。左洞右幅施工对桩基 1 的纵向位移影响比较大，此施工期间的位移占最终位移的 60%，桩基 1 的最终纵向位移为 10 mm，且为整体下沉；桩基 2 的纵向位移在整个施工过程中，变化幅度均比桩基 1 的纵向位移变化幅度要小，没有出现比较大的突变现象，桩基 2 的最终纵向位移为8 mm，也为整体下沉。
3.3 高架桥桩基桩端应力分析
高架桥桩基桩端应力变化如图 5 所示。
从图 5 中可以看出，桩基桩端应力随施工的进行呈逐渐递增趋势。左洞右幅施工，桩基 1 的桩端应力递增幅度较大，递增量可达 0.570 MPa，占整个递增量的 57%。后继施工中，桩基 1 桩端应力变化幅度较小，平均每步递增量仅为 0.026 MPa，最终施工完毕后，桩基 1 桩端最大应力为 3.620 MPa。由广州市轨道五号线详细勘测阶段岩土工程参数建议值表提供的高架桥桩基桩端围岩的承载力标准值为 3.100 MPa 可以得出：桩基 1 桩端围岩的承载力不足，由于桩基底端位于粉砂岩中风化层中，其岩石相对比较坚硬，且桩基埋深较大，无法对桩基底端围岩进行加固处理[10，11]。因此，建议采用隧道洞内加固和桩周土体联合加固的方法来控制桩端应力。桩基 2 的桩端应力在前 5 步施工中变化较大，平均每步变化幅度为 0.103 MPa，最终状态下的桩端应力超过了岩石的承载力标准值，也需要采用预加固措施，才能保证桩基和上部结构的安全。从图 5(b)中也可以看出，桩端应力呈对称分布，中间大两端小。
4 人行桥桩基结果
4.1 人行桥桩基内力及安全系数分析人行桥桩基轴力及安全系数变化规律如图 6 所示。
人行桥桩基轴力随施工基本上没有发生变化，最大轴力为－462 kN，且轴力分布为上端大下端小，受力模式为摩擦桩。人行桥桩基顶部荷载主要由桩周摩擦力来平衡，这就有必要研究桩周摩阻力随隧道开挖过程的变化情况，以确定对既有人行桥桩基采用何种加固措施，才能确保人行天桥的安全。
4.2 人行桥桩基位移分析
人行桥桩基位移变化规律如图 7 所示。
人行桥桩基最大侧向位移为 2.75 mm，且在左洞右幅施工达到最大，发生在桩顶。后继施工中，侧向位移又开始回落，最终侧向位移仅为 1.00 mm，人行桥桩基发生的是整体倾斜，倾斜率为 0.14‰，左洞上半部右幅施工和左洞临时支护拆除对人行桥桩基的纵向位移影响较大，平均每步变化幅度为5.00 mm，此施工期间发生的纵向位移占最终位移量的 65%。通过以上分析可以得出，左洞右幅施工和左洞临时支护拆除是人行桥桩基位移变化剧烈的关键工序。
4.3 人行桥桩基桩周土体剪应力分析
人行桥桩基桩周土体剪应力变化规律如图 8 所示。
人行桥桩基桩周土体剪应力随施工的进行呈递增趋势。左洞上半部施工，桩周土体剪应力递增幅度较大，平均每步递增量可达 2.2 kPa，此施工期间的递增量占整个递增量的 80%多，是人行桥桩基桩周土体剪应力递增幅度较大的关键工序；最终施工完毕后，桩周土体剪应力为 78.0 kPa。由广州地铁五号线详细勘测阶段岩土工程参数建议值表提供的桩周土体剪应力标准值为 30.0 kPa，计算得出的桩周土体剪应力均大于土体剪应力标准值。因此，必须扩大左洞洞周加固范围，确保人行天桥的安全。从图 8(b)中可以看出，桩周土体剪应力是两端大中间小的分布特性。
5 结 论
针对广州地铁五号线西村站暗挖隧道的设计和施工方案，进行了有限元数值模拟分析，论证了地铁车站暗挖隧道施工过程中，其附近既有桩基的受力特性及位移变化规律，提出了相应的施工关键工序，供设计和施工。由此可得出如下主要结论：
(1) 在隧道施工过程中，桩侧摩阻力呈负摩阻力状态，对桩基的受力非常不利，必须采用有效措施减小桩侧的负摩阻力效应，提高桩体的承载能力。
(2) 高架桥桩基最薄弱的部位出现在底端以上10 m 处，最小安全系数仅为 4.7，与初始安全系数相比，降低了 40%，相应的桩基承载能力就降低40%，故需注意关键工序的施工；桩基 1 最大轴力为－3 978 kN，同比递增了 20%，最大弯矩为－588kN·m，递增了 1.8 倍多；桩基 2 最大轴力为－3 906kN，同比递增了 30%，最大弯矩为 526 kN·m，递增了 2 倍多；中洞、左洞临时支护拆除是高架桥桩基安全性降低的关键工序。
(3) 在中洞、左洞施工期间，高架桥桩基发生了整体倾斜，最大倾斜量可达 3.8 mm，右洞施工期间，侧向位移虽没有较大变化，但由整体倾斜过渡到屈曲变形，这种变形模式对桩基的受力是不利的；高架桥桩基纵向位移比较小，但两桩基的不均匀沉降会导致上部结构的应力重分布，出现应力集中现象，最大沉降差为 2 mm。
(4) 高架桥桩基属于端承桩，桩端围岩将承受绝大部分的桥梁荷载。计算结果表明，桩端围岩承载力不足，由于桩基底端位于粉砂岩中风化层中，其岩石相对比较坚硬，且桩基埋深较大，无法对桩基底端围岩进行加固处理，建议采用隧道洞内加固和桩周土体联合加固的方法来控制桩端应力。
(5) 人行桥桩基内力变化较小，从内力分布来看，人行桥桩基属于摩擦桩，其上部荷载主要由桩周土体剪应力来平衡。计算结果表明，桩周土体剪应力标准值小于计算剪应力。因此，在隧道施工之前，必须对人行桥桩基桩周土体进行预加固处理。
(6) 人行桥桩基发生的是整体倾斜，倾斜率为0.14‰；人行桥桩基纵向位移较大，特别是左洞上半部右幅施工和左洞临时支护拆除对人行桥桩基的纵向位移影响较大，为了保证人行桥桩基上部结构的安全，需要扩展左洞拱部洞内加固的范围。
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