地鐵盾構掘進會引起相應區域內地應力的改變，盾構近距離側穿樁基，將使樁基發生變形，并產生一定的附加應力，對樁基的結構安全造成不利影響。采用有限元數值模擬分析了隔離樁對地鐵盾構下既有樁基變形及應力的控制效果。計算結果表明：地鐵盾構將引起隧道頂部地表發生沉降，而隧道兩側地表將發生隆起，地表豎向變形在掘進方向上呈“W”型分布；
隔離樁可以有效的控制樁基的橫向變形，掘進過程中，樁基最大橫向位移由最初的5 mm降低到了0.5 mm，降幅90%；
同時隔離樁的設置也改善了樁基的受力，當掘進行進至27 m時，樁基軸向應力由958.4 kPa減小至773.9 kPa，最大正彎矩值由113.5 kN·m減小到58.8 kN·m，最大負彎矩值由-105.3 kN·m減小到-69.6 kN·m。
盾構；
隔離樁；
樁基；
位移；
應力；
有限元
U455.43 A
［定稿日期］2021-10-19
［作者簡介］肖建鋅（1990—），男，本科，工程師，從事建筑施工及房地產開發管理工作。
由于城市交通發展的需要，地鐵線路不可避免會與既有地下建筑物發展交叉、重疊。地鐵盾構施工會對周圍土體造成擾動，引發臨近土體或巖體發生一定大小的變形，并造成區域內的地應力重分布［1-3］。為避免盾構對臨近既有樁基結構的安全造成較大影響，一般情況下可使用樁基脫換對既有建筑結構進行處理［4-5］，或采用注漿法［6-7］對盾構周圍土體進行加固補強，減小盾構掘進過程中樁基的變形。但樁基托換法技術性較強，施工組織繁瑣；
而在軟弱地質條件下，注漿法的加固效果又不能得到有效保證。在樁基與盾構區域之間設置隔離樁，降低盾構開挖對樁基周圍土體的影響，可以快速有效地達到對樁基進行變形和應力控制的效果［8］。
目前，針對隔離樁的研究主要集中在數值模擬、現場監測方面。史淵等［9］通過FLAC3D軟件建立了雙線盾構近距離側穿高鐵橋梁樁基的數值模型，計算發現設置隔離樁可大幅減少雙線隧道開挖對橋樁所造成的疊加效應的影響；
趙曉勇等［10］對隔離樁設置范圍、位置和深度等進行了對比計算分析，得出隔離樁的最優布置間距及埋深；
馮國輝等［11］將Winkler地基模型及Pasternak地基模型的計算結果與已有工程監測數據進行對比驗證后發現，隨著隔離樁樁徑的增大，高鐵樁基水平位移顯著減小。為使計算更加貼合實際情況，本文采用有限元法，模擬了盾構掘進中盾殼、管片拼裝及注漿過程，更加真實地反映了隔離樁的控制效果。
1 計算原理及模型建立
1.1 接觸面計算原理
樁土之間的相互作用采用切向和法向彈簧來模擬，在線彈性假定下，應力與應變的關系成正比，可以用式（1）～式（4）表示［12］：
{σ}=［K］{ω}（1）
其中：
{σ}=σnτs1τs2
（2）
［K］=kn00
0ks10
00ks2（3）
{ω}=dudυ1dv2（4）
式中：σn、τs1、τs2分別為接觸面上的法向應力及2個方向的切向應力；
du、dv1、dv2分別為接觸面間產生的法向位移及2個方向的切向位移；
kn、ks1、ks2分別為接觸面法向剛度系數及2個方向的切向剛度系數。
接觸面采用Mohr-Coulomb理想彈塑性模型的破壞準則［13］，可用式（5）表示：
σ1-σ32=σ1+σ32sinφ+ccosφ（5）
式中：σ1為最大主應力；
σ3為最小主應力；
c為土體的粘聚力；
φ為土體的內摩擦角。
1.2 樁基接觸面及樁端單元的設置
接觸面參數主要包括法向剛度、切向剛度，具體取值如表1所示。相應的計算公式見式（6）～式（9）：
kn=Eoedtv（6）
kt=Gitv（7）
Gi=R×Gsoil（8）
Eoed=2Gi（1-υi）1-2υi（9）
式中：kn為法向剛度；
kt為切向剛度；
tv為界面厚度；
R為強度折減系數，取0.7；
Eoed為接觸面彈性模量；
Gi為接觸面剪切模量。
樁端參數包括最終剪力、樁端承載力及樁端彈簧剛度，根據相關工程經驗，具體參數取值如表1所示。
1.3 有限元物理力學計算模型及參數
將隔離樁等效為1 m厚度的地下連續墻，地層、橋墩、注漿層、地下連續墻結構使用三維實體網格，地層材料破壞準則選取M-C本構模型；
盾構管片、盾殼使用二維板單元網格，樁基礎使用一維桿單元網格，直徑1 m，注漿層、橋墩、地下連續墻及板單元、桿單元采用線彈性破壞準則。盾構管片厚度為0.3 m，盾殼厚度為0.06 m，沿盾構掘進方向，管片、盾殼長度取1.5 m。采用雙向同時掘進，盾機一次掘進3 m，即2個管片長度，注漿壓力設置為120 kN/m2。材料物理力學參數如表2所示，盾構區域與樁基礎空間位置如圖1所示，網格模型如圖2所示。
2 計算結果分析
2.1 地表豎向變形分析
掘進27 m后，地表監測斷面豎向位移如圖3所示。從圖中可以看出，地表監測斷面豎向位移呈“W”型分布。由于土體的開挖導致地層產生卸荷作用，在盾構區域內（x=26，x=52）地表發生較大沉降，最大沉降量為2.2 mm；
在盾構區間臨近區域內，特別是盾構左、右線兩側及中間的土體，在盾構掘進壓力的作用下發生擠壓，沉降量相對較小。
圖4為地表監測點豎向變形隨盾構掘進的時程變化曲線。從圖中可以看出，盾構初期，由于地層土體開挖產生的卸荷作用，地表沉降不斷加劇，當盾構至24 m處時，沉降達到最大值6 mm，隨著后期管片的安裝及注漿壓力的施加，土顆粒間的擠壓不斷加大，地表位移方向發生改變，甚至出現了隆起現象，最大隆起值為4 mm。
2.2 樁基橫向變形控制分析
圖5為掘進27 m處時樁基的橫向變形。從圖中可以看出，樁身最大橫向變形發生在樁基埋深14 m的位置，即盾構隧道所在高程，樁身最大橫向變形為4 mm，樁身相對變形最大值為5 mm。在隔離樁施加后，樁基周圍土顆粒間的相互作用路徑被阻斷，樁身所受影響大大減小，樁身相對變形量減小為0.4 mm。圖6為樁基14 m埋深處監測點的橫向變形隨盾構掘進的變化曲線。從圖6可以看出，樁基橫向位移隨著盾構掘進先增加后減小，在盾構掘進18 m時達到最大值，隨著管片的拼接和注漿壓力的作用，樁基橫向位移逐漸減小直至穩定在1.1 mm左右。隔離樁樁施加后，樁基的橫向位移大為減小，最大值為0.5 mm，最大橫向位移減小了90%。
2.3 樁基應力控制分析
當掘進行進至27 m時，樁身軸力分布如圖7所示。從圖7可以看出，施加隔離樁前，樁身軸向應力最大值出現在埋深6 m的位置，值為958.4 kPa；
施加隔離樁后，樁基周圍土體施加在樁身表面的側向摩阻力減小，樁身軸向應力有所降低，最大值為773.9 kN。樁身彎矩分布如圖8所示，從圖8可以看出，樁身最大負彎矩出現在埋深6 m位置處，值為-105.3 kN·m。樁身最大正彎矩出現在埋深14 m的位置處，其值為113.5 kN·m。施加隔離樁后，樁身最大負彎矩和最大正彎矩的值分別減小為-69.6 kN·m、58.8 kN·m。由此可以看出，隔離樁可以有效改善樁基的受力情況。
3 結論
本文通過采用有限元數值模擬，分析了隔離樁對盾構掘進中的既有樁基的變形和應力控制效果，得出結論：
（1）盾構掘進過程中，前期由于開挖造成土顆粒的損失，會產生地層的卸荷作用，地表發生較大沉降，后期在管片拼接及注漿壓力等作用下，地表會產生隆起現象。
（2）隔離樁可以阻斷土顆粒間的相互作用，減小樁基的橫向變形。施加隔離樁后，樁基最大相對橫向位移由5 mm減小至0.5 mm。同時，隔離樁的施加也有效的改善了樁基的受力條件，樁基的軸力和彎矩均呈現不同程度的降低。
參考文獻
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