岩石地基中群桩基础对相邻车站隧道影响分析——以重庆地铁1号线七星岗站为例

李杨秋

(中煤科工集团重庆设计研究院有限公司，重庆 400042)

0 引言

桩和隧道之间的相互作用是一个复杂的基础－岩土－隧道结构相互作用问题，一直都是岩土工程界研究的热点和难点。以往研究工作主要包括2个方面:1)隧道施工对已有桩基的影响;2)桩基施工和加载对已有隧道的影响。如文献［1－4］对第1类问题进行了深入研究，文献［5－8］对第2类问题进行了深入研究。邱陈瑜等［4］对桩基荷载作用下隧洞破坏模式进行安全分析，认为桩－岩土－结构在共同作用下可能发生3种破坏模式，即隧洞破坏、桩基破坏、衬砌破坏，并针对桩基荷载作用下隧洞稳定性的各种影响因素，有岩体强度、桩基荷载、桩与隧洞距离及桩的埋深等采用有限元强度折减法求其稳定安全系数，分析其内在规律，认为桩与隧洞之间存在临界距离与临界埋深，当桩位于临界距离或临界埋深范围之内时，桩对隧洞稳定性有较大影响，隧洞先发生破坏，反之则桩对隧洞影响较小，桩基先发生破坏。闫静雅等［5］进行了桩基础全寿命期对邻近已有隧道影响的研究，针对上海软土地基利用有限元程序重点分析了群桩基础位于隧道单侧时沉降对邻近隧道的影响，研究得出钻孔灌注桩施工造成邻近隧道的变形及受力变化量值很小，桩基础加载完成时产生的桩基沉降以及隧道沉降占最终沉降的75%左右的结论。以往的文献中研究岩石地基中群桩基础不同桩长对大断面隧道的偏压影响程度的工程实例较少，因此寻求合理群桩桩长，以确保隧道安全的研究很有必要。本文以地铁1号线车站隧道旁修建某项目为工程实例，采用ANSYSY有限元软件首先对岩石地基中基坑开挖和群桩加载对相邻车站隧道衬砌内力及位移影响进行了分析;而后针对群桩基础埋深对隧道结构的不同影响进行对比分析计算，定量分析了桩长对隧道内力影响的变化规律，提出了有利于隧道安全的桩长建议。

1 工程概况及地质条件

1.1 项目工程概况

项目位于重庆市渝中区，为4栋超高层、－4F地下车库及商业组成的综合体建筑，项目影响范围内有已运营地铁1号线车站隧道，规划线路地铁10号线区间隧道及车站附属隧道(出入口隧道、通风隧道、风井及紧急通道、1号线与10号线连接通道)。隧道保护线内的建筑有塔楼及地下车库。塔楼48F/4F，框筒剪力墙结构类型，基础形式为桩基;地下室为4F，设计地坪高程 ±0.0=294.450，基坑底标高 －4F=268.45，基坑边坡高度为25.5 m。

如图1所示，和项目相邻的隧道有7条，三维空间关系非常复杂，其中1号线车站隧道因开挖断面大(跨度20.36 m)、影响长度长(与基坑平行长度190 m)，相距基坑距离很近(水平距离仅1.8 m)，被列为重要风险源，是制约本项目能否顺利实施的关键问题。因此本文选取1号线车站隧道与群桩基础的相互影响为分析研究对象。

1.2 车站隧道工程概况

车站主体为地下双层岛式车站，其中地下1层为站厅层，地下2层为站台层。车站总长190.00 m，总宽20.36 m，为复合衬砌结构。车站洞室采用隧道预裂或光面控制爆破开挖后先喷一层混凝土封闭暴露的岩面，设置锚杆、立架、挂网喷射混凝土进行初期支护，初期支护厚度为280 mm;采用C30钢筋混凝土进行二次衬砌，二次衬砌厚度为 700 mm。洞顶高程为251.56～251.93 m，车 站 顶 板 距 地 面 25.17 ～49.42 m，覆跨比为 1.27 ～2.50，距中风化岩层厚度为17.88 ～46.45 m，为0.9 ～2.3 倍洞跨。车站主体顶板及底板部分主要以砂质泥岩为主，洞周部分主要以砂岩为主。车站属深埋隧道，为低应力区，地下水贫乏，围岩级别为Ⅳ级。

图1 地铁隧道及附属隧道三维空间位置Fig.1 3D model showing relationship among Metro tunnel and subsidiary tunnels

1.3 本项目与车站隧道位置关系

本项目基坑底与车站隧道顶板相差约16.52 m。基坑侧壁距离车站隧道侧壁水平距离为1.8 m，群桩基础距离隧道侧壁最近距离为4 m。车站隧道与项目剖面位置关系图(模型1)如图2所示。

图2 车站隧道与项目剖面位置关系图(模型1)Fig.2 Relationship between pile group foundation and station tunnel(Model 1)

2 数值模拟

地铁车站隧道结构是对变形要求极为严格的地下结构物，特别是已运营的地铁线路对于变形要求更为严格。为了保护正在运营的隧道，隧道业主(轨道交通管理单位)制定了相应的限制条例，重庆地区规定地铁隧道结构整体沉降量及水平位移量≤10 mm;隧道纵向变形曲线的曲率半径≥15 000 m;隧道的相对变曲≤1/2 500。由于项目与车站隧道空间关系复杂，理论上无成熟的公式能定量计算基坑卸荷和建筑物加荷对隧道内力和位移的影响。本文采用弹塑性有限元数值分析手段经详细计算以控制上方卸荷及加载对下方已有隧道结构的偏压影响。

2.1 计算模型及单元

计算按照平面应变问题建立有限元模型，岩体、隧道及桩基础采用4节点四边形平面单元PLANE2，衬砌采用梁单元BEAM3，锚杆采用Link1单元。有限元模型尺寸138 m×98 m，单元数8 489，节点数8 181。塔楼及地下车库基础形式为桩基础，塔楼中心电梯井位置为筏板基础。为在平面应变模型中反应桩基纵向间距，对桩基础荷载根据桩基纵向间距进行了等效处理。

2.2 数值分析对比模型简介

重庆地区在高层建筑设计中常采用桩基础，在不考虑隧道存在的情况下，通常嵌入中等风化基岩1～3倍桩基即可满足承载力要求。模型一中桩基础采用常规设计，嵌岩深度为4 m，其中①为筏板基础，②为地下车库桩基础，③④⑤⑥为塔楼桩基础，模型1如图2所示。

为分析群桩桩长不同对隧道衬砌结构的影响程度，需要建立模型2和模型3进行对比分析。模型2从隧道左侧拱脚为起点作破裂面，对1倍洞跨影响范围内的群桩基础通过增加桩长使之均位于破裂面以下，桩长随离隧道距离增大呈三角形递减分布，考虑隧道爆破施工存在岩体松动圈，破裂角取值45°。模型3将距离隧道最近的桩长进一步加长至隧道拱底标高，其余1倍洞跨影响范围内的群桩基础按破裂面走向呈三角形递减分布。模型2和模型3如图3所示。

图3 模型2和模型3桩长示意图Fig.3 Pile length of Model 2 and Model 3

2.3 计算过程

有限元模拟按照以下步骤进行:1)模拟原始地形地貌下的初始地应力场、位移场;2)模拟隧道开挖;3)模拟基坑开挖;4)模拟上部建筑物加载。数值模拟中考虑了隧道初期支护及二次衬砌作用。

2.4 岩体物理力学参数

见表1。

表1 岩土体及结构物理力学参数Table 1 Physical and mechanical parameters of rock mass and structure

2.5 弹塑性数值模拟结果分析

2.5.1 隧道开挖后计算结果分析

在考虑初期支护和二次衬砌工况下，隧道开挖引起拱顶下沉6.51 mm，拱底回弹9.5 mm，受地面线及地层分布不水平的影响，衬砌内力图呈近似对称分布，见图4。锚杆最大轴力为40.31 kN，衬砌内力的最大值均发生在隧道拱脚，其中衬砌轴力最大值为6 050 kN，正剪力最大值为432.43 kN，负剪力最大值为533.25 kN，正弯矩最大值为797.72 kN·m，负弯矩最大值为420.96 kN·m。因此在后续计算中将拱脚内力值的变化作为控制重点。

2.5.2 模型1计算结果分析

基坑开挖导致隧道侧上方卸载，诱发隧道隆起和发生向基坑侧的位移，建筑物加载在一定程度上起到荷载补偿作用，当建筑荷载总量小于基坑开挖土体自重时，表现为减小基坑卸载引起的隧道结构竖向变形和侧向变形，当建筑荷载总量大于基坑开挖土体自重时，表现为抵消基坑卸载引起的隧道结构隆起变形并导致隧道的整体下沉。本工程实例的上部建筑荷载总量大，属于第2种情况，基坑开挖工况对隧道结构的影响远小于建筑加载工况。建筑加载工况对隧道的影响主要有以下2个方面。一方面，在上部荷载作用下，桩基础发生沉降，一部分荷载通过岩体介质传递给隧道结构，使隧道发生向下变形，因介质为砂泥岩互层岩体，弹性模量较大，形成的围岩体对限制隧道结构变形形成约束，起到控制隧道变形的作用，图5计算结果表明，桩底沉降值为72 mm，大于隧道沉降值28.1 mm。约束作用的大小由岩体强度及桩底距离隧道顶板的厚度等参数控制。根据隧道业主对地铁隧道下沉变形的控制要求，28 mm的沉降量已不能被接受。另一方面，隧道开挖后在群桩基荷载作用下，隧洞周围岩土体发生应力重分布，岩土体在内外部因素的作用下产生塑性应变导致强度降低，当塑性应变发展到一定程度发生应变突变或位移突变时，岩土体发生破坏［4］，可根据数值计算不收敛判断隧道发生破坏，模型1计算中未出现上述计算不收敛情况，表明位于隧道顶板上的群桩加载后未造成过大的塑性变形，桩基与隧道均未发生破坏，但衬砌内力可能会增大而使衬砌结构超出规范要求的安全储备。基于上述2方面原因，后续分析将隧道位移和衬砌内力作为主要控制因素。

图4 隧道开挖后锚杆轴力及衬砌内力分布图Fig.4 Distribution of axial force of rock bolt and internal force of lining

图5 建筑物加载Y方向附加竖向位移云图(模型1)Fig.5 Contour of auxiliary vertical displacement in Y-direction under building load(Model 1)

模型1建筑物加载工况隧道内力计算结果见图6，桩基础加载后，在桩基础应力扩散影响区域的锚杆受力状态发生了改变，即隧道左侧拱肩部位锚杆受力由拉力转变为压力，压力值为21 kN，锚杆受拉轴力由开挖时40.3 kN变化为加载后34.35 kN，与表2隧道衬砌内力变化值相比，桩基础加载对初期支护锚杆轴力影响小，对二次衬砌内力的影响大。

表2(模型1)计算结果表明建筑物加载前后，由于桩基础对隧道左侧的偏压作用，桩基附加应力扩散使隧道的衬砌内力发生了增长，衬砌弯矩增长明显，弯矩分布从初始的对称分布形态转变为靠近桩基础一侧大幅增长的不对称形态。衬砌内力的最大值发生在左侧拱脚位置，在拱脚处弯矩增长了57%，剪力增长了55%，轴力增长了54%，拱脚处衬砌配筋验算大于设计图纸中的配筋值，隧道结构强度安全系数不能满足规范要求，因此需要采取相应措施，以减小桩基础加载对隧道的偏压影响。

图6 建筑物加载衬砌内力分布图(模型2)Fig.6 Distribution of internal force of lining under building load(Model 2)

表2 (模型1)隧道衬砌内力计算结果Table 2 Calculation results of internal force of tunnel lining(Model 1)

当桩基础对邻近隧道造成不利影响时，林永国等提出可采取以下几种防治措施，对隧道进行保护［9］:1)加长工程桩。加长工程桩，可将桩身附加应力传递到对隧道影响小的区域，或通过减小桩基础本身沉降而使周围地层和隧道的沉降随之减小。2)设置隔离桩。在隧道与群桩基础之间设置非直接受荷的桩列，由于桩列对土体竖向位移传递的遮拦作用，使群桩受荷引起的沉降变形不能完全传递到隧道处，这样隧道处的沉降会减小，以达到保护隧道的目的。3)跟踪注浆法。根据隧道可能发生过大位移或在已经发生了部分位移后，通过注浆局部增大隧道外侧的荷载和改善土性，迫使其停止移动甚至产生反向位移。2)和3)方法适用于土质地基或位移已经产生后的补偿措施，方法1)加长工程桩适用于本工程，可减小桩基础加载对隧道的影响。方法确定以后就需要确定群桩桩长的具体参数，所面临的是桩长增加到何种程度才能确保隧道的安全，安全性和经济性如何兼顾的问题。由此引入了破裂面理论来确定群桩桩长。

图6结果表明桩基础加载对隧道衬砌内力影响较大的部位为隧道左侧边墙及左侧拱脚。若将左侧边墙假想为向右侧临空的边坡坡面，左侧拱脚假想为边坡坡脚，当边坡顶部存在建筑荷载时，往往会导致支护结构内力增加，为减小建筑加载对支护结构内力的影响常采用的措施是加长坡顶建筑桩基础，将建筑荷载传至边坡破裂面以下，在破裂面以上区域桩身四周采用应力隔离措施。边坡破裂面理论同样适用于对隧道侧群桩基础的桩长处理。以下章节将对增加桩长的模型2和模型3分别进行数值计算，对比分析桩长变化对隧道衬砌内力的影响程度。在模型2和模型3中考虑了在隧道侧墙破裂面以上区域桩身四周采用的应力隔离措施，因此建筑荷载仅少量通过桩身传递到四周岩体，大部分荷载通过桩基传递到桩底岩层中。

2.5.3 增加桩长对比分析结果

桩基础加载后，车站隧道衬砌内力对比结果见表3。当桩基础位于隧道侧墙破裂面以下时，能大大降低对隧道衬砌结构和位移的影响。拱脚衬砌弯矩模型2减小幅度为21.5%，模型3减小幅度为54.2%;拱脚衬砌剪力模型2减小幅度为12.6%，模型3减小幅度为38.6%;拱脚衬砌轴力模型2减小幅度为23.8%，模型3减小幅度为44.2%。

表3 模型1，2，3衬砌计算结果对比Table 3 Calculation results of linings in Model 1，Model 2 and Model 3

模型3计算出的衬砌内力最小，且接近隧道开挖工况表2中的衬砌内力值，基本恢复到隧道开挖时的应力状态，即模型3拱脚弯矩852 kN·m与隧道开挖工况拱脚最大弯矩798 kN·m相比，数值相当;拱脚剪力730 kN与隧道开挖工况拱脚最大剪力533 kN相比，增幅不大，拱脚轴力7 250 kN与隧道开挖工况拱脚最大轴力6 050 kN相比，增幅不大。表明桩基础加载对隧道的影响程度可以通过增加桩基础埋置深度进行有效控制。

建筑物加载对隧道结构位移的影响从以下2方面分析:1)隧道结构附加下沉量值;2)对隧道结构及围岩的位移影响范围。模型1中隧道结构附加沉降值为:左侧拱顶下沉16.5 mm，左侧边墙下沉28.1 mm，位移云图如图5所示，影响范围从隧道左侧向右侧扩散，覆盖了整个隧道结构。模型2中隧道结构附加沉降值为:左侧拱顶下沉10 mm，左侧边墙下沉19 mm，右侧边墙及拱顶下沉1.1 mm，位移云图如图7所示，内力分布如图8所示，影响范围从隧道左侧扩散到隧道中轴线位置，影响区域为隧道洞跨的一半;模型3中隧道结构附加沉降值为:左侧边墙下沉8.8 mm，其余洞周下沉1.3 mm，小于隧道业主规定的10 mm，位移云图如图9所示，内力分布如图10所示，影响范围仅限于隧道左侧墙及拱脚附近，影响区域为洞跨的1/6。

二维有限元计算便于对桩长参数进行对比分析，但把问题简化为平面应变模型进行计算，桩荷载引起的附加应力只能在平面内扩散，而不能在平面外扩散，无疑使得平面内所得的应力偏大，三维有限元计算更加符合实际，本文根据图1模型对模型3进行了三维数值分析，发现建筑物加载后，隧道最大附加下沉位移较二维计算结果减小15%左右。但因文章篇幅有限，三维计算过程不再做详细介绍。三维模型竖向位移云图见图11。

图7 建筑物加载隧道附加竖向位移云图(模型2)Fig.7 Contour of auxiliary vertical displacement of tunnel under building load(Model 2)

图8 建筑物加载衬砌内力分布图(模型2)Fig.8 Distribution of internal force of lining under building load(Model 2)

图9 建筑物加载隧道附加竖向位移云图(模型3)Fig.9 Contour of auxiliary vertical displacement of tunnel under building load(Model 3)

图10 建筑物加载衬砌内力分布图(模型3)Fig.10 Distribution of internal force of lining under building load(Model 3)

图11 三维模型竖向位移云图Fig.11 Contour of displacement of 3-dimensional model

3 结论与讨论

1)群桩和基坑位于隧洞左侧，基坑开挖卸载和群桩基础加载对隧道产生明显的偏压作用。对高层建筑而言，建筑加载工况对隧道的影响较基坑开挖工况明显，是需要重点分析的工况。

2)桩基附加应力扩散使隧道的衬砌内力发生了增长，内力分布从初始的对称分布形态转变为靠桩基础一侧大幅增长的不对称形态。衬砌内力的最大值发生在靠桩侧的拱脚位置，群桩基础位于隧道顶板上方时，衬砌内力均大幅增长。采取加长桩长的措施能有效减小桩基础加载后对隧道的偏压影响。

3)桩基埋深不同对衬砌内力的影响不同。从模型1，2，3的对比分析中可以得出，当桩基础位于隧道侧墙破裂面以下时，能大大降低对隧道衬砌结构内力的影响。模型3计算出的衬砌内力最小，且接近隧道开挖工况的衬砌内力值，基本恢复到隧道开挖时的应力状态。

4)桩基埋深不同对隧道位移的影响程度不同。模型3中隧道结构附加沉降值最大值为8.8 mm，影响范围仅限于隧道左侧墙及拱脚附近，影响区域为洞跨的1/6，远小于模型1和模型2的附加沉降值和位移影响范围。

5)从群桩基础加载对隧道位移及衬砌内力影响趋势来看，本文建议采用模型3控制群桩桩长，将桩基础置于隧道底板以下，破裂面以上桩身周边采取应力隔离措施，设置弹性隔离材料，减小桩身嵌岩段的应力扩散对隧道拱顶及侧墙的影响，以确保已建车站隧道的安全运营。

6)本次数值计算所选取的计算参数和建立的模型在计算结果及影响趋势方面是符合理论和经验判断的，因此数值计算的结果可以用于指导设计和施工。

7)由于本次研究中，计算模型进行了部分简化和假定，导致计算结果与实测结果存在差异，平面计算结果可能偏于保守。因此，还需在今后作进一步研究，如考虑基础加载过程及方式、施工震动荷载及水对围岩软化等不利影响，使数值模型与工程实际更加贴近。

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