錢葉琳, 張振華, 崔文天*, 蘇穎, 奚邦祿, 徐恒暉

(1.安徽省路港工程有限責(zé)任公司, 合肥 230022; 2.合肥工業(yè)大學(xué)土木與水利工程學(xué)院, 合肥 230009)

近年來,隨著中國(guó)社會(huì)經(jīng)濟(jì)和城市規(guī)模的快速發(fā)展,交通需求不斷增大、用地資源緊張,很多城市出現(xiàn)交通擁堵和癱瘓的現(xiàn)象[1-2]。為緩解城市交通壓力,節(jié)約城市用地,地鐵軌道和高架橋快速路逐漸在各大城市中修建,然而在城市交通開發(fā)過程中,由于空間受限,在已建成的地鐵隧道附近進(jìn)行高架橋梁樁基施工也愈發(fā)常見,如貴陽2號(hào)線[3]、杭州1號(hào)線[4]、天津2號(hào)線[5]地鐵隧道附近均進(jìn)行了樁基施工。如果樁基施工處理不當(dāng),容易引起鄰近地鐵隧道發(fā)生變形,出現(xiàn)管片破損和滲漏水等病害,嚴(yán)重情況下甚至導(dǎo)致隧道結(jié)構(gòu)破壞,造成公共財(cái)產(chǎn)損失,危及人民生命安全[6-7]。因此,研究緊鄰地鐵隧道橋梁樁基施工對(duì)地鐵隧道安全運(yùn)營(yíng)具有重要意義。

目前,已有較多研究對(duì)高架樁基施工影響鄰近地鐵隧道安全的問題展開探討,張戈[8]對(duì)試樁施工期間各項(xiàng)運(yùn)營(yíng)地鐵隧道監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理和分析,發(fā)現(xiàn)軟土層鉆孔樁基施工中使用鋼套管可以有效減小鄰近地鐵隧道的變形;淤泥地質(zhì)場(chǎng)地中可通過合理的施工順序降低樁基施工對(duì)運(yùn)營(yíng)地鐵隧道的影響。張斌等[9]深入分析了軟土地區(qū)緊鄰地鐵區(qū)域樁基施工的隧道保護(hù)方法,總結(jié)了隧道結(jié)構(gòu)保護(hù)的管理流程,并對(duì)隧道安全監(jiān)測(cè)標(biāo)準(zhǔn)(包括監(jiān)測(cè)內(nèi)容、點(diǎn)位布設(shè)、監(jiān)測(cè)方法、頻率、控制指標(biāo)、數(shù)據(jù)分析等)進(jìn)行了實(shí)例研究。喬麗平[10]采用布辛奈斯克求解法得到樁基施工荷載對(duì)鄰近運(yùn)營(yíng)地鐵隧道產(chǎn)生的影響,利用有限元軟件Midas GTS建立樁基、土體以及地鐵隧道模型,分析了沉樁施工的擠土效應(yīng)。丁智等[11]利用 Plaxis 軟件中的隧道模擬器分析了不同樁基-地鐵隧道(樁-隧)位置、隧道埋深、水平凈距、樁基半徑等因素對(duì)鄰近運(yùn)營(yíng)地鐵隧道的影響。張超等[12]依托某地鐵車站區(qū)間隧道上部新建客運(yùn)專線的工程實(shí)例,建立三維數(shù)值模型,針對(duì)不同旋進(jìn)深度情況下的鋼套管施工對(duì)運(yùn)營(yíng)地鐵隧道的影響進(jìn)行分析,建議在鄰近隧道設(shè)置應(yīng)力釋放孔來提高施工安全性。Yoo[13]通過數(shù)值模擬方法研究了各種樁-隧間距條件下樁基施工對(duì)鄰近地鐵的影響。Lueprasert等[14]提出了新建樁基與相鄰地鐵隧道的施工影響區(qū)。綜上所述,針對(duì)樁基施工對(duì)鄰近運(yùn)營(yíng)地鐵隧道安全的影響研究多采用數(shù)值模擬手段,通過模擬各種保護(hù)措施、施工方式等盡可能減少樁基施工對(duì)隧道的不良影響。然而在大多數(shù)樁基開挖對(duì)鄰近地鐵影響的數(shù)值模擬中,常賦予樁基和地鐵隧道周圍的黏土體彈塑性本構(gòu)模型(如Mohr-Coulomb模型、Drucke-Prager模型等),無法準(zhǔn)確分析運(yùn)營(yíng)地鐵附近樁基開挖引起的黏土體蠕變對(duì)隧道結(jié)構(gòu)的長(zhǎng)期擾動(dòng)效應(yīng),缺乏運(yùn)營(yíng)地鐵周圍黏土體的時(shí)效變形對(duì)隧道安全的影響研究,所以有必要開展相應(yīng)研究以滿足設(shè)計(jì)和施工要求。

現(xiàn)以合肥市文忠路高架快速路與地鐵3號(hào)線并線區(qū)間橋梁樁基礎(chǔ)施工為工程背景,取現(xiàn)場(chǎng)原狀土樣開展黏土蠕變實(shí)驗(yàn),據(jù)此建立考慮地層蠕變特性的三維有限元模型,并與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析,進(jìn)一步探討高架橋樁基施工對(duì)鄰近運(yùn)營(yíng)地鐵的擾動(dòng)效應(yīng),以期為地鐵隧道附近橋梁樁基安全施工提供參考和借鑒。

1 工程概況

h1、h2為高架橋橋墩柱的高度;L為樁基長(zhǎng)度圖1 地鐵隧道、高架橋和樁基位置Fig.1 Positions of the subway tunnel, bridge and piles

2 黏土體蠕變?cè)囼?yàn)與本構(gòu)模型確定

2.1 分級(jí)卸載蠕變?cè)囼?yàn)

蠕變?cè)囼?yàn)的研究對(duì)象為新海大道地鐵站附近黃褐色硬塑性黏土,取土深度為10～20 m?？紤]到黏土具有結(jié)構(gòu)性,為盡量避免土樣的擾動(dòng)影響,取樣采用直徑為80 mm、長(zhǎng)度為800 mm 的薄壁取土器,取回后置于土樣養(yǎng)護(hù)室內(nèi)進(jìn)行養(yǎng)護(hù)。土樣物理力學(xué)性能參數(shù)如表1所示。

表1 土樣物理力學(xué)性能參數(shù)Table 1 Physical and mechanical properties of soil sample

試驗(yàn)儀器采用全球配送服務(wù)(globe distribution service,GDS)三軸流變?cè)囼?yàn)系統(tǒng)進(jìn)行分級(jí)卸荷蠕變?cè)囼?yàn),如圖2所示。

圖2 GDS三軸流變?cè)囼?yàn)系統(tǒng)Fig.2 The GDS triaxial rheological test system

采用原狀土樣作為試驗(yàn)土樣,試樣的尺寸直徑39. 1 mm、高度80 mm,依據(jù)《土工試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50123—2019) 要求,結(jié)合土體在自然條件下的初始應(yīng)力狀態(tài)以及實(shí)際樁基開挖卸荷過程中,不同深度附近土體的應(yīng)力狀態(tài),確定蠕變?cè)囼?yàn)軸壓和圍壓,蠕變?cè)囼?yàn)之前,根據(jù)取樣深度完成先期K0不等向固結(jié)條件(K0為土的靜止土壓力系數(shù)),由實(shí)驗(yàn)得K0= 0.5。蠕變?cè)囼?yàn)方案如表2所示?？紤]地鐵隧道拱頂覆土厚度,采用三組蠕變?cè)囼?yàn),軸壓分別為200 kPa (10 m埋深)、400 kPa (20 m埋深)和600 kPa (30 m埋深),通過不斷卸載圍壓研究黏土體的蠕變效應(yīng)。卸載方式采用分級(jí)卸載,每隔一定的時(shí)間記錄時(shí)間、溫度、軸向位移計(jì)和體變管水位,蠕變穩(wěn)定時(shí)間標(biāo)準(zhǔn)依據(jù)《土工試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(24 h的軸向應(yīng)變小于累積蠕變軸向應(yīng)變的1‰～5‰),達(dá)到穩(wěn)定標(biāo)準(zhǔn)后再卸載圍壓。

表2 三軸蠕變?cè)囼?yàn)方案Table 2 Triaxial creep testing schemes

2.2 蠕變?cè)囼?yàn)結(jié)果分析

蠕變?cè)囼?yàn)數(shù)據(jù)由三軸試驗(yàn)機(jī)數(shù)據(jù)系統(tǒng)采集,得到土體分級(jí)卸載全過程曲線,如圖3所示。

圖3 分級(jí)卸載圍壓蠕變曲線圖Fig.3 Creep curve of confining pressure in graded unloading

由圖3可知,土體試樣施加圍壓和軸壓后,均出現(xiàn)一定量的彈性瞬時(shí)變形,試樣3受軸壓最大,瞬時(shí)變形量為2.4%,大于試樣1和試樣2,當(dāng)土體達(dá)到穩(wěn)定開始卸載圍壓時(shí),也會(huì)出現(xiàn)不同程度的瞬時(shí)變形,每個(gè)試樣的瞬時(shí)變形量隨卸載次數(shù)逐步遞減;土體試樣發(fā)生瞬時(shí)變形后進(jìn)入衰減蠕變狀態(tài),應(yīng)變量變化速率逐漸減小,試樣分級(jí)卸載圍壓后,衰減蠕變階段逐漸消失;當(dāng)試樣的應(yīng)變速率趨于穩(wěn)定時(shí),進(jìn)入穩(wěn)定蠕變階段,隨著圍壓的不斷降低,試樣1、試樣2和試樣3快速進(jìn)入穩(wěn)定蠕變階段,出現(xiàn)上述現(xiàn)象的原因是在荷載的作用下,原狀土體試樣被不斷壓密,孔隙水排出,顆粒與顆粒間的結(jié)合水膜厚度減小,土體有效應(yīng)力增加,試樣越來越密實(shí)。同時(shí),3個(gè)土體試樣在分級(jí)卸載的過程中,蠕變經(jīng)過24 h 到達(dá)穩(wěn)定階段,以試樣2為例,在400 kPa軸壓和200 kPa圍壓的共同作用下,蠕變4 h后產(chǎn)生應(yīng)變量2.35%,蠕變12 h后產(chǎn)生應(yīng)變量2.68%,占總應(yīng)變量的96.1%。

2.3 蠕變模型確定

由土樣蠕變曲線可知,土體在加壓后出現(xiàn)彈性瞬時(shí)變形,隨后進(jìn)入衰減蠕變階段并趨于穩(wěn)定,所以采用廣義Kelvin模型和Burgers模型描述土體蠕變。

分別采用廣義Kelvin模型和Burgers模型擬合初始狀態(tài)下,10、20、30 m深的黏土蠕變?cè)囼?yàn)曲線,結(jié)果如圖4所示。廣義Kelvin模型與Burgers模型均能很好地?cái)M合黏土蠕變?cè)囼?yàn)數(shù)據(jù),其中,廣義Kelvin模型的相關(guān)系數(shù)平均值為0.950,Burgers模型的相關(guān)系數(shù)平均值為0.984。然而,觀察后半部分?jǐn)M合曲線發(fā)現(xiàn),Burgers模型擬合曲線后半段是斜率不為零的直線,代表土體進(jìn)入了等速蠕變階段,即土樣會(huì)隨著時(shí)間的增加,應(yīng)變也會(huì)增長(zhǎng),然而試驗(yàn)蠕變曲線表明,土體試驗(yàn)在24 h后進(jìn)入穩(wěn)定蠕變階段,應(yīng)變不在隨時(shí)間的增加而變化。因此,Burgers模型無法準(zhǔn)確反應(yīng)土體試樣在相同軸壓、不同圍壓下的穩(wěn)定蠕變量,而廣義Kelvin模型能夠準(zhǔn)確反應(yīng)土樣的穩(wěn)定蠕變,所以采用廣義Kelvin本構(gòu)模型描述黏土體在開挖卸荷時(shí)的蠕變行為較為合適。

圖4 蠕變模型擬合曲線與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)照Fig.4 The creep model fit curves against the test data

利用FLAC3D軟件二次開發(fā)接口,將定義好的廣義Kelvin模型編譯成動(dòng)態(tài)數(shù)據(jù)鏈庫(kù),通過內(nèi)嵌方式放置于主程序中,隨后在計(jì)算模擬中進(jìn)行模型調(diào)用。

3 數(shù)值模擬研究

3.1 數(shù)值模型建立與參數(shù)確定

取里程 K2+458.85～K2+826.85中工況最為復(fù)雜,分別位于區(qū)間下行隧道、區(qū)間上行隧道西側(cè)和中間的工況1 (包含1號(hào)和2號(hào)樁基) 和工況2 (包含3號(hào)和4號(hào)樁基) 作為計(jì)算模擬工況,其中不同工況中樁基與隧道的凈距如圖5所示。1號(hào)樁基和3號(hào)樁基作為橋墩承臺(tái)樁基位于地鐵隧道西側(cè),最小樁-隧凈距是3.7 m和3.0 m,2號(hào)樁基和4號(hào)樁基位于上、下行隧道中部,樁-隧凈距為3.1 m。

圖5 樁-隧布置示意圖Fig.5 Pile-tunnel layout schematic diagram

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)巖土工程勘察報(bào)告和設(shè)計(jì)資料,考慮模型邊界條件的影響,建立三維有限元網(wǎng)格模型,模型尺寸為140 m×140 m×120 m,整體采用六面體網(wǎng)格,隧道和樁基附近巖土體網(wǎng)格數(shù)量密集,每0.5 m劃分一個(gè)網(wǎng)格,利用漸變網(wǎng)格劃分遠(yuǎn)離隧道和樁基的巖土體,網(wǎng)格數(shù)量為883 258,如圖6所示。

圖6 三維數(shù)值模型Fig.6 Three-dimensional numerical model

模型上邊界為自由邊界,模型四周及底部采用法向約束。其中,黏土層②采用廣義Kelvin模型,砂巖采用Mohr-coulomb模型。地層自上而下分為素填土層、黏土層①、黏土層②以及砂巖層,所有計(jì)算模型物理力學(xué)參數(shù)如表3所示。

表3 材料物理力學(xué)參數(shù)Table 3 Physical and mechanical parameters of different materials

根據(jù)地勘報(bào)告,地鐵隧道拱頂覆土10.8～21.5 m,隧道主要穿越的地層是硬塑性黏土②,深度21.5 m處黏土所受軸壓σ0=γh= 20.0×21.4= 428 kPa,其中,γ為黏土層重度,h為深度,所以選擇初始應(yīng)力狀態(tài)下,20 m深 (軸壓400 kPa) 的黏土蠕變?cè)囼?yàn)曲線計(jì)算蠕變模型參數(shù),計(jì)算使用的硬塑性黏土的廣義Kelvin模型參數(shù)如表4所示。

表4 蠕變模型參數(shù)Table 4 Parameters of creep model

計(jì)算方案依據(jù)現(xiàn)場(chǎng)樁基施工流程:①樁基成孔6 h;②鋼筋籠下放2 h;③不間斷澆筑混凝土2 h;④混凝土初凝4 h,終凝不超過12 h;⑤第2天進(jìn)行同一承臺(tái)第二個(gè)樁基施工。

3.2 數(shù)值計(jì)算結(jié)果分析

根據(jù)模擬計(jì)算結(jié)果,得到兩種工況下,樁基開挖成孔和混凝土澆筑過程中地鐵隧道襯砌的位移變化。隧道襯砌位移監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置如圖7所示,其中A點(diǎn)、C點(diǎn)記錄下行隧道豎向位移,E點(diǎn)、G點(diǎn)記錄上行隧道的豎向位移,B點(diǎn)、D點(diǎn)記錄下行隧道水平位移,F點(diǎn)、H點(diǎn)記錄上行隧道水平位移。

工況1中,1號(hào)樁基第一根樁開挖后引起隧道周圍土體蠕變,造成下行隧道襯砌隨時(shí)間發(fā)生位移變化,如圖8所示。計(jì)算模擬了1號(hào)樁基第一根單樁從開挖成孔到混凝土初凝,14 h內(nèi)隧道襯砌的豎向沉降量和水平位移量隨施工時(shí)間的變化。在樁基開挖成孔階段,襯砌位移量不斷增大,下放鋼筋籠完成后(8 h)進(jìn)入穩(wěn)定狀態(tài),下行隧道拱頂A和拱底C的豎向沉降量分別是0.144 mm和0.114 mm,左拱腰B和右拱腰D的水平位移分別是0.175 mm和0.141 mm。

圖8 隧道襯砌位移變化圖Fig.8 Displacements change of the tunnel lining

在工況1,前4 d對(duì)區(qū)間下行隧道西側(cè)3.7 m處的1號(hào)樁基進(jìn)行開挖和澆筑施工模擬,后2 d對(duì)2號(hào)樁基進(jìn)行開挖和澆筑施工模擬,隧道襯砌的累計(jì)豎向沉降量和水平位移量如圖9所示。

圖9 工況1隧道襯砌位移累計(jì)變化圖Fig.9 Cumulative variation displacements of the tunnel lining in condition 1

由圖9可知,樁基開挖后,下行隧道拱頂A和拱底C的豎向沉降量不斷累計(jì)增大,樁基開挖是地鐵隧道發(fā)生沉降和變形的主要原因,混凝土澆筑過程中隧道的沉降量微小,第6天工況1施工結(jié)束后,下行隧道拱頂和拱底的沉降累計(jì)量分別是0.824 mm和0.626 mm;下行隧道左拱腰B和右拱腰D朝向開挖側(cè) (西側(cè)) 的水平位移不斷增大,第四天1號(hào)樁基澆筑完成后,位移量達(dá)到最大,分別是0.571 mm和0.457 mm,第5、6天位于下行隧道東側(cè)的2號(hào)樁基施工后,隧道偏向西側(cè)的累計(jì)水平位移不斷減小,最終水平位移分別是0.169 mm和0.053 mm,這是因?yàn)?號(hào)樁基開挖使得隧道附近已經(jīng)相對(duì)穩(wěn)定的土體再次進(jìn)入蠕變狀態(tài),下行隧道由西向東反向收斂變形,所以偏向西側(cè)累計(jì)水平位移下降。由圖5可知,1號(hào)樁基和2號(hào)樁基均位于上行隧道西側(cè),所以當(dāng)樁基開挖后,上行隧道拱頂E、拱底G的豎向沉降量不斷累計(jì),最終沉降量分別是0.528 mm和0.402 mm;左拱腰F、右拱腰H的朝向西側(cè)的水平位移也不斷增大,最終水平位移分別是0.778 mm 和0.636 mm;隧道襯砌前4 d的豎向沉降量和水平位移量相對(duì)于后兩天較小,原因是1號(hào)樁基與上行隧道的最小樁-隧凈距超過15 m,與下行隧道的最小樁-隧凈距是3.7 m,所以樁基的施工距離地鐵隧道越遠(yuǎn),造成的影響越小。

工況1樁基施工結(jié)束后,區(qū)間上行隧道和區(qū)間下行隧道的應(yīng)力分布如圖10所示。土體對(duì)地鐵隧道襯砌拱頂和拱底以壓應(yīng)力為主,應(yīng)力大小是500 kPa,對(duì)襯砌拱腰以拉應(yīng)力為主,應(yīng)力大小是250 kPa,所以在地鐵隧道周圍開挖樁基會(huì)引起襯砌出現(xiàn)“橫橢圓狀”變形。

圖10 隧道應(yīng)力云圖Fig.10 Tunnel stress cloud map

在工況2中,3號(hào)樁基和4號(hào)樁基開挖和混凝土澆筑施工模擬中,區(qū)間下行隧道和上行隧道襯砌的累計(jì)豎向沉降量和水平位移量如圖11所示。

圖11 工況2隧道襯砌位移累計(jì)變化圖Fig.11 Cumulative variation displacements of the tunnel lining in condition 2

由圖9和圖11可知,3號(hào)樁基開挖后,隧道襯砌的沉降量和水平位移值明顯大于1號(hào)樁基開挖引起的隧道位移量,第6天工況2施工結(jié)束后,下行隧道拱頂與拱底的豎向沉降量分別是1.194 mm和0.973 mm;左拱腰和右拱腰在第4天3號(hào)樁基澆筑完成后,水平位移累計(jì)值達(dá)到最大,分別是0.814 mm和0.669 mm,第5、6天后,偏向西側(cè)的累計(jì)水平位移下降至0.411 mm和0.158 mm;這表明開挖樁基距離地鐵隧道越近,對(duì)隧道襯砌豎向沉降和水平位移影響越大,使得截面收斂變形加劇。同時(shí),由工況1和工況2中區(qū)間下行隧道襯砌水平位移值的變化可知,采用隧道雙側(cè)布樁施工方式能夠有效減少隧道襯砌水平位移量,減輕樁基施工對(duì)鄰近運(yùn)營(yíng)地鐵隧道的不良影響,有利于隧道結(jié)構(gòu)安全穩(wěn)定。

4 監(jiān)測(cè)結(jié)果與模擬值對(duì)比分析

在鄰近運(yùn)營(yíng)地鐵隧道的樁基施工過程中,對(duì)隧道襯砌結(jié)構(gòu)的水平位移和豎向位移進(jìn)行監(jiān)測(cè),采用智能化全站儀 (徠卡TM60) 自動(dòng)測(cè)量拱腰水平位移和拱頂豎向位移,電子水準(zhǔn)儀測(cè)量道床豎向位移。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的數(shù)據(jù),保證樁基施工過程中隧道結(jié)構(gòu)的安全,監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置和現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)如圖12所示。根據(jù)《城市軌道交通結(jié)構(gòu)安全保護(hù)技術(shù)規(guī)范》(CJJT 202—2013)、《城市軌道交通工程監(jiān)測(cè)技術(shù)規(guī)范》(GB 50911—2013) 等資料確定施工監(jiān)測(cè)控制標(biāo)準(zhǔn):隧道襯砌累計(jì)豎向沉降/上浮位移不超過5 mm,或變化速率不超過1 mm/d;累計(jì)水平位移不超過5 mm,或變化速率不超過1 mm/d。

圖12 地鐵隧道監(jiān)測(cè)斷面示意圖Fig.12 Subway tunnel monitoring section diagram

將工況1中現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)的地鐵隧道水平變形實(shí)測(cè)值與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,下行隧道襯砌實(shí)測(cè)值與模擬值如圖13所示,上行隧道襯砌實(shí)測(cè)值與模擬值如圖14所示。

圖13 下行隧道襯砌實(shí)測(cè)值與模擬值Fig.13 The measured and simulated values of the downward tunnel lining

由圖13監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)可知,下行隧道西側(cè)1號(hào)樁基開挖后,襯砌水平位移不斷增大,最大值是0.6 mm,東側(cè)2號(hào)樁基開挖后,累計(jì)水平位移下降至0.1 mm。由圖14監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)可知,前4 d開挖距離上行隧道超過15 m的1號(hào)樁基時(shí),襯砌基本沒有水平位移,后兩天開挖距離上行隧道3.1 m的2號(hào)樁基時(shí),襯砌水平累計(jì)位移增加至0.8 mm。地鐵隧道水平位移實(shí)測(cè)值與模擬值均在監(jiān)測(cè)控制標(biāo)準(zhǔn)范圍內(nèi),且二者擬合程度較高,趨勢(shì)和規(guī)律相近,表明了該數(shù)值模擬結(jié)果合理有效,能夠準(zhǔn)確地研究樁基開挖引起鄰近地鐵隧道周圍土體的蠕變效應(yīng)對(duì)隧道結(jié)構(gòu)的影響。

緊鄰運(yùn)營(yíng)地鐵的樁基開挖和混凝土澆筑完成后,地鐵隧道管片無新增裂縫、滲水和明顯變形,隧道結(jié)構(gòu)情況良好,如圖15所示。

圖15 地鐵隧道現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查圖Fig.15 Subway tunnel site investigation map

5 結(jié)論

通過開展考慮黏土蠕變效應(yīng)的橋梁樁基施工對(duì)鄰近運(yùn)營(yíng)地鐵隧道影響研究,得出主要結(jié)論如下。

(1) 不同圍壓作用下,黏土體開挖卸荷蠕變趨勢(shì)基本相同,變形分為瞬時(shí)變形、衰減蠕變和穩(wěn)定蠕變?nèi)A段,采用廣義Kelvin本構(gòu)模型能夠較好地描述黏土體開挖卸荷蠕變過程。

(2) 樁基的開挖使得隧道襯砌出現(xiàn)下沉和向外收斂的趨勢(shì),土體對(duì)隧道拱頂和拱底以壓應(yīng)力為主,對(duì)襯砌拱腰以拉應(yīng)力為主,使得盾構(gòu)管片變形不均勻,呈現(xiàn)“橫橢圓狀”。

(3) 隧道襯砌位移變化與樁-隧最小凈距相關(guān), 凈距越小,影響越大。采用隧道雙側(cè)布樁施工方式進(jìn)行樁基施工能夠有效減少隧道拱腰的水平位移量,有利于運(yùn)營(yíng)期地鐵隧道的結(jié)構(gòu)安全。

(4) 根據(jù)計(jì)算結(jié)果和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)可知,考慮地層的蠕變效應(yīng),能夠更加準(zhǔn)確地研究樁基開挖引起鄰近地鐵隧道周圍土體的時(shí)效變形對(duì)隧道結(jié)構(gòu)的影響。