西安地鐵盾構下穿高鐵路基沉降及變形分析

王立新， 竇磊明， 于歸， 汪珂， 李儲軍， 邱軍領*

(1.中鐵第一勘察設計院集團有限公司， 西安 710043； 2. 西安理工大學土木建筑工程學院， 西安 710048； 3.長安大學公路學院， 西安 710064)

中國中西部地區地鐵建設進入高速發展時期，以地鐵建設為代表的城市地下空間建設極大緩解了客運交通壓力[1]，然而地鐵規劃受城市用地限制其建設速度明顯低于高速鐵路規劃[2]，從而不可避免造成了地鐵近距離下穿既有高鐵。其地鐵下穿易對高鐵路基造成影響，當地鐵穿越高鐵路基時，地鐵施工擾動引起路基土層應力變化和下沉(或隆起)變形，造成高速鐵路軌道的變形過大[3]。而高鐵對軌道變形控制及平順度要求極為苛刻[4]，因高鐵運行速度快，一旦鐵路不平整，列車就會出現顛簸甚至脫軌，極大影響高鐵列車行駛的安全性與舒適性[5]。因此，為保障高鐵運營安全，有必要針對地鐵下穿高鐵路基沉降變形規律進行研究。

目前，中外學者對地鐵下穿高鐵路基變形響應規律與控制措施開展了大量研究。張碧文等[6]開展了廣州地鐵9號線下穿武廣客運專線高鐵路基沉降監測，利用既有路基沉降數據預測后續施工引起的路基沉降值，基于灰色理論系統預期了鐵路路基沉降變化，優化了地鐵下穿施工的掘進參數，進而實現了后續地鐵下穿施工的風險控制。程巧建[7]結合盾構下穿廈深高速鐵路路基工程實例，基于Peck公式與數值模擬分析了盾構穿越施工對既有線路路基沉降的響應規律，指出先行盾構引起的地表沉降大于后行盾構引起的地表沉降。祝嘉輝等[8]對盾構下穿連鎮高鐵路基施工全過程監測數據進行了回歸分析，發現其形成的沉降槽谷底位于雙線隧道中心線偏左的位置。劉新軍[9]基于理論計算和數值模擬，對南京地鐵4號線下穿京滬高速鐵路連接線路基進行了探討和分析，提出了盾構機的掘進參數建議，使盾構施工對高速鐵路影響降至最小。王文謙等[10]采用有限元方法證明了保壓循環注漿方案對大直徑盾構隧道穿越既有高鐵路基沉降控制效果影響較好。譚文等[11]依托巖溶區盾構穿越高鐵路基實際工程，通過現場監測數據驗證了全方位高壓噴射工法(metro jet system，MJS)加固措施對高鐵路基變形控制效果。Cao等[12]采用數值模擬與現場監測相結合的手段研究了地鐵區間隧道近距離穿越高鐵盾構隧道力學響應規律，提出利用深孔注漿的拱效應和管棚的梁效應控制地層變形的管棚-深孔注漿復合超前支護方法。目前分析盾構下穿既有高鐵線路的變形影響因素和變化規律，多集中于現場監測與數值模擬方面。但既有高鐵線路的沉降受盾構施工參數和地質條件等因素共同影響，目前針對黃土地區盾構隧道穿越高鐵路基施工案例較少，高鐵路基與水泥粉煤灰碎石(cement fly-ash gravel，CFG)樁沉降、變形規律需進一步深入研究。

有鑒于此，現依托西安地鐵一號線下穿某高鐵線實際工程背景，基于沉降理論估算了隧道施工引起的路基沉降量，借助有限元軟件構建盾構隧道下穿既有高鐵路基數值仿真模型，分析道床、路基沉降與CFG樁沉降及受力響應規律，為類似盾構隧道下穿高鐵路基施工控制提供借鑒與參考。

1 工程概況

1.1 盾構穿越工程概況

依托西安地鐵一號線下穿某高鐵線實際工程，采用盾構法施工，埋深約18.415 m，左右線隧道中心線相距20 m，凈距為14 m，管片外徑6 m，管片內徑5.4 m，厚度0.3 m，材質為C50混凝土，每環管片寬度1.5 m，采用錯縫拼裝方式。該區間隧道于里程Y(Z)AK0+559.198-Y(Z)AK0+577.594直線下穿高鐵路基，下穿高鐵路基區段站臺采用CFG樁加固，樁徑0.4 m，樁間距1.8 m，樁長13 m，隧道拱頂與CFG樁豎向最小距離3.235 m。盾構下穿既有高鐵路基段平面位置關系及區間隧道與鄭西高鐵路基地質剖面圖如圖1、圖2所示。

圖1 盾構隧道與既有鄭西高鐵路基平面位置關系Fig.1 Position relationship between shield tunnel and existing Zhengzhou-Xi’an high-speed railway foundation plane

圖2 盾構隧道與鄭西高鐵空間位置關系剖面圖Fig.2 Sectional view of the spatial position relationship between shield tunnel and Zhengzhou-Xi’an high-speed railway

1.2 工程地質條件

根據地質勘探報告資料，穿越區間段上覆及穿越土層物理力學參數如表1所示。

表1 土層物理力學參數Table 1 Physical and mechanical parameters of soil layer

2 數值仿真模型構建

2.1 模型概況

2.1.1 模型尺寸

采用有限元軟件建立盾構隧道穿越高鐵路基三維數值仿真模型，為消除邊界效應的影響，根據圣維南原理，地下工程開挖僅對距開挖中心3～5倍洞徑范圍內的圍巖產生相互作用[13-14]。沿盾構施工掘進方向為模型長度并取30環管片，即模型長度為45 m，模型寬度(X方向)取距左右線隧道開挖中心的3倍洞徑，模型高度(Z方向)取距隧道中心5倍開挖洞徑，故模型尺寸為長×寬×高=45 m×45 m×48 m。采用混合網格生成器來劃分網格，共劃分為68 435個單元，30 730個節點。整體模型如圖3所示。

2.1.2 模型屬性

高鐵結構中的道床、支撐層、路基表層、路基底層、褥墊層、土層采用實體單元進行模擬，本構關系為摩爾-庫倫屈服準則；注漿層、管片采用實體單元模擬，本構關系為彈性模型；盾構外殼采用2D板單元模擬；CFG樁采用1D梁單元進行模擬，樁徑為0.4 m，間距1.8 m，樁長13 m，由于CFG樁與周圍土體存在摩擦作用，因此CFG樁施加樁界面單元，以模擬CFG樁與周圍土體的接觸作用。盾構隧道與高鐵路基相對位置關系如圖4所示。

圖3 整體模型Fig.3 The overall model

圖4 盾構隧道與高鐵路基相對位置關系Fig.4 Relative position relationship between shield tunnel and high railway foundation

2.1.3 邊界條件

模型邊界設置為位移邊界條件，四周限制法向約束，模型頂部向上取自地表并設置自由邊界，底部施加固定約束。CFG樁設置扭轉約束。計算過程中只考慮地下水的孔隙水壓力的影響，不考慮滲流邊界條件。

2.2 材料參數選取

土層物理力學參數根據地勘資料結合室內土工試驗獲得，如表1所示，盾構結構參數以及路基材料參數如表2所示。盾構機掘進過程中的正面壓力，注漿壓力，千斤頂推力按照按實際工程選取分別為220、200、200 kPa。

2.3 施工階段模擬

盾構隧道施工過程中，預制管片的長度是1.5 m，將隧道結構部分(盾構外殼、注漿層、管片、開挖部分)劃分30個部分。隧道開挖設定為每3 m為

表2 結構材料力學參數Table 2 Mechanical parameters of structural materials

一個進尺，即每階段的施工涉及到兩部分的隧道結構，并且施加相應的掘進壓力、千斤頂力、注漿壓力，左右線分別有17個施工階段，共有34個施工階段。施工步驟為右線開挖貫通后再進行左線開挖。

2.4 計算工況

為研究盾構隧道不同埋深下穿高鐵路基響應規律，以CFG樁樁底與地鐵隧道頂部最短距離h為指標，設計了CFG樁樁底與隧道凈距為2、3.235、4、5 m共計4種工況。

3 路基沉降理論解析計算

最先提出隧道施工引起地表沉降的理論解析計算公式為Peck沉降槽經驗計算公式，該公式基于大量現場實測數據的基礎上進行回歸分析，已經得到普遍適用，具體計算公式為

(1)

(2)

式中：S(x)為地表至隧道中心軸線處的沉降量值，mm；A為施工區域面積，m2；V1為地層損失率，%；i為沉降槽寬度，m；H為隧道上部土層厚度，m；R為隧道開挖半徑，m；φ為土體內摩擦角，(°)。

雙線隧道施工引起地表沉降量計算可基于疊加原理，即為兩個單獨的Peck沉降槽曲線的疊加，具體的計算公式為

(3)

式(3)中：A1、A2分別為第1、2條隧道開挖面積，m2；V11、V21分別為第1、2條隧道修建引起的地層損失率，%；i1、i2分別為第1、2條隧道引起的地表沉降槽寬度，m；D為2個隧道中心間距，m。

在依托工程中，既有地鐵區間隧道左右線埋深分別為18.525 m和18.565 m，左右線隧道外徑尺寸分別為6 m和6 m，兩隧道中心距離為20 m，區間隧道穿越土層以粉質黏土和中砂為主，地層損失率按經驗取為0.2%，左右線隧道施工開挖形成沉降槽寬度按式(1)計算為4.52 m和4.33 m，將上述參數代入式(3)，計算得左線隧道施工結束路基最大沉降量為5.68 mm。

4 數值計算結果分析

4.1 道床沉降變形分析

為研究不同工況下的道床沉降量，選擇隧道正上方對應的道床位置處，即平行于隧道掘進方向設置測線1和測線2，垂直于隧道掘進方向設置測線3～測線6。測線布設位置如圖5所示。其中，測線1、測線2位置處正下方對應于右、左線隧道，每條測線長度為17.8 m，每條測線在相應道床上布設5個測點，共計20個測點。

道床結構產生的最大位移與距離h之間的關系曲線如圖6所示。可以看到，隨著h的增大，道床結構產生的最大沉降量也在不斷增大，近似服從正比例增長關系。

左線隧道貫通后，測線1、測線2位置處的各測點沉降曲線如圖7所示。隨著h的增大，道床結構產生的沉降量逐漸增大。其中道床4產生的沉降量最大，而道床1沉降量最小。這是由于盾構隧道具有2.5‰的縱坡，因此各道床與隧道的距離是逐漸增加的。對道床1，隧道埋深較淺，產生的沉降變形較小，在h=5 m工況下沉降變形達到最大值6.48 mm；對道床4，隧道埋深較大，在h=5 m工況下沉降變形達到最大值7.90 mm。

圖5 道床測線分布Fig.5 Track bed line distribution

圖6 不同工況下的最大位移Fig.6 Maximum displacement under different working conditions

圖7 不同工況下道床測點沉降曲線Fig.7 Settlement curve of track bed measured points under different working conditions

道床1～道床4在平行于隧道掘進方向上產生的沉降變形不同，整個道床結構會變成傾斜狀。在不同工況下，測線1位置處產生的沉降量相較于測線2產生的沉降量大，說明右線隧道施工引起地面沉降影響較大。因此，取道床結構中心線和測線1的交點作為測點，分析盾構隧道在靠近和遠離道床的過程中，測線1位置處道床沉降變化。道床沉降量隨施工階段變化如圖8所示。右線隧道施工掘進時，各道床產生的豎向變形主要以沉降變形為主，隨盾構施工掘進各道床沉降逐漸增大，各測點位置處的豎向沉降相應增大，當右線隧道盾構至道床正下方測點1、2位置處時，其沉降量達到最大，并且測點1、2處沉降量顯著大于測點3、4沉降量。

圖8 h=3.235 m工況下不同施工階段道床產生的位移Fig.8 h=3.235 m displacement of the track bed in different construction stages

4.2 路基沉降變形分析

左線隧道貫通后路基的沉降云圖如圖9所示。左線隧道施工掘進結束后，路基豎向位移沿掘進方向逐漸增大，路基邊緣處豎向沉降變形達到最大，不同工況下路基產生的最大豎向沉降值如表3所示，在依托工況下道床最大變形量為5.90 mm，略大于理論計算結果，從而證明了數值模擬結果的可靠性；隨樁底與隧道凈距h的增加，路基的最大沉降值相應增大，當樁底與隧道頂部凈距h由2 m增加至5 m時，路基最大沉降值由4.76 mm變化到8.06 mm。

從圖9可以看出，沿隧道掘進方向路基沉降變形總體規律：掘進起點處的沉降位移較小，而終點處的沉降較大，但該沉降位移差異在h=2 m工況不明顯，隨樁底與隧道凈距h增加，沉降差異較為明顯，在h=4 m時，沉降差異顯著。并且當h增加到

5 m時，沉降差異主要集中在右線隧道對應的路基范圍內，相較于h=2 m工況，h=5 m工況下的沉降差異相對顯著。隧道施工完成后，4種工況下路基沉降差異沉降產生范圍不同。在h=2、3.235、4、5 m工況下，分別集中在沿著與隧道掘進方向道床22、40、45、32 m范圍內。由于沉降變形差異，路基沿隧道掘進方向上呈現傾斜狀。不同工況下，傾斜路基結構的最大垂直高度如表4所示。

圖9 不同工況下對應的路基豎向位移云圖Fig.9 Nephogram of subgrade vertical displacement under different working conditions

表3 不同工況下路基豎向最大沉降值Table 3 Maximum vertical settlement of subgrade under different working conditions

由表4可知，隧道施工使路基結構產生微量傾斜，垂直高度較小，但所有工況中傾斜的垂直高度不超過2 mm。并且隨h增大傾斜垂直高度先增大后減小。在h=2 m工況下，幾乎是不產生傾斜的，在h=4 m工況下，傾斜垂直高度達到最大值1.88 mm。隧道施工引起路基產生傾斜差異，該影響會傳遞至高鐵軌道，使得高鐵軌道的橫坡坡率增大或者減小，進而影響高鐵行駛過程的安全性和舒適性。依托地鐵工程下穿高鐵路基段屬于直線段，高鐵軌道沒有橫坡，對高鐵軌道的影響較小，但是對于高鐵軌道范圍內的排水會產生影響，因此在隧道施工過程中，要及時處理積水，避免地表水流影響高鐵路基的穩定性。

在依托工程h=3.235 m工況下，路基表層在隧道施工完成后垂直于隧道掘進方向上的沉降變形曲線，如圖10所示。

可以看出，路基部分產生了差異沉降，左右線隧道正上方對應的路基沉降值較大，而其余路基部分沉降值較小。同時，右、左線隧道影響范圍內的路基部分產生的沉降也不盡相同。由于右線隧道先開始施工，施工擾動改變了土體的應力狀態，其正上方對應的路基部分產生較大的沉降。當左線隧道掘進施工，對土體擾動效應較小，其正上方對應路基部分產生較小的沉降。

表4 不同工況下路基垂直高度Table 4 Subgrade vertical height under different working conditions

圖10 h=3.235 m工況下路基沉降變形曲線Fig.10 Subgrade settlement deformation curve under h=3.235 m

4.3 CFG樁沉降變形分析

圖11給出了不同工況下CFG樁豎向沉降云圖。可見CFG樁沉降變形是不均勻的，隨樁底與隧道凈距h增大，CFG樁豎向沉降逐漸增大，在依托工程h=3.235 m時，CFG樁體最大沉降量為5.755 mm。在不同工況下，取CFG群樁基礎部分樁體，該CFG樁體的沉降變形如圖12所示。由圖12可知，不同樁底與隧道凈距工況下，9～16.2 m和27～32.4 m兩區間范圍內CFG樁體沉降較大。根據CFG樁與隧道位置關系，該范圍內CFG樁體下方正對右、左線隧道，因此隧道正上方CFG樁體CFG樁產生豎向沉降較大，在垂直于隧道掘進方向上，隨與隧道水平距離的增加，CFG樁豎向沉降逐漸減小。

4.4 CFG樁受力分析

圖13所示為實際工況下CFG樁承受的軸向壓力。盾構隧道施工前，在土體自重及上部結構自重荷載作用下，CFG樁最大壓應力為15.5 MPa；左線隧道施工結束，CFG樁承受的最大壓應力為10.3 MPa。模擬CFG樁體材料是C20混凝土，其容許應力設計值為9.6 MPa。雖然部分CFG樁體產生受壓破壞，但均為未與褥墊層共同分擔荷載的樁體。對與褥墊層共同承載的CFG樁體，最大軸力云圖如圖14所示。可見盾構隧道施工前與施工后，CFG樁在承受最大壓應力分別為8.5 MPa和7.7 MPa。因此隧道施工全過程中位于褥墊層之內CFG樁均未產生受壓破壞。并且褥墊層之外的CFG樁受到的最大壓力相比于褥墊層之內的CFG樁增大約82%，這表明褥墊層的存在能夠使CFG樁和樁間土共同承載。并且，調整了樁土的豎向荷載分擔比例，使得CFG樁和樁間土能夠一起承擔更大的荷載。由圖14可知，在垂直于隧道掘進方向上，CFG群樁基礎兩側單樁所受軸力較大，而隧道正上方對應的CFG樁體軸力較小。

在垂直于隧道掘進方向上，在h=3.235 m工況下CFG群樁基礎中心樁體的軸力如圖15所示。CFG樁軸力近似以兩隧道距中心線呈對稱分布，在9～16.2 m和27～32.4 m范圍內的CFG樁體軸力較小，此區間對應著右、左線隧道，隨CFG樁與隧道水平距離增加，軸力逐漸增大，在0 m與41.4 m處，即CFG群樁基礎的兩端位置處軸力最大。

在盾構隧道施工過程中，CFG樁所承受的最大軸力如圖16所示。當右線隧道施工時，隨開挖面逐漸接近CFG樁，樁體最大軸力逐漸減小，施工至第4階段，隧道掌子面與CFG樁一側距離最近，軸力減至最小。此后開挖面在CFG樁體正下方施工掘進，

圖11 不同工況下對應的CFG樁豎向位移云圖Fig.11 Vertical displacement nephogram of CFG pile under different working conditions

圖12 不同工況下CFG樁沉降位移曲線Fig.12 CFG pile settlement displacement curve under different working conditions

圖13 h=3.235 m工況下CFG樁軸力云圖Fig.13 Axial force cloud diagram of CFG pile under h=3.235 m

CFG樁承受的最大軸力不斷增大。在第十一階段施工完成后，右線隧道掌子面與CFG樁另一側距離最近，此后隧道施工掌子面不斷地遠離CFG樁。在第11階段施工完成之后，CFG樁受到的最大軸力減小到第二個極小值。該階段施工完成后，CFG樁受到的最大軸力逐漸增大，直到第十七階段施工完成后，即右線隧道貫穿后，CFG樁受到的最大軸力達到穩定值。由此可見，左右線先后施工的進行，對CFG樁的影響程度不同。先施工的右線隧道對CFG樁軸力影響較大，而左線隧道施工則相對較小。

圖14 h=3.235 m工況下褥墊層內的CFG樁軸力云圖Fig.14 The axial force cloud diagram of CFG pile in cushion layer under h=3.235 m

圖15 h=3.235 m工況下CFG群樁基礎中心樁體軸力Fig.15 The axial force of central pile of CFG pile group foundation under h=3.235 m

通過以上分析可知，褥墊層以內的CFG樁受力較小，并且能夠承擔更大的荷載，故針對褥墊層之內的CFG樁進行受力分析，在不同工況下，CFG樁所受軸力云圖如圖17所示。CFG群樁基礎所受最大軸力隨h的增大而逐漸增大，在h=3.235 m工況下CFG樁受到的軸力最小，最小值為967.269 kN。在h=5 m工況下，與褥墊層相連的CFG樁所受軸力最大可達975.856 kN，最大壓應力水平為7.8 MPa，并未產生受壓破壞，因此在不同工況下位于褥墊層以內的CFG樁均未產生受壓破壞。

圖16 CFG樁軸力隨施工階段的變化曲線Fig.16 The change curve of CFG pile axial force with construction stage

5 高鐵路基沉降現場監測

為了實時監測盾構隧道下穿過程中高鐵路基變形規律，開展了路基變形現場監測量控，同時也可驗證數值模擬的可靠性，從而實時反饋盾構隧道下穿過程中路基變形規律以提供可靠的施工指導建議。

5.1 監測點布置

為實施盾構下穿高鐵鐵路路基變形現場監測，在路基表面布設一定數量的監測點，從而實時反映路基變形情況。測線分別位于隧道正上方路基中心位置處，相鄰測線之間距離為5～6 m，每條測線分別設置10個測點，測點布置如圖18所示。

5.2 數值模擬結果驗證

通過分析已公開的實際施工工程的現場監測成果，并與數值模擬結果進行對比，后期施工至該段落時通過實測數據再次佐證數值模擬正確性。

圖17 不同工況下隧道施工完成后CFG樁軸力云圖Fig.17 CFG pile axial force cloud diagram after tunnel construction under different working conditions

圖18 現場測試方案Fig.18 Field test scheme

已竣工的淮安東站盾構隧道下穿高鐵路基雙線隧道[15]，隧道左右線間距13.5 m，埋深17.9 m，區間隧道穿越砂質粉土土層，本工程隧道左右線凈距14 m，隧道埋深18.415 m，隧道位于粉質黏土層。淮安東站盾構下穿連鎮鐵路計劃工期，區間右線下穿連鎮鐵路時間為2019年9月1—13日，區間左線下穿連鎮鐵路時間為2019年10月2—14日，從而左右隧道施工存在時間差，即右線隧道開挖完成后，再進行左線隧道的開挖，造成左右隧道之間存在距離差，與本工程先開挖右線隧道再開挖左線隧道施工步驟相吻合。兩案例工程具有相似之處，參考淮安東站盾構下穿高鐵路基工程施工案例現場監測成果可作為參考依據，用以指導后續施工。通過對測線路基變形研究，先分析右線隧道下穿高鐵路基時，路基沉降變化趨勢即單線隧道路基沉降變化趨勢，左線隧道下穿高鐵路基時，路基沉降變化趨勢即雙線隧道路基沉降變化趨勢。

5.2.1 右線隧道開挖路基沉降分析

如圖19所示，當右線隧道開挖完成時，路基橫斷面沉降曲線趨勢表現為凹槽型，路基最大沉降點位置為右線隧道軸線正上方測點處，最大沉降值為2.85 mm。數值模擬橫斷面沉降曲線趨勢也表現出明顯的凹槽型分布，路基最大沉降點位置在右線隧道軸線正上方即L1-7測點處，沉降值為5.94 mm。因此可以得出，在單線隧道開挖中，路基沉降曲線趨勢表現為凹槽型，最大沉降點位置在該隧道軸線正上方，沉降曲線變化趨勢與數值模擬結果相一致，從而驗證了數值模擬結果的正確性。

5.2.2 雙線隧道路基橫斷面沉降

如圖20所示為雙線橫斷面路基沉降曲線，可見雙線隧道施工引起的路基沉降產生明顯的沉降槽。

圖19 L1橫斷面右線隧道開挖完成Fig.19 The excavation of right line tunnel of L1 cross section is completed

圖20 L1橫截面左線隧道開挖完成Fig.20 The excavation of left line tunnel of L1 cross

當雙線隧道掘進完成時，橫斷面L1路基最大沉降值為4.51 mm;可以看出，與單線隧道掘進施工相比，路基橫截面最大沉降值增加了1.66 mm。數值模擬顯示橫斷面L1路基最大沉降值為6.67 mm，最大沉降點為L1-5監測點附近，數值模擬結果與監測數據變化趨勢相吻合。通過實測數據印證了雙線隧道施工引起的路基最大沉降出現在靠左線隧道右側位置，并非左右隧道軸線正上方位置。這是由于在左線隧道施工時，對已完成的右線隧道產生疊加影響，從而對路基沉降產生了一定的影響。因此實際監測過程中，由于監測點布設較少，因此未能監測到實際最大沉降值。

5.3 施工控制措施

依托西安地鐵一號線下穿某高鐵線實際工程研究分析了不同樁底與隧道凈距下道床、路基、CFG樁豎向沉降與CFG樁受力響應規律。研究結果對工程施工有以下建議。

(1)盾構掘進至高鐵路基正下方時，道床、路基、CFG樁豎向沉降均較大，因此在施工過程中應當對下穿段加密高鐵路基測點數量，增加量測頻率，確保高鐵路基正常運營安全。

(2)CFG群樁基礎最大軸力集中于兩側單樁，而隧道正上方范圍內CFG所受軸力較小，在h=3.235 m與5 m工況下，CFG樁所受軸力值達到最小、最大，褥墊層以內的CFG樁未出現受壓破壞。施工過程中采取樁端壓漿的措施提高兩側單樁軸向抗壓承載力，使CFG樁施工過程中滿足承載力要求。

(3)左、右線隧道施工對道床結構變形影響不同，右線施工對道床結構影響較大。右線施工開始，道床結構產生的沉降變形最大，在實際工程施工過程應加強右線道床結構變形監控量測，確保右線道床結構沉降變形處于規范允許范圍內。

(4)工程主要研究的CFG群樁位于黃土地層，目前中國對黃土地區盾構隧道下穿高鐵路基引起路基沉降等方面研究較少，研究成果對黃土地區下穿高鐵路基等相關工程施工具有一定指導意義。

6 結論

依托西安地鐵一號線下穿某高鐵線實際工程，基于路基沉降理論估算了雙線盾構隧道施工引起上方路基沉降量，借助有限元軟件MIDAS GTS NX建立了盾構隧道施工下穿既有高鐵路基三維數值仿真模型，分析了不同樁底與隧道凈距下，雙線隧道盾構施工全過程中道床、路基豎向沉降、CFG樁豎向沉降與受力響應機制，主要得出以下結論。

(1)道床與路基的豎向沉降變形隨樁底與隧道凈距逐漸增大而增大，當施工至隧道正上方時達到最大，平行于掘進方向隨與隧道水平距離增加，沉降逐漸減小，沿盾構施工方向沉降逐漸增大，道床與路基結構產生傾斜但垂直傾斜高度均不超過2 mm。

(2)左、右線隧道施工對道床結構變形影響不同，右線施工對道床結構影響較大。右線施工開始，道床結構產生的沉降變形最大。但隨施工階段道床結構產生的沉降量減小，左線施工結束時，道床結構變形相較于右線開始施工時最大沉降量減少約30%。

(3)左、右線隧道施工對CFG樁所受軸力產生的影響不同。右線施工開始CFG樁所受軸力最小，隨施工進行，CFG樁所受軸力逐漸增大，當右線隧道貫通后，CFG樁所受軸力變化較小，而左線隧道施工對CFG樁所受軸力影響較小。在h=3.235 m工況下，CFG群樁基礎最大軸力集中于兩側單樁，隧道正上方范圍內CFG所受軸力較小。并且褥墊層以外的CFG樁會產生破壞，位于褥墊層以內的CFG樁所受軸力較小而不產生受壓破壞。CFG樁所受軸力隨樁底與隧道凈距增加而增大，在h=3.235 m與5 m工況下，CFG樁所受軸力值分別達到最小和最大。