基坑开挖卸载引起下卧隧道隆起的控制方法

2020-08-27宗翔

结构工程师 2020年3期

宗翔

（同济大学建筑设计研究院（集团）有限公司，上海200092）

0 引言

随着城市地下空间的开发与利用，会有越来越多的基坑工程，且开挖深度也越来越大，基坑开挖不可避免会遇到临近地铁隧道施工的问题，如何保护已建运营隧道是工程师必须面对的难题。基坑开挖卸载，包括坑底竖向卸载和坑壁侧向卸载，均会使周围土体产生扰动，产生附加位移和附加应力；当这种扰动达到一定限度时，会危及到已建隧道的安全和正常使用。轻则使已建隧道产生大的纵向和横向变形，出现渗漏水和裂缝等病害；重则会影响已建隧道的使用，限制列车车速甚至停用，严重降低整个地铁线路网络的运输效率［1］。因此，关于基坑开挖卸载对下卧已建隧道的影响分析及保护措施研究就非常有必要。

目前，关于基坑开挖卸载对下卧已建隧道影响的研究方法主要有解析分析法和数值模拟法。解析分析法主要是弹性地基梁理论，一般较为常用的是Winkler 地基模型，黄栩等［2］将下卧运营隧道视为三参数Kerr 弹性地基上的无限长梁，研究了基坑开挖卸荷引起下卧盾构隧道的纵向变形；宗翔等［3］认为在卸载影响区域比较小且隧道直径比较大时，仅考虑隧道的弯曲变形是不合理的，还应计入剪切变形的影响。解析法虽然概念明确，计算快代价小，但基坑开挖引起隧道的变形是一个非常复杂的问题，特别是边界条件、地下水、各种参数取值影响巨大，此类问题不宜过于强调理论推导的方法。数值模拟法能综合考虑边界条件、施工工况和地下水等因素，黄宏伟等［4］通过三维有限元模拟，显示基坑开挖对下卧隧道影响的范围约为6 倍基坑宽度，施工中采取土体加固和堆载保护措施是十分必要的。刘克文等［5］通过有限元模拟复杂软土场地下，不同基坑支护方案对临近隧道的影响，相关的数值模拟手段和结论也层出不穷［6-7］。然而，复杂的岩土体材料、接触面关系和多变的施工现场环境，使初始预测结果与监测值很难吻合。

面对如此复杂的工程难题，设计人员应做到运用理论解析概念指导方案选型，通过有限元模拟实现关键技术控制对比，实时观测监测数据动态调整方案，将隧道变形控制在可接受的范围内；事后应分析预先判断结论和现实监测数据差异较大的原因，为后续类似工程提供更多经验。本文通过一个工程实例的全过程分析做相关展开研究，给设计人员提供思路。

1 工程概况

郑州市某下穿地道为郑州南北向交通；郑州轨道交通1 号线为东西向交通，途经金水路与下穿地道相交。地道采用基坑明挖施工，基坑纵轴线与地铁1 号线平面相交，相交角度为33°，基坑开挖深度在10 m 左右，坑底距离1 号线地铁竖向最小净距为8.5 m。基坑两侧壁紧临建筑物，建筑物多为四到五层砖混结构。

基坑采用“双排桩+二道支撑+坑底满堂加固”的围护方式，内排桩φ800@1 000，外排桩φ800@2 000，第一道支撑采用600×800混凝土支撑，第二道支撑采用φ609×16 钢支撑；为了保护地铁1 号线的安全，基坑纵向上采用不等厚的门式加固方式，加固体采用φ850 三轴搅拌桩加固，搭接宽度250 mm。基坑纵断面及横断面分别见图1和图2，平面关系见图10。

2 工程地质与水文地质条件

场地工程地质参数见表1，地下水主要赋存于第②、③、④、⑥层粉土中。本次勘察期间，地下水位埋深4.4～8.1 m。

3 区间隧道保护措施设计方案

地基加固不仅有利于减小基坑开挖过程中的侧向变化、回弹变形，而且有利于减小管片弯矩分配不均匀，有利于减小隧道施工完成后的回弹再压缩沉降与震动的影响。

拟采用三轴搅拌桩加固，搅拌桩规格φ850@600，搭接宽度250 mm。搅拌桩水泥掺量：加固高程范围内为18%，加固高程以上为满足施工工艺要求的最小水泥掺量（建议为6%～7%），要求加固土体的无侧限抗压强度不小于0.8 MPa。加固宽度为既有盾构隧道两侧6 m范围内的土体。

设计过程中就加固模式进行了探讨，常见有三种情况：①门式加固方式，地铁两侧3 m 范围内加固坑底以下4 m 土层，地铁两侧3 m 范围之外、6 m 范围之内及左右线中间部分区域加固坑底至地铁底标高范围内土体（图1）；②等厚加固，左右线地铁两侧6 m 范围内均加固至坑底以下6.5 m；③不采取加固措施。经测算，门式加固体体积是等厚加固体体积的1.05 倍，两种加固的工程量基本相同。

图1 基坑与地铁1号线剖面位置关系（单位：mm）Fig.1 Section position between metro line 1 and foundation pit（Unit：mm）

图2 基坑横断面图（单位：mm）Fig.2 Cross sectional drawing of foundation pit（Unit：mm）

表1 场地工程地质参数Table 1 Soil parameters

考虑周边建筑物离基坑很近和基坑深度，支护形式基本确定为桩撑结构，主要不同观点在于地基加固方式，方案1比较方案2虽然加固厚度较薄，在竖向位移控制上略有不足，但门式墩的整体抗拔效应可能更好，且可能会出现随着加固厚度的增加，控制变形有效率会降低。另外，相比不加固而言，能多大程度减少地铁变形这些问题难以用解析法给出精确答案，本文采用数值模拟方法进行了研究。

4 有限元模型的建立

4.1 模型介绍

数值模拟采用ABAQUS 6.11，模型依据实际工程建立，模型中已建隧道埋深21.6 m（轴线深度），基坑开挖深度约10 m；为简化计算，取已建隧道轴线与基坑轴线正交。模型尺寸60×120×60 m，单元均选取八面体实体单元，节点数为41 650个，单元数为38 016个。模型的四周边界施加水平方向位移约束，底部施加水平与竖直方向位移约束。

数值模拟根据基坑实际施工步骤进行：①计算初始应力状态，初始地应力利用侧压力系数K0（K0=1-sinφ'）计算；②已建盾构隧道的施工，不记该过程产生的隧道和地层位移；③围护结构施工及土方开挖，土方开挖按计算工况采取分层分段开挖的模式。

4.2 参数设置

模型中土体的本构选择Drucker-Prager 破坏准则，土体分为6 层，可根据工程地质勘察报告计算各层土的计算参数，结果见表2，E代表不同土层的弹性模量，根据前人的经验［8-9］，可根据地质勘察报告压缩模量的数值进行选取，本文统一取8 倍关系。v代表不同土层的泊松比，β代表Drucker-Prager 模型的内摩擦角，K表示流动应力比，σc代表单轴受压屈服应力，可根据Mohr-Column破坏准则参数求得。

隧道衬砌和围护结构均采用线弹性材料来模拟，具体参数见表3。衬砌混凝土等级为C60，混凝土弹性模量为34.5 GPa，采用板单元模拟；钻孔灌注桩混凝土等级为水下C30，混凝土弹性模量为30 Gpa，采用刚度等效法计算，采用板单元模拟。

4.3 计算工况

根据具体的施工情况，定义如下施工工况：①围护桩施工；②开挖表层土，浇筑第一道支撑；③开挖第一层土；④架设第二道支撑；⑤开挖至坑底。

分析考虑门式加固方式、等厚加固方式和不加固三种工况，进行情况对比分析。

表2 岩土计算参数表Table 2 Geotechnical calculation parameter

表3 结构计算参数表Table 3 Structural calculation parameter

4.4 计算结果分析

以门式加固方式为例，基坑开挖至底阶段的位移云图见图3。

图3 地层竖向位移云图Fig.3 Vertical displacement nephogram

图4 是下卧地铁隧道的隆起变形图，从图可知，盾构管片最大隆起量为4.635 mm。

图4 地铁隧道隆起变形图Fig.4 Displacement nephogram of subway tunnel uplift

地铁隧道最大隆起量发生位置在基坑底中部，将管片的隆起量进行曲线拟合，如图5 所示。地铁隧道隆起量基本符合高斯分布，其回归方程如下（R2=0.986）

图5 隆起量高斯曲线拟合Fig.5 Gaussian curve fitting of uplift

图6是对管片隆起量进行二次求导，通过计算得下卧地铁隧道管片的纵向隆起最小曲率半径为15 870 m，满足最小竖曲线半径15 000 m的要求。

图6 隧道纵向曲率图Fig.6 Longitudinal curvature figure of tunnel

分析考虑门式加固方式、等厚加固方式和不加固三种工况，隧道管片的位移如图7 所示，从图7 可知，门式加固方式在控制地铁隧道附加变形上，优于等厚加固方式，相对于不加固而言，地铁隧道的竖向位移减少51.6%，效果非常明显，如此将下卧隧道变形控制在可接受的范围内。

图7 三种加固方式对比Fig.7 Comparison of three reinforcement methods

5 实测数据与设计方案调整

5.1 实测数据

施工期间，对地铁左线和右线分别进行了位移观测，每条地铁线分别布置了30 个点，根据基坑开挖中心线对称布置。6 月份以前，主要是进行到第二工况：开挖表层土，浇筑第一道支撑，此时隧道隆起量变化均不大。然而进行第三工况施工时，即开挖第一层土方时，地铁隆起值增量变大，当第一层土才开挖1.5 m 时，右线地铁17 号点竖向位移已达到4.9 mm，达到了预警值。经分析，倘若继续按原设计的工况施工，地铁隆起量将大大超过控制值10 mm，必须按实测数值改变施工方法。

图8 地铁上隆监测数据Fig.8 Measured data of tunnel uplift

图9 地铁纵向变形图Fig.9 Longitudial deformation of tunnel

5.2 设计方案调整

考虑到开挖至第一道支撑下方1.5 m 时地铁隆起值已达到4.9 mm 的预警值，必须调整方案控制。由于整体开挖1.5 m 土方使地铁上隆约2 mm，故整体开挖再施工第二道支撑的可行性不大。由于地铁相关区域预先进行过加固，坑底以上部分6%～7%的水泥掺量使仍需要挖除的6 m土方具有良好的自立性。经讨论，明确了先开槽架设第二道支撑，然后进行抽条分层分块开挖，快速开挖、快速加载的基本措施，有效控制地铁上隆量。抽条示意图如图10所示，总共分9条，每条宽7～9 m，每条分3 块开挖，快速施工两侧2 块，加载后再施工中间块。抽条顺序为5#→1#、9#→3#、7#→4#、6#→2#、8#，根据地铁监测数据动态调整。

图10 分块开挖平面示意Fig.10 Block excavation plan

图11 现场施工情况Fig.11 Site construction

实施新方案后，对地铁上隆量进行了密切观测，以右线17 号点为例，有效将最大上隆量控制在10.08 mm，基本达到控制标准。由于结构的加压作用，隧道随后出现下沉，截至9 月8 日的最终上隆量为7.51 mm。

图12 长期隆起量观测Fig.12 Long-term uplift observation

5.3 原因分析

由前述分析可知，开挖第一道支撑下方1.5 m土方时，开挖量才38%，而监测数据已达4.9 mm，占总体隆起量49%。按一般规律，卸土越深，造成的下卧地铁隆起量应该越大，而不应该是表层土体卸荷占比权重大。根据现场情况，分析了几种可能的原因：

（1）水泥土加固体在强度没有达到设计要求时就开挖。设计要求水泥土28d 无侧限抗压强度达到0.8 MPa，现场在搅拌桩施工7～10 d 后即开挖，此时，原状土基本失去强度，水泥土的强度又没有增长，整个地基的强度是比较低的，这应该是造成地铁上隆量增大的主要原因。随着土方开挖和支撑体系的制作，水泥土强度不断增长，因而后期的地铁上隆量得到有效控制。

（2）地铁影响区域两侧先行开挖且暴露时间过长。本次开挖的基坑呈长条形，从控制变形的角度看，应先行施工地铁正上方区域，待土方回填后，再施工两侧结构。由于工期等原因，现场先行开挖两侧的土方，且开挖至坑底后，长时间未施工底板，基坑长时间处于暴露的卸载状态，由于土体流变和应力松驰等因素抗隆起能力下降。

（3）一段时间的降雨也可能使隧道上隆量变大。

5.4 监测数据规律分析

k0-k12 表示各区域的分块开挖，各区块位置对应图10，其中k11 表示全区域整体下挖1.5 m，表4 是各区块与下卧地铁隧道的相对位置关系。图13 表示分区域开挖时隧道隆起监测值随施工进度的变化，监测点为左线S09点。

图13 隧道隆起量与施工进度关系图Fig.13 Relationship between tunnel uplift and construction progress

表4 地铁上行线与各条基坑的相对位置关系Table 4 Relative position relation between subway uplink and foundation pit

由图13可得到如下结论：

（1）k0+k10 为首尾两端土体下挖约 10 m 至底，k11 为全区域整体下挖1.5 m，由图可知，k11产生的隧道上隆量比k0+k10要大，可知隧道上方的卸荷产生的效果要远大于两侧卸荷。

（2）各区块开挖后5～7天内，隧道上隆量逐渐增加，待结构底板与加载逐渐加上后，上隆量会收敛并稳定在一个平台，表明隧道上隆是一个渐近过程，而非开挖后立即全部发生，正因如此，开挖至底后快速加载才显得尤其重要，可有效将后续未产生的上隆量提前反压。

（3）根据S09 和X17 等监测点，随着主体结构施工和覆土回填，隧道上隆量比最大值减少15%～25%。

为了定量研究开挖各阶段的卸荷程度与隧道上隆变形发展的关系，本文计算了各区块开挖后的累计卸荷比，并与对应的累计变形占比进行比较，如图14 所示。横坐标表示累计卸荷比，即各阶段的累计卸荷程度与全部开挖后的卸荷程度的比值，由于卸荷程度与基坑三维尺寸及基坑与下卧隧道相对位置关系有关，不能简单以开挖深度来描述，故本文采用文献［3］方法，按表4 通过Mindlin 基本解进行积分求解下卧隧道附加荷载，以附加荷载最大值占比来描述累计卸荷比；纵坐标表示累计变形占比，即各阶段隧道累计上隆值与最大上隆值之比。

图14 黑色圆点表示各开挖阶段实测数据，由图可知，累计变形占比基本位于1～1.5 倍的累计卸荷比区域。开挖前半部分（方案调整前及开挖k5、k1、k9、k3、k12 区块），由于水泥土未达到设计强度和施工经验不足等原因，隧道变形速度是卸荷程度的1.5 倍，变形发展明显较快；开挖后半部分（k7、k4、k6、k2、k8 区块），由于水泥土受开挖后强度增长较快与施工经验成熟等原因，隧道变形速度是卸荷程度的1 倍，变形发展明显得到控制。图中红色方点表示数值模拟的结果，均落于1～1.5倍累计卸荷比区域，与实测数据规律吻合。