先盾后井半蓋挖基坑施工過程三維數(shù)值分析

張子龍，姜諳男*，李興盛

(1.大連海事大學交通運輸工程學院，遼寧大連116026；2.遼寧省公路工程重點實驗室，遼寧大連116026；3.中鐵一局集團第二工程有限公司，河北唐山063004)

0 引言

盾構法以其開挖速度快、安全可靠、對環(huán)境影響較小等諸多優(yōu)點在城市軌道交通和地下綜合管廊的建設中應用廣泛。盾構隧道的施工需經(jīng)常穿越節(jié)點豎井(或車站基坑)，采用先施工豎井后施工隧道的方案，頻繁的進出洞需要大量的輔助措施，使施工風險增大、工期延長[1]，因此，先施工隧道后施工豎井的工作方案被提出和應用于工程實踐當中。此外，地鐵車站和管廊節(jié)點井的施工多位于城市的繁華地段，對地面交通導流和周邊環(huán)境的保護要求較高，傳統(tǒng)的明挖法已無法滿足施工要求。半蓋挖法是對基坑半幅頂板先行施作、回填覆土及恢復半幅路面交通后，再敞開另外半幅路面進行結(jié)構順作施工的方法[2]。該方法有效解決了施工條件與周邊環(huán)境之間的矛盾，又由于其工期短、造價低等優(yōu)點在近年來被越來越多地應用于城市基坑工程中。

針對先盾后井和半蓋挖的施工方法已有較多研究。丁先立[3]以深圳地鐵為例分析了先隧后站法施工蓋挖基坑的方案。莫海鴻等[4]結(jié)合工程實例以數(shù)值模擬的方法研究了先隧后井施工條件下盾構管片張開量的變化和影響因素。姚文博等[5]結(jié)合先盾后井熱力盾構隧道工程，對盾構管片襯砌接頭的受力特征和變形機理進行了分析，并提出了控制措施。ZHANG等[6]分析了基坑開挖對臨近管道內(nèi)力和變形的影響，同時對影響管道變形的因素進行了總結(jié)。LIANG等[7]研究了基坑開挖卸荷對已建下臥盾構隧道的影響，提出了一種簡便的影響性分析方法。侯昭路[2]結(jié)合成都地鐵對半蓋挖法的關鍵技術和施工步驟進行了詳細的研究，對施工中存在的問題提出了相應的處理措施。閆順[8]介紹了半蓋挖法在軟土地區(qū)地鐵車站施工中的應用，分析了支護結(jié)構的變形規(guī)律。任建喜等[9]以西安地鐵半蓋挖車站為工程背景，借助數(shù)值計算與現(xiàn)場監(jiān)測分析了半蓋挖基坑中立柱的變形規(guī)律，為半蓋挖法的工程應用提供了參考。但是，當前關于基坑半蓋挖法的研究多為施工技術的闡述，未涉及蓋板變形規(guī)律的分析，針對半蓋挖法的三維數(shù)值計算并不多見；而蓋板系統(tǒng)的安全運行是半蓋挖法施工的關鍵，若蓋板系統(tǒng)出現(xiàn)問題，會面臨施工中斷，影響交通，轉(zhuǎn)換空間不足等問題。先盾后井的研究多集中于盾構管片的受力和變形特征的分析，基坑施工方法對盾構管片的影響、基坑卸載對管片隆起變形的影響以及管片的保護措施等關鍵問題并未得到有效的分析和解決。

總體上看，當前研究中涉及先盾后井與半蓋挖相結(jié)合的基坑工程實踐和三維數(shù)值分析鮮有參考。本文依托沈陽地下綜合管廊先盾后井半蓋挖的基坑工程實例，以三維有限元數(shù)值計算為手段，分析了蓋板的變形特征、蓋板下內(nèi)支撐的內(nèi)力變化規(guī)律、基坑開挖對盾構管片的影響以及灌沙回填對管片的保護效果等關鍵控制因素，并與現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)進行了對比，計算結(jié)果與實測數(shù)據(jù)保持了較好的一致性，所得結(jié)論可為類似的工程實踐提供借鑒。

1 工程概況

1.1 工程背景

沈陽市地下綜合管廊(南運河段)工程起點位于南運河文體西路北側(cè)綠化帶內(nèi)，終點位于和睦公園南側(cè)，隧道全長約12.8 km。J15節(jié)點井位于文藝路與大南街交叉口西側(cè)道路下方，中心里程為右K5+905.208(左K5+905.648)，結(jié)構總長為23.4 m，寬度為22.6 m，深23.6 m。結(jié)構共4層，形式采用四層雙柱三跨的箱形框架結(jié)構，中心里程處頂板覆土約5.026 m?；泳o臨道路交叉口，車流量較大，為避免對交通的影響，采用先盾后井并結(jié)合半蓋挖法的施工方案。盾構機于基坑開挖前穿過基坑開挖區(qū)域，盾構隧道的中心線位于地面下18.5 m，內(nèi)徑5.4 m，外徑6 m，管片厚度0.3 m，雙洞中心間距12 m。在勘探范圍內(nèi)，場地地基土主要由第四系全新統(tǒng)和更新統(tǒng)黏性土、砂類土及碎石類土組成。

1.2 支護方案設計

圖1 基坑圍護結(jié)構剖面圖Fig.1 Typical support section of excavation

基坑圍護結(jié)構采用Φ1 200 mm鉆孔灌注樁加內(nèi)支撐的支護方案，樁間距1.6 m，插入基底10.4 m。路面蓋板采用0.3 m厚現(xiàn)澆混凝土板，上鋪0.1 m厚瀝青混凝土路面，板下設1 100 mm×1 000 mm的縱橫梁并兼做基坑的第一道混凝土支撐?？v橫梁下采用4根等間距的Φ1 000 mm鉆孔灌注樁作為支撐結(jié)構。共設4層內(nèi)支撐，首層及底層為800 mm×800 mm鋼筋混凝土支撐，中間兩層采用可調(diào)節(jié)式Φ609 mm×16 mm鋼管內(nèi)支撐，斜撐與圍檁夾角均為45°，鋼支撐按照設計要求施作預加軸力。圖1為基坑圍護結(jié)構剖面圖。

按抗彎剛度相等的原則，將排樁等效為一定厚度的地下連續(xù)墻。設鉆孔樁樁徑為D，樁凈距為t，則單根樁應等價成長度為D+t的地下連續(xù)墻，若等價后的地下連續(xù)墻厚度為h，等剛度轉(zhuǎn)換的原則可表示為:

(1)

(2)

1.3 施工工序

在基坑開挖前先進行場地整平，隨后進行基坑圍護樁和立柱樁的施工?；娱_挖的過程分為以下5個施工工序：工序1為進行冠梁及第1道混凝土內(nèi)支撐施工，澆筑混凝土蓋板并鋪筑瀝青路面，開挖基坑內(nèi)土體1.8 m。工序2為開挖至第2道鋼支撐標高下0.5 m，架設鋼圍檁和第2道鋼支撐。工序3為開挖至第3道鋼支撐標高下0.5 m，架設鋼圍檁和第3道鋼支撐，鉆孔對隧道進行灌沙。工序4為開挖至第4道混凝土支撐標高，施工腰梁及第4道混凝土支撐，開挖至隧道中心線標高。工序5為拆除基坑范圍內(nèi)的盾構管片，開挖至基底。各工況的開挖深度分別為1.8、7.0、12.0、18.5、23.6 m。

2 數(shù)值計算模型的建立

2.1 土體本構模型

圖2 主應力空間中的HS模型屈服面Fig.2 Yield surface of the HS model in principal stress space

目前在基坑工程的數(shù)值計算中仍大多采用傳統(tǒng)的彈塑性Mohr-Coulomb(MC)本構模型[10-11]。但MC模型是較為粗略的模型，其忽略了中間主應力對屈服和破壞的影響，不能考慮應力歷史的影響及區(qū)分加荷和卸荷，且未考慮土體硬化的影響[12-15]。本文選用的Hardening-Soil(HS)模型最早由SCHANZ等[16]提出，其在Mohr-Coulomb破壞準則的基礎上，引入了屈服蓋帽，考慮了土體的壓縮性，可模擬土體應力增量隨應變逐漸減小的硬化現(xiàn)象，能更好反映土體卸荷時的應力—應變關系，適用于包含軟土和硬土在內(nèi)的多種土體的變形和破壞的描述。HS模型主應力空間中的屈服面如圖2所示。

HS模型的表達式為雙屈服函數(shù)，包括剪切屈服函數(shù)和體積屈服函數(shù)。

①剪切屈服函數(shù)可表示為：

(3)

其中:

(4)

(5)

②體積屈服函數(shù)可表示為：

(6)

其中:

p=(σ1+σ2+σ3)/3，

(7)

(8)

δ=(3+sinφ)/(3-sinφ)，

(9)

表1 地層物理力學參數(shù)Tab.1 Physico-mechanical parameters of soil layers

2.2 有限元模型建立

采用三維有限元軟件MIDAS/GTS對基坑開挖支護的過程進行模擬。為消除邊界效應的影響，模型寬度取基坑開挖深度3倍以上，深度取2倍基坑開挖深度?；硬糠殖叽鐬?3.4 m×22.6 m×23.6 m，隧道埋深18.5 m，整體模型的尺寸124 m×103 m×50 m。模型共包含200853節(jié)點和126890單元，整體模型及細部結(jié)構有限元網(wǎng)格劃分如圖3所示。數(shù)值模型中等效地下連續(xù)墻和盾構管片用板單元模擬；混凝土支撐、鋼支撐及圍檁用梁單元模擬，地層和蓋板采用實體單元模擬，均采用線彈性模型。蓋板上的車輛荷載按城市A級車輛荷載的布置方式通過在蓋板上添加集中力來實現(xiàn)。土體和樁之間的相互作用通過設置接觸單元來實現(xiàn)。模型四周設置法向約束，底部設置固定約束。

施工過程的模擬共分為7個步驟：前兩步為初始地應力的平衡和灌注樁施工。之后的5個開挖步對應于實際施工的5個工序。數(shù)值模型中通過鈍化和激活相應的單元來實現(xiàn)開挖和支護過程的模擬。

(a) 基坑及地層網(wǎng)格劃分

(b) 支護結(jié)構及盾構管片網(wǎng)格劃分

圖4 監(jiān)測點布置圖Fig.4 Position of monitoring point

2.3 監(jiān)測點布置

蓋板的安全穩(wěn)定是半蓋挖基坑施工周期內(nèi)需重點關注的因素，其沉降變形則是受力和穩(wěn)定性的直觀體現(xiàn)。實際施工過程中在蓋板上布置了多排地表沉降監(jiān)測點，其中兩條重點測線分別為近明挖側(cè)沿蓋板橫向間隔3 m布置的監(jiān)測點和沿蓋板縱向于中線處間隔2 m布置的監(jiān)測點，監(jiān)測點位如圖4所示。

3 計算結(jié)果分析

3.1 蓋板沉降分析

取不同工序下蓋板的豎向位移云圖如圖5所示。蓋板豎向位移在工序1時表現(xiàn)為下沉，最大沉降量7.7 mm，其余各工序下蓋板豎向位移均表現(xiàn)為隆起，且隆起值逐漸增大，最大隆起值22.2 mm。各工序下位移最大值均位于蓋板縱向中線附近，向兩側(cè)逐漸減小，且位移值沿橫向由明挖至蓋挖一側(cè)也呈減小趨勢。

在蓋板縱向中線處取監(jiān)測點CD-1～CD-4(圖3(a)中已給出，CD-1靠近明挖一側(cè))，分析各工序下監(jiān)測點最大位移值的變化規(guī)律，結(jié)果如圖6所示。各工序下監(jiān)測點位移值均為CD-1>CD-2>CD-3>CD-4，進一步驗證了蓋板橫向的位移值由明挖至暗挖側(cè)逐漸減小。各測點位移隨開挖深度的增加逐漸增大，增長速率在工序3之后明顯減小，位移差值也在工序3時達到最大。各工序下相鄰測點間的位移差值均在3 mm左右，測點間的最大差值為工序3下CD-1與CD-4之間的差值7.9 mm。

(a) 工序1蓋板豎向位移

(b) 工序3蓋板豎向位移

(c) 工序5蓋板豎向位移

基于數(shù)值計算結(jié)果所反應的蓋板變形規(guī)律，在基坑施工過程中，加強了對蓋板縱向中線附近地表沉降的監(jiān)測。在此取監(jiān)測點CD-1和點CD-4的實測數(shù)據(jù)見表2。蓋板的實測變形規(guī)律與計算結(jié)果保持一致，均由輕微沉降變?yōu)橹饾u隆起。兩測點間的實測最大差異沉降值為7.6 mm，略小于計算結(jié)果。CD-1的最大實測值為20.5 mm，CD-4的最大實測值為19.6 mm，與計算結(jié)果基本一致。計算結(jié)果與實測值均未超出設計要求的安全范圍?；娱_挖完成后蓋板橫向地表沉降的計算結(jié)果與實測值的對比如圖7所示?？梢钥闯鲇嬎阒岛蛯崪y值的在蓋板橫向的變形趨勢相同，最大變形位于蓋板中線附近，自中線向兩側(cè)變形值呈減小趨勢。計算值和實測值的差值最大未超過2 mm，吻合較好，可為實際工程提供借鑒。

圖6 測點各工序下豎向位移對比Fig.6 Vertical displacement of measuring point under different process

圖7 蓋板橫向變形計算與實測值對比Fig.7 Cover plate deflection for numerical analysis and on-site monitoring

表2 蓋板縱向監(jiān)測點實測數(shù)據(jù)Tab.2 Measured data of cover plate deflection

圖8 各工序下蓋板下橫梁彎矩Fig.8 Bending moment of inner support under different process

3.2 蓋板下內(nèi)支撐內(nèi)力分析

蓋板下內(nèi)支撐是保障蓋板系統(tǒng)安全穩(wěn)定的重要結(jié)構構件，在蓋板下側(cè)沿縱向布置有4根橫梁，橫梁左端支承在中間立柱上，右端與冠梁相連支承在基坑圍護樁上，蓋板和下橫梁均為現(xiàn)澆混凝土施工。由于蓋板縱向中線附近變形較大，以2號橫梁(圖3(b))為例分析各工序下內(nèi)支撐彎矩的變化規(guī)律，結(jié)果如圖8所示。

分析可知，橫梁左端彎矩始終為負彎矩，整體趨勢表現(xiàn)為先增大后減??；跨中彎矩始終保持為正彎矩，變化趨勢為先減小后增大；右端彎矩正負波動，變化明顯。分析引起橫梁彎矩變化的原因為：蓋板下橫梁的受力形式類似于兩端為固端約束的超靜定梁。而橫梁左右兩端分別搭接于中間立柱和基坑圍護樁上，兩端結(jié)構剛度差異較大造成橫梁兩端豎向位移的變化不一致。橫梁左端豎向位移明顯大于橫梁右端，導致橫梁左端所產(chǎn)生的附加彎矩更大。受此影響，橫梁左端彎矩始終為負值，而橫梁右端由于位移相對較小，其彎矩受位移大小的變化波動明顯?？缰袕澗氐淖兓瘎t主要受橫梁左右兩端彎矩相對大小的影響。蓋板下橫梁這種內(nèi)在的變化規(guī)律直觀的反應即為蓋板的不均勻沉降。

各工序下2號橫梁上蓋板左右兩端的位移差值分別為0.4、4.4、6.6、4.7、3.6 mm。工序1～工序3，位移差值逐漸增大。相應的，橫梁左端彎矩逐漸增大，右端彎矩由負變正，跨中彎矩逐漸減小。工序3～工序5，位移差值又逐漸減小，此時橫梁左端彎矩逐漸減小，右端彎矩由正變負，跨中彎矩又逐漸增大。由此可見，蓋板的不均勻變形可以反映蓋板下橫梁附加內(nèi)力的變化，施工過程中應加強蓋板不均勻沉降的監(jiān)測并嚴格關注蓋板下橫梁內(nèi)力的變化，采取相應的保護措施。

3.3 不同工況下隧道變形分析

表3 各工況定義Tab.3 Case definition

基坑開挖引起基坑內(nèi)應力的卸載會導致基坑內(nèi)土體的隆起，進而引起下穿盾構隧道產(chǎn)生隆起變形甚至破壞。在該工程中，位于基坑內(nèi)的盾構管片需在基坑開挖至隧道中心線時予以拆除，為防止管片在拆除前變形過大而破壞，同時也為了防止開挖臨近隧道時管片產(chǎn)生過大回彈引發(fā)安全事故，施工過程中在基坑開挖至一定深度后，對位于基坑內(nèi)的管片進行灌沙處理以減少管片的隆起變形。根據(jù)隧道有無保護措施和基坑施工方法的不同，現(xiàn)分為以下3種工況進行分析，具體的工況定義見表3。

工況1基坑采用半蓋挖法施工，但未考慮實際施工中對隧道的保護措施，不同工序下隧道中心縱向隆起情況如圖9所示。工序5位于基坑內(nèi)的管片已拆除，不對工序5進行分析。

基坑開挖較淺時，隧道中心表現(xiàn)為沉降，隨著開挖深度的增加，隧道中心隆起值逐漸增大，隆起速率也有所增加，各工序下隧道縱向最大隆起值分別為-4.3、7、19.5、26.3 mm。最大值出現(xiàn)在基坑中線附近(橫坐標為0處)，向兩側(cè)逐漸減小，在46 m(約2倍基坑開挖寬度)范圍外隆起值趨于穩(wěn)定。工序4開挖深度較深，對應的隆起值已超出結(jié)構安全控制指標，宜采取相應的保護措施。

工況2基坑施工采用明挖法，未對下部隧道進行保護。工況3在工況1的基礎上在工序3時對隧道采取了灌砂的保護措施，也即實際施工所采用的方案。3個工況在各工序下隧道中心最大隆起值和實測值如圖10所示。

圖9 工況1隧道縱向隆起圖Fig.9 Tunnel deflection due to excavation

圖10 各工況隧道最大隆起值

各工序下工況3的隆起值最小，工況1次之，工況2最大。以工序4為例，工況3相較工況1隧道的最大隆起值減小了44.1 %；工況1與工況2相比，最大隆起值減小了14.6 %。由此可見，半蓋挖法相較明挖法對下穿隧道的影響更小。灌沙回填有效降低了隧道管片的隆起變形，有效防止了基坑大面積的應力卸載可能引起的管片回彈，保障了施工的安全進行，也為基坑下臥盾構隧道的保護提供了一種新思路。工況3的計算結(jié)果與實測數(shù)據(jù)基本吻合，實測值略小于計算值，整體變化趨勢保持一致。

4 結(jié)論

本文以先盾后井與半蓋挖法相結(jié)合的基坑工程實例為背景，基于三維數(shù)值計算和實際監(jiān)測數(shù)據(jù)對此種特殊施工方法下的關鍵控制點進行了分析，得到以下結(jié)論：

①先盾后井與半蓋挖相結(jié)合的施工方法在避免盾構機反復進出洞的前提下有效緩解了基坑施工對路面交通造成的影響，有限元計算結(jié)果與實測數(shù)據(jù)吻合較好，可為城市盾構隧道和基坑工程的施工提供參考;

②蓋板變形是半蓋挖法施工的關鍵控制因素。數(shù)值計算和監(jiān)測表明，蓋板變形隨基坑開挖由沉降變?yōu)橹饾u隆起，最大變形值位于蓋板縱向中線附近，且沿蓋板橫向由明挖至蓋挖一側(cè)，變形逐漸減小;

③蓋板下內(nèi)支撐的內(nèi)力變化主要受支撐兩端豎向位移變化的影響，其直觀變現(xiàn)為蓋板的不均勻沉降，施工過程中可以通過加強蓋板不均勻沉降的監(jiān)測反映橫梁內(nèi)力的變化，并及時提供相應的施工保護措施;

④先盾后井施工條件下基坑開挖卸荷引起下穿隧道隆起變形，隧道縱向最大隆起值出現(xiàn)在基坑中線附近，向兩側(cè)逐漸減小，約2倍基坑開挖寬度范圍外變形穩(wěn)定;相較于明挖法，半蓋挖法下穿隧道的最大隆起變形降低了14.6 %;灌砂回填使隧道最大隆起變形減小了44.1 %，為施工的安全進行提供了有力的保障。