豎井工法開挖深基坑對下臥既有隧道上浮變形的控制

鄧日朗， 鄭先昌*， 岳云鵬， 陳小坤， 劉杰， 劉慧芬

(1.廣州大學土木工程學院， 廣州 510006； 2.佛山科學技術學院交通與土木建筑學院， 佛山 528225)

伴隨城市土地資源愈發(fā)緊張，基坑工程緊鄰地鐵隧道的案例越來越多見于建筑密度不斷增大的中心城市，基坑開挖期間若保護措施不當必將引起鄰近既有地鐵隧道產生不均勻沉降和隆起變形，引起環(huán)間接縫應力增大，嚴重時將造成滲漏、管片破損等病害。

目前，位于基坑工程鄰域內地鐵隧道的變形破壞機制是研究熱點。根據(jù)地鐵隧道與基坑的空間位置不同，可將兩者相對位置大致分為四類，即隧道分別位于基坑正下方、側方淺部、側方中部和側方深部[1]。位于基坑正下方的隧道變形由于隧道水平兩側圍土壓力差異較小，因此以上浮變形為主；而位于側方的隧道則以朝向基坑的水平位移為主[2-3]。許多學者針對軟土地區(qū)基坑開挖引起地鐵隧道的變形計算和施工控制問題進行了研究。胡琦等[4]認為擾動基底土與基底土變形相互促進，鄰近地鐵隧道變形因此呈現(xiàn)出加速發(fā)展的趨勢。張治國等[5]對比了基于Pasternak地基模型的兩階段分析方法與數(shù)值模擬結果，發(fā)現(xiàn)簡化解析法計算隧道縱向變形精度較高?？党傻萚6]引入非線性Pasternak地基模型實現(xiàn)基坑卸荷誘發(fā)下臥盾構隧道的隆起變形預測。卜康正等[7]基于Mindlin應力解推導得到樁側摩阻力對隧道的豎向附加應力，并對樁截面面積、樁長、樁側摩阻力進行計算分析。馮龍飛等[8]對變形監(jiān)測結果進行分析，發(fā)現(xiàn)分塊、分條開挖，預留靠近地鐵側土臺，能有效控制隧道側移變形。郭鵬飛等[9]對39個不同開挖深度、基坑面積、基坑形狀的工程案例進行分類總結，認為設置抗拔樁能顯著減小軟土地區(qū)基坑開挖引起的隧道隆起變形。岳云鵬等[10]研究基坑分塊開挖的數(shù)量和順序對下臥地鐵隧道變形和內力的影響。閆旭麗等[11]采用Mindlin經典理論求解隧道圍土附加應力場與應力路徑，采用Mohr-Coulomb強度準則判斷基坑開挖過程隧道圍土安全狀態(tài)。

圖1 基坑典型橫斷面示意圖Fig.1 Schematic diagram of typical cross section of foundation pit

綜上可知，目前許多研究局限于關注基坑開挖的最終狀態(tài)，而對基坑開挖過程鄰域內隧道的動態(tài)變形特征研究甚少。除此以外，不同開挖工法對鄰域內隧道的保護有效性缺乏深入的控制機理研究。為此，結合深圳地鐵11號線正上方某基坑工程，采用三維有限元模擬地鐵隧道隨基坑豎井開挖引起內力和變形的動態(tài)響應過程，結合實測變形監(jiān)測數(shù)據(jù)探究豎井工法開挖基坑的保護機理，為地鐵保護區(qū)內基坑工程設計與施工方案選取提供理論依據(jù)。

1 工程概況

1.1 基坑概況

深圳市某設計地下道路位于深圳地鐵11號線正上方，施工里程K0+700～K0+880為修建于地鐵保護區(qū)段內的雙向六車道閉合框架?；娱_挖尺寸為114 m×55 m，基坑開挖最大深度為13.5 m?；油鈬顾∧粸橹睆?00 mm，間距500 mm高壓旋噴樁，沿隧道兩側全套管跟進施作直徑1 000 mm，間距3 000 mm的鉆孔灌注樁作為抗拔樁，基坑底面采用直徑300 mm注漿鋼管樁進行地基加固注漿?；拥湫蜋M斷面如圖1所示，基坑正下方為地鐵11號線，基坑底部距離隧道拱頂最小距離僅約3.25 m。此外，東側鄰近地鐵1號線和5號線，其中基坑開挖邊線距離5號線左線隧道軸線最短水平距離僅約13.21 m，距離1號線隧道軸線最短水平距離約52.68 m。

1.2 地鐵隧道

地下道路建設期間地鐵11號線完成盾構施工，尚未運營，地鐵左線和右線受地下道路影響的里程范圍分別為K18+734.384～K18+806.807和K18+747.125～K18+818.686，受影響長度各約72 m，其中地鐵11號線距基坑底部最短距離的里程號分別為左線K18+734.384和右線K18+747.125。11號線左右線隧道軸線水平距離為17.5～19.5 m，隧道襯砌內徑為5.7 m，厚度為0.35 m，環(huán)寬為1.5 m，結構混凝土等級為C50。左右線隧道每隔10 m設置1個監(jiān)測斷面，共布置15個監(jiān)測斷面，每個監(jiān)測斷面包括拱頂、拱腰和軌面位移沉降共5個監(jiān)測點，隧道斷面監(jiān)測點布設位置如圖2所示。根據(jù)《城市軌道交通結構安全保護技術規(guī)范》(CJJ/T 202—2013)[12]的規(guī)定，地鐵保護區(qū)內基坑工程施工過程中城市軌道交通車站結構設施絕對沉降量及水平位移不應大于20 mm，每10 m的差異變形不應大于4 mm。

A、B、C、D、E、F表示每個豎井的開挖先后順序； 1、2、3表示左右線兩側豎井間隔的開挖先后順序圖2 基坑與地鐵隧道平面位置示意圖Fig.2 Plan location of foundation pit and subway tunnel

1.3 工程地質和水文地質條件

場地原始地貌為海沖積平原，后經填海造陸形成現(xiàn)狀地貌，填挖厚度為5 ～ 11 m，場地范圍內地表分布有人工填石①，由碎石、粗礫砂、黏性土充填；淤泥②1呈飽和軟塑狀，含有機質，標貫擊數(shù)為1擊；黏土層⑥1以可塑狀為主，局部夾砂，標貫擊數(shù)為12擊；砂質黏性土⑧呈可塑～硬塑狀，由下伏混合花崗巖風化殘積而成，標貫擊數(shù)為21擊；下伏基巖為加里東期混合花崗巖，全風化花崗巖⑨標貫擊數(shù)為45擊。經室內土工試驗獲得土體主要物理性質指標如表1所示。場地穩(wěn)定地下水位埋深約1 m。

表1 土體主要物理性質指標Table 1 Main physical property indexes of soil

1.4 豎井工法施工工藝

施工設計原保護方案為將絕對標高為8.2 m原場地地面分塊整平至絕對標高5.2 m后，分塊施工抗拔樁，再將基坑分為5個平面區(qū)域，對基坑進行分區(qū)、分層臺階遞進式開挖。但該工程在2015年4月底進行場地平整施工過程中，地鐵隧道左線最大累積上浮量達到16 mm，現(xiàn)場暫停開挖，并采取覆土反壓措施回填土方至絕對標高8.0 m，隧道隆起得到臨時控制。

如圖3所示，為減小土體卸載造成隧道上浮的不利影響，施工方案變更為采用豎井工法對基坑進行間隔開挖。為避免豎井貫通形成超大基坑，在左右線各施工7個豎井，左右線開挖各分為3個循環(huán)，豎井平面尺寸為15.5 m×5.5 m，豎井布置與開挖順序如圖2所示，豎井按A～F順序間隔開挖后，左右線豎井間隔，按1～3順序利用豎井隔墻間隔開挖。豎井主要由鎖口圈、井身和抗浮板組成，該抗浮保護工法主要有5個工序，分別為：①分塊施工抗拔樁和樹根樁：沿左右線地鐵隧道兩側分別施工鉆孔灌注樁，采用注漿鋼管樁對隧道周圍土體進行地基加固；②鎖口圈施工：豎井鎖口圈為直角形狀的鋼筋砼結構，綁扎鋼筋后一次立模整體灌注完成鎖口圈施工；③井身施工：人工開挖前先將地下水位降至基底下1 m，豎井土體開挖完畢后噴射5 cm混凝土作為初期支護，然后立格柵鋼架復噴25 cm混凝土形成井身；④抗浮板施工：豎井開挖到底后，澆筑15 cm厚混凝土墊層封底；⑤基坑放坡分臺階開挖：豎井間隔全部施工完畢后，沿地鐵隧道縱向分別從中間向兩側橫向分塊、分臺階遞進式放坡開挖，開挖到設計標高后，立即施工抗拔樁連梁及抗浮板。該工程自施工變更后，已于2016年6月底順利完工，施工期內隧道累積上浮量未超過控制值，證明采用豎井工法能有效控制下臥地鐵隧道上浮。

圖3 豎井工法現(xiàn)場施工圖Fig.3 Site construction drawing of shaft construction method

2 模型建立

2.1 有限元模型建立

根據(jù)基坑與隧道的相對位置，結合實際開挖進度，采用Midas GTS NX建立三維有限元數(shù)值模型。模型整體尺寸為 230 m(長)×180 m(寬)×45 m(高)，基坑開挖范圍為115 m(長)×53 m(寬)×13.5 m(高)，將模型簡化為六層水平土層。豎井井身采用2D板單元模擬，基坑底面地基加固注漿及井身外圍土體注漿加固采用改變相應區(qū)域土體物理參數(shù)的方法模擬，通過在土層與抗拔樁之間設置接觸單元模擬隧道兩側抗拔樁與坑底土層之間的摩擦與擠壓效應。模型邊界為位移邊界條件，限制模型底部節(jié)點的豎向位移以及模型四周節(jié)點的水平位移。

2.2 材料參數(shù)

2.3 計算步驟

模型重點對14個豎井循環(huán)間隔開挖進行模擬。根據(jù)實際施工進度，通過鈍化和激活相應區(qū)域土體單元分別模擬原分塊開挖施工整平至相對標高-3.0 m引起的隧道上浮和臨時堆載至相對標高-0.2 m的反壓效果；然后，根據(jù)如圖2所示A～F順序對豎井進行循環(huán)間隔開挖至基坑底標高-13.5 m并依次激活井身及抗浮板，接著按照1～3順序對豎井間隔土體進行循環(huán)間隔開挖并激活抗浮板；待基坑底抗浮板連接貫通后，對基坑四周進行分段臺階式放坡開挖。模型不考慮水頭邊界條件。

2.4 模型參數(shù)驗證

基于上述土體和結構參數(shù)，對基坑開挖完整過程進行模擬。如圖4所示，分別選取左右線L08和R08隧道監(jiān)測斷面拱頂?shù)呢Q向位移監(jiān)測值與計算值進行對比，實際基坑開挖引起隧道隆起主要經歷由于采用原方案開挖和豎井工法開挖2個上浮段，以及采用覆土反壓和施作抗浮板后隧道隆起量減小過程。計算結果較好地模擬采用豎井工法后下臥隧道隨基底土卸荷回彈隆起的趨勢過程。因此，該模型所選取土體本構模型和材料參數(shù)符合實際場地條件，較為準確地模擬和預測豎井工法對減小下臥隧道隆起的保護有效性。

3 豎井工法對地鐵隧道保護有效性 分析

3.1 地鐵隧道變形規(guī)律分析

圖5為采用豎井工法分步開挖基坑至基坑底部時地鐵隧道左線的上浮分布特征，地鐵隧道在基坑開挖范圍內上浮較明顯，左線上浮量最大值為20.15 mm，位于L11監(jiān)測斷面，由于基坑平面形狀大致為平行四邊形，相同地鐵里程下右線較左線更接近基坑左側開挖邊界，而左線較右線更接近基坑右側開挖邊界，因此隧道隆起量并非沿基坑縱斷面中軸線對稱分布。由于豎井A～E和豎井間隔1～6采用間隔跳挖方式，豎井同步開挖最大間隔達48 m，因此隧道上浮大致呈雙峰對稱形態(tài)。對左線上浮量計算值采用三角函數(shù)擬合后求解曲線曲率，左線最大曲率在“雙峰”附近，為4.72×10-5m-1，相應的最大曲率半徑為21 186.44 m，其次基坑開挖邊界處隧道曲率也明顯增大，隧道軸線縱向變形曲線半徑均大于15 000 m，符合深圳地鐵《軌道交通運營安全保護區(qū)和建設規(guī)劃控制區(qū)工程管理辦法》相關規(guī)定。

表2 土層數(shù)值模型計算參數(shù)Table 2 Calculation parameters of soil numerical model

表3 結構計算參數(shù)Table 3 Structural calculation parameters

圖4 開挖過程隧道豎向位移曲線Fig.4 Vertical displacement curve of tunnel during excavation

圖5 隧道豎向位移及變形曲率Fig.5 Vertical displacement and deformation curvature of tunnel

3.2 隧道橫斷面變形及內力時程響應特征

圖6 左線隧道測點位移時程曲線Fig.6 Displacement time history curve of measuring points in left line tunnel

由隧道監(jiān)測和數(shù)值模擬結果得知豎井循環(huán)開挖過程中隧道最大上浮量位于隧道左線L11監(jiān)測斷面，因此針對地鐵隧道左線進行變形時程響應特征分析。如圖6所示，隧道豎向位移變化量遠大于水平位移，基坑開挖面以下垂直向卸荷作用顯著。隧道采用原方案整平開挖過程中出現(xiàn)較大隆起，經覆土反壓后隆起量減小，隧道各監(jiān)測點隨豎井施工開挖而階梯式逐漸隆起，開挖完畢時隆起量達到最大值。水平方向隧道位移量較小，根據(jù)兩側拱腰的水平位移差可判斷出左線隧道縱軸線向遠離右線方向偏移。左拱腰和右拱腰水平位移變形方向相反，拱腰處發(fā)生壓縮變形，左線隧道受右線隧道的阻隔作用影響，靠近右線隧道一側的左拱腰水平位移量小于右拱腰，拱頂和拱底豎向位移差隨開挖進行而逐漸增大，隧道沿鉛垂方向發(fā)生拉伸，說明隧道橫截面呈豎橢圓狀。

圖7 左線隧道位移時程曲線Fig.7 Displacement time history curve of left line tunnel

圖8 左線隧道附加彎矩時程曲線Fig.8 Time history curve of additional bending moment of left line tunnel

基坑卸荷會改變周邊土體應力場，打破初始圍土應力場平衡狀態(tài)，基坑工程大量卸荷與加載所產生的附加荷載將對隧道結構產生附加應力與變形。為分析豎井工法開挖過程對下臥地鐵隧道結構內力的影響，選取上浮量最大的左線L11監(jiān)測斷面，根據(jù)施工工序分別研究圍護結構施工完畢、豎井開挖完畢和豎井間隔開挖完畢相應階段的地鐵隧道附加彎矩變化趨勢。圖7為左線L11監(jiān)測斷面位移趨勢，其中包含剛體位移和變形位移。圖8為選定3個施工步驟結束時隧道結構所受附加彎矩。隨著基坑逐漸卸荷，基底土層應力逐漸釋放且在一定深度范圍內產生回彈變形，下臥隧道整體上浮。隧道上浮變形量與開挖卸載率存在相關關系，由于豎井間隔開挖卸荷量占基坑總卸荷量達58.3%，隧道上浮變形增量占總上浮量的52.6%，而豎井開挖卸荷量只占基坑總卸荷量21.5%，施工期間所引起的隧道上浮變形增量只占總上浮量的15.8%。如圖8所示，隨著基坑卸荷量增加，隧道拱頂、拱底的正附加彎矩和左右拱腰的負附加彎矩逐漸減小，正彎矩大致分布在45°～135°和235°～315°區(qū)間，彎矩值沿橫斷面水平和鉛垂方向大致對稱。

3.3 保護有效性分析

基底土體由于開挖卸荷而產生應力釋放，土體的結構、性狀和受力條件已經發(fā)生改變。由于黏土具有較強的結構性，基底土體受擾動后回彈量增加，同時帶動坑底隧道隆起，加大隧道周圍土體的擾動程度。因此坑底變形和擾動相互促進，若保護措施不當將會使隧道呈加速上浮隆起的發(fā)展趨勢，不利于施工期間隧道結構的安全。

圖9 不同基坑開挖方式坑底塑性區(qū)對比Fig.9 Comparison of plastic zone at the bottom of different foundation pit excavation methods

基坑開挖卸荷使坑底土體產生塑性隆起變形，進而將帶動坑底地鐵隧道產生縱向隆起變形，隧道隆起變形隨著卸荷量的增大而增大，且距離開挖面越近隆起量越明顯。如圖9所示，將原來分區(qū)、分層臺階遞進式開挖施工方案與采用豎井工法方案的塑性區(qū)進行對比，由于基坑采用放坡開挖，基坑開挖卸荷后既有應力平衡條件卸除，側面邊界和坑底水平面出現(xiàn)臨空面產生應力釋放，基坑放坡邊界及坑底出現(xiàn)塑性區(qū)并不斷擴大，塑性區(qū)主要分布在坑底開挖面所在的淤泥層中，同時坑底靠近坡腳部分區(qū)域發(fā)生受拉破壞。但是由于采取間隔跳挖、小開挖面、抗浮板及時施作的豎井工法，抗浮板與抗拔樁共同形成門式抗浮結構，土體回彈變形受豎井井身摩擦力作用和圍護結構支撐力的作用，在豎井與豎井之間的地基土中形成土拱效應，如圖9(b)所示采用豎井工法開挖的坑底塑性區(qū)明顯較圖9(a)所示的采用原方案開挖少，坑底塑性區(qū)發(fā)展深度得到抑制。左右線隧道兩側靠近拱腰處土體均出現(xiàn)塑性區(qū)，隧道襯砌結構水平收斂。從分析結果可以看出，地鐵隧道上方基坑開挖采用豎井工法能有效減少基底土體受擾動程度，有效控制塑性區(qū)發(fā)展深度。

4 結論

(1)位于地鐵隧道上方基坑工程近距離開挖卸荷會使隧道產生較大上浮，采用豎井工法間隔開挖基坑能有效控制下臥地鐵隧道上浮，隧道縱向上浮形態(tài)呈現(xiàn)雙峰對稱形。

(2)基坑開挖垂直向卸荷作用對下臥地鐵隧道橫斷面收斂變形形態(tài)起控制作用，隧道各監(jiān)測點隨著豎井工法分區(qū)分級卸載而階梯式上浮，隧道拱腰處發(fā)生壓縮變形，開挖完畢時隧道橫斷面呈現(xiàn)豎橢圓狀。

(3)隧道整體上浮變形量和附加彎矩變化量與基坑卸荷率相關，豎井間隔開挖階段卸荷量較大，因此附加彎矩減小幅度較大，隧道附加彎矩隨卸荷率增加而減小，隧道最大附加彎矩位于拱頂附近。

(4)與原方案分區(qū)分層臺階遞進式開挖方案相比，采用豎井工法開挖基坑能有效減少坑底土層受擾動程度，抑制坑底塑性區(qū)發(fā)展深度以及隧道圍土塑性區(qū)面積。豎井小范圍分級卸載和抗浮板及時施作與抗拔樁共同作用形成的門式抗浮結構均有利于減小下臥地鐵隧道上浮。