岳云鹏,刘晓玉,张龙云,李志远,刘继强,郑先昌

(1.广州大学土木工程学院,广州 510006； 2.绍兴文理学院土木工程学院,浙江绍兴 312000； 3.中铁南方投资集团有限公司,深圳 518052)

随着我国城市轨道交通的不断发展，建立在地铁隧道上方的基坑工程日益增多，基坑开挖卸荷会导致下卧盾构隧道产生竖向位移与水平位移，同时造成横截面收敛变形。当隧道变形过大时，会导致盾构隧道开裂、渗水，严重影响地铁隧道的安全运营。针对基坑开挖对下卧地铁隧道的变形影响问题，许多学者通过数值分析、理论计算以及现场监测等方法展开研究。在数值模拟分析方面，陈仁朋等[1]采用小应变硬化土模型，对下卧盾构隧道的明挖通道基坑进行数值分析，统计了基坑开挖过程中下卧隧道上浮规律；郑刚等[2]对天津地区某地铁区间上方基坑开挖过程进行数值分析，研究不同控制措施对下卧隧道变形的效果；章润红等[3]分析了不同隧道埋深的地铁隧道在施工结束时的附加弯矩与位移；岳云鹏等[4]基于流固耦合理论对基坑降水过程中隧道的影响规律进行数值分析，研究了降水深度、降水速度对隧道产生的影响；孟小伟[5]对坑内加固控制隧道上浮影响进行分析；刘天正[6]分析了U形槽基坑开挖对隧道变形的影响，得到了隧道内径在开挖卸荷过程中的收敛规律。

在理论解析推导方面，张治国等[7]结合Loganathan与Poulos理论解对卸载引起土体位移场进行分析，得到隧道竖向位移与内力的简化表达式；陈郁等[8]基于Mindlin解对开挖导致下卧隧道的附加应力进行推导，得到了隧道隆起值的简化计算公式；周泽林等[9]对层状地层中明挖卸荷对下卧隧道影响进行分析，并将隧道变形的解析解与实测数据进行对比验证；卜康正等[10]分析了深圳地区某基坑开挖对复合地基下卧隧道附加荷载的影响，结果表明侧摩阻力与“双洞效应”会对隧道附加荷载产生较大影响。

在现场监测研究方面，向亮[11]通过对砂岩层深基坑施工过程实测数据进行分析，得出开挖过程中围护桩与隧道的变形规律；Chang等[12]通过监测数据对开挖卸荷过程中导致某盾构隧道管片开裂事故进行分析；冯虎等[13]基于层次分析法对地铁基坑工程进行研究，为基坑施工过程中的整体安全性指标提供了更规范的评判准则；魏纲[14]对国内14个基坑实例的实测数据进行总结，提出了下卧隧道在基坑开挖过程中的最大位移预估公式。

综上，目前基坑开挖对下卧盾构隧道的研究成果主要集中在对隧道变形及位移影响规律的分析上，而针对具体开挖顺序对下卧隧道的影响规律研究比较少见。文献[15-17]研究表明，基坑在开挖过程中具有时空效应，合理的选择分块开挖顺序可较好地控制邻近隧道的变形。但上述研究均未考虑分块开挖对下卧隧道的影响规律。基于此，以深圳前海区某深基坑工程为依托，建立三维有限元模型，结合现场实测数据，分析不同分块开挖方式对下卧地铁隧道的变形影响，并将坑底土体加固等隧道保护措施与分块开挖相结合进行考虑，对下卧隧道深基坑的开挖方式进行优化，为类似深基坑工程开挖工序的合理选择提供理论依据。

1 工程概况

1.1 基坑概况

深圳市前海区双界河路段某地铁保护区基坑工程开挖范围为114 m×52 m×13.5 m，其基坑工程与地铁11号线空间分布平面关系如图1所示，基坑下卧盾构地铁隧道，基坑坑底距隧道竖向距离平均5.3 m。采用1：1.5横向放坡结合φ1 000 mm@1 200 mm的钻孔灌注桩对基坑进行支护，开挖前将基坑水位降低至基坑底部1 m处。基坑分3步进行开挖，每次分别开挖至-3、-5.5 m和-13.5 m，并采用横向分块开挖的方式对每层土体进行开挖。

1.2 下卧隧道

盾构地铁隧道左、右线水平距离约为17.8 m，衬砌内径为5.7 m、外径为6.3 m，盾构管片环宽1.5 m，壁厚0.3 m，每环管片由6块管片通过螺栓进行连接，盾构管片混凝土强度等级为C50。地铁隧道自里程K0+080开始进入基坑支护排桩下侧，隧道两侧采用φ550 mm@1 000 mm抗拔桩进行围护，在基坑施工结束时与坑底抗浮板形成门式抗浮结构控制隧道上浮。按照深圳市相应规范的要求，在基坑开挖期间，控制地铁隧道的位移≯25 mm。

在地铁保护区监测范围内，每隔10 m布置1个隧道监测断面，左、右线共布置30个监测断面，编号L、R01～15每个监测断面内布置5个监测点，并在坑底布置9个抗隆起监测点，编号KD01～09，监测布置方案如图1、图2所示。

图1 基坑与下卧地铁隧道平面关系(单位：m)

图2 基坑K0+140纵断面示意(单位：m)

1.3 工程地质条件

区间隧道地层属于典型软弱土层，地下水位约为地表下1 m。现场勘查资料表明，双界河路段地层由第四系全新统冲洪积层和基岩组成，主要包括③黏土层和④砂质黏性土层。①填土、填石层经人工处理后形成局部含淤泥质土的复合地基；②淤泥层呈流塑状，属高灵敏度软土，具有触变性；③黏土层和④砂质黏性土以可塑状为主，物理性质可满足一般地下结构承载力的要求，在场地内分布较为广泛；⑤全风化花岗岩属Ⅲ级硬土，顶层埋深大于20 m。通过室内外试验获得各土层物理性质参数如表1所示。

2 模型建立

采用三维有限元软件MIDAS GTS NX进行有限元数值模拟分析，按照图1、图2中基坑与隧道相对位置关系建立模型，计算模型范围取为180 m×240 m×50 m，基坑开挖范围取114 m×52 m×13.5 m，模型上部设置为自由面，底部设置固定约束，侧面设置水平约束。在生成初始应力场后将土体与隧道位移进行清零。

2.1 工况分析

为研究分块开挖基坑对下卧双线隧道的影响，建立3种不同的开挖工况，首先建立现场实际开挖方案的开挖过程模拟(工况1)；然后再对纵向分块开挖模拟(工况2)；先横向分块开挖隧道上方基坑，再纵向分块开挖其余部分基坑的模拟(工况3)，具体开挖方案如图3所示。

工况1：对现场实际开挖方式进行模拟，现场基坑采用横向分块方式由块1～块4的工序进行开挖，每块开挖范围为52 m×16 m，共分为7块。

工况2：基坑采用纵向分块方式由块1到块4的工序进行对称开挖，每块开挖范围约为114 m×6.5 m，共分为8块。

图3 基坑开挖方案平面示意(单位：m)

工况3：基坑先采用横向分块开挖方式由块1～块10的工序开挖隧道上方土层，然后采用纵向分块开挖方式开挖块11～块13，横向每块开挖范围约为5.7 m×6.5 m，纵向每块开挖范围约为114 m×6.5 m。

2.2 土层与材料参数

土层采用摩尔库伦本构模型(MC)与硬化土本构模型(HS)进行模拟，模型中土层自上而下分别为①填土、填石层15.8 m；②淤泥层2.9 m；③黏土层7.1 m；④砂质黏性土层5.9 m；⑤全风化花岗岩层18.3 m。通过现场取样、室内试验的方式获得数值模拟所需要的HS本构模型参数，其中由于①、③土层属于结构性土，在取样过程中会由于土体扰动作用使得试验获得参数偏低，按照经验取值法采用MC本构模型进行模拟[18-20]。模型中土体计算参数如表2所示。

支护排桩与抗拔桩采用1D梁单元模拟，止水帷幕根据强度等效法等效为2D板单元模拟，考虑施工阶段的缺陷，设置强度折减系数为0.75，各结构计算参数如表3所示。在基坑内部设置节点水头，用以模拟坑内初始水位，在基坑底部设置压力水头，用以模拟基坑降水的过程。

表2 模型中土体计算参数

图4 有限元模型

表3 结构计算参数

2.3 模型参数验证

基于以上参数，建立有限元模型如图4所示。

为验证模型中土体与材料参数的可靠性，首先对现场实际开挖方案(工况1)的施工过程进行数值分析，主要分析了工况1在开挖过程中K0+140断面右线隧道监测点1～监测点3的竖向位移。

数值模拟与现场实测数据如图5所示，基坑开挖结束后隧道R09-1监测点竖向位移的计算值与实测值分别为24.88 mm和23.60 mm，且开挖过程中R09-2、R09-3两监测点模拟值与计算值竖向位移规律也较为相似，因此可以认为模型的土体本构关系与材料参数选取可靠。

图5 K0+140断面开挖过程右线隧道竖向位移曲线

3 计算结果分析

3.1 坑底隆起与隧道竖向位移分析

基坑开挖过程中会改变周围土体原状性，间接地影响下卧地铁隧道，分块开挖属于小规模的对基坑内土体进行卸载，使得坑底竖向位移较小，进而控制下卧隧道的变形。因此，为研究基坑分块开挖对下卧地铁隧道变形的保护作用，本文首先分析了不同工况下基坑开挖完成后K0+140断面上坑底隆起值，如图6所示，对比工况1～工况3可知，不同分块开挖方式下基坑底部隆起方式有所不同。

图6 不同工况下K0+140断面坑底隆起值

工况1、工况2、工况3的坑底最大隆起值分别为27.46，34.85，19.84 mm，根据《建筑基坑工程监测技术规范》规定，开挖过程中基坑底部隆起值不宜超过35 mm[21]，可认为横向分块开挖基坑可较好的控制基坑底部的隆起，且横向分块数量越多，对坑底隆起的控制效果越好。相应地，不同分块开挖方式对基坑底部隆起规律将间接影响到下卧地铁隧道的变形。如图7所示，计算得到不同工况在开挖结束时左线隧道的拱顶处竖向位移，可以看出，基坑纵向分块开挖会增大下卧地铁隧道的竖向位移，使隧道最终竖向位移超过控制标准值，基坑先横向分块开挖隧道上方基坑再纵向开挖基坑对控制隧道竖向位移较有利。工况2与工况3在开挖结束时隧道呈“拱”形隆起，工况1在开挖结束时隧道呈“双峰”形隆起，可能的原因是基坑分块开挖的累积效应使得最后一块土体开挖结束时引起的位移增量明显高于其他块，工况1左线隧道的“双峰”形隆起是由于最后一块(第四块)的跳挖使得隧道纵断面中轴线两侧区域竖向位移明显高于其他位置。

图7 不同工况下左线隧道拱顶处竖向位移曲线

从图7可以发现，相比实际开挖工况(工况1)，先横向分块开挖隧道上方基坑再纵向开挖基坑(工况3)有效地限制了隧道纵断面上拱顶的竖向位移，这是由于较小的分块开挖尺寸会使隧道上方土体前期积累的竖向变形叠加影响较小，使得隧道上方土体在卸荷过程中受力较小，最终变形较小。另外，最后卸荷的土体会由于积累效应导致其受到土体压力比其他分块大，工况3提前开挖隧道上方土体，使得基坑内部土体受力最后集中在基坑中部，最终隧道上方土体位移较小。

3.2 隧道附加弯矩分析

在基坑开挖卸荷过程中，下卧隧道会受到坑底与侧部两个方向的挤压作用产生附加弯矩，为系统地分析分块开挖基坑对下卧地铁隧道附加弯矩的影响，首先分析了原开挖方案(工况1)在开挖过程中隧道的附加弯矩变化规律，不同开挖深度下左线隧道监测断面L12的附加弯矩如图8所示。由图8可知，隧道的附加弯矩随着基坑开挖深度的增大而增大，开挖到第3步后，最大的正负附加弯矩达到238.4 kN·m/m和-244.6 kN·m/m，在开挖过程中弯矩的最大处均在隧道拱顶处，从隧道附加弯矩的变化规律可判断隧道的大致变形，即拱顶、拱底处隧道竖向伸长，拱腰处隧道压缩变形。

图8 不同开挖深度下左线隧道附加弯矩

不同工况基坑开挖结束时左线隧道监测断面L12的附加弯矩如图9所示，可以发现不同工况下隧道弯矩的变化趋势基本相同，但工况3的开挖方式较为明显地减少了左线隧道的附加弯矩，使得最大的正负附加弯矩分别为201.7 kN·m/m和-196.3 kN·m/m。与工况2相比，小范围的横向开挖隧道上方土体可有效控制下卧盾构隧道的变形，这是由于一次性开挖隧道上方土体使得隧道周围土体出现应力集中现象，最终弯矩较大，而小范围横向开挖隧道上方土体隆起较小，最终隧道附加弯矩较小。

图9 不同工况下左线隧道附加弯矩

3.3 内径变形分析

为进一步研究分块开挖对下卧盾构隧道的影响，本文选取了比较有代表性的左线隧道L09监测断面，绘制工况1在开挖过程中的内径变形图，如图10所示。隧道在开挖第一层土过程中内径未发生明显变形，直到第二层土开挖结束后，拱顶才产生了较为明显的隆起变形，待开挖结束后，隧道整体在靠近基坑中轴线方向发生较大的拉伸变形。

图10 不同开挖深度下左线隧道内径变形

图11为不同工况在开挖结束时左线隧道L09断面内径变形图，对比可知，纵断面分块开挖(工况2)在开挖结束时会使隧道内径产生较大的变形，整体变形趋势为顶部隆起的竖椭圆状。工况3在开挖结束时隧道的变形最小，在开挖过程中宜采用小范围的分块横向对称开挖控制隧道内径变形，分块尺寸宜选用在5～7 m内。

图11 不同工况下左线隧道内径变形

3.4 坑底加固对隧道影响分析

上述研究表明，合理的分块开挖基坑可较好的控制下卧隧道的变形，但在对隧道变形控制较为严格的工程中，还需要采取增加保护的措施，以保证地铁隧道的运营安全。本文研究了分块开挖结合坑底地基加固相结合的方式对下卧隧道的影响，坑底加固深度为基坑底5 m，在模拟过程中，将加固区土体模量参数扩大2.5倍，以达到坑底加固的效果。采用工况1的开挖方式，每1 m开挖1次，分析无地基加固、开挖前进行地基加固、开挖至7 m后地基加固对下卧隧道的影响，得到不同开挖深度下K0+120断面右线隧道监测点1的拱顶处竖向位移曲线如图12所示。

图12 地基加固对隧道竖向位移的影响曲线

可以看出，图12中无地基加固方案中右线隧道竖向位移曲线与图5的竖向位移曲线有所不同，其原因是本次模拟中增加了基坑分层开挖的次数，减小了每次土体卸荷的应力，使得同一工况下隧道最终竖向位移较小。如果开挖7 m后再对基坑进行坑底加固，隧道竖向位移最终仅能减小8%左右；在基坑开挖前进行坑底加固，隧道竖向位移可减少约20%。

4 结论

(1)横向分块开挖基坑可较好地控制基坑底部的隆起，且横向分块数量越多，对坑底隆起的抑制效果越好；在分块数量相同的情况下，横向分块开挖基坑对隧道的保护效果要好于纵向分块开挖。

(2)在开挖过程中，下卧隧道的最大附加弯矩在拱顶处，隧道整体呈拱顶、拱底处竖向伸长，拱腰处压缩的变形规律，工况3中小范围的横向开挖基坑可有效减小隧道附加弯矩。

(3)在不改变开挖深度的情况下，先小范围对称横向分块开挖隧道上方土体再纵向分块开挖土体效果最好，横向分块次之，最后为纵向分块。在本文分析的3种工况中，工况3为最优工况，施工中建议优先采用。

(4)坑底加固土体可有效控制隧道竖向位移，在隧道变形控制较为严格的工程中，可采用分块开挖与坑底加固相结合的措施保护隧道，建议在基坑开挖前进行坑底加固。

(5)基坑开挖过程存在一定的时空效应，本文计算过程中将每个条块简化为一次开挖，但实际开挖过程中仍可能是分块开挖的，因此会造成计算结果与监测值有一定差别。后续可对考虑时空效应的下卧地铁隧道深基坑开挖工序优化进行研究分析。