邓日朗， 郑先昌*， 岳云鹏， 陈小坤， 刘杰， 刘慧芬

(1.广州大学土木工程学院， 广州 510006； 2.佛山科学技术学院交通与土木建筑学院， 佛山 528225)

伴随城市土地资源愈发紧张，基坑工程紧邻地铁隧道的案例越来越多见于建筑密度不断增大的中心城市，基坑开挖期间若保护措施不当必将引起邻近既有地铁隧道产生不均匀沉降和隆起变形，引起环间接缝应力增大，严重时将造成渗漏、管片破损等病害。

目前，位于基坑工程邻域内地铁隧道的变形破坏机制是研究热点。根据地铁隧道与基坑的空间位置不同，可将两者相对位置大致分为四类，即隧道分别位于基坑正下方、侧方浅部、侧方中部和侧方深部[1]。位于基坑正下方的隧道变形由于隧道水平两侧围土压力差异较小，因此以上浮变形为主；而位于侧方的隧道则以朝向基坑的水平位移为主[2-3]。许多学者针对软土地区基坑开挖引起地铁隧道的变形计算和施工控制问题进行了研究。胡琦等[4]认为扰动基底土与基底土变形相互促进，邻近地铁隧道变形因此呈现出加速发展的趋势。张治国等[5]对比了基于Pasternak地基模型的两阶段分析方法与数值模拟结果，发现简化解析法计算隧道纵向变形精度较高。康成等[6]引入非线性Pasternak地基模型实现基坑卸荷诱发下卧盾构隧道的隆起变形预测。卜康正等[7]基于Mindlin应力解推导得到桩侧摩阻力对隧道的竖向附加应力，并对桩截面面积、桩长、桩侧摩阻力进行计算分析。冯龙飞等[8]对变形监测结果进行分析，发现分块、分条开挖，预留靠近地铁侧土台，能有效控制隧道侧移变形。郭鹏飞等[9]对39个不同开挖深度、基坑面积、基坑形状的工程案例进行分类总结，认为设置抗拔桩能显著减小软土地区基坑开挖引起的隧道隆起变形。岳云鹏等[10]研究基坑分块开挖的数量和顺序对下卧地铁隧道变形和内力的影响。闫旭丽等[11]采用Mindlin经典理论求解隧道围土附加应力场与应力路径，采用Mohr-Coulomb强度准则判断基坑开挖过程隧道围土安全状态。

图1 基坑典型横断面示意图Fig.1 Schematic diagram of typical cross section of foundation pit

综上可知，目前许多研究局限于关注基坑开挖的最终状态，而对基坑开挖过程邻域内隧道的动态变形特征研究甚少。除此以外，不同开挖工法对邻域内隧道的保护有效性缺乏深入的控制机理研究。为此，结合深圳地铁11号线正上方某基坑工程，采用三维有限元模拟地铁隧道随基坑竖井开挖引起内力和变形的动态响应过程，结合实测变形监测数据探究竖井工法开挖基坑的保护机理，为地铁保护区内基坑工程设计与施工方案选取提供理论依据。

1 工程概况

1.1 基坑概况

深圳市某设计地下道路位于深圳地铁11号线正上方，施工里程K0+700～K0+880为修建于地铁保护区段内的双向六车道闭合框架。基坑开挖尺寸为114 m×55 m，基坑开挖最大深度为13.5 m。基坑外围止水帷幕为直径700 mm，间距500 mm高压旋喷桩，沿隧道两侧全套管跟进施作直径1 000 mm，间距3 000 mm的钻孔灌注桩作为抗拔桩，基坑底面采用直径300 mm注浆钢管桩进行地基加固注浆。基坑典型横断面如图1所示，基坑正下方为地铁11号线，基坑底部距离隧道拱顶最小距离仅约3.25 m。此外，东侧邻近地铁1号线和5号线，其中基坑开挖边线距离5号线左线隧道轴线最短水平距离仅约13.21 m，距离1号线隧道轴线最短水平距离约52.68 m。

1.2 地铁隧道

地下道路建设期间地铁11号线完成盾构施工，尚未运营，地铁左线和右线受地下道路影响的里程范围分别为K18+734.384～K18+806.807和K18+747.125～K18+818.686，受影响长度各约72 m，其中地铁11号线距基坑底部最短距离的里程号分别为左线K18+734.384和右线K18+747.125。11号线左右线隧道轴线水平距离为17.5～19.5 m，隧道衬砌内径为5.7 m，厚度为0.35 m，环宽为1.5 m，结构混凝土等级为C50。左右线隧道每隔10 m设置1个监测断面，共布置15个监测断面，每个监测断面包括拱顶、拱腰和轨面位移沉降共5个监测点，隧道断面监测点布设位置如图2所示。根据《城市轨道交通结构安全保护技术规范》(CJJ/T 202—2013)[12]的规定，地铁保护区内基坑工程施工过程中城市轨道交通车站结构设施绝对沉降量及水平位移不应大于20 mm，每10 m的差异变形不应大于4 mm。

A、B、C、D、E、F表示每个竖井的开挖先后顺序； 1、2、3表示左右线两侧竖井间隔的开挖先后顺序图2 基坑与地铁隧道平面位置示意图Fig.2 Plan location of foundation pit and subway tunnel

1.3 工程地质和水文地质条件

场地原始地貌为海冲积平原，后经填海造陆形成现状地貌，填挖厚度为5 ～ 11 m，场地范围内地表分布有人工填石①，由碎石、粗砾砂、黏性土充填；淤泥②1呈饱和软塑状，含有机质，标贯击数为1击；黏土层⑥1以可塑状为主，局部夹砂，标贯击数为12击；砂质黏性土⑧呈可塑～硬塑状，由下伏混合花岗岩风化残积而成，标贯击数为21击；下伏基岩为加里东期混合花岗岩，全风化花岗岩⑨标贯击数为45击。经室内土工试验获得土体主要物理性质指标如表1所示。场地稳定地下水位埋深约1 m。

表1 土体主要物理性质指标Table 1 Main physical property indexes of soil

1.4 竖井工法施工工艺

施工设计原保护方案为将绝对标高为8.2 m原场地地面分块整平至绝对标高5.2 m后，分块施工抗拔桩，再将基坑分为5个平面区域，对基坑进行分区、分层台阶递进式开挖。但该工程在2015年4月底进行场地平整施工过程中，地铁隧道左线最大累积上浮量达到16 mm，现场暂停开挖，并采取覆土反压措施回填土方至绝对标高8.0 m，隧道隆起得到临时控制。

如图3所示，为减小土体卸载造成隧道上浮的不利影响，施工方案变更为采用竖井工法对基坑进行间隔开挖。为避免竖井贯通形成超大基坑，在左右线各施工7个竖井，左右线开挖各分为3个循环，竖井平面尺寸为15.5 m×5.5 m，竖井布置与开挖顺序如图2所示，竖井按A～F顺序间隔开挖后，左右线竖井间隔，按1～3顺序利用竖井隔墙间隔开挖。竖井主要由锁口圈、井身和抗浮板组成，该抗浮保护工法主要有5个工序，分别为：①分块施工抗拔桩和树根桩：沿左右线地铁隧道两侧分别施工钻孔灌注桩，采用注浆钢管桩对隧道周围土体进行地基加固；②锁口圈施工：竖井锁口圈为直角形状的钢筋砼结构，绑扎钢筋后一次立模整体灌注完成锁口圈施工；③井身施工：人工开挖前先将地下水位降至基底下1 m，竖井土体开挖完毕后喷射5 cm混凝土作为初期支护，然后立格栅钢架复喷25 cm混凝土形成井身；④抗浮板施工：竖井开挖到底后，浇筑15 cm厚混凝土垫层封底；⑤基坑放坡分台阶开挖：竖井间隔全部施工完毕后，沿地铁隧道纵向分别从中间向两侧横向分块、分台阶递进式放坡开挖，开挖到设计标高后，立即施工抗拔桩连梁及抗浮板。该工程自施工变更后，已于2016年6月底顺利完工，施工期内隧道累积上浮量未超过控制值，证明采用竖井工法能有效控制下卧地铁隧道上浮。

图3 竖井工法现场施工图Fig.3 Site construction drawing of shaft construction method

2 模型建立

2.1 有限元模型建立

根据基坑与隧道的相对位置，结合实际开挖进度，采用Midas GTS NX建立三维有限元数值模型。模型整体尺寸为 230 m(长)×180 m(宽)×45 m(高)，基坑开挖范围为115 m(长)×53 m(宽)×13.5 m(高)，将模型简化为六层水平土层。竖井井身采用2D板单元模拟，基坑底面地基加固注浆及井身外围土体注浆加固采用改变相应区域土体物理参数的方法模拟，通过在土层与抗拔桩之间设置接触单元模拟隧道两侧抗拔桩与坑底土层之间的摩擦与挤压效应。模型边界为位移边界条件，限制模型底部节点的竖向位移以及模型四周节点的水平位移。

2.2 材料参数

2.3 计算步骤

模型重点对14个竖井循环间隔开挖进行模拟。根据实际施工进度，通过钝化和激活相应区域土体单元分别模拟原分块开挖施工整平至相对标高-3.0 m引起的隧道上浮和临时堆载至相对标高-0.2 m的反压效果；然后，根据如图2所示A～F顺序对竖井进行循环间隔开挖至基坑底标高-13.5 m并依次激活井身及抗浮板，接着按照1～3顺序对竖井间隔土体进行循环间隔开挖并激活抗浮板；待基坑底抗浮板连接贯通后，对基坑四周进行分段台阶式放坡开挖。模型不考虑水头边界条件。

2.4 模型参数验证

基于上述土体和结构参数，对基坑开挖完整过程进行模拟。如图4所示，分别选取左右线L08和R08隧道监测断面拱顶的竖向位移监测值与计算值进行对比，实际基坑开挖引起隧道隆起主要经历由于采用原方案开挖和竖井工法开挖2个上浮段，以及采用覆土反压和施作抗浮板后隧道隆起量减小过程。计算结果较好地模拟采用竖井工法后下卧隧道随基底土卸荷回弹隆起的趋势过程。因此，该模型所选取土体本构模型和材料参数符合实际场地条件，较为准确地模拟和预测竖井工法对减小下卧隧道隆起的保护有效性。

3 竖井工法对地铁隧道保护有效性 分析

3.1 地铁隧道变形规律分析

图5为采用竖井工法分步开挖基坑至基坑底部时地铁隧道左线的上浮分布特征，地铁隧道在基坑开挖范围内上浮较明显，左线上浮量最大值为20.15 mm，位于L11监测断面，由于基坑平面形状大致为平行四边形，相同地铁里程下右线较左线更接近基坑左侧开挖边界，而左线较右线更接近基坑右侧开挖边界，因此隧道隆起量并非沿基坑纵断面中轴线对称分布。由于竖井A～E和竖井间隔1～6采用间隔跳挖方式，竖井同步开挖最大间隔达48 m，因此隧道上浮大致呈双峰对称形态。对左线上浮量计算值采用三角函数拟合后求解曲线曲率，左线最大曲率在“双峰”附近，为4.72×10-5m-1，相应的最大曲率半径为21 186.44 m，其次基坑开挖边界处隧道曲率也明显增大，隧道轴线纵向变形曲线半径均大于15 000 m，符合深圳地铁《轨道交通运营安全保护区和建设规划控制区工程管理办法》相关规定。

表2 土层数值模型计算参数Table 2 Calculation parameters of soil numerical model

表3 结构计算参数Table 3 Structural calculation parameters

图4 开挖过程隧道竖向位移曲线Fig.4 Vertical displacement curve of tunnel during excavation

图5 隧道竖向位移及变形曲率Fig.5 Vertical displacement and deformation curvature of tunnel

3.2 隧道横断面变形及内力时程响应特征

图6 左线隧道测点位移时程曲线Fig.6 Displacement time history curve of measuring points in left line tunnel

由隧道监测和数值模拟结果得知竖井循环开挖过程中隧道最大上浮量位于隧道左线L11监测断面，因此针对地铁隧道左线进行变形时程响应特征分析。如图6所示，隧道竖向位移变化量远大于水平位移，基坑开挖面以下垂直向卸荷作用显著。隧道采用原方案整平开挖过程中出现较大隆起，经覆土反压后隆起量减小，隧道各监测点随竖井施工开挖而阶梯式逐渐隆起，开挖完毕时隆起量达到最大值。水平方向隧道位移量较小，根据两侧拱腰的水平位移差可判断出左线隧道纵轴线向远离右线方向偏移。左拱腰和右拱腰水平位移变形方向相反，拱腰处发生压缩变形，左线隧道受右线隧道的阻隔作用影响，靠近右线隧道一侧的左拱腰水平位移量小于右拱腰，拱顶和拱底竖向位移差随开挖进行而逐渐增大，隧道沿铅垂方向发生拉伸，说明隧道横截面呈竖椭圆状。

图7 左线隧道位移时程曲线Fig.7 Displacement time history curve of left line tunnel

图8 左线隧道附加弯矩时程曲线Fig.8 Time history curve of additional bending moment of left line tunnel

基坑卸荷会改变周边土体应力场，打破初始围土应力场平衡状态，基坑工程大量卸荷与加载所产生的附加荷载将对隧道结构产生附加应力与变形。为分析竖井工法开挖过程对下卧地铁隧道结构内力的影响，选取上浮量最大的左线L11监测断面，根据施工工序分别研究围护结构施工完毕、竖井开挖完毕和竖井间隔开挖完毕相应阶段的地铁隧道附加弯矩变化趋势。图7为左线L11监测断面位移趋势，其中包含刚体位移和变形位移。图8为选定3个施工步骤结束时隧道结构所受附加弯矩。随着基坑逐渐卸荷，基底土层应力逐渐释放且在一定深度范围内产生回弹变形，下卧隧道整体上浮。隧道上浮变形量与开挖卸载率存在相关关系，由于竖井间隔开挖卸荷量占基坑总卸荷量达58.3%，隧道上浮变形增量占总上浮量的52.6%，而竖井开挖卸荷量只占基坑总卸荷量21.5%，施工期间所引起的隧道上浮变形增量只占总上浮量的15.8%。如图8所示，随着基坑卸荷量增加，隧道拱顶、拱底的正附加弯矩和左右拱腰的负附加弯矩逐渐减小，正弯矩大致分布在45°～135°和235°～315°区间，弯矩值沿横断面水平和铅垂方向大致对称。

3.3 保护有效性分析

基底土体由于开挖卸荷而产生应力释放，土体的结构、性状和受力条件已经发生改变。由于黏土具有较强的结构性，基底土体受扰动后回弹量增加，同时带动坑底隧道隆起，加大隧道周围土体的扰动程度。因此坑底变形和扰动相互促进，若保护措施不当将会使隧道呈加速上浮隆起的发展趋势，不利于施工期间隧道结构的安全。

图9 不同基坑开挖方式坑底塑性区对比Fig.9 Comparison of plastic zone at the bottom of different foundation pit excavation methods

基坑开挖卸荷使坑底土体产生塑性隆起变形，进而将带动坑底地铁隧道产生纵向隆起变形，隧道隆起变形随着卸荷量的增大而增大，且距离开挖面越近隆起量越明显。如图9所示，将原来分区、分层台阶递进式开挖施工方案与采用竖井工法方案的塑性区进行对比，由于基坑采用放坡开挖，基坑开挖卸荷后既有应力平衡条件卸除，侧面边界和坑底水平面出现临空面产生应力释放，基坑放坡边界及坑底出现塑性区并不断扩大，塑性区主要分布在坑底开挖面所在的淤泥层中，同时坑底靠近坡脚部分区域发生受拉破坏。但是由于采取间隔跳挖、小开挖面、抗浮板及时施作的竖井工法，抗浮板与抗拔桩共同形成门式抗浮结构，土体回弹变形受竖井井身摩擦力作用和围护结构支撑力的作用，在竖井与竖井之间的地基土中形成土拱效应，如图9(b)所示采用竖井工法开挖的坑底塑性区明显较图9(a)所示的采用原方案开挖少，坑底塑性区发展深度得到抑制。左右线隧道两侧靠近拱腰处土体均出现塑性区，隧道衬砌结构水平收敛。从分析结果可以看出，地铁隧道上方基坑开挖采用竖井工法能有效减少基底土体受扰动程度，有效控制塑性区发展深度。

4 结论

(1)位于地铁隧道上方基坑工程近距离开挖卸荷会使隧道产生较大上浮，采用竖井工法间隔开挖基坑能有效控制下卧地铁隧道上浮，隧道纵向上浮形态呈现双峰对称形。

(2)基坑开挖垂直向卸荷作用对下卧地铁隧道横断面收敛变形形态起控制作用，隧道各监测点随着竖井工法分区分级卸载而阶梯式上浮，隧道拱腰处发生压缩变形，开挖完毕时隧道横断面呈现竖椭圆状。

(3)隧道整体上浮变形量和附加弯矩变化量与基坑卸荷率相关，竖井间隔开挖阶段卸荷量较大，因此附加弯矩减小幅度较大，隧道附加弯矩随卸荷率增加而减小，隧道最大附加弯矩位于拱顶附近。

(4)与原方案分区分层台阶递进式开挖方案相比，采用竖井工法开挖基坑能有效减少坑底土层受扰动程度，抑制坑底塑性区发展深度以及隧道围土塑性区面积。竖井小范围分级卸载和抗浮板及时施作与抗拔桩共同作用形成的门式抗浮结构均有利于减小下卧地铁隧道上浮。