基坑分區開挖對鄰近大直徑越江隧道影響的數值模擬與現場實測分析

張治國，奚曉廣，吳 玲

(1.上海理工大學環境與建筑學院，上海 200093；2.巖土鉆掘與防護教育部工程研究中心， 湖北 武漢 430074；3.桂林理工大學廣西巖土力學與工程重點實驗室，廣西 桂林 541004；4.中建三局第二建設工程有限責任公司，湖北 武漢 430074)

0 引言

基坑施工會引起周圍土體應力場的改變，對鄰近地下結構造成影響，特別是在上海等軟弱土層地區。針對基坑開挖導致鄰近地下隧道變形的問題，國內外相關學者采用簡化理論方法、數值分析方法以及現場監測方法進行了研究。在簡化理論方法研究方面，黃栩等[1]對基坑內土體卸荷所造成的下臥隧道變形進行分析，得出Kerr模型相對于Winkler模型與Pasternak模型更具有優勢。Huang等[2]結合具體工程建立有限元模型，得到了基于彈性理論基礎的隧道回彈預測的半經驗公式。謝雄耀等[3]分析上海某分區分塊開挖基坑對下方電力隧道變形的影響，結果表明MJS工法對控制土體變形具有良好效果。周澤林等[4]對層狀地基中基坑開挖對鄰近隧道的影響進行了研究，并將理論計算結果與試驗和工程實測數據進行對比驗證。

在數值分析方法方面，初振環等[5]采用平面應變滲流耦合有限元法，對緊鄰地鐵盾構隧道超深基坑設計方案進行了計算分析。黃兆緯等[6]研究得出地鐵上蓋基坑施工會導致鄰近地鐵隧道變形的結論。左殿軍等[7]采用ABAQUS軟件模擬了基坑施工對既有隧道的變形影響。胡海英等[8]采用數值模擬方法并結合現場實測綜合分析了基坑施工對鄰近既有隧道變形的影響，結果表明基坑開挖會對隧道產生卸荷或加荷的影響。劉濤等[9]對攪拌樁施工引起地鐵隧道豎向變形進行了分析。Sharma等[10]研究得出襯砌剛度能夠顯著影響隧道的位移與變形。張俊峰等[11]結合實際施工監測數據，根據編制的單純形反分析程序，采用有限元方法，預測了基坑開挖最終引起的隧道隆起量。

在現場監測研究方面，Shi等[12]對上海地區某三角形基坑施工導致既有地鐵隧道變形的問題進行了研究，發現隧道明挖法開挖與盾構法開挖交界處產生最大角變形。鄭剛等[13]等通過對實測數據進行分析，得出分塊開挖、分段壓載對于減小基坑開挖所導致的既有隧道變形有良好效果。Chang等[14]對基坑開挖導致的鄰近地鐵隧道管片脫落事故進行了分析。魏綱等[15]對杭州市某基坑施工導致的既有地鐵隧道變形問題進行了研究，得出樁基施工階段隧道變形主要表現為豎向下沉，基坑開挖階段隧道變形主要表現為上浮與水平向收斂。張立明等[16]基于工程實測數據，針對基坑分區開挖對于鄰近地鐵結構位移的控制效果進行了分析。

綜上，目前基坑開挖誘發周邊鄰近隧道變形的研究成果主要集中在對城鎮地區地鐵隧道位移影響規律的分析上，而關于基坑開挖對鄰近大直徑越江隧道影響的研究較少。本文以鄰近上海市西藏南路越江隧道(直徑為11.36 m，約為普通地鐵隧道直徑的2倍)的綠谷一期基坑工程為依托，建立有限元數值模型，分析基坑分區與不分區開挖對地下連續墻位移和既有越江隧道收斂變形的影響。然后根據現場監測數據，將地下連續墻變形與隧道收斂變形結合起來進行考慮，研究基坑分區開挖下既有隧道和地下連續墻的變形規律。

1 工程概況及監測方案

綠谷一期工程位于上海市浦東高科西路、博成路、白蓮涇路以及規劃道路合圍地塊。基坑形狀為不規則矩形，南北寬約150 m，東西長約220 m，基坑總面積約為32 000 m2，平均開挖深度約為15 m。基礎底板厚度為1 000 mm。西藏南路越江雙線盾構隧道位于基坑西側。單孔隧道直徑達11.36 m，管片厚0.5 m，隧道中心埋深14.6～21.5 m，隧道與地下連續墻最近距離為9.7 m。

本基坑工程環境保護對象中最為困難的是高科西路下的西藏南路大直徑盾構區間隧道。因此，考慮在西藏南路隧道一側分隔出寬度約為14 m的長條形基坑(Ⅱ區基坑)進行分區開挖。基坑與越江隧道相對位置及監測點布置如圖1所示。

圖1 基坑與越江隧道相對位置及監測點布置圖Fig.1 Relationship between foundation pit and river-crossing tunnel and layout of monitoring points

地下連續墻測斜點共6處：Ⅱ-2區靠近越江隧道側測點CX20、CX7；Ⅱ-1區靠近越江隧道側測點CX12；Ⅰ區與Ⅱ-2區交界處測點CX23；Ⅰ區與Ⅲ區交界處測點CX53；Ⅲ區遠離越江隧道側測點CX38。越江隧道收斂監測截面共3處：靠近地下連續墻測點CX12的隧道截面收斂測點XX14與DX17；靠近地下連續墻測點CX7的隧道截面收斂測點DX14。

基坑采用地下連續墻作為圍護結構，其中東、北、西三側墻厚度均為1 m，南側和中部隔墻厚度為0.8 m，深度為24.2～44.2 m。基坑采用分區開挖，Ⅰ區與Ⅲ區設置3道鋼筋混凝土支撐，Ⅱ區設置4道支撐，除首道采用鋼筋混凝土支撐，其余各道均采用鋼支撐。基坑土方開挖以及圍護結構施工步驟如表1所示。施工場地A-A截面情況如圖2所示。

場地主要為正常沉積區，①層為填土，②—⑤層為全新世Q4沉積層，⑥層為上更新世Q3沉積層，在24 m埋深以下分布有⑥層暗綠色硬土，土層分布情況如表2所示。

表1 基坑開挖及支護施工工序Table 1 Excavation and supporting construction processes of foundation pit

圖2A-A剖面圖(單位: m)
Fig.2 Profile ofA-Asection (unit: m)

表2 土層物理力學參數Table 2 Physico-mechanical parameters of soils

2 有限元計算

2.1 有限元模型建立

選取基坑A-A剖面建立二維有限元模型，如圖3所示。模型共28 080個單元，水平向長度為250 m，豎直向高度為63 m。左邊界至隧道的距離為145 m，大約為隧道直徑的10倍，底邊界至基坑底板的距離為48 m，大約為基坑深度的3倍，基本可以消除邊界效應影響。模型側邊為上下滑動約束，底邊為固定約束。

圖3 有限元模型Fig.3 Finite element model

本文選取基坑A-A截面進行平面有限元計算分析。針對分區開挖與不分區開挖2種工況進行了有限元計算。分區開挖工況按照實際工程施工步驟：1)生成所有土體并產生初始地應力；2)生成隧道襯砌同時開挖隧道內土體并清零位移；3)生成內側、外側地下連續墻并清零位移；4)逐層開挖Ⅰ區內土體并設置圍護結構；5)逐層開挖Ⅱ-1區內土體并設置圍護結構。不分區開挖工況施工步驟為：1)生成所有土體并產生初始地應力；2)生成隧道襯砌同時開挖隧道內土體并清零位移；3)生成內側、外側地下連續墻并清零位移；4)生成外側地下連續墻并清零位移；5)將Ⅰ區與Ⅱ-1區合并為同一區域，逐層開挖并設置圍護結構。

地下連續墻混凝土強度等級為C30，混凝土支撐及基坑底板強度等級為C35，鋼支撐強度等級為Q235B，隧道管片混凝土強度等級為C55，立柱樁混凝土強度等級為C30。結合工程經驗，圍護結構參數取值如表3所示。

表3 結構尺寸及材料信息Table 3 Structure size and material information

2.2 有限元計算結果分析

為研究基坑分區開挖對圍護結構以及周邊環境的保護效果，分別提取分區開挖與不分區開挖工況下地下連續墻水平位移和隧道變形進行對比分析。此外，還將地下連續墻與隧道變形的實測數據與有限元計算結果進行了對比驗證。

2.2.1 地下連續墻位移

外側地下連續墻水平位移曲線如圖4所示。其中：圖4(a)為Ⅰ區、Ⅱ區開挖結束后地下連續墻實測值與有限元計算結果對比圖；圖4(b)為基坑開挖結束后分區開挖、不分區開挖工況下的基坑外側地下連續墻水平位移有限元計算結果對比圖；實測值位置選取為基坑A-A截面處地下連續墻測點CX12。

(a) 有限元計算結果與實測值對比

(b) 不同開挖方式對比

由圖4(a)可知：有限元計算結果與實測值位移曲線變形趨勢一致，墻頂位移較小，隨著深度的增加位移逐漸增加，最大位移出現在地表下20 m深度處，位于基坑底板下方。由圖4(b)可知：分區開挖工況下的地下連續墻最大位移明顯小于不分區開挖工況，說明分區開挖可有效減小基坑圍護結構的變形。

本工程基坑深度H與西藏南路隧道之間的距離S關系為H≤S，根據上海市DG/TJ08-61—2010《基坑工程技術規范》，環境保護等級應設置為一級，圍護結構最大側移須控制在0.18%H以內。在分區開挖的情況下，實測數據以及有限元計算結果的地下連續墻最大位移值分別為20.6 mm和26.7 mm，符合控制標準。在不分區情況下，有限元計算結果中最大值為33.1 mm，已經超出控制標準。

2.2.2 隧道收斂變形

隧道截面收斂變形如圖5所示。圖5(a)為基坑開挖結束后東線與西線隧道收斂變形有限元計算結果與實測數據的對比圖。由圖5(a)可知：有限元計算結果與實測數據較為一致，雙線隧道均發生了壓扁變形。

(a) 有限元計算結果與實測值對比

(b) 不同開挖方式對比

2.2.3 分區效應評價

為分析基坑分區開挖對鄰近地下結構的保護效果，分別提取分區與不分區工況下地下連續墻的最大水平位移以及東西線隧道的水平與豎直位移。計算得到各變量在不分區開挖工況下相對于分區開挖工況的百分率增量，繪制分區效應評價圖，如圖6所示。

圖6 分區效應評價圖Fig.6 Effect evaluation of division excavation of foundation pit

由圖6可知：基坑開挖方式對地下連續墻最大水平位移以及鄰近越江隧道的位移均有一定的影響。其中，對地下連續墻最大水平位移和東線隧道豎直位移的影響最大，其增量分別為23.9%和35.4%。說明為減小基坑開挖對鄰近越江隧道的擾動，采取分區開挖的施工方式是十分有效的。

3 現場監測結果分析

3.1 隧道洞周收斂現場監測分析

為研究基坑施工過程中不同施工步下越江隧道收斂變形的變化規律，選取了具有代表性的XX14與DX17測點，繪制越江隧道截面變形圖，如圖7和圖8所示。

由圖7可知：越江隧道西線截面測點XX14在Ⅰ區第2、3道支撐施工時未發生明顯變形，直到Ⅰ區土方開挖完成時，才產生了較為明顯的斜向壓扁變形，底板施工完成后，變形稍有增加。Ⅱ-1區開挖開始后，產生了較大變形，并逐漸發展至水平向的壓扁變形。由圖8可知：東線越江隧道截面測點DX17在整個施工過程中均發生了較大的變形，且變形量遠大于測點XX14的變形量。

對比圖7和圖8可知：基坑開挖對越江隧道變形的影響存在空間效應，西線越江隧道斜向壓扁變形不如東線越江隧道明顯。在Ⅱ-1區底板施工結束后，東西線越江隧道均產生了較大的壓扁變形。

(a) Ⅰ區第2道支撐完成 (b) Ⅰ區第3道支撐完成

(c) Ⅰ區土方開挖完成 (d) Ⅰ區底板完成

(e) Ⅱ-1區第2道支撐完成 (f) Ⅱ-1區第4道支撐完成

(g) Ⅱ-1區土方開挖完成 (h) Ⅱ-1區底板完成

圖7不同施工節點XX14測點截面收斂變形
Fig.7 Convergence deformation of section XX14 during different construction stages

(a) Ⅰ區第2道支撐完成 (b) Ⅰ區第3道支撐完成

(c) Ⅰ區土方開挖完成 (d) Ⅰ區底板完成

(e) Ⅱ-1區第2道支撐完成 (f) Ⅱ-1區第4道支撐完成

(g) Ⅱ-1區土方開挖完成 (h) Ⅱ-1區底板完成

圖8不同施工節點DX17測點截面收斂變形
Fig.8 Convergence deformation of section DX17 during different construction stages

3.2 圍護墻體水平位移現場監測分析

為研究基坑不同施工階段地下連續墻變形的變化規律，選取6個測點進行分析，測點包括：Ⅰ區靠近越江隧道側CX23、遠離越江隧道側CX53，Ⅱ區靠近越江隧道側CX20、CX7、CX12，Ⅲ區遠離越江隧道側CX38。為消去基坑開挖前土體加固等因素的影響，地下連續墻位移取相對位移，即每個時間節點相對于第1個時間節點的位移。

地下連續墻水平位移曲線如圖9所示。對比圖9(a)、9(b)可以發現：在Ⅰ區土方開挖完成時，靠近越江隧道一側測點CX23最大變形為26.7 mm，而遠離越江隧道一側測點CX53最大變形達到了71.6 mm，為CX23最大變形的2.7倍。在Ⅰ區底板施工完成時靠近越江隧道一側測點CX23最大變形為33.1 mm，而遠離越江隧道一側測點CX53最大變形達到了74.5 mm，約為CX23最大變形的2.3倍，這是由于在基坑分區開挖之前各區地下連續墻都已經施工完成，而隧道一側Ⅱ區地下連續墻對Ⅰ區靠近越江隧道側地下連續墻外圍土體具有遮攔效應，有效減小了Ⅰ區開挖造成的越江隧道一側土體產生的變形。

(a) CX23

(b) CX53

(c) CX20

(d) CX7

(e) CX38

(f) CX12

圖9地下連續墻水平位移曲線
Fig.9 Horizontal displacement curves of underground diaphragm wall

由圖9(c)與圖9(d)可知：CX20測點與CX7測點在Ⅰ區第1道支撐完成到Ⅰ區底板完成這2個時間節點之間的最大變形增量分別為14.95 mm和5.7 mm，從Ⅰ區底板完成到Ⅱ-1區底板完成這2個時間節點上最大變形增量分別為1.87 mm和0.62 mm，從Ⅱ-1區底板完成到Ⅱ-2區底板完成這2個時間節點上最大變形增量分別為20.14 mm和12.68 mm。可以發現，Ⅱ-2區開挖與Ⅰ區開挖所產生的變形增量遠大于Ⅱ-1區開挖所產生的變形增量。這是因為Ⅱ-1區開挖所產生的土體卸荷主要對Ⅱ-2區分區左側的地下連續墻測點CX20與CX7產生沿墻體縱向的作用力，因此對其產生的變形作用有限。

將圖9(a)、9(b)、9(e)與圖9(c)、9(d)、9(f)進行對比可以發現：Ⅰ、Ⅲ區開挖時地下連續墻變形較Ⅱ區開挖時更大，Ⅱ-2區土方開挖完成時CX7最大變形僅為18.9 mm，底板澆筑完成時變形僅為21.2 mm，Ⅱ-1區底板澆筑完成時CX12最大變形僅為20.7 mm，而Ⅰ區土方開挖完成時CX53最大變形為71.6 mm，底板澆筑完成時最大變形達到了77.8 mm，Ⅲ區土方開挖完成時CX38最大變形為59.9 mm，底板澆筑完成時最大變形達到了65.1 mm。Ⅰ區與Ⅲ區施工過程中地下連續墻變形為Ⅱ-2區和Ⅱ-1區施工時的3～4倍，這是因為Ⅰ區與Ⅲ區開挖面積比Ⅱ區大很多，因此其卸荷產生的墻體兩側的土體壓力差較大，且Ⅱ區除了第1道支撐為混凝土支撐外，其余皆為鋼支撐，其架設速度非常快，可以確保在土體產生完全流變之前阻止地下連續墻發生位移。

3.3 圍護墻體位移對隧道收斂的預測

為進一步研究基坑開挖對越江隧道收斂變形的影響，將地下連續墻變形和越江隧道收斂變形結合考慮。將基坑靠近隧道側地下連續墻中部的兩處測點CX12、CX7的最大水平位移分別與其鄰近越江隧道收斂監測截面DX17、DX14在靠近基坑位置處的水平收斂值進行對比分析。將越江隧道水平向收斂設置為橫坐標，地下連續墻最大水平位移設置為縱坐標，繪制散點圖，如圖10所示。

由圖10可知：隨著施工步的增加，地下連續墻最大水平位移與越江隧道水平向收斂值同步增加。線性擬合結果表明，地下連續墻最大水平位移y與越江隧道水平向收斂x的關系約為y=3.6x。這一關系說明地下連續墻產生的變形大小對于鄰近隧道的收斂變形具有一定的預測作用，進一步說明在基坑靠近越江隧道一側劃分出小基坑進行分區施工，可減小外側地下連續墻的變形，有效保護周邊既有越江隧道的安全。

圖10地下連續墻最大水平位移與越江隧道水平收斂變化曲線

Fig.10 Maximum horizontal displacement curves of underground diaphragm wall and horizontal convergence deformation curves of river-crossing tunnel

4 結論與討論

1)基坑開挖存在一定的空間效應，距離基坑較近的隧道受到基坑內土體卸荷所誘發的收斂變形影響較大。在有效性評價方面，基坑分區開挖施工對其距離較近隧道的保護效果更好。

2)本文研究的大直徑越江隧道在基坑施工過程中發生了斜向壓扁的不規則收斂變形，隨著開挖范圍的增加逐漸向水平向變形發展。

3)采用Hardening Soil 土體本構模型建模能夠較好地預測和分析基坑圍護結構以及周邊地下結構的變形。采用分區開挖的方式，圍護結構最大位移減小23.9%，鄰近隧道豎向位移減小35.4%。數值計算結果與相關規范要求的對比結果表明，在本工程中采用分區開挖施工是十分必要的。

4)若將二維計算截面中的隧道襯砌視作埋置于土中的梁單元，則相同襯砌厚度下大直徑隧道的柔性較小直徑隧道更大，因此在周圍土體荷載作用下易產生更大的收斂變形。本文實測數據表明，大直徑越江隧道的水平向收斂變形與地下連續墻水平位移存在一定的相關性。后續研究工作可在不同直徑的鄰近隧道基坑開挖工程中就這一相關性進行研究分析。