基坑開挖引起下臥地鐵隧道隆起的控制技術(shù)

卜康正， 鄭先昌， 劉繼強， 胡志敏， 郭勁睿

(1. 廣州大學(xué) 土木工程學(xué)院， 廣東 廣州 510006; 2. 中鐵南方投資集團(tuán)有限公司， 廣東 深圳 518052)

在既有地鐵線路上方進(jìn)行基坑開挖，由于坑底隆起作用往往引起地鐵隧道向上隆起，造成工程破壞，影響地鐵運營.因此，學(xué)者和工程師針對如何減少基坑開挖對下臥地鐵隧道隆起變形影響的問題做了很多研究和技術(shù)創(chuàng)新[1-16].主要研究成果有：①加固土體：Wei等[1]通過三維有限元模擬研究發(fā)現(xiàn)，對坑底土體加固可以減少下臥地鐵隧道隆起變形；周丁恒等[2]研究了在不同施工步對土體進(jìn)行不同程度的加固情況下隧道的隆起.結(jié)果顯示，加固土體最適宜的彈性模量為30 MPa；鄭剛等[3]研究了地鐵隧道兩側(cè)加固土體、澆筑底板與抗拔樁形成聯(lián)合抗浮裝置等加固方式下地鐵隧道的隆起.結(jié)果表明，各加固方式的參數(shù)存在一個合理取值范圍.②分層分塊開挖：李瑛等[4]分析了分層分塊開挖及底板加筋墊層對下臥隧道隆起的影響，結(jié)果表明，分層分塊開挖的同時盡快澆筑底板墊層可較好地控制隧道隆起；靳曉光等[5]將基坑劃分為五個區(qū)域，并在開挖之前預(yù)先在地鐵隧道周圍形成混凝土保護(hù)殼，減少了基坑開挖對地鐵隧道的擾動；龍宏德等[6]提出了分塊開挖基坑、減少基坑一次縱向開挖長度、前一塊基坑開挖完畢后立即施工底板等措施，較好地控制了下臥隧道的隆起，Zhang等[7]利用ZSI評價方法，評估了基坑分層分塊開挖過程中地鐵隧道的安全性，結(jié)果顯示ZSI評價方法可靠合理，適用于分層分塊開挖基坑工程下方地鐵隧道結(jié)構(gòu)的安全性評判；Zhang等[8]、Ding等[9]和Huo等[10]通過數(shù)值模擬的方法，對地鐵隧道上方的分層分塊開挖基坑工程參數(shù)進(jìn)行研究，得到了參數(shù)的合理取值范圍.文獻(xiàn)[11-16]均基于分層分塊開挖的各施工工況進(jìn)行了探討.

可見，在近幾年的基坑工程建設(shè)中，工程師常采用加固土體和分層分塊開挖的同時,及時用澆筑底板的方法，減少基坑開挖引起下臥地鐵隧道隆起變形.在深圳前海地下工程建設(shè)中，課題組首次提出小豎井工法以控制下臥地鐵隧道隆起變形.本文通過有限元軟件對小豎井工法進(jìn)行數(shù)值模擬分析，指導(dǎo)施工，并把隧道最終豎向位移模擬結(jié)果與原分層分塊放坡開挖方案進(jìn)行對比，驗證小豎井工法的有效性.

1 工程概況

深圳市前海合作區(qū)位于深圳珠江流域東岸，毗鄰香港、澳門.該區(qū)位于沿海灘涂地帶，軟土層深厚，地質(zhì)條件復(fù)雜，且近年來建設(shè)開發(fā)力度大，已建地下工程極易受到破壞.本文依托工程為深圳前海雙界河路市政工程K0+700～K0+880段，深圳地鐵11號線位于其地下道路主線、匝道下方，最小豎直距離僅有3.3 m.

前期采用現(xiàn)有常用的分層分塊、放坡開挖地下道路基坑的方法.在開挖過程中，引起下覆隧道隆起超過警戒值，最大隆起值達(dá)到15.3 mm，若繼續(xù)開挖將極可能超過控制值，只好回填.后期根據(jù)專家評審意見，將隧道變形控制值調(diào)整為30 mm.課題組對其病害機(jī)理討論分析后，首次提出小豎井工法開挖基坑(圖1).

圖1 豎井概況及監(jiān)測點布置圖

如圖1所示，地鐵11號線保護(hù)區(qū)基坑俯視圖大體呈平行四邊形，坑頂長邊約為99 m，短邊約為57 m，坑底長邊約為77 m，短邊約為35 m；坑底中部深度較深，標(biāo)高約為-7.4 m，長約33 m，兩側(cè)深度較淺，標(biāo)高約為-4.5 m，原地面標(biāo)高約為+3.0 m；每個豎井均為長方體，長約15 m，寬約5.5 m，較深的豎井底標(biāo)高約-7.4 m，較淺的豎井底標(biāo)高約-4.5 m，相鄰豎井縱向間隔5.5 m，豎井由鎖口圈、井身、井底三部分組成；兩隧道埋深標(biāo)高約為-14.8 m，左隧道軸線與基坑中軸距離為8 m，右隧道軸線與基坑中軸距離為7.5 m.

工法具體的施工工序如下：

(1)場地土堆卸載標(biāo)高+3.0 m至+0.00 m.

(2)由于分層分塊開挖基坑造成隧道隆起超過警戒值，影響地鐵正常運營，因此，只好回填基坑至標(biāo)高+1.5 m.

(3)待隧道穩(wěn)定后，分別沿著雙線地鐵隧道兩側(cè)施工一排抗拔樁，抗拔樁為Φ1 000 mm@3 m的鉆孔灌注樁.

(4)沿豎井邊輪廓線及整體大基坑坑底邊線，施工雙管旋噴樁，見圖1(a)，旋噴樁與豎井邊最近距離為1 m，旋噴樁樁底位于豎井底以下2 m.

(5)豎井施工次序為1、5→3、7→2、4、6→8、12→10、14→9、11、13.豎井鎖口圈梁為“┑”形的鋼筋砼結(jié)構(gòu)，上口面寬1.6 m，厚1.2 m，下口面寬0.4 m，深1 m.采用人工配合長臂挖機(jī)分層開挖豎井，人工修整豎井外輪廓邊緣，鎖口圈梁下口及時施作100 mm厚C25網(wǎng)噴砼及Φ22砂漿錨桿護(hù)壁為初期支護(hù)，鋼筋制作與安裝結(jié)束后，一次立模整體灌注完成鎖口段砼的施工.

(6)井身為鎖口圈底至豎井底部，由初期支護(hù)400 mm厚的C25網(wǎng)噴混凝土及格柵鋼架構(gòu)成井壁.井身采用人工開挖，25 t汽車吊采用吊斗出土.開挖時先挖中間，然后向井壁擴(kuò)挖、開挖成型后先初噴50 mm厚C25砼，然后掛φ8鋼筋網(wǎng)，架立格柵鋼架，打設(shè)Φ42鎖腳錨桿(長3 m，環(huán)向間距1 m)，施工Φ22連結(jié)筋(連結(jié)筋環(huán)向間距0.5 m，內(nèi)外層交錯布置)，復(fù)噴25 mm厚C25砼，初期支護(hù)封閉成環(huán)，最后對鎖腳錨桿進(jìn)行注水泥漿.若豎井深度較大，則須施工中隔壁(200 mm厚C25砼)作為臨時支撐.

(7)豎井開挖到底后，人工進(jìn)行整平，綁扎φ16鋼筋網(wǎng)片，鋼筋間距200 mm×200 mm，澆筑150 mm厚C20混凝土墊層封底，與已施作的抗拔樁聯(lián)結(jié)在一起，反扣住底下土體.隨后及時施作抗浮板(1 000 mm厚C30砼)，待抗浮板混凝土達(dá)到設(shè)計強度要求后，再進(jìn)行下一次序區(qū)間的豎井開挖.

(8)全部豎井施工完成后，分別對兩側(cè)豎井間土體沿地鐵隧道縱向放坡分臺階開挖，開挖順序為1.5、5.5→3.5、6.5→2.5、4.5→8.5、12.5→10.5、13.5→9.5、11.5(1.5表示豎井1與2之間的土體，以此類推)，并及時施作150 mm厚C20混凝土墊層，澆筑抗浮板；然后對豎井中間基坑沿地鐵隧道橫向放坡分臺階依次進(jìn)行開挖，并施作150 mm厚C20混凝土墊層，澆筑抗浮板，與前面已經(jīng)施作的抗浮板聯(lián)結(jié)成一個大整體；最后，沿隧道方向分9次放坡開挖大基坑四周及中部剩余土體，四周放坡區(qū)段掛網(wǎng)噴100 mm厚C25砼，拆除小豎井圍護(hù)結(jié)構(gòu).

2 兩種開挖方案的數(shù)值模擬

2.1 小豎井工法的施工模擬

2.1.1 基本假設(shè)

本文利用了Midas/gts有限元軟件進(jìn)行建模，但由于施工過程和地質(zhì)環(huán)境過于復(fù)雜，因此，對計算模型進(jìn)行了一定的簡化：

(1)根據(jù)經(jīng)驗[3,12,13,16]，基坑開挖的影響范圍應(yīng)為：計算模型水平方向上的長度應(yīng)大于基坑深度2.5倍，豎直高度應(yīng)大于基坑深度2倍.因此，該計算模型為沿隧道縱向長210 m，橫向?qū)?55 m，豎向高42 m的長方體區(qū)間.

(2)根據(jù)地質(zhì)勘查資料可知，同一土層并不總在同一平面上，因此，對于連續(xù)、厚度變化較小的土層，選用最不利鉆孔的土層參數(shù)作為該土層的參數(shù).

(3)不考慮隧道管片之間縱向和橫向連接螺栓的影響，將隧道結(jié)構(gòu)模擬成均質(zhì)的圓管.

(4)不考慮地下水與土體、結(jié)構(gòu)物的流固耦合，采用線性靜力計算.

2.1.2 參數(shù)選取

本文建模采用修正摩爾-庫倫本構(gòu)模型，模型使用的土體參數(shù)通過勘察報告與前期分層分塊放坡開挖的監(jiān)測數(shù)據(jù)反演得到.結(jié)構(gòu)材料參數(shù)與巖土體參數(shù)取值分別見表1、表2.

表1 結(jié)構(gòu)材料參數(shù)

表2 巖土體參數(shù)

2.1.3 計算模型的構(gòu)建

根據(jù)本文依托的工程實例，構(gòu)建三維數(shù)值計算模型見圖2.基坑中部深度較淺，兩邊放坡開挖區(qū)間按1∶2.5放坡；基坑兩側(cè)深度較深，放坡開挖區(qū)間按1∶1.5放坡；計算模型通過網(wǎng)格劃分為135 950個單元.

圖2 計算模型

2.1.4 模擬結(jié)果分析

在數(shù)值模擬結(jié)果中，隧道豎向位移正值表示隧道隆起，負(fù)值表示隧道下沉(圖3).

由圖3可知，當(dāng)堆土卸載時，基坑下臥隧道產(chǎn)生隆起變形，坑底范圍內(nèi)(監(jiān)測斷面02至11)的隧道區(qū)間隆起量最大，達(dá)12～14 mm.隨后坑內(nèi)土方回填，基坑范圍內(nèi)的隧道區(qū)間隆起量減少5～6 mm，有效地減少了隧道的隆起.在開挖完全部豎井后，由于豎井開挖范圍較小，且采取了跳挖的開挖方式，因此開挖完豎井后，兩隧道隆起量變化不大，此時隆起量為9.0～11.0 mm.在大基坑整體開挖完成后，由于基坑兩側(cè)與中部卸載土方量不同，隧道隆起曲線呈“駝峰”型，基坑范圍內(nèi)的隧道隆起量遠(yuǎn)大于基坑范圍外的隧道隆起量，且兩個“駝峰”型曲線的峰值分別為25.8 m和26.7 m，均小于調(diào)整后的隧道變形控制值.

圖3 在四個不同工況下隧道的豎向位移

Fig.3 Vertical displacement of tunnels under four different construction conditions

根據(jù)圖3隧道豎向位移曲線呈“駝峰”型的特點，分別取左線11L04、11L07、11L10和右線隧道11R04、11R07、11R10共6個曲線轉(zhuǎn)折點處的斷面進(jìn)行研究，并取6個斷面處隧道監(jiān)測點的最大豎向位移進(jìn)行分析，分析結(jié)果見圖4.

由圖4可知，對初始應(yīng)力場分析時，對隧道初始位移清零；在卸載土堆+3.0 m至+0.00 m后，左、右線隧道最大隆起量分別增長至13.3 mm和13.6 mm；在回填基坑至+6.5 m后，在回填土堆荷載的反壓下，左、右線隧道下沉，兩隧道最大隆起量分別減少至7.5 mm和7.7 mm；接著，在豎井開挖之前，對抗拔樁、旋噴樁、鎖口圈梁等結(jié)構(gòu)物進(jìn)行施工，由于抗拔樁、旋噴樁側(cè)面摩阻力以及鎖口圈梁重力的作用，左、右線隧道最大隆起量分別繼續(xù)減少至5.3 mm和5.7 mm；然后，分層跳挖豎井，使同一隧道各斷面均勻隆起；大基坑開挖完成后，左線隧道最大隆起量在11L04斷面，數(shù)值為25.9 mm，右線隧道最大隆起量在11R10斷面，數(shù)值為26.9 mm.對比選取的6個隧道斷面隆起曲線可知，同一隧道各斷面的最大隆起量幾乎同步變化，表明兩隧道各區(qū)間隆起量變化相互協(xié)調(diào)，未出現(xiàn)某個區(qū)間隆起突變現(xiàn)象，有效地防止了隧道區(qū)間出現(xiàn)相對變形曲率過大而造成的混凝土管片開裂、滲漏水的現(xiàn)象.

圖4 不同工況下隧道斷面的豎向位移最大值

2.1.5 與現(xiàn)場實測值對比

分別選取左、右兩隧道豎向位移變化最大的兩個斷面11L04、11R10處的監(jiān)測點最大豎向位移，與本基坑工程施工期間的實測值進(jìn)行對比，對比結(jié)果見圖5.

由圖5可知，在卸載土堆+3.0 m至+0.00 m后，左、右線隧道隆起量的有限元模擬結(jié)果為13.3 mm和13.6 mm，而左、右線隧道隆起量的實測值分別為15.1 mm和13.9 mm；在開挖完大基坑后，左、右線隧道隆起量的有限元模擬結(jié)果為25.9 mm和26.9 mm，而左、右線隧道隆起量的實測值分別為21.9 mm和24.1 mm；而且，兩隧道模擬隆起曲線變化趨勢與實測值接近.因此，有限元模擬隆起結(jié)果總體上與實測值吻合良好.

圖5 結(jié)果對比

2.2 原分層分塊放坡開挖方案的模擬

2.2.1 原開挖方案簡介

原分層分塊放坡開挖方案為：先從場地土堆卸載標(biāo)高+3.0 m至+0.00 m；接著，分別沿著雙線地鐵隧道兩側(cè)施工一排抗拔樁；最后，分層分塊放坡開挖基坑并及時施作抗浮板與抗拔樁聯(lián)結(jié)，見圖6.

如圖6所示，在進(jìn)行分層分塊放坡開挖基坑時，把大基坑分為A至F共6個區(qū)間，根據(jù)區(qū)間編號B→E→A→D→C→F的順序按1∶1.5放坡開挖，各個區(qū)間內(nèi)根據(jù)土塊編號1→2→3→4→5的順序按1∶1.5放坡開挖.

2.2.2 計算模型的構(gòu)建

根據(jù)原開挖方案構(gòu)建三維數(shù)值計算模型，其中結(jié)構(gòu)材料與巖土體參數(shù)的選取均與2.1.2節(jié)采用小豎井工法的計算模型相同.

2.2.3 兩種不同方案開挖下隧道豎向位移對比分析

本文將兩種不同方案下隧道最終豎向位移的模擬結(jié)果做對比分析，對比結(jié)果見圖7.

由圖7可知，采用小豎井工法與原分層分塊開挖方案相比，前者的隧道各斷面隆起量均小于后者，而且基坑邊界處(監(jiān)測斷面02、11)隧道隆起變化更平緩.原方案開挖下左線最終隆起最大值為36.4 mm，右線為36.6 mm，均超過調(diào)整后的隧道變形控制值，而小豎井工法方案下左線隆起最大值為25.9 mm，右線為26.9 mm.證明改用小豎井工法之后，左、右線隧道隆起最大值比原方案減少了28.8%和26.5%，且將隆起最大值控制在隧道變形控制值以下.

圖6 原開挖方案概況

綜上可知，采用小豎井工法下隧道隆起量較小的原因是小豎井工法開挖整體大基坑，實際上相當(dāng)于跳挖41個小基坑.在開挖豎井內(nèi)土體時，由于豎井(相當(dāng)于小基坑)開挖屬于小區(qū)域卸載，且及時施作抗浮板與抗拔樁聯(lián)結(jié)并反扣住下臥土體，因此基坑下臥土體隆起變形較小.在開挖豎井間土體(相當(dāng)于小基坑)時，受到豎井圍護(hù)結(jié)構(gòu)側(cè)面摩阻力以及及時施作抗浮板與抗拔樁聯(lián)結(jié)裝置壓力的作用，基坑下臥土體隆起變形也較小.而小豎井工法施工過程中下臥隧道始終與周圍土體貼合，因此，下臥隧道隆起變形也較小；而分層分塊開挖基坑，前期開挖時就對土體進(jìn)行大范圍的卸載，此時與下臥隧道貼合的土體已經(jīng)產(chǎn)生較大的塑性變形，后期及時施作抗浮板也無法對基坑下臥土體隆起變形進(jìn)行有效控制，因此與基坑下臥土體貼合的隧道也產(chǎn)生較大的隆起變形.綜上分析可知，相對于原方案采用的分層分塊開挖方法，小豎井工法更能有效地控制下臥隧道隆起.

3 結(jié) 論

(1)基坑開挖完成后，左、右線隧道隆起曲線均呈“駝峰”型，模擬隆起最大值分別達(dá)到25.9 mm和26.9 mm，均小于調(diào)整后的隧道變形控制值.

(2)不同施工工況下隧道的隆起曲線總體上與現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)吻合良好，證明本文數(shù)值模擬分析合理可靠，對本工程中小豎井工法的實施起到了很好的指導(dǎo)作用，工法施工工序可以為未來小豎井工法的應(yīng)用提供參考.

(3)結(jié)合數(shù)值模擬和理論分析的方法，將小豎井工法與原分層分塊開挖方案進(jìn)行對比發(fā)現(xiàn)，若不改用豎井工法，兩條隧道最大隆起量分別為36.4 mm和36.6 mm，均超過調(diào)整后的隧道變形控制值，將會影響隧道結(jié)構(gòu)安全；而改用小豎井工法之后，兩條隧道最大隆起量分別比原方案分別減少了28.8%和26.5%，使隧道結(jié)構(gòu)處于安全狀態(tài).這是由于①小豎井工法開挖整體大基坑，相當(dāng)于跳挖41個小基坑，屬于小區(qū)域卸載，故隧道隆起更小；②隆起的土體受到已施作豎井井身摩阻力和已施作抗浮板壓力作用，隆起明顯減少，而隧道與土體貼合，故隧道產(chǎn)生的隆起也明顯減少.因此與現(xiàn)有常用分層分塊開挖方法相比，小豎井工法是一種有效控制下臥隧道隆起的開挖工法，可以為類似基坑工程的設(shè)計、施工以及地鐵隧道災(zāi)害的治理提供參考.