基坑零距離上跨盾構隧道的環境影響與控制

施有志， 劉旭東， 趙朋， 靳增

(1.廈門理工學院土木工程與建筑學院， 廈門 361024； 2.中鐵一局集團廈門建設工程有限公司， 廈門 361000)

地鐵停車場出入線一般從車站引出，在車站內設計道岔區引出兩條并行線于正線內側，四條線并行出車站，在出入線上跨正線段設計雙層明挖結構，將出入線上跨正線引入停車場，出入線與正線成上下疊行關系。雙層明挖結構一般先施工完成，并在兩端提供正線盾構始發與接收條件。施工四線交錯的雙層明挖結構，需要開挖的基坑范圍更大、且基坑形狀不規則、支撐體系復雜、風險及造價更高，對周邊的環境影響也將加大；不僅如此，采用雙層結構區間施工時需對臨近兩側區間進行盾構機的四次始發、四次接收，增加施工難度和工程成本，延長正線貫通的時間。因此，若能使下臥正線先行貫通，然后在上方明挖法施工出入線的單層結構，基坑開挖深度將減少，也不影響正線貫通，這不僅大大加快工程進度，也減少基坑開挖施工難度及對周邊環境的影響，節約工程造價。然而出入線單層結構與下臥隧道存在近接施工問題，甚至是零距離接觸，基坑土方卸載使盾構隧道上浮，盾構管片處于復雜的應力狀態中。

基坑開挖將引起坑底土體的回彈變形[1]，進而引起下臥隧道的隆起。關于基坑施工對鄰近隧道的影響方面，中外開展相關研究。Sharma等[2]、張明遠[3]通過數值模擬方法得到隧道的剛度、埋深、地質、下穿方式等因素與上跨工程施工引起的隧道變形大小存在直接聯系。Marta[4]、高廣運等[5]、黃宏偉等[6]和鄭剛等[7]利用數值模擬手段，針對基坑開挖引起的近接隧道變形規律、受力特性以及加固和保護措施進行了多方面的研究。雷裕霜[8]以廈門第二西通道石鼓山立交上跨地鐵段基坑工程為背景，通過理論分析、數值模擬等方法，系統地分析了基坑開挖卸荷對下臥地鐵隧道變形的影響。安偉博[9]以某分段開挖基坑小角度斜跨盾構隧道工程為例，通過數值模擬分析，得出基坑分段開挖時下部盾構隧道縱向變形規律。宋攀登[10]以廣州市軌道交通二十二號線工程某出入場線為背景，分析軟流塑淤泥層條件下明挖隧道基坑開挖引起下臥既有電力隧道變形的影響。張江雄等[11]以十字門隧道為依托，采用數值模擬的方法建立隧道-支護有限元模型，模擬隧道上浮量、管片裂縫和圍護結構位移變形規律。

在現場實測方面，陳郁等[12]通過監測基坑開挖的施工現場，分析基坑開挖對下臥隧道的影響，研究下臥隧道的隆起變化規律；李志高等[13]通過現場監測數據分析，總結基坑開挖卸荷引起下臥隧道縱向變形的總體規律和時空效應規律，推導出考慮時空效應影響的隧道隆起經驗計算方法；閆朝霞等[14]基于現場實測數據，總結在上部基坑快速開挖的情況下，下臥既有隧道結構變形的時空分布規律，分析影響下臥隧道結構變形的主要因素。郭鵬飛等[15-16]對國內最近時期的39個基坑開挖上跨隧道工程展開了統計研究，全面總結隧道豎向最大隆起量與各影響因子的關系，得出其中工程地質對隧道隆起影響較大，并提出隧道最大隆起變形的預測模型。

關于基坑施工對鄰近隧道的影響控制方面，劉國彬等[17]以某廣場基坑工程下已運營隧道的保護為背景，結合計算軟土地基隆起變形的殘余應力法，研究利用坑內加固和考慮時空效應的施工方法等措施來控制基坑下隧道上抬變形的有效性；高盟等[18]以緊鄰上海某地鐵車站的基坑工程為背景，采用數值模擬研究表明在車站開挖側設置托換樁、旋噴樁及攪拌樁加固和分塊開挖是控制其變形的有效手段；溫鎖林[19]以上海東西通道跨越地鐵二號線工程為背景，在基坑明挖施工中，結合大面積攪拌樁地基加固以及地鐵隧道的隔離樁和抗拔樁等措施，對下方運營地鐵進行變形控制；楊世東等[20]依托某基坑超近距離上跨既有盾構隧道工程，通過數值模擬研究發現，在隧道內設置隔離樁+臨時支撐+配重措施效果最好，隔離樁措施次之，抗浮錨桿措施效果最差。

綜合上述研究可知，中外施工案例中，基坑與下臥隧道的距離較近，除了利用基坑開挖的時空效應外，一般采用抗滑樁或土體加固措施。而對于地鐵出入線上跨正線可能出現的零距離上跨問題，施工中隧道頂的土體將全部卸除，因此常用的土體加固或抗滑樁措施并不適合，而基坑土方全部卸載過程中，盾構管片的變形機理將更為復雜，管片變形的控制難度也較大。目前中外針對基坑零距離上跨既有隧道的相關研究仍較少。

基于此，現以廈門地鐵二號線濕地公園站-高林停車場出入線區間工程為依托，采用隧道內管片的堆載反壓平衡控制、管片縱向剛度的協調增強控制措施，通過三維數值模擬，研究上方基坑施工的力學效應分析，最后通過現場實測數據驗證控制方法的效果，以期為控制下臥盾構隧道的影響提供理論基礎。

1 工程概況

1.1 工程簡介

廈門地鐵二號線濕地公園站-高林停車場出入線明挖區間，總長166 m，基坑底寬約15.2 m，設計深度約14.5 m。該出入線區間隧道采用明挖法施工，基坑部分上跨既有高林站-濕地公園站正線區間盾構隧道，基坑底與既有盾構隧道緊貼，即零距離接觸。平面位置關系如圖 1所示，左側車站為濕地公園站。

下臥盾構隧道采用平板型單層鋼筋混凝土管片襯砌，管片采用C50混凝土，抗滲等級P10；盾構隧道襯砌外徑6 200 mm，內徑5 500 mm；襯砌環寬度1 200 mm，厚度350 mm；管片環采用錯縫拼裝的形式。

區間主要涉及6類巖土層，從上至下依次為：<1-1>雜填土、<5-1-2>粉質黏土、<11-1-2>殘積砂質黏性土、<11-1-3>殘積砂質黏性土、<17-1>全風化花崗巖和<17-2>風化花崗巖。地下水以潛水為主，局部受上覆相對隔水層作用具承壓或微承壓性質。地下水位埋深0.5～5.3 m，均位于設計底板以上。

1.2 出入線明挖基坑支護情況

明挖段基坑四周環境較為復雜，圍護結構根據地形條件、周邊環境情況采用不同支護類型，如圖 2所示。

基坑盾構接收井處采用圍護樁+內支撐，端墻采用直徑1 000@1 200(單位：mm)圍護樁+兩道鋼筋混凝土支撐，其余部分采用φ800@1 000(單位：mm)圍護樁+兩道鋼筋混凝土支撐；靠近線路左線處采用兩級坡、土釘墻支護上下級邊坡建設2 m寬平臺，放坡坡率1∶0.75，土釘采用φ22 mm鋼筋，間距1.5 m×1.5 m；靠近線路右線處采用一級坡、土釘墻支護，放坡坡率1∶0.75，士釘采用φ22 mm鋼筋，間距1.5 m×1.5 m；局部采用圍護樁+預應力錨索，采用可回收錨索，房屋加固I區局部采用鋼管樁+袖閥管注漿加工。選取明挖基坑上跨正線盾構區間段的典型剖面如圖 3所示。

2 工程實施方案

2.1 上方基坑土方開挖方案

將施工范圍大致15 m劃分為一個開挖段，自基坑北端，即盾構接收井基坑，向基坑南端，開挖段依次如圖 4所示。實際開挖順序為：1→→2→5→6→7→8→9→10→11→3→4。對明挖段盾構上跨正線部分，正線管片3 m以上土方采用PC220挖機進行開挖，管片以上0.5～3 m部分采用PC120挖機進行開挖；基坑底以上0.5 m部分采用人工開挖。

圖2 出入場線明挖區間圍護結構分區平面圖Fig.2 Partition plan of enclosure structure in open cut section of access line

圖3 高林停車場出入線區間與零距離下臥盾構隧道典型剖面Fig.3 Typical section between entrance and exit line section of Gaolin parking lot and zero distance underlying shield tunnel

圖4 基坑開挖分區及編號Fig.4 Zoning and numbering of foundation pit excavation

2.2 下臥隧道堆載及加固措施

2.2.1 反壓堆載方案

通過對下臥盾構隧道內進行反壓加載以平衡每一階段的基坑土方開挖卸載效應，減少下臥隧道管片上浮變形量。由于下臥隧道的左線上方卸載量較大，因此左線的堆載量也相應增大；基坑范圍的隧道上方卸載量相對較小，因此不予堆載。綜上考慮，隧道y=0 m至y=20 m段不堆載(坑外部分)，隧道y=20 m至y=60 m段線性堆載，左線堆載加倍，即左線隧道y=20 m至y=60 m段線性堆載，堆載值0～72 kPa，右線隧道y=20 m至y=60 m段線性堆載，堆載值0～36 kPa，隧道y=0 m至y=20 m段不堆載，如圖 5所示。

2.2.2 管片加固方案

通過盾構管片拉緊裝置加固，在出入線與正線交叉段及相鄰30 m范圍內對正線管片進行加固，在管片內部用8根[14b槽鋼將管片縱向連接，加強管片連接整體性和穩定性，起到抑制不均勻沉降的作用，如圖 6所示。

圖5 下臥盾構隧道反壓堆載方案Fig.5 Back pressure and surcharge loading scheme for underlying shield tunnel

3 數值模擬分析

3.1 數值模型設計

為了深入分析高林停車場出入線區間明挖基坑零距離上跨既有盾構隧道的施工力學效應，采用PLAXIS 3D巖土有限元程序，對整個開挖區域及其影響范圍內的地層、結構等建立整體三維模型。模型沿基坑縱向長210 m(y軸)，橫向寬度取150 m(x軸)，沿深度方向(z軸)取至風化花崗巖，總高31 m。采用10節點高階四面體單元劃分土體網格。

三維模型包含北端盾構接收井基坑的“圍護樁+內支撐”支護段，主要的放坡開挖土釘支護段以及局部臨近既有建筑物的“圍護樁+錨索”支護段。其中，圍護樁按剛度等效換算為連續的墻，采用線彈性的板單元模擬。土釘墻噴混層為C20混凝土，厚0.1 m，采用板單元模擬；土釘加固區采用提高加固區強度參數的簡化方法模擬。盾構隧道管片采用板單元模擬，8根加固鋼條簡化成2根，按剛度等效原理，將兩2根鋼條的抗彎抗拉壓都放大4倍。隧道內堆載通過在隧道底板施加分布荷載來模擬，堆載范圍主要為隧道與基坑開挖區域相交段，堆載量取36 kPa。基坑臨近兩棟二層和四層的建筑物，采用板單元建立墻體和樓板并施加分布荷載，來模擬既有結構剛度和荷載的影響。整個模型劃分網格時，在基坑、結構附近加密網格，共劃分56 073個實體單元，86 950個節點。三維模型如圖 7所示。

3.2 模型參數

模型中巖土體均假定為彈塑性材料，采用基坑工程分析中得到高度認可的高級本構HS small(HSS)模型模擬，結合地區類似工程反分析的參數結果，參考文獻[21]確定計算參數，如表 1所示。板單元物理力學參數如表 2所示。隧道內部加固鋼條采用線彈性的梁單元，截面類型為22a槽鋼；彈性模量E=8.00×108kN/m2；重度γ=25 kN/m3；橫截面積A=4.21×10-3m2；慣性矩I2=3.40×10-5m4；慣性矩I3=2.25×10-6m4。

3.3 模擬方案

根據2.1節上方基坑土方開挖方案劃分模擬施工階段如表 3所示。部分模擬階段的模型圖如圖 8所示。

圖7 基坑上跨隧道三維模型Fig.7 Three dimensional model of tunnel over foundation pit

表1 巖土體物理力學參數Table 1 Calculating parameters of surrounding rock materials

表2 板單元物理力學參數Table 2 Physical and mechanical parameters of plate element

表3 模擬施工階段Table 3 Simulation construction stage

圖8 基坑開挖各階段模型圖Fig.8 Model diagram of each stage of foundation pit excavation

圖9 不同施工階段地表豎向位移云圖Fig.9 Nephogram of surface vertical displ acement in different construction stages

圖10 不同施工階段地表水平位移云圖Fig.10 Nephogram of surface horizontal displacement in different construction stages

4 計算結果分析

4.1 施工力學效應分析

4.1.1 地表及下臥隧道位移

圖9和圖 10為明挖基坑施工各個階段的地表豎向位移和水平位移分布。

從圖 9和圖 10可以看到，地表豎向位移和水平位移的主要分布范圍，隨著基坑開挖區段的逐步推進而不斷沿基坑邊界擴展。由于該基坑縱向較長，總體上屬于長條形基坑，地表沉降槽主要沿基坑長邊分布，不過沉降中心和水平位移中心并不是處于基坑長邊的正中間位置，而是略偏向北端，即盾構接收井方向，主要位于開挖段5～8對應的區域，基坑開挖完畢后，地表最大沉降-35.61 mm，地表最大水平位移-19.74 mm。

圖11和圖 12為明挖基坑施工各個階段的下臥盾構隧道豎向位移和水平位移分布。

從圖 11和圖 12可以看到，總體上，隧道上浮變形中心大致處于隧道與基坑開挖范圍相交區段的中心位置，隧道水平位移極值則處于隧道與基坑開挖邊界相交的位置。基坑開挖完畢后，盾構隧道最大上浮變形35.17 mm，最大水平位移-21.08 mm。

表4匯總給出了各個施工階段下地表和下臥隧道的位移極值，及各施工階段相對前一施工階段的位移變化幅度。

圖11 不同施工階段下臥盾構隧道豎向位移云圖Fig.11 Vertical displacement nephogram of underlying shield tunnel in different construction stages

圖12 不同施工階段下臥盾構隧道水平位移云圖Fig.12 Horizontal displacement nephogram of underlying shield tunnel in different construction stages

表4 堆載36 kPa各階段地表及隧道豎向位移極值匯總Table 4 Summary of extreme value of vertical displacement of ground surface and tunnel at each stage of 36 kPa surcharge

從表 4可以看到，地表沉降和下臥隧道上浮變形主要在第6、7施工階段(基坑開挖第5～8區段)大幅上漲，如地表豎向位移在這兩階段的變化幅度分別為601.66%和79.85%，隧道豎向位移的變化幅值則分別為466.45%和287.46%，此后隨著基坑繼續開挖其他區段，地表沉降和隧道上浮變形僅發生很小變化。第6、7施工階段引起的地表沉降量和隧道上浮量分別占地表最終沉降和隧道最終上浮量的91.46%和90.53%。可以認為，基坑開挖第5～8區段是引起基坑和隧道變形的主要施工階段，也即是基坑地表和下臥隧道變形控制的最關鍵階段。

4.1.2 下臥隧道內力

明挖基坑施工過程中隧道內力極值的變化曲線如圖 13和圖 14所示。

從圖 13和圖 14可以看到，隧道內力主要在第6、7施工階段產生明顯增大，即開挖5～8區段時，與地表和隧道變形增長階段相對應，此后隧道內力隨基坑其他區段的開挖變化較小。總體上，隧道的彎矩值維持在較低的水平，隧道橫向彎矩最大不超過170 (kN·m)/m，縱向彎矩最大不到40 (kN·m)/m。隧道縱向軸力受基坑開挖施工影響相對較大，隧道縱向出現較大的拉力，在基坑開挖5～8區段時，隧道縱向軸力從-606.4 kN/m增長到-1 939 kN/m，比原隧道軸力增大了兩倍，隧道縱向軸力整體較大，這在一定程度上體現了鋼條的縱向剛度加強效果。

圖13 不同施工階段下臥盾構隧道軸力變化曲線Fig.13 Axial force curve of shield tunnel under different construction stages

圖14 不同施工階段下臥盾構隧道彎矩變化曲線Fig.14 Bending moment curve of shield tunnel under different construction stages

4.2 上浮控制效果分析

為進一步控制隧道上浮變形，將下臥隧道內堆載增加15 kPa，即堆載量從36 kPa增至51 kPa，得到基坑施工各階段地表豎向位移和隧道豎向位移分布，如圖15和圖16所示。同時，在表 5中匯總給出了堆載增加前后各階段的地表豎向位移和隧道豎向位移極值。

圖15 不同施工階段地表豎向位移云圖(堆載增加15 kPa)Fig.15 Nephogram of surface vertical displacement at different construction stages (surcharge increased by 15 kPa)

圖16 不同施工階段隧道豎向位移云圖(堆載增加15 kPa)Fig.16 Nephogram of vertical displacement of tunnel in different construction stages (surcharge increased by 15 kPa)

從圖 15、圖 16和表5可知，堆載增加15 kPa后，地表豎向位移和隧道豎向位移的主要分布范圍與堆載增加前基本一致。從變形量值來看，堆載增加15 kPa后，地表豎向位移與堆載36 kPa時相比基本一致，最終變化幅度僅為-1.26%；隧道豎向位移極值降低約10%，可見增加堆載量，可以進一步降低隧道上浮變形。

堆載增加15 kPa時明挖基坑施工過程中隧道內力極值的變化曲線如圖 17和圖 18所示。

表5 堆載增加前后各階段地表及隧道豎向位移極值匯總Table 5 Summary of extreme value of vertical displacement of ground surface and tunnel before and after surcharge increase

圖17 不同施工階段下臥盾構隧道軸力變化曲線(堆載增加15 kPa)Fig.17 Variation curve of axial force of underlying shield tunnel in different construction stages (surcharge increased by 15 kPa)

圖18 不同施工階段下臥盾構隧道彎矩變化曲線(堆載增加15 kPa)Fig.18 Bending moment curve of shield tunnel under different construction stages (surcharge increased by 15 kPa)

從圖 17和圖 18可知，下臥隧道內堆載增加15 kPa后，隧道內力隨施工過程的變化趨勢與堆載36 kPa時一致，主要在第6、第7施工階段產生明顯增大，即開挖5～8區段時，此后隧道內力隨基坑其他區段的開挖變化較小。與堆載36 kPa時相比，堆載增加15 kPa后，隧道縱向軸力極值從-1 939 kN/m降至-1 801 kN/m，隧道橫向彎矩極值從-170.7 (kN·m)/m降至-160.6 (kN·m)/m，即隧道內力總體上有所降低，這與堆載增加后，隧道整體的上浮變形量有所降低相對應。總而言之，下臥隧道內堆載增加15 kPa，一方面可以進一步抑制隧道的上浮變形，另一方面，還可以在一定程度上降低隧道內力。

5 工程實施情況分析

在現場工程實施中，對隧道處于基坑開挖區域范圍內的區段(即模型中y=20～60 m的范圍)進行線性分布堆載，并且對左線隧道采用0～72 kPa的線性堆載，對右線則采用0～51 kPa的線性堆載，同時還對隧道進行鋼條加固。為掌握下臥隧道的變形情況，基坑開挖過程中除了進行常規的基坑監測外，還需對盾構管片結構進行監測，主要包括管片豎向位移以及徑向收斂。盾構管片結構內部監測點布置示意圖如圖19所示，現場監測平面布置圖如圖20所示，各監測點隨日期的變化曲線如圖21所示。

從圖 21可以看出，管片拱頂沉降累計變形與前文數值模擬結果變形的趨勢相符，實測變化量最大值為17.7 mm，略小于數值計算結果，這有可能是由于理論分析偏于保守，總體上，現場監測值處于允許范圍，盾構隧道結構安全穩定。

圖19 盾構管片結構內部監測點布置示意圖-橫剖面Fig.19 Layout of monitoring points inside shield segment structure-cross section

6 結論

基于高林停車場出入線區間上跨正線盾構隧道的工程背景，建立包含出入場線整個開挖范圍及臨近結構的三維數值模型，按實際施工工序模擬施工過程，得出以下結論。

(1)數值分析表明，對基坑地表沉降和下臥隧道上浮變形影響最大的關鍵施工階段為第5～8區段開挖階段，開挖第5～8區段引起的地表沉降量和隧道上浮量分別占地表最終沉降和隧道最終上浮量的91.46%和90.53%；隧道縱向軸力從-606.4 kN/m增長到-1 939 kN/m，隧道軸力增大了兩倍；隧道彎矩總體較小。

(2)通過盾構管片拉緊裝置加固，在出入線與正線交叉段及相鄰30 m范圍內對正線管片進行加固，在管片內部用8根[14b槽鋼將管片縱向連接，加強管片連接整體性和穩定性，起到抑制不均勻沉降的作用。

(3)位于基坑范圍外的隧道管片不用加載，基坑范圍內采用線性加載的方式；卸載效應較明顯的左線加倍堆載(0～72 kPa線性增加)，而卸載效應較小的右線加載量為0～51 kPa線性增加。最終隧道位移變化幅度僅為-1.26%；隧道豎向位移極值降低約10%，控制下臥隧道上浮的效果明顯。

圖20 監測平面圖Fig.20 Monitoring plan

圖21 拱頂沉降時程曲線圖Fig.21 Time history curve of vault settlement

(4)施工實踐表明，采取的隧道管片內堆載反壓以及管片縱向加固等綜合變形措施合理可靠，監測數據處于允許范圍(20 mm)，盾構隧道結構安全穩定。