明挖基坑近接既有地鐵隧道變形計算分析

劉旭政 黃俊斌 張春榮

(1. 華東交通大學土木建筑工程學院，南昌 330013； 2. 西安市政設計研究院有限公司，西安 710068； 3. 江西交通設計研究院有限責任公司，南昌 330002)

1 引 言

隨著城市地下軌道交通的不斷發展，近年來頻繁出現了地下工程的近接施工。近接工程施工時，不可避免地對近鄰既有地鐵隧道產生附加內力和變形。既有地鐵隧道對運營期間的變形要求較高，一旦施工不當，就有可能造成極其嚴重的后果。因此，近接工程施工時對既有隧道的變形進行準確預測及合理控制，具有十分重要的理論研究和現實意義。

國內外學者對于近接工程展開了較廣泛的研究。孫鈞等[1]考慮了注漿和盾尾空隙以及盾構推進所產生的地層損失，采用三維彈塑性有限元分析了上海地鐵隧道疊交的施工變形問題。陶連金等[2]采用FLAC 3D程序建立了三維地層-結構模型，預測了擬建隧道上穿既有地鐵隧道在施工期間的結構變形，并驗算了既有結構各部位的承載能力。陳亮等[3]結合現場監測數據及理論分析，分析研究了隧道近距離長穿既有隧道引起的縱向變形過程及其產生原因和機理。劉樹佳[4]等針對上海地鐵線路的近接工程，采用三維彈塑性有限元模型，分析研究了在不同凈距、不同土倉壓力、不同注漿量下新建隧道盾構穿越既有隧道管片變形的影響。Yazdchi等[5]提出了在不同地面條件下，用確定的時間步長，估算隧道疊交所引起的地面沉降和對附近結構的影響。

從上述文獻可以看出，以往的研究往往集中在采用盾構施工的隧道近接既有隧道產生的一些問題[6，7]，對明挖隧道近接既有地鐵隧道研究較少，本文以西安市南門隧道上穿地鐵二號線鐘樓—南門區間為例，采用有限元程序Midas GTS構建三維彈塑性有限元模型，對比分析了不同工況下基坑底面及地鐵管片的變形，并依據研究結果確定了地基加固措施。研究結果可為今后類似工程提供借鑒經驗，完善上穿近接工程的施工理論和方法。

2 工程概況

南門隧道與地鐵二號線交叉點位于南門城墻以南約84 m處，與地鐵二號線左右兩線分別交叉，該處地鐵二號線左線處于曲率半徑R=376 m的圓曲線，右線處于曲率半徑R=400 m的圓曲線上。該處地鐵二號線為盾構區間段，地鐵橫斷面基本尺寸為區間隧道結構內徑為5.4 m，管片厚度為300 mm，隧道外徑為6.0 m。南門隧道底板底面距離現狀地鐵二號線襯砌環頂面最小距離為1.925 m。南門隧道與既有地鐵二號線位置示意如圖1、圖2所示。

圖1 南門隧道與地鐵二號線位置平面圖Fig.1 Plan at Nanmen tunnel and line No.2

圖2 南門隧道與地鐵二號線關系示意圖 (單位：m)Fig.2 Sketch of the location of Nanmen tunnel and line No.2 (Unit：m)

因周圍地形所限，在南門隧道上穿地鐵二號線左右線處分別布設基坑，基坑開挖分別施工。一個基坑內隧道節段施工完成，回填完畢后，方可進行另外一個基坑的開挖及隧道節段的施工工作?；硬贾脼?6 m×39 m×8.3 m(寬×長×深，寬度為東西向，長度為南北向)。南門隧道基坑開挖及支護的整體原則確定為分層、分步、對稱、平衡、限時。為保證基坑開挖及地鐵上方的南門隧道節段整體施工工期盡可能縮短，將每分塊基坑開挖分層數定為4層，每層深度約2 m。平面上的開挖順序為先周邊后中間，抽條均勻開挖。平面開挖順序見圖3。

表1土層物理力學參數

Table1Mechanicalparametersofsoils

巖土編號巖土名稱天然含水量質量密度/(g·cm-3)直剪固快峰值強度內摩擦角/(°)黏聚力/kPa壓縮模量Es1-2/MPaEs2-3/MPaEs3-4/MPa1-1雜填土24.0%1.8015155.05.05.01-2人工填土24.0%1.7315187.2.7.07.03-1新黃土23.6%1.7718209.18.57.73-1-1飽和軟黃土28.3%1.8714184.67.08.63-2古土壤24.8%1.9818256.89.010.74-1老黃土22.2%2.0118258.010.012.04-4粉質黏土22.3%2.0119257.010.013.0

圖3 平面開挖順序示意圖 (單位：m)Fig.3 Sketch of excavation sequence (Unit：m)

3 數值模型建立

3.1 計算模型

數值模型采用Midas GTS大型有限元計算程序建立。結合工程實際情況，確定基坑開挖影響深度為開挖深度的2～4倍，影響寬度為開挖深度的3～4倍，地鐵管片側面影響范圍為盾徑的4倍，底面影響范圍為盾徑的3倍，從而確定模型幾何尺寸為90 m×45 m×35 m，數值模型如圖4所示。模型約束條件地表面為自由面；模型四周約束法向水平方向位移，底面約束(X、Y、Z)3個方向位移，支護樁底約束豎向位移。結構模型采用Mohr-Coulomb屈服準則[8]。土體采用實體單元，地鐵管片采用板單元，盾構及土間施加Goodman接觸單元[9,10]。模型中土層依據工程場地內實際地層土分布情況取用。

3.2 基本假定

采用Midas GTS進行有限元計算時，為了簡化計算，采用如下基本假定[11]：

(1) 同一種材料為均質、各向同性；

(2) 土體為理想彈塑性材料，計算理論模型為摩爾-庫倫模型，地鐵管片為彈性體；

圖4 有限元模型示意Fig.4 Finite element model diagram

(3) 因地鐵管片周圍注漿范圍難以確定，故偏安全地不考慮地鐵管片外側的注漿加固范圍；

(4) 考慮地鐵管片和土體之間的相互作用；

(5) 不考慮土體的排水固結引起的土體設計參數改變；

(6) 不考慮由于基坑開挖施工對土體擾動的影響。

3.3 施工工況

為分析不同施工工況對既有地鐵線變形的影響，考察分析5種不同工況下的計算結果。

工況一：原狀土不經過旋噴樁地基加固，基坑分四塊開挖，每個小塊開挖后完成坑內結構施工后不回填。

工況二：原狀土不經過旋噴樁地基加固，基坑分四塊開挖，每個小塊開挖后完成坑內結構施工回填至原地面。

工況三：在工況二的基礎上考慮旋噴地基加固的影響，調整復合地基彈性模量(復合地基土彈性模量Ed=500 MPa)，但不調整復合地基黏聚力和內摩擦角。

工況四：在工況三的基礎上在既有線兩側增設抗拔樁錨固于南門隧道底板(施工期間在地鐵管片兩側3 m安全距離以順著地鐵軸線方向設兩排鉆孔灌注樁，后期與南門隧道底板固結，以提供運營期間抵抗地鐵上隆抗力)。抗拔樁樁徑均為1 m，樁長30 m。有限元模型中在前4次開挖階段僅考慮灌注樁樁底約束豎向位移，施工完成階段將樁底節點與對應隧道底板節點固結。

工況五：在工況三的基礎上不僅調整復合地基彈性模量，同時調整復合地基粘聚力和內摩擦角(復合地基土黏聚力C值取250 kPa，復合地基土剪切角φ=45°)。

4 計算結果分析

4.1 基坑底面隆起變形

5種工況下不同施工階段(4次開挖及施工完成階段)基底隆起變形量匯總至圖5。工況一的基底隆起變形最大，且隨著開挖塊數的增加基底隆起逐漸變大，第4次開挖完成后基坑隆起最大值為11.3 cm，施工完成階段基坑隆起值為8.5 cm，該工況下各階段基底隆起變形均遠超出限值2 cm。工況二采用隨挖隨填至地面的措施之后，各階段的基坑隆起值均有一定的減少，第1次開挖完成后基坑隆起最大值為7.9 cm，仍超出基坑變形限值。工況三、四各階段的基底隆起變形量較工況二大大降低，且均相同。工況三施工完成階段基底隆起值為1.38 cm。采用抗拔樁措施后，工況四施工完成階段隆起值減少為0.86 cm，小于基坑變形限值2 cm。工況五各階段的基底隆起變形量均有一定減少，第3次開挖完成后基坑隆起最大值為0.9 cm，施工完成階段的基坑隆起也有一定減少，大小為0.21 cm。

4.2 基坑底面沉降變形

5種工況下不同施工階段基底沉降變形量匯總至圖6。從圖中可以看出，工況一的基底沉降變形第3次開挖完成后基坑沉降最大值為4.4 cm，施工完成階段的基坑沉降值為4.2 cm，該工況下各階段基底沉降變形均遠超出限值20 mm。工況二的基坑沉降變形量最大，且隨著開挖塊數的增加基底沉降逐漸變大，第4次開挖完成后基坑沉降值為10.7 cm，遠超出基坑變形限值。工況三、四下各階段及施工完成階段的基底沉降變形量均大致相同，工況三、四下隨著開挖塊數的增加基底沉降逐漸變大，在第4次開挖完成后基坑沉降最大值為1.65 cm，小于基坑變形限值20 mm。工況五下各階段的基底沉降變形量均有一定減少，第4次開挖完成后基坑沉降最大值為0.67 cm。

圖5 基底隆起變形 (單位：cm)Fig.5 Uplift deformation at the bottom of foundation pit(Unit：cm)

圖6 基底沉降變形 (單位：cm)Fig.6 Settlement deformation at the bottom of foundation pit (Unit：cm)

4.3 管片隆起變形

5種工況下不同施工階段管片隆起變形量匯總至圖7。從圖中可以看出，工況一的管片隆起變形最大，且隨著開挖塊數的增加管片隆起逐漸變大。第4次開挖完成后管片隆起最大值為5.81 cm，施工完成階段的管片隆起值為3.05 cm，參考國內相關資料，確定管片隆起限值為1 cm，該工況下各階段管片隆起變形均遠超出限值。工況二采用隨挖隨填至地面的措施之后，各階段的管片隆起值均有一定的減少。第3次開挖完成后管片隆起最大值為2.87 cm，超出管片隆起限值。工況三、四下各階段的管片隆起變形量均相同，第3次開挖完成后管片隆起最大值為0.9 cm。工況三施工完成階段的基底隆起值為0.83 cm。采用抗拔樁措施后，工況四施工完成階段隆起值減少為0.26 cm，均小于管片變形限值。工況五下各階段的管片隆起變形量均有一定減少，第3次開挖完成后管片隆起最大值為0.77 cm，施工完成階段的管片隆起也有一定減少，變形為0.17 cm。

圖7 地鐵管片隆起變形 (單位：cm)Fig.7 Uplift deformation on tunnel segment (Unit：cm)

4.4 管片沉降變形

5種工況下不同施工階段管片沉降變形量匯總至圖8。從圖中可以看出，工況一的管片沉降變形最大，第2次開挖完成后管片沉降最大值為0.4 cm，施工完成階段下管片沉降為0.25 cm。參考國內相關資料，確定管片沉降限值為1.5 cm。該工況下第2次開挖后管片沉降變形均小于限值。工況二采用隨挖隨填至地面的措施之后，各階段的管片沉降值均有一定的減少，營運期間管片沉降值為0.26 cm。工況三、四各階段的管片下降變形量較工況二有較大減少。采用抗拔樁措施后，工況四施工完成階段管片沉降值為0.08 cm，均小于管片變形限值。工況五各階段的管片隆起變形量均有一定減少，第3次開挖完成后基坑隆起最大值為0.008 cm，施工完成階段下基坑隆起值減少為0.016 cm。

圖8 地鐵管片沉降變形 (單位：cm)Fig.8 Settlement deformation on tunnel segment (Unit：cm)

5 結 論

通過對本工程的明挖基坑上穿既有地鐵線路的有限元模型分析計算可得出以下一些結論：

(1) 對于明挖基坑近接工程，在對原狀土不進行處理且不隨填隨挖的情況下，基坑坑底隆起最大值為11.3 cm，沉降最大值為4.3 cm，均大大超出坑底變形限值；地鐵管片隆起最大值為5.81 cm，超出管片隆起變形限值。

(2) 對原狀土不進行處理，但是采用隨挖隨填施工后，各階段的基坑隆起值均有一定的減少，但基坑沉降值變大，且變形量均超出坑底變形限值；地鐵管片最大隆起值及沉降值有一定的減少，變形值仍超出管片隆起變形限值。

(3) 采用旋噴樁加固周邊土層之后，基坑坑底變形值及地鐵管片變形值均大幅降低，且均小于變形限值。采用抗拔樁加固后，基坑及管片隆起值均有減少，基坑坑底隆起值最大值減少為0.86 cm；地鐵管片隆起最大值減少為0.26 cm。

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