單側基坑開挖對盾構隧道影響的數值模擬及現場監測研究

魏云峰

（浙江華東測繪與工程安全技術有限公司,浙江 杭州 310014）

地鐵沿線大規模的物業開發,必然會產生大量的基坑,由于開挖卸載引起地鐵隧道周邊土體的位移場和應力場發生變化,施工過程中極易誘發盾構管片開裂、錯臺等病害,從而影響地鐵結構的正常運營。

近年來,鄰近地鐵盾構隧道開挖施工已經屢見不鮮,結合這些基坑的施工過程,科研人員展開了大量有關基坑支護形式、開挖工法等方面的研究,取得了一定成果[1-5]。趙志強等[6]利用解析推導建立縱向彎矩和管片接頭環縫張開量之間的關系,從而實現在三維彈塑性數值模擬結果的基礎上結合解析推導的全面評價。魏綱[7]收集了14 個國內基坑工程實例,對實測數據進行了統計分析,得出盾構隧道的最大豎向位移均為隆起,隧道水平向位移實測值較小,收斂變形由“水平向拉伸、豎向壓縮”向“水平向壓縮、豎向拉伸”轉變。鄒偉彪等[8]采用數值模型對實際施工工況進行模擬,動態地分析了施工過程中開挖卸荷對地鐵隧道的影響,分析表明基坑開挖對隧道不僅產生了縱向上的沉降,也使隧道結構本身產生了一定的橫向變形。

文章針對福州地區軟土地層運營地鐵,以基坑開挖對側向地鐵線路為例,結合數值模擬和現場測試手段,以分析與控制地鐵結構受外部施工擾動為目的,研究基坑開挖卸載對盾構隧道的影響效果,以期為類似工程提供相關指導和參考依據。

1 工程概況

1.1 工程簡介

該基坑位于地鐵盾構隧道一側,設計長、寬、深4.7 m,基底平面方向最近距地鐵盾構邊緣3.3 m,豎向方向距地鐵盾構邊緣3.58 m。地面整平標高為6.1 m,基坑底標高0.9 m,盾構隧道頂部標高-2.68 m,則基坑開挖7.0 m,盾構頂的平均覆土深度11.7 m。基坑與地鐵位置關系如圖1 所示。

圖1 地鐵與隧道位置關系圖

區間隧道內徑5 500 mm,襯砌采用通用環進行錯縫拼裝,壁厚350 mm,環寬1.2 m,C50 砼,環向管片間用2 個M30 螺栓連接,縱向襯砌環間用16 個M30 螺栓連接。整個環面及分塊面密貼,環與環、塊與塊以彎螺栓連接。

1.2 工程地質條件

現狀場地主要為在建工地、河道及空地等,地勢總體較為平坦,局部地區略有起伏。場地屬沖、淤積平原地貌單元。場地地層自上而下依次為雜填土、粉質粘土、淤泥和粘土,土層性質如下。

（1） 雜填土

雜色、深灰色,松散- 稍密,濕,均勻性較差。該層成分較雜,局部表層為水泥路面,約30 cm 左右,以下為填石、碎石為主,含少量砂、粘性土,局部粘性土含量較高,硬雜質含量大于25%。

（2） 粉質粘土

灰黃色、褐黃色,可塑,很濕,含少量粉土等,有光澤,捻面光滑,無搖振反應,干強度及韌性中等,局部含有鐵錳質氧化物,粘性一般。

（3） 淤泥

局部表現為淤泥質土。深灰色,流塑,飽和,含腐爛植物,有腥臭味,搖振反應慢,有光澤,捻面光滑,干強度及韌性中等。

（4） 粘土

灰黃色、褐黃色,可塑為主,局部硬塑,很濕,含少量粉土等,有光澤,捻面光滑,無搖振反應,干強度及韌性中等,局部含有鐵錳質氧化物,粘性一般。

地下水初見水位埋深約0.30 m～2.50 m,穩定水位埋深約0.30 m～3.10 m。上層滯水主要賦存于（1）雜填土中,地下水量一般,補給主要為大氣降水及地表徑流入滲,排泄方式主要為蒸發和下滲。（2）粉質粘土、（3）淤泥及（4）粘土的透水性差、水量小,可視為相對弱透水層。

2 基坑開挖方案與控制措施

2.1 基坑開挖方案

基坑支護采用深層攪拌樁加固+1:1 放坡,基坑支護圖見圖2。

水泥土攪拌樁達到設計強度后,沿盾構線縱向采用“分層、分區、分塊、分段、分時”的原則開挖,每塊的寬度不大于15 m。土體分上下兩層,每層分三塊,按離隧道從遠到近順序挖除土方,并及時澆筑砼墊層,減少對基底擾動。每塊土體從開挖至墊層澆搗完畢用時控制在15 h 以內。施工順序圖詳見圖3。

圖3 施工順序圖

2.2 地鐵盾構隧道的安全標準

為確保基坑開挖施工對地鐵盾構隧道不造成破壞,《城市軌道交通結構安全保護技術規范》（CJJ/T 202-2013）采用的地鐵隧道保護標準,見表1。

表1 城市軌道交通結構安全控制指標

3 三維數值分析

3.1 計算模型

結合設計開挖方案,建立Midas 三維有限元數值模型,對基坑分層分塊開挖施工過程和基坑對既有地鐵區間隧道的影響進行模擬計算。考慮到工程需要和有限元離散誤差以及計算誤差,一般選取計算范圍沿各個方向均不小于3 倍開挖深度。依據實際工程以及邊界尺寸效應,計算模型尺寸的取值為：長120 m,寬110 m,深40 m 模型邊界條件為：底部約束豎向位移,四周約束法向位移,頂部自由,計算模型如圖4 所示。

圖4 計算模型

土體采用Mohr-Coulomb 彈塑性本構模型,管片按線彈性材料計算,采用板單元模擬,地鐵隧道管片混凝土結構中的環向螺栓降低了管片的整體剛度；因此管片結構的彈性模量應按混凝土材料彈性模量進行適當折減。根據日本土木工程協會在采用慣用修正法計算管片內力時對管片整體剛度的折減,建議管片結構彈性模量相對混凝土彈性模量折減0.8,即E=34.5 Gpa×0.8=27.6 Gpa,泊松比取0.2。土體采用修正摩爾庫倫彈塑性本構模型,土體參數取值以地勘報告為準并且參考《地基處理手冊》[9],具體參數取值見表2,其中Es1-s2代表壓縮模量,ν 代表泊松比,γ 代表重度,φ代表內摩擦角,c 代表粘聚力。

表2 土層計算參數表

3.2 模擬的基本思路

模型建立完畢后,首先進行初始地應力場模擬,然后進行區間隧道的開挖模擬,得到目前的應力場,接著進行攪拌樁的施工,最后進行基坑土體的分層分段開挖。

3.3 計算結果及分析

3.3.1 隧道總體位移

圖5 為基坑開挖至底時隧道的總位移云圖,圖7為基坑開挖過程中隧道3 環的總位移矢量圖。

圖5 基坑開挖至底時盾構隧道的總位移云圖

圖7 土體豎向位移云圖

從圖5 和圖6 中可以看出,隨著側方基坑的開挖,周邊地層出現一定程度的卸載變形,導致隧道整體隨地層產生斜向上指向基坑方向的位移,最大位移量達4.04 mm,最大位移點位于接近基坑側的盾構隧道側壁處。

圖6 基坑施工中盾構隧道中間環變形總位移矢量圖

3.3.2 隧道豎向變形

由圖7 可見,盾構隧道周邊土體豎向位移約為1.8 mm ～7.9 mm,基坑開挖引起的地層擾動范圍一定程度上包裹了距其較近的隧道體。

基坑開挖至坑底后的土體豎向位移如圖8 所示。

圖8 隧道底部豎向位移

由圖8 可見,基坑開挖過程對盾構隧道周邊土層產生擾動影響,引起隧道底部沿軸線的豎向隆起變形,其中,隆起值最大值出現在隧道中部斷面處,為3.04 mm。因此,隧道現場監測時,除了在基坑影響范圍內設置一定的監測斷面,在隧道中部應縮小監測點間距進行重點監測。

3.3.3 隧道水平變形

基坑開挖至底時隧道不同部位的水平位移如圖9所示。

圖9 斷面不同位置水平位移沿隧道縱向變化圖

由圖9 可見,隧道的水平位移頂部最大、底部次之、拱腰最小,隧道頂部的水平位移與拱腰的拱腰的水平位移差值約為0.75 mm,可以看出,基坑的開挖不僅會引起隧道往基坑方向平動,也會引起隧道自身的斷面扭曲變形。

4 現場監測數據對比分析

為了對地鐵1 號線進行實時監測,施工過程中對區間隧道進行了自動化實時監測。按縱向每3～10 環布置1 個斷面,左右線各布置9 個斷面,每個斷面布置5 個測點,監測頻率為8 h 一次,測點布置示意圖如圖10 所示。

圖10 斷面測點布置圖

自2017 年5 月測定初始值并進行正常的自動化監測以來,截至基坑開挖至基底,隧道頂部沉降、水平收斂,水平位移累計圖如圖11～圖13 所示,并且與數值模擬數據進行對比,通過對比發現,數值模擬結果與監測數據基本吻合,且都小于表1 的控制指標。

圖11 是頂部沉降實測值與監測值對比圖,從圖中可以看出,計算值累計最大值在906 環為3.27 mm,而實測值累計頂部沉降最大值出現在910 環為3.15 mm,兩者略有差異,但兩者變形趨勢相近,差值最大為890 環,相差1.65 mm。

圖11 頂部沉降實測值與監測值對比圖

圖12 是水平收斂實測值與監測值對比圖,從圖中可以看出,兩者變形趨勢相近,均表現為直徑先變大后變小,在中部受基坑開挖影響劇烈位置處數值變化較為明顯。

圖12 水平收斂實測值與監測值對比圖

圖13 是水平位移實測值與監測值對比圖,從圖中可以看出,計算值和實測值累計最大值均出現在902 環,計算值累計最大值為1.91 mm,實測值累計最大值為1.88 mm,兩者略有差異,但兩者變形趨勢相近,差值最大為914 環,相差0.43 mm。

圖13 水平位移實測值與監測值對比圖

5 結論

本文通過Midas GTS 模擬了側上方基坑開挖對軟土地區盾構隧道的影響,并且通過與現場監測數據進行對比,得出以下結論：

（1） 單側基坑開挖對盾構隧道整體位移及隧道結構變形都有一定程度的影響。由于基坑開挖卸載擾動周圍土體,使隧道整體朝向卸載一側位移,同時靠近進坑一側隧道被擾動土體環繞,結構斷面出現了一定程度的扭曲變形。

（2） 由數值模擬及現場監測結果可知,基坑開挖使周邊地層擾動保持在一定范圍內,隧道變形量均未達到預警值,說明采用攪拌樁加固結合分層分段開挖方法可以滿足地鐵盾構隧道變形控制要求。

（3） 采用攪拌樁加固結合分層分段開挖的方法在側上方基坑開挖得到成功應用,使正常運營的盾構隧道變形控制符合要求,但是本文研究結論只是通過數值模擬和現場監測得出,還有待于進一步開展多工況理論分析及模型試驗驗證。