单侧基坑开挖对盾构隧道影响的数值模拟及现场监测研究
时间：2023-01-19 12:45:13 来源：天一资源网 本文已影响 人 
魏云峰
（浙江华东测绘与工程安全技术有限公司,浙江 杭州 310014）
地铁沿线大规模的物业开发,必然会产生大量的基坑,由于开挖卸载引起地铁隧道周边土体的位移场和应力场发生变化,施工过程中极易诱发盾构管片开裂、错台等病害,从而影响地铁结构的正常运营。
近年来,邻近地铁盾构隧道开挖施工已经屡见不鲜,结合这些基坑的施工过程,科研人员展开了大量有关基坑支护形式、开挖工法等方面的研究,取得了一定成果[1-5]。赵志强等[6]利用解析推导建立纵向弯矩和管片接头环缝张开量之间的关系,从而实现在三维弹塑性数值模拟结果的基础上结合解析推导的全面评价。魏纲[7]收集了14 个国内基坑工程实例,对实测数据进行了统计分析,得出盾构隧道的最大竖向位移均为隆起,隧道水平向位移实测值较小,收敛变形由“水平向拉伸、竖向压缩”向“水平向压缩、竖向拉伸”转变。邹伟彪等[8]采用数值模型对实际施工工况进行模拟,动态地分析了施工过程中开挖卸荷对地铁隧道的影响,分析表明基坑开挖对隧道不仅产生了纵向上的沉降,也使隧道结构本身产生了一定的横向变形。
文章针对福州地区软土地层运营地铁,以基坑开挖对侧向地铁线路为例,结合数值模拟和现场测试手段,以分析与控制地铁结构受外部施工扰动为目的,研究基坑开挖卸载对盾构隧道的影响效果,以期为类似工程提供相关指导和参考依据。
1.1 工程简介
该基坑位于地铁盾构隧道一侧,设计长、宽、深4.7 m,基底平面方向最近距地铁盾构边缘3.3 m,竖向方向距地铁盾构边缘3.58 m。地面整平标高为6.1 m,基坑底标高0.9 m,盾构隧道顶部标高-2.68 m,则基坑开挖7.0 m,盾构顶的平均覆土深度11.7 m。基坑与地铁位置关系如图1 所示。
图1 地铁与隧道位置关系图
区间隧道内径5 500 mm,衬砌采用通用环进行错缝拼装,壁厚350 mm,环宽1.2 m,C50 砼,环向管片间用2 个M30 螺栓连接,纵向衬砌环间用16 个M30 螺栓连接。整个环面及分块面密贴,环与环、块与块以弯螺栓连接。
1.2 工程地质条件
现状场地主要为在建工地、河道及空地等,地势总体较为平坦,局部地区略有起伏。场地属冲、淤积平原地貌单元。场地地层自上而下依次为杂填土、粉质粘土、淤泥和粘土,土层性质如下。
（1） 杂填土
杂色、深灰色,松散- 稍密,湿,均匀性较差。该层成分较杂,局部表层为水泥路面,约30 cm 左右,以下为填石、碎石为主,含少量砂、粘性土,局部粘性土含量较高,硬杂质含量大于25%。
（2） 粉质粘土
灰黄色、褐黄色,可塑,很湿,含少量粉土等,有光泽,捻面光滑,无摇振反应,干强度及韧性中等,局部含有铁锰质氧化物,粘性一般。
（3） 淤泥
局部表现为淤泥质土。深灰色,流塑,饱和,含腐烂植物,有腥臭味,摇振反应慢,有光泽,捻面光滑,干强度及韧性中等。
（4） 粘土
灰黄色、褐黄色,可塑为主,局部硬塑,很湿,含少量粉土等,有光泽,捻面光滑,无摇振反应,干强度及韧性中等,局部含有铁锰质氧化物,粘性一般。
地下水初见水位埋深约0.30 m～2.50 m,稳定水位埋深约0.30 m～3.10 m。上层滞水主要赋存于（1）杂填土中,地下水量一般,补给主要为大气降水及地表径流入渗,排泄方式主要为蒸发和下渗。（2）粉质粘土、（3）淤泥及（4）粘土的透水性差、水量小,可视为相对弱透水层。
2.1 基坑开挖方案
基坑支护采用深层搅拌桩加固+1:1 放坡,基坑支护图见图2。
水泥土搅拌桩达到设计强度后,沿盾构线纵向采用“分层、分区、分块、分段、分时”的原则开挖,每块的宽度不大于15 m。土体分上下两层,每层分三块,按离隧道从远到近顺序挖除土方,并及时浇筑砼垫层,减少对基底扰动。每块土体从开挖至垫层浇捣完毕用时控制在15 h 以内。施工顺序图详见图3。
图3 施工顺序图
2.2 地铁盾构隧道的安全标准
为确保基坑开挖施工对地铁盾构隧道不造成破坏,《城市轨道交通结构安全保护技术规范》（CJJ/T 202-2013）采用的地铁隧道保护标准,见表1。
表1 城市轨道交通结构安全控制指标
3.1 计算模型
结合设计开挖方案,建立Midas 三维有限元数值模型,对基坑分层分块开挖施工过程和基坑对既有地铁区间隧道的影响进行模拟计算。考虑到工程需要和有限元离散误差以及计算误差,一般选取计算范围沿各个方向均不小于3 倍开挖深度。依据实际工程以及边界尺寸效应,计算模型尺寸的取值为：长120 m,宽110 m,深40 m 模型边界条件为：底部约束竖向位移,四周约束法向位移,顶部自由,计算模型如图4 所示。
图4 计算模型
土体采用Mohr-Coulomb 弹塑性本构模型,管片按线弹性材料计算,采用板单元模拟,地铁隧道管片混凝土结构中的环向螺栓降低了管片的整体刚度；
因此管片结构的弹性模量应按混凝土材料弹性模量进行适当折减。根据日本土木工程协会在采用惯用修正法计算管片内力时对管片整体刚度的折减,建议管片结构弹性模量相对混凝土弹性模量折减0.8,即E=34.5 Gpa×0.8=27.6 Gpa,泊松比取0.2。土体采用修正摩尔库伦弹塑性本构模型,土体参数取值以地勘报告为准并且参考《地基处理手册》[9],具体参数取值见表2,其中Es1-s2代表压缩模量,ν 代表泊松比,γ 代表重度,φ代表内摩擦角,c 代表粘聚力。
表2 土层计算参数表
3.2 模拟的基本思路
模型建立完毕后,首先进行初始地应力场模拟,然后进行区间隧道的开挖模拟,得到目前的应力场,接着进行搅拌桩的施工,最后进行基坑土体的分层分段开挖。
3.3 计算结果及分析
3.3.1 隧道总体位移
图5 为基坑开挖至底时隧道的总位移云图,图7为基坑开挖过程中隧道3 环的总位移矢量图。
图5 基坑开挖至底时盾构隧道的总位移云图
图7 土体竖向位移云图
从图5 和图6 中可以看出,随着侧方基坑的开挖,周边地层出现一定程度的卸载变形,导致隧道整体随地层产生斜向上指向基坑方向的位移,最大位移量达4.04 mm,最大位移点位于接近基坑侧的盾构隧道侧壁处。
图6 基坑施工中盾构隧道中间环变形总位移矢量图
3.3.2 隧道竖向变形
由图7 可见,盾构隧道周边土体竖向位移约为1.8 mm ～7.9 mm,基坑开挖引起的地层扰动范围一定程度上包裹了距其较近的隧道体。
基坑开挖至坑底后的土体竖向位移如图8 所示。
图8 隧道底部竖向位移
由图8 可见,基坑开挖过程对盾构隧道周边土层产生扰动影响,引起隧道底部沿轴线的竖向隆起变形,其中,隆起值最大值出现在隧道中部断面处,为3.04 mm。因此,隧道现场监测时,除了在基坑影响范围内设置一定的监测断面,在隧道中部应缩小监测点间距进行重点监测。
3.3.3 隧道水平变形
基坑开挖至底时隧道不同部位的水平位移如图9所示。
图9 断面不同位置水平位移沿隧道纵向变化图
由图9 可见,隧道的水平位移顶部最大、底部次之、拱腰最小,隧道顶部的水平位移与拱腰的拱腰的水平位移差值约为0.75 mm,可以看出,基坑的开挖不仅会引起隧道往基坑方向平动,也会引起隧道自身的断面扭曲变形。
为了对地铁1 号线进行实时监测,施工过程中对区间隧道进行了自动化实时监测。按纵向每3～10 环布置1 个断面,左右线各布置9 个断面,每个断面布置5 个测点,监测频率为8 h 一次,测点布置示意图如图10 所示。
图10 断面测点布置图
自2017 年5 月测定初始值并进行正常的自动化监测以来,截至基坑开挖至基底,隧道顶部沉降、水平收敛,水平位移累计图如图11～图13 所示,并且与数值模拟数据进行对比,通过对比发现,数值模拟结果与监测数据基本吻合,且都小于表1 的控制指标。
图11 是顶部沉降实测值与监测值对比图,从图中可以看出,计算值累计最大值在906 环为3.27 mm,而实测值累计顶部沉降最大值出现在910 环为3.15 mm,两者略有差异,但两者变形趋势相近,差值最大为890 环,相差1.65 mm。
图11 顶部沉降实测值与监测值对比图
图12 是水平收敛实测值与监测值对比图,从图中可以看出,两者变形趋势相近,均表现为直径先变大后变小,在中部受基坑开挖影响剧烈位置处数值变化较为明显。
图12 水平收敛实测值与监测值对比图
图13 是水平位移实测值与监测值对比图,从图中可以看出,计算值和实测值累计最大值均出现在902 环,计算值累计最大值为1.91 mm,实测值累计最大值为1.88 mm,两者略有差异,但两者变形趋势相近,差值最大为914 环,相差0.43 mm。
图13 水平位移实测值与监测值对比图
本文通过Midas GTS 模拟了侧上方基坑开挖对软土地区盾构隧道的影响,并且通过与现场监测数据进行对比,得出以下结论：
（1） 单侧基坑开挖对盾构隧道整体位移及隧道结构变形都有一定程度的影响。由于基坑开挖卸载扰动周围土体,使隧道整体朝向卸载一侧位移,同时靠近进坑一侧隧道被扰动土体环绕,结构断面出现了一定程度的扭曲变形。
（2） 由数值模拟及现场监测结果可知,基坑开挖使周边地层扰动保持在一定范围内,隧道变形量均未达到预警值,说明采用搅拌桩加固结合分层分段开挖方法可以满足地铁盾构隧道变形控制要求。
（3） 采用搅拌桩加固结合分层分段开挖的方法在侧上方基坑开挖得到成功应用,使正常运营的盾构隧道变形控制符合要求,但是本文研究结论只是通过数值模拟和现场监测得出,还有待于进一步开展多工况理论分析及模型试验验证。
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