明挖基坑对既有下卧地铁盾构隧道影响的三维分析

陈力恺

（长沙市城投基础设施建设项目管理有限公司，长沙410000）

1 引言

随着城市轨道交通的快速发展，在城市建设过程中难以避免出现基坑上跨既有地铁盾构隧道的情况[1-4]。受到基坑开挖卸载影响，地铁隧道衬砌结构出现上浮现象。因此，如何确保基坑开挖施工时既有下卧地铁隧道的运营安全已成为至关重要的技术难题。

田帅[5]以郑州某市政管廊上跨地铁区间隧道项目为例，表明对于地质较好的情况下，可采用基底加固+抽条施工的方案保证地铁隧道正常运营。余建河等[6]以深圳景田某横跨地铁隧道上方的基坑工程为例，证明基坑采用桩锚支护、局部采用角撑+排桩的支护形式，分层分区开挖的方案可有效控制基坑开挖导致下卧地铁隧道的隆起变形。杜磊等[7]结合北京地铁8 号线上方的基坑工程，提出了基坑分块、小面积开挖，基坑底部土体注浆加固的方案。温锁林[8]结合上海东西通道工程，提出了基于时空效应和充分利用隧道抗弯刚度的“弹钢琴”开挖方法、三轴搅拌桩微扰动施工技术，有效控制了隧道的隆起变形。

本文依据长沙市湘雅路过江通道工程上跨地铁1 号线节点段的工程，建立三维数值分析模型，模拟上跨地铁1 号线节点段明挖基坑的施工过程，分析既有地铁盾构结构的受力和变形，验证所提的加固方案能够有效控制基坑开挖导致下卧地铁隧道的隆起变形，可为其他类似工程提供借鉴和参考。

2 工程概况

湘雅路过江通道段明挖基坑采用明挖顺作法施工，会减少现有地铁1 号线隧道拱顶覆土，使得地铁1 号线隧道回弹。因此，首先应对既有地铁1 号线隧道拱顶上方及侧壁的土体进行预加固，适当补偿地层自重应力，提高隧道上方土体的弹模，减小回弹变形，同时采用“板凳法”加强抵抗土体回弹的效果。“板凳法”保护方案是在地铁1 号线隧道两侧施作数排抗拔桩，在湘雅路隧道开挖时，采用分段开挖，将同一排抗拔桩通过板连成整体，形成板凳桩，板凳桩的刚度较大，从而可抵抗开挖土体产生的回弹。在湘雅路隧道开挖影响段，沿既有地铁1 号线盾构隧道纵向进行预加固。纵向施作范围为湘雅路隧道基坑范围内。盾构隧道洞身主要中风化板岩层，湘雅路隧道和盾构隧道之间是粉质黏土层。结合长沙市地铁工程的相关经验，预加固方案采用MJS 旋喷桩工法加固。

加固体竖向范围为拱顶以上3.5 m，两侧加固至隧道洞腰，东西向两侧加固范围为隧道两侧2.9 m。加固体与既有隧道保持1.5 m（水平）及1 m（竖向）的安全距离，避免加固时损伤现有管片结构。在地铁1 号线隧道两侧施作3 排抗拔桩，在湘雅路隧道开挖时，采用分段开挖，将同一排抗拔桩采用板连成整体，形成板凳桩，板凳桩的刚度较大，从而可抵抗开挖土体产生的回弹，同时板凳桩兼作结构底板。

本段基坑深度约为7.6 m，宽度约为21.3 m，基坑围护结构采用钻孔灌注桩+ 内支撑的支护形式，桩外设三管旋喷桩止水。基坑结构底板与既有地铁1 号线盾构隧道净距约2.6 m，基底主要位于粉质黏土层。同时，地铁6 号线位于地铁1 号线下方并与地铁1 号线正交，地铁6 号线隧道拱顶与1 号线隧道隧底之间的最小垂直距离为2.75 m。明挖基坑与地铁6号线相平行。

3 基坑上跨既有地铁1 号线隧道结构稳定性三维计算分析

3.1 模型构建

依据湘雅路过江通道东岸明挖段与地铁1 号线、6 号线的相对位置关系，建立三维有限差分模型。模型横向（地铁1 号线开挖方向）取5 倍以上基坑开挖深度，总计100 m；模型纵向（湘雅路过江通道与地铁6 号线延伸方向）从6 号线左右中线向两侧各取3 倍以上洞径，总计70 m；模型竖直方向由坑底至下截面取3 倍以上开挖深度，竖直方向总计50 m，模型尺寸为100 m×70 m×50 m。计算模型及各结构空间位置关系如图1 和图2 所示。

图1 三维计算模型示意图

图2 三维模型空间位置关系示意图

3.2 计算模型参数

在计算模型中，各地层及MJS（Metro Jet System）全方位高压旋喷注浆预加固区采用摩尔-库仑本构模型；过江通道隧道结构采用弹性本构模型；地铁隧道衬砌采用各向同性的壳单元；基坑内支撑采用梁单元；坑底抗拔桩采用桩单元。各地层及结构的具体参数如表1 所示。

表1 数值计算地层及结构物理力学参数

3.3 开挖卸载作用下既有地铁1 号线隧道结构稳定性分析

首先，对计算模型中的各地层进行参数赋值，施加模型的边界条件、初始地应力条件，并进行初始地应力平衡计算；然后，将地应力平衡后模型节点的位移、速度清零，之后对既有1号线地铁隧道进行开挖、支护、施作仰拱及道床结构的模拟；接着将地铁1 号线隧道施作后模型节点的位移、速度清零，对节点基坑基底位置进行MJS 旋喷加固，并对地铁6 号线进行开挖、支护、施作仰拱及道床结构的模拟；最后，将地铁6 号线隧道施作后模型节点的位移、速度清零，施作节点基坑围护结构，并于地铁1 号线两侧施作3 排抗拔桩。之后进行明挖基坑的分步分段开挖并施作底板，令各排底板与抗拔桩形成板凳桩。

3.3.1 地铁1 号线隧道结构变形分析

现对有、无基底MJS 旋喷桩注浆预加固情况下的地铁隧道衬砌结构位移进行对比，分步分段开挖过程中各开挖步时结构的最大竖向、径向位移如表2 所示，有无加固工况下底板施作完成后结构的竖向、径向位移分布如图3 和图4所示。

表2 各开挖步序结构最大竖向、径向位移mm

由图3 和图4 可以看出，在基坑开挖卸载影响范围内，地铁隧道衬砌结构出现上浮现象。当基底未进行MJS 旋喷桩注浆预加固时，隧道衬砌的最大竖向位移为6.19 mm，发生在基坑中线正下方的隧道拱顶处；隧道衬砌的最大径向位移为1.08 mm，发生在基坑中线正下方的隧道两侧边墙处；当基底进行MJS 旋喷桩注浆预加固后，隧道衬砌的最大竖向位移为4.11 mm，发生在基坑中线正下方的隧道拱顶处，隧道衬砌的最大径向位移为0.25 mm，发生在基坑中线正下方的隧道两侧边墙处。MJS 旋喷加固后，各开挖步序下衬砌结构的最大变形量均显著降低，其中底板施作后衬砌结构的最大竖向位移减小了33.6%，最大径向位移减小了76.9%，竖向位移与水平位移皆小于10 mm，满足CJJ/T 202—2013《城市轨道交通结构安全保护技术规范》中的相关控制标准。

图3 未加固工况下既有地铁1 号线衬砌结构位移情况

图4 加固工况下既有地铁1 号线衬砌结构位移情况

3.3.2 衬砌内力分析

现对底板施作完成后有、无基底MJS 旋喷桩注浆预加固情况下的地铁隧道衬砌结构内力进行对比，两种工况下结构的轴力、弯矩分布如图5 和图6 所示。

由图5 和图6 可以看出，基坑开挖卸载作用下，当基底未进行MJS 旋喷桩注浆预加固时，隧道衬砌结构全环受压，结构的最大轴力为694 kN，发生在线路两端的隧道两侧拱肩处；最大正弯矩为21.29 kN·m，发生在线路两端的隧道拱顶处；最大负弯矩为17.1 kN·m，发生在线路两端的隧道拱肩处；当基底进行MJS 旋喷桩注浆预加固时，隧道衬砌结构全环受压，结构的最大轴力为613 kN，发生在线路两端的隧道两侧拱肩处，较加固前减小了11.7%；最大正弯矩为17.5 kN·m，发生在线路两端的隧道拱顶处，较加固前减小了17.8%；最大负弯矩为15.7 kN·m，发生在线路两端的隧道拱肩处，较加固前减小了8.2%。

图5 未加固工况下既有地铁1 号线衬砌结构受力情况

图6 加固工况下既有地铁1 号线衬砌结构受力情况

4 结论

本文采用三维有限差分分析方法，对湘雅路过江通道与地铁1 号线区间节点明挖段开挖过程进行模拟，并分析了有、无MJS 加固工况下明挖法基坑开挖卸载作用对既有地铁1号线隧道结构稳定性的影响，相关结论如下：

1）基坑开挖导致地铁1 号线隧道拱顶处产生最大竖向位移，当基底不采用MJS 旋喷桩注浆预加固时，竖向位移为6.19 mm；采用加固方案时，竖向位移为4.11 mm。地铁1 号线隧道两侧边墙处产生最大径向位移，当基底不采用MJS 旋喷桩注浆预加固时，径向位移为1.08 mm；采用加固方案时，径向位移为0.25 mm。MJS 旋喷加固后，各开挖步序下衬砌结构的最大变形量均显著降低，其中底板施作后衬砌结构的最大竖向位移减小了33.6%，最大径向位移减小了76.9%，满足CJJ/T 202—2013《城市轨道交通结构安全保护技术规范》中的相关控制标准。

2）基坑开挖卸载作用下，隧道衬砌结构全环受压，当基底未进行MJS 旋喷桩注浆预加固时，结构的最大轴力为694 kN，发生在线路两端的隧道两侧拱肩处；最大正弯矩为21.29 kN·m，发生在线路两端的隧道拱顶处；最大负弯矩为17.1 kN·m，发生在线路两端的隧道拱肩处；当基底进行MJS旋喷桩注浆预加固时，结构的最大轴力为613 kN，较加固前减小了11.7%；最大正弯矩为17.5 kN·m，减小了17.8%；最大负弯矩为15.7 kN·m，减小了8.2%。