莞惠城际铁路大断面矿山法隧道下穿高层建筑的影响分析

赵巧兰，邬 泽

(中铁工程设计咨询集团有限公司，北京 100055)

1 工程背景

东莞至惠州城际轨道交通项目新客运南站至西湖站区间隧道位于广东省惠州市，隧道全长2 655.59 m，采用矿山法施工。隧道在距新客运南站北端约18 m处开始近距离下穿一城峯景高层建筑，在此对隧道下穿对高层建筑的影响进行分析研究。

1.1 线位关系

区间隧道右线在GDK95+095～GDK95+270段下穿一城峯景A、B、C、D栋住宅，左线隧道下穿C、D栋住宅，近距离侧穿A、B栋住宅。此段区间为南北走向，线间距18.56 m，区间南端紧接新客运南站，区间西侧为仲恺大道，区间东侧为一城峯景其他栋高层建筑。区间隧道与一城峯景各栋建筑物的相对位置关系见图1。

图1 隧道与建筑物相对位置关系

一城峯景A、B、C、D栋高层建筑均为框架—剪力墙结构，其中 A栋为24层结构、B、C、D栋为15～17层结构，地面两层为商业区，3层为空中花园，3层以上为住宅。建筑物采用柱下独立基础，基础间采用基础梁连接，基础埋深1～2 m，基础下设置φ22 mm抗倾覆砂浆锚杆，锚杆设计长度为入强风化岩12 m、入中风化岩6 m，锚杆底至隧道顶最小净距约1.3 m。该区段隧道埋深15～20 m，即从A栋到D栋方向埋深越来越小。

1.2 地质情况

隧道所在位置为丘间谷地地貌，地形相对平缓、开阔。上覆地层为燕山晚期全、强风化花岗闪长岩，下伏燕山晚期弱风化花岗闪长岩，基岩面起伏较大，强风化岩层内节理裂隙发育，岩石破碎。隧道洞身主要穿越强、弱风化花岗闪长岩地层。勘察期间地下水位埋深2.5～14.0 m，水量较丰富，无腐蚀性。隧道下穿建筑物段地质情况见图2。

图2 隧道下穿建筑物段地质纵断面

1.3 工程特点

(1)地质情况复杂

隧道下穿建筑物段地下水位高，岩面起伏变化较大，岩层倾斜，风化严重，节理裂隙较为发育，整体性较差。隧道开挖断面范围内地层上软下硬或隧道拱顶位于强、弱风化岩层分界面处，而全、强风化花岗闪长岩遇水软化崩解的特性则进一步加大了施工难度。

(2)穿越距离近

隧道近距离穿越建筑群。右线隧道从B、C和D栋建筑正下方穿过，同时下穿A栋建筑西南角;左线隧道下穿C、D栋住宅，近距侧穿A、B栋住宅。建筑物采用柱下独立基础，基础间采用基础梁连接，基础下设有抗倾覆砂浆锚杆，隧道顶距离锚杆底部很近，最小距离仅有1.3 m，隧道开挖势必会对锚杆周边地层产生扰动，进而对锚杆的抗拔能力造成一定影响。

(3)建筑物基础整体性差

高层建筑的基础为0.8～1.2 m厚的柱下独立基础，基础间采用基础梁连接，基础本身的整体性较差，结构对差异沉降很敏感。

(4)穿越范围大、不对称

从A栋到D栋，右线隧道下穿距离将近200 m，容易形成连续的下沉区，且隧道下穿位置偏各栋高层建筑的西侧，加上左线隧道施工的影响，隧道施工对各栋高层建筑的影响是不对称的，容易导致差异沉降。

(5)矿山法施工扰动大

根据地层条件，隧道下穿建筑物段采用矿山法施工，因隧道洞身大部分位于弱风化花岗闪长岩地层，需采用爆破开挖，爆破施工在加大对周边地层扰动的同时，也会对建筑物的安全使用带来不利影响。

2 主要研究内容

建立隧道下穿高层建筑的三维和二维有限元模型，研究隧道开挖对高层建筑及周边地层的影响规律，并据此提出适宜本工程的隧道开挖方案，制定建筑物的安全保护措施。具体研究内容如下。

(1)为保证高层建筑在隧道下穿施工过程中的安全，重点分析隧道施工引起的建筑物沉降特别是差异沉降情况，以确定隧道施工对高层建筑的变形及内力的影响规律和影响程度。

(2)分析隧道下穿施工过程中高层建筑基础周边围岩应力、塑性区的分布情况，用以评价隧道下穿对高层建筑安全性的影响。

(3)为保证施工过程中高层建筑及隧道自身结构的安全性，对不同的开挖方法和辅助措施进行研究，最终提出适宜本工程的实施方案。

3 隧道下穿高层建筑的数值分析

采用adina软件进行数值模拟计算。选择最不利工况——隧道下穿D栋和E栋位置进行三维与二维有限元仿真分析。

三维有限元模型主要用于分析隧道施工过程中施作大管棚辅助措施前后高层建筑的沉降规律、量值大小和建筑物内力变化情况。

由于三维计算非常费时，不利于多种工况的对比研究，因此在采用三维计算分析建筑物沉降和内力变化规律的基础上，二维有限元模型主要是用于分析不同开挖方法和辅助措施组合工况下隧道和建筑物周围地层塑形区的分布情况。

3.1 模型及参数

模型深度边界为距离隧道底3倍隧道直径，左侧边界为距离左侧隧道净距2倍隧道直径，右侧边界为距离高层建筑右端2倍隧道直径(距离右侧隧道6倍隧道直径)。

3.1.1 二维和三维有限元模型

根据隧道埋深、断面尺寸、左右线隧道间距，同时考虑边界效应以及计算效率，建立的三维有限元模型长130 m、宽60 m、高55 m。模型中包括D栋和E栋高层建筑、基础下的砂浆锚杆、隧道、岩体等的3D-solid三维有限元单元298 181个，节点356 503个(图3)以及2D-solid二维有限元单元43 220个，节点42 260个(图4、图5)，砂浆锚杆选用truss单元并用作rebar来模拟，该类3或4节点的单元只承受轴向力。

图3 三维有限元模型

图4 二维有限元计算模型

图5 二维有限元计算模型中锚杆位置

3.1.2 有限元模型的计算参数

场地涉及三类岩层，自上而下分别为全、强、弱风化花岗闪长岩，其力学模型均被模拟为摩尔-库伦弹塑性模型。根据地勘资料及数值分析经验，土体变形模量取压缩模量的3倍左右作为计算中岩层的力学参数［1］(土体变形模量E0≥压缩模量Es，且土体越硬两者之间倍数越大，一般前者是后者的2～3倍，本工程土体较硬所以取3倍)。岩体采用注浆加固以后，其变形模量和黏聚力一般都能提高到原来的2～4倍，考虑到一定的安全储备，计算中按提高到原来的2倍考虑。砂浆锚杆采用双线性模型［2-3］，其他均采用弹性模型。

管棚参数采用等效方法予以考虑，即将钢管对应

其中，E为折算后管棚的弹性模量(GPa);E0为管棚浆液扩散范围内围岩的弹性模量(GPa);Eg为钢管混凝土的弹性模量(GPa);Sg为钢管混凝土断面面积(m2);Sc为管棚浆液扩散范围面积(m2)。

经工程类比［4-7］与理论分析［8-10］，本工程初步拟定采用φ159 mm，壁厚8 mm，间距40 cm的单层大管棚进行超前支护，管棚浆液扩散半径45 cm，折算后管棚弹性模量为5.8 GPa。

建筑物的模拟:因既有建筑基础为柱下独立基础，基础间采用基础梁连接，基础本身的整体性较差，结构对差异沉降很敏感。为保证建筑物结构的安全，最大限度的减少差异沉降对结构的危害，将原建筑物独立基础连接为筏板基础。计算时，建筑物基础按整体考虑，高层建筑对基础、土层和隧道的影响主要以荷载的形式反映到计算模型中，每一楼层按照20 kPa荷载考虑，对于D栋建筑共17层，相当于340 kPa。

3.2 隧道下穿施工方案实施效果的仿真分析

3.2.1 数值分析的总体思路

首先在三维有限元模型中采用弹性材料对比分析隧道未开挖之前、隧道无任何预支护开挖以及隧道增设管棚超前预支护开挖3种工况下隧道-围岩-高层建筑的整体最终位移分布情况，以及建筑物本身最终位移分布情况，用以反映管棚抑制沉降的作用，以验证管棚设计的必要性及所采用管棚参数的合理性，同时给出建筑物第一主应力的云图，并提供施工中建筑物内需要采取保护预案的部位等信息;然后考虑到大型三维模型不利于大量细部施工技术的大量工况的对比研究，重点选用细致建模的二维有限元模型对各种不同施工方案与辅助措施下隧道开挖过程中的塑性区分布情况开展详细研究。

3.2.2 隧道下穿施工的位移场分析

经计算，隧道未开挖之前、隧道无任何预支护开挖以及隧道增设管棚超前支护开挖3种工况下隧道-围岩-高层建筑的整体最终位移分布情况，如图6～图8所示。

从图6～图8可以看出，隧道开挖引起建筑物发生明显偏向隧道一侧的沉降，而且管棚施作之后沉降明显减少，整个区域的最大沉降由原来的126.2-53.3=72.6 mm，骤减至77.1-53.3=23.8 mm，减少了大约原来的67.2%;沉降槽宽度也由30 m缩减到了20 m。可见管棚抑制沉降的效果十分明显，但是即便如此沉降依然较大。

建筑物本身最终沉降分布情况，如图9～图11所示。于内部填充物的弹性模量进行折算。参照混凝土参数折算方法，管棚折算弹性模量可按式(1)计算

图6 建筑物自重下的整体沉降位移场

图7 隧道无预支护开挖的整体沉降位移场

图8 隧道预支护开挖的整体沉降位移场

图9 建筑物自重下的建筑物沉降位移场

图10 隧道无预支护开挖的建筑物沉降位移场

图11 隧道预支护开挖的建筑物沉降位移场

与图6～图8所反映规律一致，图9～图11展示出，管棚预支护后，隧道开挖引起建筑物的最大沉降约为99.76-53.35=46.41 mm，已经超出建筑物整体沉降30 mm的限值;不过当采用管棚预支护之后，建筑物最大沉降骤减为70.32-53.35=16.97 mm，是原来的36.6%，能够满足限值要求［11-13］。

3.2.3 隧道下穿建筑结构第一主应力场分析

经计算，隧道未开挖之前、隧道无任何预支护开挖、隧道增设管棚超前支护开挖以及地基加固4种工况下建筑结构第一主应力的分布情况，如图12～图15所示。

图12 建筑物自重下的建筑结构第一主应力场

图13 隧道无预支护开挖的建筑结构第一主应力场

图14 隧道预支护开挖的建筑结构第一主应力场

图15 地基加固后建筑结构第一主应力场

从图12和图13中不难看出，在未采取任何保护措施情况下，进行隧道开挖后建筑物最大主拉应力1.1 MPa，出现在建筑物中央的底部，已接近建筑基础C35混凝土的抗拉强度设计值1.57 MPa，其他主拉应力大的地方多出现在柱子上，应引起重视。

通过对比图13和图14可知，管棚预支护对建筑结构内力影响不大，仅有0.076 MPa的变化幅度。

但是通过地基加固以后(注浆加固范围:隧道开挖范围外4.0 m线范围内土层和全、强风化岩层)，可大幅地减少建筑物内的结构内力，从图12和图15可以看出，采取措施后建筑物结构内主拉应力仅有0.52 MPa的增幅，远小于1.57 MPa的限值，因此地基加固对建筑结构安全性的保证有十分积极的影响，隧道开挖除了采取管棚预支护以外，地基也需要进行加固处理。

3.2.4 隧道下穿施工的塑性区分析

即使施作管棚可大量缓解建筑物的沉降，但未必不会引起建筑物基础出现塑性破坏，上述研究只能给出最大沉降的范围，尚不能说明增加管棚工法即可保证建筑物安全及不受影响，因此仍需对隧道开挖过程中建筑物与隧道周边地层塑性区的分布进行分析，以判断是否还需采取其他措施以保证隧道开挖过程中隧道结构自身及建筑物的安全。鉴于此，以常规设计(主要包括台阶法开挖，留设核心土，采用钢格栅、钢筋网和喷混凝土作为初期支护，上导坑开挖中利用小导管配以注浆进行拱顶预支护)为基础，进行多种工况下隧道开挖过程中隧道与建筑物周边地层塑性区分布情况的对比分析。

(1)无管棚预支护情况下，CD法左半部分开挖过程中塑性区分布情况如图16所示。

图16 隧道开挖过程中塑性区的分布情况一

从图16可知，隧道在开挖右线左半部分上台阶时，在洞内拱脚出现塑性区，同时在隧道左上方、建筑物地基一侧全风化岩层中出现一大片的塑性区，并随着隧道开挖到右线左半部分下台阶时，其塑性范围及强度(箭头越长强度越大)进一步增大，直至计算停止，即岩层发生破坏。从塑性区破坏的矢量方向不难判断，岩层发生指向隧道开挖侧的塑性破坏。

另外，建筑地基内的塑性区明显的分成2个区域，一是由于隧道开挖引起建筑物发生倒向开挖侧的变形，继而拖拽其附近地基受拉破坏，形成指向隧道开挖位置的斜竖向贯通区;二是发生在全风化与强风化岩层之间，由于岩层移动，硬岩拖拽软岩致使软岩受拉破坏，形成水平向贯通区;之所以仅一侧出现，而非对称出现，主要是因为另一侧锚杆数量较多，对岩体变形有一定的抑制作用。

(2)无管棚预支护和加锚杆情况下，CD法左半部分开挖过程中塑性区分布情况如图17所示。

图17 隧道开挖过程中塑性区的分布情况二

在上面计算的基础上，这里主要分析拱脚锚杆抑制其附近塑性区的效果。

从图17可以看出，在上台阶两侧拱脚各设置3根锚杆后，可使隧道与建筑物周边塑性区的强度明显减弱(特别是隧道周边的塑性区)，但是依然无法计算通过，主要还是因为建筑地基岩层发生了破坏。

(3)无管棚预支护和加锚杆情况下，CRD法隧道开挖过程中塑性区分布情况如图18所示。

在上面计算的基础上增加临时仰拱，这里主要分析CRD法抑制其附近塑性区的效果。

从图18可以看出，在开挖分步中增加临时仰拱对塑性区的影响较小，这主要是因为围岩侧压力相对软弱层而言较小，其引起的侧压力不大，主要变形来自拱顶而非拱腰，因此从总体规律来看CD法与CRD法区别不大。

(4)无管棚预支护、加锚杆和加固围岩情况下，CRD法隧道开挖过程中塑性区分布情况如图19所示。

图18 隧道开挖过程中塑性区的分布情况三

图19 隧道开挖过程中塑性区的分布情况四

在上面计算的基础上对围岩进行加固，分析围岩加固对其附近塑性区的抑制效果。

从图19可以看出，通过注浆加固提高隧道周边4 m范围围岩的强度(模量与黏聚力提高2倍)，可实现隧道周边塑性区消失，保证了隧道结构的安全，围岩注浆加固效果明显;但却放大了隧道上方、建筑物下方地基中塑性区的影响范围及其强度，因此还需采取进一步措施，以保证建筑物地基基础的安全。

(5)有管棚预支护、加锚杆和加固围岩情况下，CRD法隧道开挖过程中塑性区分布情况如图20所示。

图20 隧道开挖过程中塑性区的分布情况五

在上面计算的基础上增设管棚(采用φ159 mm，壁厚8 mm，间距40 cm的单层大管棚)，分析管棚预支护对其附近塑性区的抑制效果。

从图20可以看出，管棚施作后开挖隧道左半部分上台阶时，其上方塑性区略有减少，并且在较前几种工况计算增加一个开挖步骤，即开挖了隧道右半部分上台阶后建筑地基的岩层才发生破坏，可见管棚施作除了减少地基沉降以外，对隧道上方的塑性区的扩展也有不容忽视的抑制作用。

(6)加强管棚预支护、加锚杆和加固围岩情况下，CRD法隧道开挖过程中塑性区分布情况如图21所示。

图21 隧道开挖过程中塑性区的分布情况六

在上面计算的基础上加强管棚(通过将模量提高2倍来模拟)，分析管棚预支护加强后对其附近塑性区的抑制效果。

从图21可看出，加强管棚对建筑物地基内的塑性区影响不大，即便可以将右线隧道整个断面挖完，但是建筑地基岩层仍然发生了破坏，所以不推荐加强。

(7)管棚加强、加锚杆、加固围岩和加固地基情况下，CRD法隧道开挖过程中塑性区分布情况如图22所示。

图22 隧道开挖过程中塑性区的分布情况七

在上面计算的基础上进行局部区域的地基加固，分析地基加固对其附近塑性区的抑制效果。加固区域位于两隧道正上方，建筑物的侧下方区域。

从图22可以看出(黑框范围为地基加固区域)，通过地基加固可消除因隧道开挖产生在建筑物地基内的塑性区，并结合前面对隧道围岩4 m范围的加固、管棚的施作、以及拱脚锚杆的设置，可有效保证隧道穿越期间建筑物与隧道的安全。

4 主要结论

(1)通过三维有限元模型的静力分析可知，隧道开挖引起建筑物发生明显偏向隧道一侧的沉降，而且管棚施作之后沉降明显减少，整个区域的最大沉降由原来的72.6 mm骤减至23.8 mm，减少了67.2%;管棚预支护后，隧道开挖引起建筑物的最大沉降从46.41 mm骤减为16.97 mm，仅为原来的36.6%，能够满足限值要求;此外通过观察建筑物内第一主应力分布情况可知，在未采取任何保护措施情况下，进行隧道开挖后建筑物最大主拉应力1.1 MPa，出现在建筑物中央的底部，已接近建筑基础C35混凝土的抗拉强度设计值1.57 MPa，其他主拉应力较大的地方多出现在柱子上，而且地基加固对抑制建筑结构主拉应力效果显著，对建筑结构安全有利。

(2)在二维有限元模型中，通过分析不同工况下地层塑性区的分布情况可知，除了必须增设管棚预支护以外，还需要在拱脚位置设计锁脚锚杆或者锚管，隧道周边4～6 m范围的围岩必须进行加固，建筑物偏隧道一侧必须进行地基加固，并采用CD法开挖隧道，方可抑制隧道开挖过程中建筑地基塑性区的扩展，保证隧道与建筑物安全。

［1］孙尚业，蒋美蓉，王波，等.九华山隧道穿越段明城墙沉降的三维数值分析［J］.解放军理工大学学报:自然科学版，2007，8(1):58-62.

［2］Ding Yining，Wolfgang Kusterle.Comparative study of steel fibre-reinforced concrete and steel mesh-reinforced concrete at early in panel tests［J］.Cement and Concrete Research，1999(29).

［3］Wei Duan.Design sensitivity analysis and optimization of nonlinear structures with hyper elastic materials［D］.Iowa:The University of I-owa，1996.

［4］曲长泉.长管棚在地下工程中的应用［J］.西部探矿工程，1997(11):57-58.

［5］李永宝.采用大管棚超前支护技术穿越软-流塑地层［J］.西部探矿工程，2003(1):87-88.

［6］王军涛.软弱围岩隧道施工技术［J］.西部探矿工程，2005(1):120-121.

［7］焦震等.道扎子隧道超前长管棚施工简介［J］.辽宁交通科技，2000(6):32-34.

［8］董新平.软弱地层管棚作用特性判别和分析［J］.地下空间与工程学报，2006，2(4):631-634.

［9］董新平.软弱地层中管棚作用机理及管径因素研究［D］.上海:同济大学，2006.

［10］周顺华，董新平.管棚工法的计算原理及其应用［M］.上海:同济大学出版社，2007.

［11］GB50007—2011 建筑地基基础设计规范［S］.北京:中国建筑工业出版社，2011.

［12］陈星欣，白冰.隧道下穿既有结构物引起的地表沉降控制标准研究［J］.工程地质学报，2011，19(1):103-108.

［13］杨丽明.地铁浅埋暗挖隧道施工对超近距房屋的安全影响研究［D］.北京:北京交通大学，2011.