基坑开挖对既有近距离下卧隧道影响实测分析

毕书琦， 甘彬霖， 梁亚华， 杨永华， 李欢， 崔灏*， 卞超

(1.煤炭科学研究总院， 北京 100013； 2.北京中煤矿山工程有限公司， 北京 100013；3.中国建筑第八工程局有限公司， 上海 200112)

城市地下空间的立体化开发已成为未来的发展趋势和经济、社会以及国家安全的重大需求[1]。随着地下空间开发建设的快速发展，不可避免地出现了大量在既有地铁上方新建地下结构的工程。目前大多数地铁采用盾构法修建，盾构隧道管片对变形较为敏感。过大的变形会导致管片收敛开裂、管片错台，导致渗漏水，严重的甚至发生突水涌砂等事故。例如，台北某深基坑距既有隧道最小间距12 m，基坑施工引起相邻隧道变形，导致隧道底板脱落，最终造成严重工程事故[1]。

对于既有基坑开挖对周边建构筑物的影响问题，专家学者开展了许多研究。徐宏增等[2]、刘铭等[3]分别研究了深基坑开挖对既有管线和堤防的影响及优化控制措施。郑刚等[4]结合现场数据，采用ABAQUS软件，模拟分析了加固措施对隧道的影响和加固有效性，分析了不同加固参数对轨道变形和加固效果的影响规律。高峰等[5]结合ANSYS分析软件，从围岩压力控制的角度分析了隧道侧方基坑开挖对隧道压力拱的影响。王定军等[6]对上跨隧道施工的基坑进行数值数值模拟分析，比对了不同旋喷加固参数下下卧隧道的受力和变形，并通过实测数据证实了最优模拟参数对基坑变形的有效控制。奚家米等[7]基于时空效应，确定了基坑开挖对周围管线变形的影响规律。

既有的研究已经得到了很多有意义的成果和结论，但缺乏对监测数据的系统分析和全过程分析；同时现有的研究缺乏对坑底距离下卧隧道距离较浅的工程的分析研究且多集中于基坑位置位于隧道侧方的工程。

以南宁市轨道交通5号线国那区间盾构段上部新建4号线那洪立交站2号风亭组基坑结构施工为背景，其基坑底距离隧道最近处仅1.8 m。研究探讨采取保护措施下既有隧道受上方近距离基坑开挖及结构施工引起的垂直变形及净空收敛规律。并验证加固方式的有效性，并为类似条件的研究与工程建设提供参考。

1 项目概述

1.1 工程概况

如图1所示新建南宁市轨道交通4号线那洪立交站2号风亭组及出入口基坑，基坑开挖深度9 m。南北长56.55 m，东西方向长67.65 m。基坑采用钻孔灌注桩(Ф800 mm、Ф1 000 mm)+坑顶内支撑(钢支撑)+止水帷幕(旋喷桩)+坑内疏干井的支护形式。

图1 基坑及下卧隧道位置

基坑的正下方是既有南北走向的5号线国那区间盾构段隧道，隧道上部距离基底最近处仅1.8 m。基坑主体位于隧道313～512环上方，盾构管片内直径5.4 m，管片厚0.3 m。

如图2所示，基坑采用分区开挖的方式，分三个施工区域开挖，先同时施工南北侧的第一、第二段，一、二段底板完成后开挖中间部分的第三段。每个施工段由东往西开挖，段间按照1∶1分级放坡，施工时间节点如表1所示。

图2 分区开挖示意图

表1 施工过程

1.2 水文地质条件

基坑及隧道范围内地质条件较为复杂，主要土层及参数如表2所示。对工程影响比较大的场地地下水为孔隙潜水，埋深5.5～6.2 m，主要赋存于含黏性土圆砾层中，水量较丰富，且与周边天鹅湖水系存在水力联系。

表2 各土层物理力学性质指标

2 隧道变形控制与监测

2.1 变形控制措施

由于基坑基底距下部隧道最近处仅1.8 m，采取了增加隧道纵向横向刚度、隧道内堆载反压、基坑分条开挖等保护措施，避免由于基坑施工导致隧道上方土体移动变形对下卧隧道产生不利影响。

(1)管片拉紧。如图3所示，盾构区间洞内采用6根10号槽纵向拉紧，钢材强度等级为Q235，盾构区间拉紧范围为基坑南扩6 m范围(共42环，63 m)，纵向每1.5 m设置一个钢板焊接紧固点。

图3 管片拉紧布置

(2)管片门式钢架加固。为加强土方开挖边界点位置盾构刚度，在不同开挖区域的交界位置和基坑两侧位置的盾构管片，设置3道20#a工字钢制作钢门架，一环管片一道，外侧用10 mm厚200 mm宽钢环分散内撑架作用在管片的压力，框架中间设置10号槽钢拉杆。三道门架之间使用4根20号工字钢纵向拉结为一体，以加强整体性，纵向共设置16道，门式钢架如图4所示。

图4 门式钢架

(3)隧道采用堆载反压。计算的隧道堆载反压重量为15 kN/m，根据基坑开挖卸载工况，共分两级进行堆载。基坑冠梁以下土方开挖前，进行一级堆载，堆载重量4 kN/m；基坑土方开挖至冠梁以下3 m时，进行二次堆载，堆载重量15 kN/m，直至开挖见底。过程中需根据隧道隆起监测数据增加堆载反压重量控制变形。

(4)采用分条开挖方式。三个施工段开挖，先同时施工南北侧的第一、第二段，一二段底板完成后开挖中间部分的第三段。每个施工段由东向西开挖，段间按照1∶1分级放坡，确保基坑保留土方边坡的安全。

(5)抗拔桩与底板连接。抗拔桩采用钻孔灌注桩，桩长15 m，桩径1 m，设计抗拔力1 400 kN。在基坑开挖完毕浇筑底板时，将底板与抗拔桩连接为一个整体结构。

2.2 监测措施

根据《城市轨道交通工程监测技术规范》要求，结合本工程具体情况，确定本工程隧道管片监测内容如表3所示。

表3 隧道监测项目

3 管片变形分析

3.1 沉降变形时程分析

选取位于基坑北段、基坑中间段、基坑南段范围中心区域下侧的SDCZ-7(左线346环)、SDCZ-20(左线333环)、SDCZ-33(左线320环)、SDCY-8(右线345环)、SDCY-20(右线332环)、SDCY-33(右线320环)测点进行分析。整理得到整个施工期间两段区域下方左右线隧道的全过程累计变形曲线如图5所示，其中正值代表隧道管片上浮，负值代表隧道管片下沉。

从图5看出，基坑的三个开挖段的下卧隧道的变形曲线是比较一致的。在开挖初期表现为沉降或者上浮值很小，主要是由于开挖深度小，隧道顶部覆土较大，底部土体回弹力小。随后隧道上浮量逐步增加，在开挖阶段呈现比较明显的突变上浮变形。在施工中发现临近基底2 m范围内开挖卸载引起隧道变形突变较大。在相应开挖区域的底板施工完成至顶板完成回填阶段，区域下方的隧道垂直方向的变形仍表现为上浮变形，但变形曲线逐渐平缓，最终趋于稳定。主要由于底板与隧道顶部之间土层，在基坑开挖过程受扰动，底板浇后在土体回弹力作用下，土体压缩和固结造成。

从图5(b)、图5(c)可以看出，在开挖初始阶段，右线隧道的上浮量都基本大于或接近左线隧道，左线隧道的上浮量在后期逐渐超过右线隧道的上浮量。其主要原因是由于基坑先从东侧开挖，靠近基坑东侧的右线隧道上方的土体首先开挖卸荷，导致右线隧道在初期上浮量比较大；后期随着基坑开挖完毕，土体长时间暴露，土体的时空效应和软土的流变效应进一步显现，土体变形使得左线隧道上浮量最终超过右线隧道，这也与岳云鹏等[8]的研究结论相一致的。

图5 基坑各段隧道变形曲线

但从图5(a)可以看出，北侧基坑施工期间，下方右线隧道的上浮量一直大于左线上方的上浮量，这一反常现象的主要原因是北侧基坑底下方左右线隧道上覆土层存在一定的差异性。左线隧道拱顶与坑底之间的土层为圆砾土层和岩石层，右线隧道的拱顶与坑底之间的土层为圆砾土层和粉质黏土层，使得在整个基坑土体开挖阶段，右线隧道的上浮量均大于左线隧道上浮量，北侧基坑土层条件对隧道上浮量的影响大于开挖位置对隧道上浮量影响。

如图5(c)所示，在基坑中间段开挖阶段，其下方土体产生了较大的变形。主要原因是此时整个基坑暴露的时间更长，土体变形进一步显现，基坑下部土体的变形更加明显。监测数据表明，左线隧道在中间段底板浇筑完成时上浮量在已经达到20.77 mm，达到最大变形的91%。

3.2 分区开挖措施对沉降影响

为了确保基坑开挖时隧道不发生过大变形，本基坑采用了南北区域同时开挖完后再进行中间段区域开挖的分区开挖方式。

根据图5(a)所显示的基坑北段下卧隧道沉降变形曲线，在基坑中间段开挖阶段，基坑北段下部的隧道发生了上浮，说明中间预留堆载段的开挖卸荷不仅能引起堆载区域下方隧道上浮变形，同时对基坑已经开挖区域下方的隧道也有影响，具体表现为引起周边已开挖区域下侧隧道产生上浮变形。值得注意的是这种上浮变形具有一定的突变性，在施工时应该给予注意，防止隧道产生过大或过快的变形。

同时图5(a)和图5(b)显示，在中间段区域开挖阶段，不同于北段区域下侧隧道上浮量较大，南段区域下卧隧道上浮值和速率并不很大。主要是由于基坑南段的施工速度较快，在基坑中间段开始开挖时，基坑北段底板刚浇筑，强度未形成，而此时基坑南段底板浇筑作业已经完成，强度已达到要求。结构底板与抗拔桩连接成为一个整体，所形成的“门式”结构抑制了隧道周围土体的变形。在施工中应该尽量合理地利用结构主体施工减少土体开挖卸荷产生的影响。

从图5(c)可以得到看出，虽然采用了分区开挖方式，但在基坑南北段开挖时，基坑中间段也发生了一定的变形。变形量基本上要小于正在开挖区域下方的隧道变形，但是左线隧道出现了比较大的突变，出现了几次变形速率比较大的情况。可以看出预留土体对下方隧道变形有一定的抑制作用，但同时也不能忽视其下方隧道的变形，且这种变形与隧道与基坑的相对位置关系很大。

3.3 左右线隧道沉降比分析

剔除被破坏的监测点，整理分析施工关键阶段时间点左右线隧道沉降比的平均值和方差如表4所示。

表4 沉降比均值及方差

基坑南北段开挖施工时，左右线隧道最终沉降比值Ω处于0.02～1.20，较多的处于0.4～0.9，绝大部分小于1，离散性较大。由于先开挖右线隧道上方的土体，此时右线隧道大部分管片的沉降变形大于左线隧道。基坑中间段开挖结束时，左右线隧道最终沉降比值Ω大部分位于1.22±0.20范围。基坑主体部分封顶完成时，左右线隧道最终沉降比值Ω大部分位于1.15±0.20范围。工程结束时，左右线隧道最终沉降比值Ω基本上稳定在1.04±0.02范围，离散性很小。

由表4的统计结果可以看出，左右线的沉降比平均值最终趋近于1，沉降比样本数据方差逐渐减小。说明左右线隧道的沉降趋于一致且隧道管片沉降比趋于相同。

随着开挖和结构作业的进行，土体变形进一步发展，但这两个阶段的左右线的沉降比仍比较大，同时不同管片的沉降比具有一定的差异性。在工程结束时，土体变形已经充分发展。土体移动带动了隧道管片变形，使得左右线隧道的沉降值趋于一致；同时隧道纵向不同管片间的沉降比也趋于相同。

开挖顺序不同会导致隧道左右线产比较明显的差异沉降变形，同时随着土体变形传递的充分发展，隧道的变形最终趋于平衡，在施工时应充分考虑开挖顺序及土体变形的时间效应。

3.4 隧道整体沉降变形分析

图6、图7给出了整理分析后得到的基坑南北段开挖结束、整个基坑开挖结束两个时间点的隧道整体变形曲线。从图6、图7显示的隧道轴线方向的变形曲线来看，在基坑南北段开挖结束后，由于中间区域暂未开挖，中间区域的土体对下部隧道的变形具有一定的抑制作用，所以在开挖初期隧道整体变形呈现为“马鞍”型。在中间段开挖结束后，由于土体变形发展，重新达到平衡状态，隧道最终整体变形呈现为“抛物线”型。总体来讲整个隧道呈现上浮状态，且越靠近基坑中部区域的隧道管片变形越大，这也与张世民等[9]、陈志伟等[10]的结论是一致的，而中间段后开挖作业能够比较好地防止基坑中央位置处隧道管片产生过大或过快的变形。

基坑主体结构位于隧道313～512环上方，由图6和图7中308环～312环范围内的管片变形曲线可以看出，上方风亭基坑的支护结构能够比较好地通过隔断坑内外土体的变形来抑制坑外隧道的变形。同时由于基坑支护桩的加载作用和支护桩施工扰动作用，部分管片变形表现为沉降而不是上浮。

图6 南北段开挖结束后隧道变形

图7 开挖全部结束后隧道变形

值得注意的是，在支护桩下方的管片及其紧邻的隧道管片的沉降值很小，但基坑外侧远离基坑支护桩的部分管片其变形值也比较大，以左线隧道为例整理得到支护桩附近的管片沉降值如图8所示，可以看出坑外隧道管片上浮变形出现一定量的回升。以往的施工中往往忽略这种影响，应对这种现象引起重视，在必要时对坑外管片也进行加固，避免坑外管片产生过大变形。

图8 支护桩附近管片沉降变形

3.5 收敛变形时程分析

选取位于基坑北段、基坑中间段、基坑南段范围中心区域下侧的346环、334环、322环处测点进行整理分析，得到整个施工期间两段区域下方左右线隧道的净空收敛变形如图9所示，其中正值代表管片拉伸，负值代表管片压缩。

图9 基坑各段隧道收敛变形曲线

本工程管片直径D=5.7 m，净空收敛值为12 mm，符合《城市轨道交通工程监测技术规范》规定管片结构净空收敛监测控制值为0.2%D的要求。总体来讲本隧道的净空收敛基本上处于一个可控状态。基坑开挖期间，基坑南北段下侧隧道的净空收敛变形基本上处于-3～2 mm，且具有很大的波动性；此期间未开挖的基坑中间段的下卧隧道也产生了净空收敛且与开挖区域内的管片净空收敛值相差不大。在第三段基坑开挖期间，基坑下卧隧道呈现由竖向拉伸向竖向压缩转变的状态。

在基坑全部区域底板浇筑完成至坑内结构全部浇筑封顶期间，隧道的净空收敛增加，主要表现为竖向压缩状态。结构浇筑的加载作用对管片的影响要大于基坑开挖的影响，且具有一定的突变性。

郭鹏飞等[11]认为在基坑施工期间，隧道净空收敛呈现管径增大的拉伸状态，而本文隧道显示的管片净空收敛规律是在开挖期间呈现在拉伸与压缩状态之间波动的特征，这与每一个开挖区域中分块开挖方式导致土体卸载不一致有关，值得深入研究。

魏纲[12]认为在基坑开挖后至底板浇筑完成期间，隧道的净空收敛变形不大，而本基坑在表现出了明显的净空收敛值增大的现象，且具有一定的突变性，主要原因是上部结构的浇筑限制了土体卸压而产生的管片整体变形移动，上方底板和隧道下部土体的共同约束使得管片在净空方向产生压缩变形；同时本隧道与坑底之间的覆土过浅，上部结构对隧道管片产生了比较明显的加载作用。土体变形传递的充分发展，隧道的变形最终趋于平衡，在施工时应充分考虑开挖顺序及土体变形的时间效应。

4 结论

(1)在开挖阶段管片呈现比较明显的突变上浮，靠近基坑中部区域的隧道管片变形较大，结构施工期间上浮变形较小。分区开挖可以防止变形过大，未开挖土体下方隧道变形不能忽视。

(2) 左右线上浮变形初期表现为先开挖侧较大，但最终表现为卸荷量大侧变形较大。左右线的沉降比平均值逐渐趋近于1，最终沉降比基本上稳定在1.04±0.02，表明左右线隧道的变形在施工期间逐渐趋于一致。

(3) 分区开挖对管片的净空收敛变形没有明显的抑制作用。隧道上覆土过浅时，结构浇筑会对管片产生明显的加载压缩作用，具有突变性。