張子龍，姜諳男*，李興盛

(1.大連海事大學(xué)交通運(yùn)輸工程學(xué)院，遼寧大連116026；2.遼寧省公路工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧大連116026；3.中鐵一局集團(tuán)第二工程有限公司，河北唐山063004)

0 引言

盾構(gòu)法以其開挖速度快、安全可靠、對(duì)環(huán)境影響較小等諸多優(yōu)點(diǎn)在城市軌道交通和地下綜合管廊的建設(shè)中應(yīng)用廣泛。盾構(gòu)隧道的施工需經(jīng)常穿越節(jié)點(diǎn)豎井(或車站基坑)，采用先施工豎井后施工隧道的方案，頻繁的進(jìn)出洞需要大量的輔助措施，使施工風(fēng)險(xiǎn)增大、工期延長[1]，因此，先施工隧道后施工豎井的工作方案被提出和應(yīng)用于工程實(shí)踐當(dāng)中。此外，地鐵車站和管廊節(jié)點(diǎn)井的施工多位于城市的繁華地段，對(duì)地面交通導(dǎo)流和周邊環(huán)境的保護(hù)要求較高，傳統(tǒng)的明挖法已無法滿足施工要求。半蓋挖法是對(duì)基坑半幅頂板先行施作、回填覆土及恢復(fù)半幅路面交通后，再敞開另外半幅路面進(jìn)行結(jié)構(gòu)順作施工的方法[2]。該方法有效解決了施工條件與周邊環(huán)境之間的矛盾，又由于其工期短、造價(jià)低等優(yōu)點(diǎn)在近年來被越來越多地應(yīng)用于城市基坑工程中。

針對(duì)先盾后井和半蓋挖的施工方法已有較多研究。丁先立[3]以深圳地鐵為例分析了先隧后站法施工蓋挖基坑的方案。莫海鴻等[4]結(jié)合工程實(shí)例以數(shù)值模擬的方法研究了先隧后井施工條件下盾構(gòu)管片張開量的變化和影響因素。姚文博等[5]結(jié)合先盾后井熱力盾構(gòu)隧道工程，對(duì)盾構(gòu)管片襯砌接頭的受力特征和變形機(jī)理進(jìn)行了分析，并提出了控制措施。ZHANG等[6]分析了基坑開挖對(duì)臨近管道內(nèi)力和變形的影響，同時(shí)對(duì)影響管道變形的因素進(jìn)行了總結(jié)。LIANG等[7]研究了基坑開挖卸荷對(duì)已建下臥盾構(gòu)隧道的影響，提出了一種簡(jiǎn)便的影響性分析方法。侯昭路[2]結(jié)合成都地鐵對(duì)半蓋挖法的關(guān)鍵技術(shù)和施工步驟進(jìn)行了詳細(xì)的研究，對(duì)施工中存在的問題提出了相應(yīng)的處理措施。閆順[8]介紹了半蓋挖法在軟土地區(qū)地鐵車站施工中的應(yīng)用，分析了支護(hù)結(jié)構(gòu)的變形規(guī)律。任建喜等[9]以西安地鐵半蓋挖車站為工程背景，借助數(shù)值計(jì)算與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)分析了半蓋挖基坑中立柱的變形規(guī)律，為半蓋挖法的工程應(yīng)用提供了參考。但是，當(dāng)前關(guān)于基坑半蓋挖法的研究多為施工技術(shù)的闡述，未涉及蓋板變形規(guī)律的分析，針對(duì)半蓋挖法的三維數(shù)值計(jì)算并不多見；而蓋板系統(tǒng)的安全運(yùn)行是半蓋挖法施工的關(guān)鍵，若蓋板系統(tǒng)出現(xiàn)問題，會(huì)面臨施工中斷，影響交通，轉(zhuǎn)換空間不足等問題。先盾后井的研究多集中于盾構(gòu)管片的受力和變形特征的分析，基坑施工方法對(duì)盾構(gòu)管片的影響、基坑卸載對(duì)管片隆起變形的影響以及管片的保護(hù)措施等關(guān)鍵問題并未得到有效的分析和解決。

總體上看，當(dāng)前研究中涉及先盾后井與半蓋挖相結(jié)合的基坑工程實(shí)踐和三維數(shù)值分析鮮有參考。本文依托沈陽地下綜合管廊先盾后井半蓋挖的基坑工程實(shí)例，以三維有限元數(shù)值計(jì)算為手段，分析了蓋板的變形特征、蓋板下內(nèi)支撐的內(nèi)力變化規(guī)律、基坑開挖對(duì)盾構(gòu)管片的影響以及灌沙回填對(duì)管片的保護(hù)效果等關(guān)鍵控制因素，并與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行了對(duì)比，計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)保持了較好的一致性，所得結(jié)論可為類似的工程實(shí)踐提供借鑒。

1 工程概況

1.1 工程背景

沈陽市地下綜合管廊(南運(yùn)河段)工程起點(diǎn)位于南運(yùn)河文體西路北側(cè)綠化帶內(nèi)，終點(diǎn)位于和睦公園南側(cè)，隧道全長約12.8 km。J15節(jié)點(diǎn)井位于文藝路與大南街交叉口西側(cè)道路下方，中心里程為右K5+905.208(左K5+905.648)，結(jié)構(gòu)總長為23.4 m，寬度為22.6 m，深23.6 m。結(jié)構(gòu)共4層，形式采用四層雙柱三跨的箱形框架結(jié)構(gòu)，中心里程處頂板覆土約5.026 m?；泳o臨道路交叉口，車流量較大，為避免對(duì)交通的影響，采用先盾后井并結(jié)合半蓋挖法的施工方案。盾構(gòu)機(jī)于基坑開挖前穿過基坑開挖區(qū)域，盾構(gòu)隧道的中心線位于地面下18.5 m，內(nèi)徑5.4 m，外徑6 m，管片厚度0.3 m，雙洞中心間距12 m。在勘探范圍內(nèi)，場(chǎng)地地基土主要由第四系全新統(tǒng)和更新統(tǒng)黏性土、砂類土及碎石類土組成。

1.2 支護(hù)方案設(shè)計(jì)

圖1 基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)剖面圖Fig.1 Typical support section of excavation

基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)采用Φ1 200 mm鉆孔灌注樁加內(nèi)支撐的支護(hù)方案，樁間距1.6 m，插入基底10.4 m。路面蓋板采用0.3 m厚現(xiàn)澆混凝土板，上鋪0.1 m厚瀝青混凝土路面，板下設(shè)1 100 mm×1 000 mm的縱橫梁并兼做基坑的第一道混凝土支撐?？v橫梁下采用4根等間距的Φ1 000 mm鉆孔灌注樁作為支撐結(jié)構(gòu)。共設(shè)4層內(nèi)支撐，首層及底層為800 mm×800 mm鋼筋混凝土支撐，中間兩層采用可調(diào)節(jié)式Φ609 mm×16 mm鋼管內(nèi)支撐，斜撐與圍檁夾角均為45°，鋼支撐按照設(shè)計(jì)要求施作預(yù)加軸力。圖1為基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)剖面圖。

按抗彎剛度相等的原則，將排樁等效為一定厚度的地下連續(xù)墻。設(shè)鉆孔樁樁徑為D，樁凈距為t，則單根樁應(yīng)等價(jià)成長度為D+t的地下連續(xù)墻，若等價(jià)后的地下連續(xù)墻厚度為h，等剛度轉(zhuǎn)換的原則可表示為:

(1)

(2)

1.3 施工工序

在基坑開挖前先進(jìn)行場(chǎng)地整平，隨后進(jìn)行基坑圍護(hù)樁和立柱樁的施工。基坑開挖的過程分為以下5個(gè)施工工序：工序1為進(jìn)行冠梁及第1道混凝土內(nèi)支撐施工，澆筑混凝土蓋板并鋪筑瀝青路面，開挖基坑內(nèi)土體1.8 m。工序2為開挖至第2道鋼支撐標(biāo)高下0.5 m，架設(shè)鋼圍檁和第2道鋼支撐。工序3為開挖至第3道鋼支撐標(biāo)高下0.5 m，架設(shè)鋼圍檁和第3道鋼支撐，鉆孔對(duì)隧道進(jìn)行灌沙。工序4為開挖至第4道混凝土支撐標(biāo)高，施工腰梁及第4道混凝土支撐，開挖至隧道中心線標(biāo)高。工序5為拆除基坑范圍內(nèi)的盾構(gòu)管片，開挖至基底。各工況的開挖深度分別為1.8、7.0、12.0、18.5、23.6 m。

2 數(shù)值計(jì)算模型的建立

2.1 土體本構(gòu)模型

圖2 主應(yīng)力空間中的HS模型屈服面Fig.2 Yield surface of the HS model in principal stress space

目前在基坑工程的數(shù)值計(jì)算中仍大多采用傳統(tǒng)的彈塑性Mohr-Coulomb(MC)本構(gòu)模型[10-11]。但MC模型是較為粗略的模型，其忽略了中間主應(yīng)力對(duì)屈服和破壞的影響，不能考慮應(yīng)力歷史的影響及區(qū)分加荷和卸荷，且未考慮土體硬化的影響[12-15]。本文選用的Hardening-Soil(HS)模型最早由SCHANZ等[16]提出，其在Mohr-Coulomb破壞準(zhǔn)則的基礎(chǔ)上，引入了屈服蓋帽，考慮了土體的壓縮性，可模擬土體應(yīng)力增量隨應(yīng)變逐漸減小的硬化現(xiàn)象，能更好反映土體卸荷時(shí)的應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系，適用于包含軟土和硬土在內(nèi)的多種土體的變形和破壞的描述。HS模型主應(yīng)力空間中的屈服面如圖2所示。

HS模型的表達(dá)式為雙屈服函數(shù)，包括剪切屈服函數(shù)和體積屈服函數(shù)。

①剪切屈服函數(shù)可表示為：

(3)

其中:

(4)

(5)

②體積屈服函數(shù)可表示為：

(6)

其中:

p=(σ1+σ2+σ3)/3，

(7)

(8)

δ=(3+sinφ)/(3-sinφ)，

(9)

表1 地層物理力學(xué)參數(shù)Tab.1 Physico-mechanical parameters of soil layers

2.2 有限元模型建立

采用三維有限元軟件MIDAS/GTS對(duì)基坑開挖支護(hù)的過程進(jìn)行模擬。為消除邊界效應(yīng)的影響，模型寬度取基坑開挖深度3倍以上，深度取2倍基坑開挖深度。基坑部分尺寸為23.4 m×22.6 m×23.6 m，隧道埋深18.5 m，整體模型的尺寸124 m×103 m×50 m。模型共包含200853節(jié)點(diǎn)和126890單元，整體模型及細(xì)部結(jié)構(gòu)有限元網(wǎng)格劃分如圖3所示。數(shù)值模型中等效地下連續(xù)墻和盾構(gòu)管片用板單元模擬；混凝土支撐、鋼支撐及圍檁用梁?jiǎn)卧M，地層和蓋板采用實(shí)體單元模擬，均采用線彈性模型。蓋板上的車輛荷載按城市A級(jí)車輛荷載的布置方式通過在蓋板上添加集中力來實(shí)現(xiàn)。土體和樁之間的相互作用通過設(shè)置接觸單元來實(shí)現(xiàn)。模型四周設(shè)置法向約束，底部設(shè)置固定約束。

施工過程的模擬共分為7個(gè)步驟：前兩步為初始地應(yīng)力的平衡和灌注樁施工。之后的5個(gè)開挖步對(duì)應(yīng)于實(shí)際施工的5個(gè)工序。數(shù)值模型中通過鈍化和激活相應(yīng)的單元來實(shí)現(xiàn)開挖和支護(hù)過程的模擬。

(a) 基坑及地層網(wǎng)格劃分

(b) 支護(hù)結(jié)構(gòu)及盾構(gòu)管片網(wǎng)格劃分

圖4 監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.4 Position of monitoring point

2.3 監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置

蓋板的安全穩(wěn)定是半蓋挖基坑施工周期內(nèi)需重點(diǎn)關(guān)注的因素，其沉降變形則是受力和穩(wěn)定性的直觀體現(xiàn)。實(shí)際施工過程中在蓋板上布置了多排地表沉降監(jiān)測(cè)點(diǎn)，其中兩條重點(diǎn)測(cè)線分別為近明挖側(cè)沿蓋板橫向間隔3 m布置的監(jiān)測(cè)點(diǎn)和沿蓋板縱向于中線處間隔2 m布置的監(jiān)測(cè)點(diǎn)，監(jiān)測(cè)點(diǎn)位如圖4所示。

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 蓋板沉降分析

取不同工序下蓋板的豎向位移云圖如圖5所示。蓋板豎向位移在工序1時(shí)表現(xiàn)為下沉，最大沉降量7.7 mm，其余各工序下蓋板豎向位移均表現(xiàn)為隆起，且隆起值逐漸增大，最大隆起值22.2 mm。各工序下位移最大值均位于蓋板縱向中線附近，向兩側(cè)逐漸減小，且位移值沿橫向由明挖至蓋挖一側(cè)也呈減小趨勢(shì)。

在蓋板縱向中線處取監(jiān)測(cè)點(diǎn)CD-1～CD-4(圖3(a)中已給出，CD-1靠近明挖一側(cè))，分析各工序下監(jiān)測(cè)點(diǎn)最大位移值的變化規(guī)律，結(jié)果如圖6所示。各工序下監(jiān)測(cè)點(diǎn)位移值均為CD-1>CD-2>CD-3>CD-4，進(jìn)一步驗(yàn)證了蓋板橫向的位移值由明挖至暗挖側(cè)逐漸減小。各測(cè)點(diǎn)位移隨開挖深度的增加逐漸增大，增長速率在工序3之后明顯減小，位移差值也在工序3時(shí)達(dá)到最大。各工序下相鄰測(cè)點(diǎn)間的位移差值均在3 mm左右，測(cè)點(diǎn)間的最大差值為工序3下CD-1與CD-4之間的差值7.9 mm。

(a) 工序1蓋板豎向位移

(b) 工序3蓋板豎向位移

(c) 工序5蓋板豎向位移

基于數(shù)值計(jì)算結(jié)果所反應(yīng)的蓋板變形規(guī)律，在基坑施工過程中，加強(qiáng)了對(duì)蓋板縱向中線附近地表沉降的監(jiān)測(cè)。在此取監(jiān)測(cè)點(diǎn)CD-1和點(diǎn)CD-4的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)見表2。蓋板的實(shí)測(cè)變形規(guī)律與計(jì)算結(jié)果保持一致，均由輕微沉降變?yōu)橹饾u隆起。兩測(cè)點(diǎn)間的實(shí)測(cè)最大差異沉降值為7.6 mm，略小于計(jì)算結(jié)果。CD-1的最大實(shí)測(cè)值為20.5 mm，CD-4的最大實(shí)測(cè)值為19.6 mm，與計(jì)算結(jié)果基本一致。計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)值均未超出設(shè)計(jì)要求的安全范圍?；娱_挖完成后蓋板橫向地表沉降的計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)值的對(duì)比如圖7所示?？梢钥闯鲇?jì)算值和實(shí)測(cè)值的在蓋板橫向的變形趨勢(shì)相同，最大變形位于蓋板中線附近，自中線向兩側(cè)變形值呈減小趨勢(shì)。計(jì)算值和實(shí)測(cè)值的差值最大未超過2 mm，吻合較好，可為實(shí)際工程提供借鑒。

圖6 測(cè)點(diǎn)各工序下豎向位移對(duì)比Fig.6 Vertical displacement of measuring point under different process

圖7 蓋板橫向變形計(jì)算與實(shí)測(cè)值對(duì)比Fig.7 Cover plate deflection for numerical analysis and on-site monitoring

表2 蓋板縱向監(jiān)測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)Tab.2 Measured data of cover plate deflection

圖8 各工序下蓋板下橫梁彎矩Fig.8 Bending moment of inner support under different process

3.2 蓋板下內(nèi)支撐內(nèi)力分析

蓋板下內(nèi)支撐是保障蓋板系統(tǒng)安全穩(wěn)定的重要結(jié)構(gòu)構(gòu)件，在蓋板下側(cè)沿縱向布置有4根橫梁，橫梁左端支承在中間立柱上，右端與冠梁相連支承在基坑圍護(hù)樁上，蓋板和下橫梁均為現(xiàn)澆混凝土施工。由于蓋板縱向中線附近變形較大，以2號(hào)橫梁(圖3(b))為例分析各工序下內(nèi)支撐彎矩的變化規(guī)律，結(jié)果如圖8所示。

分析可知，橫梁左端彎矩始終為負(fù)彎矩，整體趨勢(shì)表現(xiàn)為先增大后減小；跨中彎矩始終保持為正彎矩，變化趨勢(shì)為先減小后增大；右端彎矩正負(fù)波動(dòng)，變化明顯。分析引起橫梁彎矩變化的原因?yàn)椋荷w板下橫梁的受力形式類似于兩端為固端約束的超靜定梁。而橫梁左右兩端分別搭接于中間立柱和基坑圍護(hù)樁上，兩端結(jié)構(gòu)剛度差異較大造成橫梁兩端豎向位移的變化不一致。橫梁左端豎向位移明顯大于橫梁右端，導(dǎo)致橫梁左端所產(chǎn)生的附加彎矩更大。受此影響，橫梁左端彎矩始終為負(fù)值，而橫梁右端由于位移相對(duì)較小，其彎矩受位移大小的變化波動(dòng)明顯?？缰袕澗氐淖兓瘎t主要受橫梁左右兩端彎矩相對(duì)大小的影響。蓋板下橫梁這種內(nèi)在的變化規(guī)律直觀的反應(yīng)即為蓋板的不均勻沉降。

各工序下2號(hào)橫梁上蓋板左右兩端的位移差值分別為0.4、4.4、6.6、4.7、3.6 mm。工序1～工序3，位移差值逐漸增大。相應(yīng)的，橫梁左端彎矩逐漸增大，右端彎矩由負(fù)變正，跨中彎矩逐漸減小。工序3～工序5，位移差值又逐漸減小，此時(shí)橫梁左端彎矩逐漸減小，右端彎矩由正變負(fù)，跨中彎矩又逐漸增大。由此可見，蓋板的不均勻變形可以反映蓋板下橫梁附加內(nèi)力的變化，施工過程中應(yīng)加強(qiáng)蓋板不均勻沉降的監(jiān)測(cè)并嚴(yán)格關(guān)注蓋板下橫梁內(nèi)力的變化，采取相應(yīng)的保護(hù)措施。

3.3 不同工況下隧道變形分析

表3 各工況定義Tab.3 Case definition

基坑開挖引起基坑內(nèi)應(yīng)力的卸載會(huì)導(dǎo)致基坑內(nèi)土體的隆起，進(jìn)而引起下穿盾構(gòu)隧道產(chǎn)生隆起變形甚至破壞。在該工程中，位于基坑內(nèi)的盾構(gòu)管片需在基坑開挖至隧道中心線時(shí)予以拆除，為防止管片在拆除前變形過大而破壞，同時(shí)也為了防止開挖臨近隧道時(shí)管片產(chǎn)生過大回彈引發(fā)安全事故，施工過程中在基坑開挖至一定深度后，對(duì)位于基坑內(nèi)的管片進(jìn)行灌沙處理以減少管片的隆起變形。根據(jù)隧道有無保護(hù)措施和基坑施工方法的不同，現(xiàn)分為以下3種工況進(jìn)行分析，具體的工況定義見表3。

工況1基坑采用半蓋挖法施工，但未考慮實(shí)際施工中對(duì)隧道的保護(hù)措施，不同工序下隧道中心縱向隆起情況如圖9所示。工序5位于基坑內(nèi)的管片已拆除，不對(duì)工序5進(jìn)行分析。

基坑開挖較淺時(shí)，隧道中心表現(xiàn)為沉降，隨著開挖深度的增加，隧道中心隆起值逐漸增大，隆起速率也有所增加，各工序下隧道縱向最大隆起值分別為-4.3、7、19.5、26.3 mm。最大值出現(xiàn)在基坑中線附近(橫坐標(biāo)為0處)，向兩側(cè)逐漸減小，在46 m(約2倍基坑開挖寬度)范圍外隆起值趨于穩(wěn)定。工序4開挖深度較深，對(duì)應(yīng)的隆起值已超出結(jié)構(gòu)安全控制指標(biāo)，宜采取相應(yīng)的保護(hù)措施。

工況2基坑施工采用明挖法，未對(duì)下部隧道進(jìn)行保護(hù)。工況3在工況1的基礎(chǔ)上在工序3時(shí)對(duì)隧道采取了灌砂的保護(hù)措施，也即實(shí)際施工所采用的方案。3個(gè)工況在各工序下隧道中心最大隆起值和實(shí)測(cè)值如圖10所示。

圖9 工況1隧道縱向隆起圖Fig.9 Tunnel deflection due to excavation

圖10 各工況隧道最大隆起值

各工序下工況3的隆起值最小，工況1次之，工況2最大。以工序4為例，工況3相較工況1隧道的最大隆起值減小了44.1 %；工況1與工況2相比，最大隆起值減小了14.6 %。由此可見，半蓋挖法相較明挖法對(duì)下穿隧道的影響更小。灌沙回填有效降低了隧道管片的隆起變形，有效防止了基坑大面積的應(yīng)力卸載可能引起的管片回彈，保障了施工的安全進(jìn)行，也為基坑下臥盾構(gòu)隧道的保護(hù)提供了一種新思路。工況3的計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)基本吻合，實(shí)測(cè)值略小于計(jì)算值，整體變化趨勢(shì)保持一致。

4 結(jié)論

本文以先盾后井與半蓋挖法相結(jié)合的基坑工程實(shí)例為背景，基于三維數(shù)值計(jì)算和實(shí)際監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)此種特殊施工方法下的關(guān)鍵控制點(diǎn)進(jìn)行了分析，得到以下結(jié)論：

①先盾后井與半蓋挖相結(jié)合的施工方法在避免盾構(gòu)機(jī)反復(fù)進(jìn)出洞的前提下有效緩解了基坑施工對(duì)路面交通造成的影響，有限元計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)吻合較好，可為城市盾構(gòu)隧道和基坑工程的施工提供參考;

②蓋板變形是半蓋挖法施工的關(guān)鍵控制因素。數(shù)值計(jì)算和監(jiān)測(cè)表明，蓋板變形隨基坑開挖由沉降變?yōu)橹饾u隆起，最大變形值位于蓋板縱向中線附近，且沿蓋板橫向由明挖至蓋挖一側(cè)，變形逐漸減小;

③蓋板下內(nèi)支撐的內(nèi)力變化主要受支撐兩端豎向位移變化的影響，其直觀變現(xiàn)為蓋板的不均勻沉降，施工過程中可以通過加強(qiáng)蓋板不均勻沉降的監(jiān)測(cè)反映橫梁內(nèi)力的變化，并及時(shí)提供相應(yīng)的施工保護(hù)措施;

④先盾后井施工條件下基坑開挖卸荷引起下穿隧道隆起變形，隧道縱向最大隆起值出現(xiàn)在基坑中線附近，向兩側(cè)逐漸減小，約2倍基坑開挖寬度范圍外變形穩(wěn)定;相較于明挖法，半蓋挖法下穿隧道的最大隆起變形降低了14.6 %;灌砂回填使隧道最大隆起變形減小了44.1 %，為施工的安全進(jìn)行提供了有力的保障。