基于门式抗浮框架的基坑开挖下卧隧道变形控制

图1 某城市道路快速化改造地下通道与地铁11号线位置示意图

Fig.1 Location of a rapid reconstruction project and Metro Line 11

建设场地浅层土层主要为素填土和填砂,局部含有淤泥质黏土、粗砂,厚度为3.1~6 m.地铁隧道及地下通道穿越的土层为砾质黏性土,土层厚度为25~31.1 m,砾质黏性土同样为场地区域的主要覆盖土层.区段范围内,隧道下卧土层主要为砾质黏性土.表1为区段范围内主要土层的物理参数,所有参数均为实验室测试所得.表中: γ为天然重度; $e_{0}$ 为孔隙比; $E_{s}$ 为压缩模量; w为含水率; $k_{v}$ 为竖向渗透系数,由渗透性试验获得; c为黏聚力; φ为内摩擦角;c、φ值由固结不排水三轴剪切(CU)试验获得.

表1 主要土层物理参数

Tab.1 Physico-mechanical parameters of soil layers

土层	γ/(kN·m^-3)	e₀	E_s/MPa	w/%	k_v/(m·d^-1)	c/kPa	φ/(°)
素填土①₁	17.5	1.89	1.88	67.5	0.2	10	16
填砂①₂	19	-	-	13.1	10	0	25
粗砂⑤₂	20	-	2.66	13.5	10	0	30
砾质黏性土⑧	17.7	1	9	33.3	0.08	23	23.5
全风化花岗岩⑨₁	19.5	0.87	13	27.6	0.1	30	27.5

1.2 竖井联合门式抗浮框架

项目基坑采用明挖法进行施工,基坑开挖前施作门式抗浮框架.图2为门式抗浮框架示意图,图中:d为抗拔桩直径;B为竖井井壁壁厚.门式抗浮框架由钢筋混凝土抗拔桩和抗浮板所组成,抗拔桩布置在隧道的两侧,并与抗浮板在桩顶刚性连接,从而在隧道上方形成门式的抗浮框架.门式抗浮框架施工工序为:施作隧道两侧抗拔桩—竖井施工开挖土体—浇筑抗浮板—土体回填.为控制抗浮框架施工过程开挖卸载引起的隧道上浮,采用小竖井间隔开挖并及时回填的方式.抗浮框架施作完后进行大范围基坑的分步开挖,工序如图3所示.

图2

图2 门式抗浮框架示意图(m)

Fig.2 Anti-uplift portal frame (m)

图3

图3 门式抗浮框架流程图

Fig.3 Workflow of anti-uplift portal frame

2 数值模型建立

2.1 模型及网格划分

针对施作门式抗浮框架竖井开挖过程和大面积基坑开挖过程进行有限元模拟,模型的三维网格如图4所示,竖井开挖和基坑开挖工况的数值模型的单元数分别为 221246 和 572918,节点数分别为 200318 和 643197.为了消除数值模型的边界效应,模型在基坑外的宽度一般取开挖深度的3~5倍.门式抗浮框架施工模拟模型范围为x×y ×z=140 m×130 m×60 m;基坑开挖模型范围为x×y ×z=135 m×190 m×60 m.取最不利剖面(竖井坑底离既有隧道顶部最近处)进行建模且每层土均为均质、水平分布,地层层厚取值如图5所示.开挖竖井以及门式抗浮框架构件的相关尺寸参照图2中标识尺寸进行建模.土体、双线隧道、竖井井壁、抗拔桩以及抗浮板均采用C3D8线性六面体完全积分实体单元.

图4

图4 门式抗浮框架数值模型(m)

Fig.4 Simulation model of foundation pit with anti-uplift portal frame (m)

图5

图5 模型剖面图(m)

Fig.5 Simulation model section (m)

2.2 材料参数

地层土体本构模型采用莫尔-库伦模型,双线隧道、抗拔桩和抗浮板、竖井井壁及竖井支撑等结构构件采用线弹性体材料模拟.相关材料参数如表2和3所示.表中:E为弹性模量; μ为泊松比.

表2 土体材料参数

Tab.2 Material parameters of soil layers

土层	γ/ (kN·m^-3)	E/ MPa	c/ kPa	φ/(°)	μ	本构模型
素填土	17.5	18.8	10	16	0.3	莫尔-库伦
砾质黏性土	17.7	90	23	23.5	0.28	莫尔-库伦
全风化花岗岩	19.5	130	30	27.5	0.28	莫尔-库伦

表3 结构材料参数

Tab.3 Structure material parameters

结构	单元类型	γ/(kN·m^-3)	E/GPa	μ	本构模型
隧道衬砌	实体单元	25	24.15	0.2	线弹性
井壁支护	实体单元	24	24	0.2	线弹性
抗拔桩	实体单元	24	30	0.2	线弹性
抗浮板	实体单元	24	30	0.2	线弹性
竖井支撑	梁单元	78.5	206	0.3	线弹性

2.3 施工模拟及工况设计

为探究门式抗浮框架施作过程竖井开挖对下卧盾构隧道的扰动规律以及基坑开挖工况下其抗浮效果和机理,根据现场门式抗浮框架施作工序以及基坑尺寸,做相应合理简化后,对竖井开挖工况采用逐层开挖方式模拟,而基坑开挖工况则采用分步开挖方式,如图6所示.两种不同开挖阶段的施工步设置分别如表4和5所示,基坑开挖工况还设置了无门式抗浮框架和有门式抗浮框架的不同桩长(12、18和30 m)条件共4种工况进行对比来反映门式抗浮框架的抗浮效果.

图6

图6 基坑开挖工况示意图

Fig.6 Excavation steps of foundation pit

表4 竖井开挖工况施工步设置

Tab.4 Construction steps of shaft excavation

施工步	工况
1	地应力平衡
2	激活抗拔桩和竖井井壁
3	第1层土体开挖(2.5 m) 施作第1道支撑
4	第2层土体开挖(2.5 m) 施作第2道支撑
5	第3、4层土体开挖(2.5 m+2.5 m) 施作第3道支撑
6	第5、6层土体开挖(2.5 m+2.5 m) 施作第4道支撑,激活抗浮板
7	加面荷载模拟回填(竖井内土重264.48 kN/m²)

表5 基坑开挖工况施工步设置

Tab.5 Construction steps of foundation pit excavation

施工步	工况
1	地应力平衡
2	步长1区域的土体逐层开挖(每层2.5 m,共6层)
3	步长1区域施加面荷载模拟底板(底板自重28.8 kN/m²)
4	步长2区域的土体逐层开挖;同时施加步长1范围内侧墙等结构面荷载
5	步长2区域施加面荷载模拟底板
6	步长3区域的土体逐层开挖;同时施加步长2范围内侧墙等结构面荷载
…	…

3 门式抗浮框架施工阶段计算结果

3.1 模型合理性验证

图7为隧道顶部竖向位移计算结果与实测结果对比图.图中:h为开挖深度;v_P4为P4点竖向位移;P1~P4分别表示隧道管片环两侧腰部、拱顶和拱底的测点位置.定义卸载率(α)为隧道开挖深度与隧道覆土厚度(H)之比,并将隧道上浮量归一化处理,即隧道上浮量(δ)除以竖井开挖面积(DL,其中D、L分别为竖井宽度、长度)即隧道上浮归一化量 $v_{u p} = δ / (D L),$ 可得α-v_up的实测结果拟合关系曲线,将其与计算结果对比,如图8所示.图中R为拟合曲线的相关系数.由图可知,数值模拟计算结果与实测分析结果接近,可认为数值模型具有可靠性.

图7

图7 隧道结构位移实测与模拟值对比

Fig.7 Comparison of field measurement and simulation result of tunnel structure

图8

图8 α-v_up关系实测与模拟结果对比

Fig.8 Fitting relation between unloading rate and tunnel uplift value

3.2 隧道结构变形响应

图9为竖井开挖过程隧道结构纵向上浮位移以及隧道横断面各测点的竖向位移随开挖深度变化图.图中:L_T为隧道纵向长度;v_M为竖井中部隧道断面竖向位移.如图9(a)所示,开挖引起了隧道结构上浮和纵向变形,当竖井开挖到底(15 m),隧道顶部竖向位移达到最大值7.2 mm.由单个竖井开挖引起的隧道上浮影响范围为竖井两侧21 m(约为1.4h),可见隔三挖一可有效减小竖井开挖对隧道的影响.如图9(b)、9(c)所示,竖井开挖引起隧道结构自身的收敛变形,开挖深度达到15 m时管片环竖向收敛变形达到最大值3.3 mm,水平收敛变形为3 mm,呈竖直方向拉伸的“竖鸭蛋”变形模式.随着抗浮板施作和竖井回填,隧道结构变形逐渐回落,最大上浮减小至0.78 mm(回落率为89%),横向收敛变形恢复至0.75 mm.

图9

图9 竖井开挖及回填隧道结构变形图

Fig.9 Tunnel structure deformation in shaft excavation step and backfilling step

3.3 抗拔桩-土相互作用

图10为18 m桩长条件下桩-土相对位移以及桩侧摩阻力.桩-土相对位移定义为桩体的竖向位移减去桩周土体的竖向位移,负值表示土体相对于桩体上移.图中:L_P为抗拔桩桩长;v_P-S为桩土相对位移;f_P-S为桩侧摩阻力.由图10(a)可知,桩深为0~10 m时,桩土相对位移为负值,并且越接近桩顶相对位移值越大,两桩最大桩-土相对位移平均值为10.5 mm,说明该区域的桩体发挥了侧摩阻力,限制了土体的上浮,有效桩长为10 m,且越接近桩顶位置侧摩阻力作用越明显.由图10(b)可知,侧摩阻力最大值出现在竖井开挖到底阶段桩顶处,A、B两桩桩顶侧摩阻力的平均值为38.5 kPa.在回填阶段,由于回填土的荷载直接作用在抗浮板上,抗浮板与抗拔桩为刚接,且桩体相对于土体的刚度要大得多,所以在回填土的桩土荷载分担比例上,桩的比例要更大,从而导致桩体该阶段的附加竖向沉降在全桩长上都要大于桩周土体,则出现桩-土相对位移均为负值和全桩长均发挥侧摩阻力将土体整体下压.

图10

图10 竖井开挖及回填抗拔桩相对位移及桩侧摩阻力

Fig.10 Relative displacement and side friction of uplift piles in shaft excavation step and backfilling step

4 基坑开挖阶段计算结果

4.1 坑底地层与隧道变形响应

图11为基坑开挖过程地层竖向位移云图,图中U₃表示数值模型全局坐标z方向的位移量,即竖向位移.在基坑开挖工况下门式抗浮框架的施作显著限制了框架区域范围内土体和隧道结构的上浮,在框架区域范围内坑底土体相较于无门式抗浮框架区域的坑底回填明显减小.图12为基坑分步开挖过程隧道竖向位移.由图可见,随着基坑分步开挖的进行,即从步长1依次开挖至步长10,受叠加效应的影响,隧道在开挖方向的纵向变形逐渐增大.当步长5开挖完成后,隧道上浮量趋于稳定,最终上浮变形约为15 mm.

图11

图11 基坑开挖过程地层竖向位移云图

Fig.11 Vertical ground displacement nephogram during the excavation of foundation pit

图12

图12 基坑分步开挖过程隧道竖向位移

Fig.12 Vertical tunnel displacement during the process of foundation pit excavation by steps

图13为基坑分步开挖过程隧道横向收敛变形示意图.图中:v_LT为左线隧道上浮;ΔL_T为隧道左线收敛变形;“k2-6”表示开挖步长2第6层土(开挖到底).随着基坑的开挖卸载,断面各监测点相继产生上浮位移,位于隧道底部腰侧的P1、P2及P3点的上浮量明显大于竖井开挖阶段,呈现整体上浮的趋势.相较于竖井开挖阶段,主体基坑开挖阶段引起的收敛变形在量值上较小,最大值约为2 mm.左线隧道竖向收敛变形以拉伸为主,横向收敛变形以收缩为主.

图13

图13 基坑分步开挖过程隧道横向收敛变形

Fig.13 Horizontal deformation of tunnel during the process of foundation pit excavation by steps

4.2 门式抗浮框架抗浮效果分析

图14为最终开挖阶段不同桩长的隧道纵向上浮量计算结果对比.从图中可以看出,在门式抗浮框架作用下隧道的纵向上浮被有效控制,对比3种不同桩长的工况可知,随着桩长的增长,隧道上浮量的控制效果越好,说明桩长的增长使负摩阻力作用段增长,桩-土间相互作用更充分发挥,从而更好地控制隧道上浮量.根据不同桩长的数值计算拟合结果可知,相较于无抗浮框架(0 m桩长),30 m桩长下隧道上浮量从19 mm减小至11.5 mm,下降率达40%.

图14

图14 不同桩长的隧道纵向上浮量(最终)

Fig.14 Longitudinal uplift value of tunnel with different pile lengths (final stage)

4.3 门式抗浮框架-土相互作用分析

图15是门式抗浮框架及隧道结构最终竖向变形云图,可以看出在基坑开挖后,无论是门式抗浮框架还是隧道结构均有较大程度的上浮,整体表现为越靠近基坑开挖中心的区域上浮量越大, 受限于篇幅下文将选取具有代表性的位置(开挖起始段、跨中和终点段)和开挖阶段(开挖步长1、步长5和步长10)对门式抗浮框架的抗浮板和抗浮桩进行深入分析,探讨门式抗浮框架的抗浮机理.

图15

图15 门式抗浮框架及隧道竖向变形云图(步长10开挖完成)

Fig.15 Vertical displacement nephogram of anti-uplift portal frame and tunnel (complete of Step 10 excavation)

4.3.1 抗浮板变形受力响应

图16为门式抗浮框架抗浮板的变形及弯矩变化图.图中:ω为抗浮板挠度;M_PL为抗浮板弯矩;L_PL和B_PL分别为抗浮板长度和宽度;“步长1”指代基坑分块区域1位置,详见图6(b),其余可类推.其中图16(a)、16(b)选取的是位于开挖步长5中部的抗浮板沿宽度方向提取竖向位移和挠度结果.从图中可以看出,抗浮板由于中部土体卸载回弹以及两端抗拔桩约束的原因,沿宽度方向的挠曲变形呈“中间大,两端小”,并且挠度最大值靠近基坑中心方向一侧,位于抗浮板宽度11 m位置,最大值可达7.1 mm.从图16(b)中不同开挖阶段的挠度变化对比可发现,步长3和步长8的开挖对步长5位置的抗浮板变形的影响都要明显大于步长8至最终阶段开挖所造成的影响,因此认为单个步长基坑开挖时,对未开挖区域两个步长范围内的抗浮板影响较大.图16(c)为抗浮板多个开挖阶段的弯矩图,弯矩值以板的上压下拉为正,可以看出在特定步长的开挖位置会由于土体的隆起产生较大的负弯矩,而在该步长开挖范围两侧约3 m范围处会因变形反弯点的存在产生较大的正弯矩,抗浮板在整个基坑开挖过程中的负弯矩最大值和正弯矩最大值分别为 -10.68 和3.38 MN·m.

图16

图16 门式抗浮框架抗浮板变形及弯矩图

Fig.16 Bending moment and deformation of anti-uplift plate

4.3.2 抗浮桩桩-土相互作用及内力分析

图17是步长5抗拔桩B的桩-土相互作用及其内力分析图.图中:N_P为抗拔桩轴力;M_P为抗拔桩弯矩.从图17(a)、17(b)中可以看出,初始状态桩身和桩周土体在自重作用下均向下位移且此时相对位移为负值(桩相对于土体向下位移),随着基坑的逐层开挖,土体回弹带动抗浮板和抗浮桩上浮,此时桩土相对位移逐渐变为正值且随深度增加而增大,在土层分界面(砾质黏性土与全风化花岗岩之间)达到峰值,相应的桩侧摩阻力变化趋势相同,即“中间大,两端小”,最大值为 -58 kPa(负摩阻力).图17(c)、17(d)为开挖步长5抗拔桩B桩的轴力弯矩图, 可知内力最不利截面为抗浮板和抗拔桩在桩顶的连接处,在B桩桩顶靠近开挖方向一侧较大的轴向拉力和弯矩同时作用产生的拉应力会叠加,容易使结构破坏.因此在做结构设计时,应在抗浮板与抗浮桩顶连接处局部加强配筋.

图17

DOI:10.1016/j.compgeo.2010.11.003 URL [本文引用: 1]

图17 步长5抗拔桩B的桩-土相互作用及内力分析图

Fig.17 Pile-soil interaction mechanism and internal force of anti-uplift pile B in Step 5

5 结论

本文以某城市道路快速化改造工程为依托,通过数值模拟方法分析了门式抗浮框架施作过程中竖井开挖阶段以及后期大面积基坑开挖阶段对下卧盾构隧道的扰动规律和桩-土-隧道之间相互作用,探究其抗浮机理和受力机制,得到结论如下:

(1) 在门式抗浮框架施工过程中,竖井逐层开挖卸载引发隧道上浮变形,隧道顶部最大上浮量为 7.2 mm,影响范围为竖井两侧21 m(1.4倍开挖深度),隧道横向收敛变形以竖直方向拉伸的 “竖鸭蛋”收敛变形为主,竖向收敛变形3.3 mm.竖井回填后隧道结构上浮变形回落至0.78 mm,变形恢复率达89%.

(2) 基坑大开挖阶段取18 m桩长工况分析,隧道最终开挖步上浮量稳定为15 mm,与无抗浮框架相比,隧道上浮量减小4.5 mm.隧道整体变形表现为整体上浮,横向收敛变形较竖井开挖阶段有所减小,收敛变形最大值为2 mm.随着桩长的增加,隧道的上浮量逐渐减小,当桩长达到30 m时上浮量为11.5 mm,相较于无抗浮框架工况减小8 mm.

(3) 门式抗浮框架的桩-土相互作用主要体现在桩土间相对位移和桩侧摩阻力的变化.在竖井开挖阶段,抗拔桩限制了桩侧土体的上浮,主要是正侧摩阻力在发挥作用,摩阻力最大值位于桩顶处;在基坑开挖阶段,由于抗浮板的上拔作用带动抗拔桩向上位移,桩土间相互作用变为桩侧土体限制抗拔桩上浮,主要是负摩阻力发挥作用,摩阻力最大值位于土层分界面.

(4) 基坑开挖阶段门式抗浮框架的抗浮板会在开挖范围产生较大的挠曲变形和板面产生较大负弯矩,设计时应对抗浮板进行抗弯拉验算;在抗浮板和抗拔桩连接部位,由于弯矩和轴向拉力的拉应力叠加而产生应力集中,属于结构的薄弱部位,结构设计时应作局部加强配筋处理.

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