0 引言

　　随着城市建设的快速发展，地下可利用空间越来越拥挤，新建线路隧道开挖越来越深，部分地铁基坑开挖深度甚至已经到达地下30～50m的次深层空间。超深竖井施工过程中，如何控制地下水及邻近土体变形，是普遍存在的难题^[1]，尤其是我国南方地区，富水复杂地层较为普遍，充分合理地考虑水位变化、渗流场与开挖变形应力场间的耦合作用，是确保施工安全的关键因素。金小荣等^[2]研究了弹性模量、降水深度和渗透系数这3个因素对基坑周围土体沉降的影响，回灌和止水措施对减小地表变形的作用;骆祖江等^[3]将比奥固结理论引入邓肯-张非线性模型和渗透率动态模型，建立浅层地下水位变化与地面沉降的三维全耦合模型;向贤华^[4]对长沙富水砂卵石地层地铁深基坑降水与开挖施工过程进行流固耦合数值模拟，提出针对富水砂卵石地层深基坑施工风险控制措施与建议;黄戡等^[5]利用三维仿真模型，分析了渗流特性、基坑开挖过程、不同降水速率下基坑施工特性及其对邻近地铁的影响，证明了渗流应力耦合分析能有效模拟实际结果;王春波等^[6]从渗流耦合模型、渗流理论、土体渗透性及降水对土体强度的影响等4个方面进行了分析探讨，总结国内外有关基坑工程渗流耦合理论的研究进展。

　　本文将围绕广州地铁某新线区间竖井及横通道在施工过程中遇到的土体变形问题及相关风险展开论述，深入分析问题产生的原因，归纳并总结应对思路和方法。

　　1 工程概况

　　广州地铁某新线区间位于番禺区南村万博CBD核心地段，其所在区域北承珠江新城、琶洲会展中心，南接南沙自贸区，西连广州南站，东靠广州大学城，周边环境复杂，限制条件繁多。为避让既有建(构)筑物，该区间采用矿山法施工，通过一个深度达40m的临时竖井及相关横通道进入正线开挖。由于本段隧道区段地层富水复杂敏感，实际施工监测值远大于常规单应力场评估对土体及邻近建(构)筑物的沉降预测，须进行渗流应力耦合分析。竖井开挖截面尺寸为10.5m×8.2m，深度约为41.3m，如图1所示。

　　根据竖井所处环境，工程、水文地质条件、基坑深度等条件，经计算分析、工程类比、技术经济综合比较，拟定围护结构采用明挖顺作法施工，采用直径1 000mm，间距1 200mm钻孔桩+内支撑方案;桩间采用直径600mm，间距450mm双管旋喷桩止水;内支撑均采用钢筋混凝土结构，截面尺寸如表1所示。

　　在左线横通道上方距竖井壁约7.9m处有1根埋深约1.8m，直径500mm次高压燃气管，为重要市政设施且相对位置非常近，根据GB 50652—2011《城市轨道交通地下工程建设风险管理规范》^[7]综合判定为Ⅰ级环境风险。由于现场无条件对此管线进行迁改，施工时须对其加强监测和采取相关保护措施，以减少开挖过程中地层扰动及降水等引起的管线沉降。

　　  

　　表1 环框梁尺寸 

　　 

　　 

　　

　　表1 环框梁尺寸

　　根据详勘资料，竖井所在区段为剥蚀残丘地貌，地层分布主要由全新统人工填土(Q₄^ml)、冲积～洪积土层(Q₃^a₊^l+₄^pl)、残积土(Q^el)及基岩(Pt)组成，岩土参数如表2所示。

　　详勘期间(2018年初)地下水稳定水位埋深-2.200～-3.100m，按赋存方式可划分为第四系松散层孔隙水和基岩裂隙水。前者主要位于填土和淤泥质土层中:人工填土中主要为上层滞水;淤泥质土层富水性差、透水性微，为相对隔水层。基岩裂隙水主要赋存于强风化混合花岗岩(7)及中风化混合花岗岩(8)中，水量丰富且具有承压性。同时，受季节及附近工地施工影响，该地段水位变化明显。考虑混合花岗岩残积土及全/强风化层遇水易软化崩解，土体及燃气管沉降对地下水位变化敏感，故要求竖井排桩止水帷幕须施作至横通道拱顶位置，同时对横通道掌子面轮廓外3m内所有残积土～强风化层进行WSS双液注浆加固止水。

　　

　　图1 竖井所在地层条件  

　　 

　　  

　　表2 本项目竖井所在土层岩土参数 

　　 

　　 

　　

　　表2 本项目竖井所在土层岩土参数

　　2 竖井施工引起土体及燃气管沉降

　　根据GB 50911—2013《城市轨道交通工程监测技术规范》^[8]，该基坑设计深度>20m，工程自身风险等级为一级;主要影响区内(基坑周边28.8m范围内)存在重要管线，周边环境风险等级为一级。故工程监测应按综合一级要求进行，地表沉降及燃气管道累计沉降均应≤30mm(红色预警)。

　　设计模拟评估结果显示，在水位稳定的情况下(即单应力场)，地表及燃气管沉降10～15mm，满足规范要求。然而，施工过程中监测到的沉降值却远大于评估值，其中，最大地表沉降达27.4mm(2019年7月)，接近红色预警，并有继续增大的趋势。同时，现场还监测到以下情况(见图2)。

　　1)相关范围内地下水位变化大2018年11月水位埋深约12.500m，累计水位下降超过21m，至2019年7月下旬，水位继续下降至地表以下约24.900m。

　　

　　图2 施工监测水位变化及基坑围护桩墙水平位移情况  

　　 

　　2)基坑围护桩墙水平位移满足规范要求最大位移为16.9mm，发生在C4点位桩墙中部。

　　根据上述监测结果，可对土体及燃气管沉降原因作进一步分析，并提出针对性的解决方案。

　　3 地表及燃气管沉降原因分析

　　3.1 沉降原因理论计算

　　3.1.1 竖井开挖

　　根据文献[9,10,11]经验，可得到最大地表沉降为0.5～1.5倍最大基坑围护结构水平变形，因此，由图2所示监测结果可推知，最大地表沉降为8.5～25.4 mm。采用地层损失法^[12]计算，假设地表沉降曲线为指数曲线，地表任意点沉降可用式(1)计算:

　　

　　 

　　式中:S_w为总土层变形量;x_i为计算点到基坑边缘距离;H_g为围护结构总高;φ为围护结构穿越土层的平均内摩擦角;Δδ为围护结构平均水平变形量。

　　代入本次竖井开挖参数，可得出S_w=30.7m²,x₀=28.1m，地表最大沉降13.5mm。

　　3.1.2 地层失水

　　采用一维固结理论^[12,13]，地表最终沉降可由水位变化引起的各土层上有效应力增量产生的变形累加得到:

　　

　　 

　　式中:e₀为起始土体孔隙比;H为计算土层厚度;ΔP为水位变化引起的土层有效应力;a_0.1-0.2为压缩系数。

　　假设水位变化从影响区边缘到竖井中心为线性(即影响区边缘水位变化为0，竖井中心水位按现场实测数据)，计算出地表最大沉降为25.8mm，如表3所示。

　　3.1.3 管线沉降与地表沉降关系

　　假设管线与土体无相对错动，管线沉降可按深层土体沉降传递系数CST进行描述^[12]。CST为任意深度处土层沉降与相应位置处地表沉降的比值。

　　

　　 

　　式中:y为管线距竖井距离，取8.0m;B为竖井开挖宽度，取8m;Z为燃气管线埋深，取2m，得到CST=0.94(即燃气管沉降约为地表沉降的94%)。燃气管沉降值为13.5×0.94=12.7mm。

　　3.2 3D有限元模拟

　　采用3D地层-结构模型模拟土体-结构的相互作用及土体应力场和渗流场变化对竖井结构及邻近土体的影响，模拟软件采用Midas-GTS NX。考虑渗流-应力耦合无法准确评估应力场和渗流场各自作用，同时，各相关非线性特征易导致不收敛，分别对竖井开挖和地层失水进行模拟。

　　3.2.1 模拟范围

　　总深度为地下100m(从竖井底算起，大于1倍竖井深度);以竖井为中心，水平向每边尺寸约为125m(大于3倍竖井深度)。

　　3.2.2 模拟单元类型及方法

　　采用梁单元模拟燃气管和内支撑，壳体单元模拟竖井桩墙、横通道初支和敏捷广场地下室侧墙与底板;实体单元模拟土体和其他构件。竖井及横通道开挖、竖井桩墙打设、横通道马头门破除及横通道初支采用单元钝化/激发实现;渗流场变化根据监测数据，采用节点水头稳态结果进行模拟。

　　3.2.3 模型简化

　　施工步从围护结构至横通道初支完成，体量大、复杂程度高，采取如下简化措施。

　　1)将排桩墙折算为等抗弯刚度的正交各向异性的连续壳体。

　　2)对软弱人工填土(1)₂采用莫尔-库仑(M-C)模型;对刚度较大的微风化岩层(9)采用弹性模型;对其他土层采用修正莫尔-库仑(MM-C)模型。

　　  

　　表3 失水沉降 

　　 

　　 

　　

　　表3 失水沉降

　　3)对敏捷广场地下空间只模拟作为边界的侧墙和底板。

　　4)横通道开挖应力释放系数为0.5∶0.5 (即横通道开挖阶段及下一阶段各承受50%的释放应力)，其余开挖阶段应力释放系数为1.0。

　　3.2.4 模拟结果

　　1)竖井开挖

　　有限元模拟结果如图3所示。当只考虑竖井开挖导致土体应力场变化，最大地下连续墙水平位移为15.7mm，地表沉降为14.2mm，燃气管沉降为13.1mm(约为地表沉降93%)。

　　

　　图3 只考虑竖井开挖应力模拟结果  

　　 

　　2)失水沉降

　　有限元模拟结果如图4所示，当只考虑渗流场变化对土体及燃气管的影响，最大地下连续墙水平位移为1mm，地表沉降为24.7mm，燃气管沉降为20.5mm(约为地表沉降83%)。

　　

　　图4 只考虑渗流场变化模拟结果  

　　 

　　3)结果对比

　　理论计算与有限元模拟结果对比如表4所示。从表4可知结果基本吻合。土体开挖和失水固结引起的地表沉降分别为13.9,25.3mm(理论计算与有限元模拟平均值)。将土体开挖沉降和失水沉降结果进行线性组合，可进一步得出最大地表总沉降为13.9～39.2mm(数值区间平均值为26.6mm)，与现场监测到的最大沉降27.3mm基本吻合。该竖井所在区域地层对渗流场变化敏感，失水沉降影响大并导致实测数据远大于以水位稳定为前提的模拟评估结果。

　　  

　　表4 理论计算与有限元模拟结果对比 

　　 

　　 

　　

　　注:竖向地表沉降理论计算值来自于设计时采用理正软件计算结果

　　表4 理论计算与有限元模拟结果对比

　　4 土体及燃气管变形主要应对措施

　　判断失水沉降为引起额外土体及燃气管沉降原因后，可有针对性地提出如下应对措施。

　　4.1 加压回灌

　　针对现场失水较严重的情况，可采取加压回灌措施，以避免后期进一步加剧失水沉降。由于相对隔水层(4)_2b的存在且(6)渗透性较弱，最小回灌井深度应至(6),(7)层交界处。回灌水压为0.2～0.3MPa，回灌水质应比原地下水质略好，保证不会引起周边水污染。

　　4.2 地层注浆加固

　　失水沉降主要集中于淤泥质土(4)_2b、混合花岗岩残积土(5)₂及全风化混合花岗岩(6)地层中(三者共约占失水沉降总量的85%)，故可采取注浆加固的方法，在沉降较大区域有针对性地对(7)及以上土层进行加固填实。

　　4.3 次高压燃气管沉降及应力监测

　　规范要求燃气管累计沉降≤30mm，然而实际工程经验表明，此限制往往偏于保守^[14]，输气管安全实际受管材应力状态控制^[15]。本工程中管道为7.9mm厚无缝焊接钢管，且现状良好，经探坑开挖抽检，未发现管底脱空现象。经燃气管权属单位验算后同意，后续施工将以管道差异沉降13.5mm/10m为标准进行控制。

　　同时，为及时准确地监控燃气管受力情况，在受影响区域安装多处管道变形监测点，通过监测管道应变计算管体的应力状态。

　　5 结语

　　广州地铁新线某竖井深基坑施工过程中，邻近地表及次高压燃气管实测沉降远大于常规单应力场模拟评估结果。经过详细计算分析，总结原因主要为单应力场分析无法考虑失水沉降的影响。本文就处理过程中的一些关键问题展开论述。

　　当地层情况富水复杂且各含水层之间有水力联系，同时存在较厚的相对软弱土层如残积土、全风化层等，设计及评估过程应进行渗流应力耦合分析，全面评估水位变化对土体及邻近重要建(构)筑物的影响。鉴于富水复杂地层在我国南方沿海地区广泛存在，此点对相关基坑工程的风险控制尤为重要。

　　失水固结可以造成远大于地层损失影响的沉降，失水沉降主要产生于全风化层以上的较软弱地层，强风化及以下刚度更大的地层贡献较小。因此，常用的浅层跟踪注浆保护往往无法从根本上解决问题，而须采取深层注浆等方法。

　　施工过程中应严密监控地下水位变化及抽水量，应提前做好注浆止水及回灌等维持水位措施的准备，防止水位变化过大。

　　上述风险处理措施取得了良好的效果。采取相关措施后，燃气管沉降已稳定，后续施工亦已顺利开展。