1、综合交通枢纽区地下道路工程与地铁交叉节点技术处理施工方案编 制： 审 核： 批 准： 版 本 号: ESZAQDGF001 编制单位： 编 制: 审 核： 批 准： 二XX年X月 目录1 工程概况11.1工程简介1地下道路工程简介1施工方案31.2与xx地铁1#线交叉情况31.3工程地质101.4气象与水文地质13气象13水文地质131.5工程特点142类似工程案例162.1工程实例162.1工程实例分析182.2小结213地下道路工程与地铁隧道控制标准223.1地铁隧道及线路几何尺寸偏差管理值标准223.2行车安全性评价指标224地下道路隧道结构抗浮安全性分析245基坑降水对地铁隧道及线路变2、形的影响265.1降水引起的地面沉降计算26计算方法26降水引起的地面沉降计算275.2降水引起的地铁隧道结构变形计算285.3小结316基坑开挖边坡支护方式研究326.1钻孔灌注桩32边坡稳定性分析326.2放坡开挖346.3小结397基坑开挖施工对地铁隧道及线路变形的影响分析407.1地基加固处理方案选择40地基加固处理方案一40地基加固处理方案二417.2基坑开挖方案选择427.3基坑开挖对地铁变形的影响分析43未加固基坑开挖对地铁隧道的影响447.3.2.方案一加固后基坑开挖对地铁隧道的影响537.3.3.方案二加固后基坑开挖对地铁隧道的影响63计算结果分析737.4基坑开挖对列车运行3、的安全影响分析778地下道路行车动力作用对地铁隧道结构的影响808.1隧道周围土层动应力分析80计算荷载80断面选取84有限元模型858.2结构内力计算868.2.1 管片内力计算理论86隧道结构附加动荷载分析898.2.3 管片内力908.3小结949交叉处地下道路建议施工措施959.1基底加固方案959.2基坑支护方案999.3基坑开挖方案999.4应急预案10510施工监测方案10610.1监测目的及意义10610.2监测方案编制依据106国家相关规范106参考技术资料10610.3监测要求107监测范围107监测项目及精度要求10710.4监测实施108建立监测控制网108监测点的布设4、109监测方法与计算方法112监测频率与监测周期118监测报警值119巡视检查12011主要结论与建议1211 工程概况1.1工程简介地下道路工程简介拟建地下道路工程位于xxx综合交通枢纽区核心区东广场，定位为周边区域与核心区地下停车设施的快捷联系通道，兼服务于xx东站枢纽。服务对象以周边商务、办公、购物出行车辆为主，兼供通往商业的轻型货车。项目的建设将减少核心区地面车辆，营造洁净的地面环境，形成绿地、景观有机结合、统筹协调、功能完善、空间灵活的一体化空间。地下道路工程主要由如下四部分组成：主隧道：单向组织的环路系统（逆时针），中间2个车道为通行车道，两侧2个车道为进出地下车库的交通组织车道。5、采用单孔箱涵形式，结构净宽15.5米，局部结合交通及结构受力等因素，设置镂空中隔墙，墙宽0.8米，全长约2915米。次隧道、街区隧道：连接与主隧道不相邻的车库，多布设于城市支路下方。次隧道共计三条（分别为A区隧道、B区隧道、C区隧道），均为单向组织的环路系统（顺时针），与主隧道相连，结构净宽12.25米，三条次隧道共计约2221米；街区隧道按双向组织交通，结构净宽8.5米。连接隧道：为了解决车辆在单向主隧道运行时环圈绕行的问题，在主环中间增设的小环；连接隧道共计四条，单向单车道布置，结构净宽7.75米。出入口匝道：为主隧道与地面道路连接。出入口匝道共计12条，结构净宽7.75米，全长约56296、米。xxx综合交通枢纽区地下道路工程平面示意图如图1.1所示。图1.1 xxx综合交通枢纽区地下道路工程平面图施工方案本工程全线拟采用放坡开挖，施工单位在开挖基坑前，应明确基坑周边的各类建（构）筑物及各类地下设施（包括排水箱涵、给排水管道、电力、电信及燃气等）的分布和现状。对于在基坑开挖范围的内各种管道，应按要求拆除、还建；在施工期间对不能拆的各类管道应进行保护，避免在施工过程中损坏。1.2与xx地铁1#线交叉情况xxx综合交通枢纽区地下道路工程与地铁1号线共有4处交叉，平面交叉示意图见图1.2。1号交叉点：主隧道主线在ZX0+000与地铁1#线正交，交叉平面详图见图1.3，交叉纵断面见图1.7、4，交叉横断面见图1.5。2号交叉点：连接通道A、B在LA0+168处与地铁1#线正交，交叉平面详图见图1.6，交叉纵断面见图1.7，交叉横断面见图1.8。3号交叉点：连接通道C、D在LC0+170附近与地铁1#线斜交，夹角约74，交叉平面详图见图1.9，交叉纵断面见图1.10，交叉横断面见图1.11。4号交叉点：主隧道主线在ZX1+650附近与地铁1#线斜交，夹角约33，交叉平面详图见图1.12，交叉纵断面见图1.13，交叉横断面见图1.14。交叉处主隧道为单孔箱涵结构，顶底板厚均为1.3m，交叉处主隧道结构详图见图1.15。交叉处连接通道为双孔箱涵结构，顶底板厚0.8m，中墙0.5m，底板8、厚1.1m，交叉处连接通道详图见图1.16。图1.2 交叉位置示意图图1.3 1号交叉点平面详图图1.4 1号交叉点纵断面图（1-1）图1.5 1号交叉点横断面图（2-2）图1.6 2号交叉点平面详图图1.7 2号交叉点纵断面图（3-3）图1.8 2号交叉点横断面图（4-4）图1.9 3号交叉点平面详图图1.10 3号交叉点纵断面图（5-5）图1.11 3号交叉点横断面图（6-6）图1.12 4号交叉点平面详图图1.13 4号交叉点纵断面图（7-7）图1.14 4号交叉点横断面图（8-8）图1.15 ZX0+000、ZX1+650处隧道断面（适用于1、4号交叉点）图1.16 连接通道标准横断面9、（适用于2、3号交叉点）1.3工程地质根据野外钻探揭露、静力触探原位试验结果，并结合室内土工试验成果，对场地土按岩性及力学特征分层后，分层描述如下：第1层：粉土（Q4-3al），褐黄色，稍湿，稍密，摇振反应中等，无光泽反应，干强度低，韧性低。表层有厚约30cm80cm的耕植土（主要分布在拟建场地内耕地和林地地段）或素填土（主要分布在现动力北路、动力南路道路施工地段，为道路施工的素土或灰土碾压层），局部地段见极少量杂填土。土中含云母、铁质氧化物等。该层在场地内普遍分布。第2层：粉土（Q4-3al），褐黄色，湿，稍密中密，摇振反应中等，无光泽反应，干强度低，韧性低。土中含云母片、锈色铁质浸染，偶见10、小姜石。该层粗颗粒较多，局部夹粉砂薄层。该层在场地内局部缺失。第3层：粉质粘土（Q4-2l），褐灰灰色，湿，可塑软塑，无摇振反应，有光泽，干强度中等，韧性中等。土中含锈色铁质浸染、云母片，偶见小姜石，底部含蜗牛壳碎片。局部夹淤泥质土或粉土薄层。该层在场地内局部缺失。第4层：粉土（Q4-2l），浅灰灰色，稍湿湿，中密密实，摇振反应中等，无光泽反应，干强度低，韧性低。土中含云母片、蜗牛壳碎片及小姜石。砂含量高，局部相变为粉砂。局部夹夹粉质粘土薄层。该层在场地内普遍分布。第5层：粉质粘土（Q4-2l），灰色，饱和，可塑，无摇振反应，稍有光泽，干强度高，韧性高。土中含云母、蜗牛壳碎片及小姜石。局部见植11、物根系腐殖质。该层在场地内普遍分布。第6层：粉土（Q4-2l），灰色，湿，密实，摇振反应中等，无光泽反应，干强度低，韧性低。土中含云母片，偶见小姜石及蜗牛壳碎片。局部砂含量高。该层在场地内普遍分布。第7层：有机质粉质粘土（Q4-2l），灰灰黑色，层底局部渐变为黄褐色，饱和，软塑可塑，无摇振反应，有光泽，干强度高，韧性高。土中含云母、蜗牛壳碎片、有机质及少量姜石，局部夹铁质氧化物及钙质斑点。该层在场地内普遍分布。第7夹层：粉土（Q4-2l），灰色，湿，密实，摇振反应中等，无光泽反应，干强度低，韧性低。土中含铁质氧化物、云母片和钙质结核。该层在场地内局部分布。第8层粉砂（Q4-1al+pl），灰色12、，饱和，中密密实，颗粒级配一般，分选中等，成份主要为长石、石英、云母等。层顶局部夹粉土。该层在场地内局部缺失。第9层细砂（Q4-1al+pl），灰灰黄色，饱和，密实，颗粒级配一般，分选中等，成份主要为长石、石英、云母等，局部夹有中砂。该层厚度大，分布稳定，性质稳定，在场地内普遍分布。第10层粉质粘土（Q4-1al+ pl），褐黄色，饱和，硬塑坚硬，稍有光泽，干强度高，韧性中等，无摇振反应，土中含有姜石、铁锰质结核，局部夹粉土薄层。该层在场地内局部缺失。第11层细砂（Q4al+ pl），褐黄色，饱和，密实，颗粒级配一般，分选中等，主要成分为长石、石英、云母等，局部夹有中砂。该层厚度大，分布稳定，13、性质稳定，在场地内普遍分布。第12层粉质粘土（Q3al），褐黄色棕黄色，饱和，硬塑坚硬，有光泽，干强度高，无摇振反应，韧性高，土中含铁锰质结核，土层粘性较大，上部含较多的姜石，局部地段姜石富集。在40米勘探深度范围内未揭穿该层，最大揭露厚度4.7米。各土层物理力学参数见表1.1表1.1 土层主要物理力学参数层号岩土名称物 理 性 质 指 标地基土承载力特征值压缩 模量渗透系数天然含水量天然重度土粒比重孔隙比饱和度液限塑限塑性指数液性指数颗粒含量百分比固快(峰值)220.50.50.250.250.0750.075凝聚力内摩擦角W0GseSrWLWPIPILmmfakEs0.10.2Kvc%kN14、/m3%kPaMPacm/skPa1粉土20.1 17.32.700.81977.026.117.88.30.35 1.212.1 86.7 1207.1 (5.0E-04)13232粉土22.717.72.700.84484.025.517.48.00.58 0.914.3 84.8 1459.6 (7.5E-04)13253粉质粘土26.6 17.42.72 0.883 90.0 32.4 18.713.70.701003.9 (8.0E-05)17124粉土22.6 18.2 2.70 0.840 84.0 2617.68.10.600.88.790.415010.2(6.0E-04)115、6.0 26.0 5粉质粘土26.1 18.0 2.720.84592.0 33.319.314.00.491104.2(9.0E-06)17.0 14.0 6粉土23.4 18.6 2.700.79991.025.517.58.00.820.811.188.115010.2(1.0E-03)16.0 27.0 7有机质粉质粘土28.018.2 2.720.84096.034.820.114.70.61 1204.6(3.0E-06)16.0 14.0 7夹粉土22.9 18.5 2.700.74392.026.518.18.40.541.94.194.016011.5(1.2E-03)18.16、0 25.0 8粉砂18.5 5.818.022018.5(5.5E-03)4.0 29.0 9细砂18.8 1.38.237.226023.0(1.5E-02)2.0 30.0 10粉质粘土17.7 18.5 2.720.68584.033.819.314.6025010.211细砂19.0 12.431.230030.012粉质粘土22.9 19.0 2.730.67692.036.121.015.10.0328011.31.4气象与水文地质气象xx市地处北温带，属大陆性季风气候，四季分明，干湿明显，春季干旱多风沙，夏季炎热多雨，秋季凉爽，冬季干冷多风，雨雪稀少。xx市的干燥度指数k值小于17、1.5，属湿润区。（1）气温：年平均气温14.3，极端最高气温43，极端最低气温-17.9，年最高气温多出现在7月和8月。（2）降雨：年平均降雨量640mm，24小时降雨量多年平均值90mm，百年一遇24小时降雨量245mm，每年7、8、9三个月的降雨量是全年降雨量的55%。（3）风向：冬季盛行西偏北，夏季盛行南偏东，春、秋季则交替出现；多年最大风速18m/s，年平均风速3.2m/s。（4）季节性冻土：根据建筑地基基础设计规范（GB50007-2011）附录F中国季节性冻土标准冻深线图，河南省范围季节性冻土标准冻深小于60厘米，xx市季节性冻土最大冻深约27厘米，年平均地面结冰时间约为60天。18、根据建筑地基基础设计规范（GB50007-2011）附录G地基土的冻胀性分类，拟建场地地表土层为粉土（主要为耕植土，局部为杂填土），平均含水量20.1%，地下水位距离冻结面距离大于1.5米，平均冻胀率1.0（%）3.5，冻胀等级为II类，冻胀类别为“弱冻胀”。水文地质（1）地表水xx市市内的地表水属淮河流域、沙颖河水系，流经该市的天然河流主要有贾鲁河、贾鲁河支流、金水河、熊耳河、七里河。其中七里河从场地北侧约0.3km左右流过，其它河流离场地都较远，因此仅对七里河的水文情况进行叙述。七里河：七里河源于新郑市龙湖镇。流经市区东南侧，穿航海路、郑汴路、东风东路、流经拟建场地北部、在拟建场地东北约119、km处汇入东风渠，流域面积70.0km2，全长25km。该河主要负责市区东南部地区的泄洪、排洪任务及接纳沿河两岸的生活和工业废水。七里河市区段常年有水，水位在地面下3.0m左右，主要水源是上游补给。根据野外踏勘结果，勘察期间七里河（场地附近段）的水位在地表下3.0米左右（绝对标高85.0米左右），河底与河渠两侧修筑有防渗堤坝，堤坝外目前潜水地下水位在地表下12.0米左右，由于七里河在场地周边范围内河底进行了防渗处理，所以一般情况下与两侧的地下水没有水力联系，仅在防渗失效的地段才会补给地下水。（2）地下水根据含水层的埋藏条件和水理特征，对本工程有影响的含水层主要有两层，即上部潜水层和下部承压水层20、：潜水埋藏在10m以上Q4-3Q4-2的粉土、粉质粘土层，主要赋存于粉土层中，为弱透水层；承压水埋藏在地面下1438m之间，赋存于全新统下段Q4-1的粉细砂层中，该土层富水性好，水量丰富，属强透水层。潜水层与承压水层被第7层Q4-2灰灰黑色有机质粉质粘土层隔开。（3）地下水动态1）潜水场地内上部潜水水位主要受季节性降雨和周围基坑降水的影响，从7月中旬至10月上旬是每年地下水位丰水期，每年12月至来年2月为枯水期。由于受相邻场地基坑降水的影响，水位下降较深，勘察外业施工期间（2013年5月1日14日），初见水位埋深约在现地面下5.29.6米左右，实测潜水稳定水位埋深约在现地面下6.910.6米左21、右（绝对高程77.0574.66米），呈西低东高走势。2）承压水场地内承压水与上部潜水既保持各自的水理特征，又有一定的联系。承压水的补给来源主要有上部潜水越流补给和侧向径流补给，排泄主要是人工取水（包括基坑降水）。勘察外业施工期间（2013年5月1日14日），实测下部承压水稳定水位埋深约在现地面下11.913.1米（绝对高程71.7873.38米）。而作为隔水层的第7层有机质粉质粘土的层底绝对高程在67.6073.73米之间，所以，该部分承压水略具承压性。1.5工程特点（1）基坑开挖深度大地下道路工程与地铁1#线1-4号四个交叉点处的基坑开挖深度分别为9.46m、10.39m、10.66m、122、1.87m，基坑开挖深度大；地下道路主隧道与连接通道宽度分别为18.1m、17.4m，隧道断面宽；基坑位于地铁1#线正上方，基坑地基加固及开挖支护对地铁1#线的干扰大；基坑开挖施工将对地铁1#线产生影响，可能导致地铁线路结构产生严重变形。（2）地下道路与地铁隧道垂直距离较近地下道路与地铁1#线1-4号四个交叉点处隧道垂直间距分别为2.54m、2.55m、2.79m、2.46m。坑底距离地铁隧道较近且基坑开挖卸荷比大，开挖施工易导致地铁隧道产生隆起变形，从而影响地铁1#线的行车安全。由于坑底距离地铁隧道顶部的距离近，地下道路建成通车后，存在与地铁隧道列车的动力相互影响。2类似工程案例随着城市建设23、项目数量的增多和规模的扩大，常常会出现基坑工程上跨已运营地铁隧道这一问题。深基坑开挖施工会导致下方地铁线路产生变形（包括管片结构的变形和轨道不平顺），当变形较大时，将会对隧道结构、列车行车安全产生很大的影响。2.1工程实例对于上跨已运行地铁区间隧道的基坑工程，由于基坑开挖会引起坑内土体的回弹，从而引起地铁区间隧道的上抬变形，如何准确预测和治理地铁隧道上抬变形便成为急需解决的问题。目前，国内已有类似的工程案例，但是在粉土地区尤其是xx地区尚属首例。我们对类似工程进行了大量的调研工作，工程实例见表2.1。表2.1国内类似工程实例调研结果汇总表工程名称基坑尺寸隧道与基坑位置关系控制措施地层特点效果长24、度（m）宽度（m）开挖深度（m）基底距隧顶（m）卸荷范围内隧道长度（m）相对位置上海东方路下立交工程5118.16.32.62.6斜穿基群，与宽度方向近似成45斜交基坑围护结构采用SMW工法桩；旋喷桩和SMW工法坑内满堂加固；分层、分小段、分条幅开挖、及时堆载。底板标高和盾构隧道都位于灰色淤泥质粉质粘土层下行线最终隆起12.25mm，上行线最终隆起11.79mm。上海雅居乐国际广场11042/524.93.55110横穿整个基坑，近似平行于浅坑长边基坑围护结构采用SMW工法桩；SMW工法桩满堂加固，形成“门”字型加固体；分层、分小段对称开挖底板，盾构都位于3层灰色淤泥质粘土隧道变形一直控制在规25、定的日变形量不超过0.5mm、累计变形量不超过10mm范围内。上海广场基坑工程120806.97.7150对角斜穿整个基坑围护结构采用地下连续墙；坑内采用深层搅拌桩格栅式加固；分区分块开挖底板标高和盾构隧道都位于灰色淤泥质粉质粘土层隧道上方基坑开挖过程中上、下行线分别发生了约20mm及15mm左右的上抬变形上海新金桥广场基坑工程130385440与长度方向约成70角SMW工法作为围护；坑内采用三轴水泥土搅拌桩进行全面加固底板标高和盾构隧道都位于灰色淤泥质粉质粘土层中整个开挖过程隧道隆起约2.2mm南京市龙蟠路隧道工程26012.87.82.1515沿南北向成70斜穿整个基坑围护结构为钻孔咬合桩26、结合钻孔灌注桩+旋喷桩止水帷幕；坑内高压旋喷桩满堂加固；分层、抽条对称开挖底板标高和盾构部位都位于3层灰色淤泥质粉质粘土底板完成后左线隆起位移值稳定在为3.2mm，右线为5.5mm杭州金沙湖绿轴下沉广场工程22.5505.33.28横穿整个基坑采用三轴搅拌桩进行基坑内地基满堂加固，对地铁隧道形成门式加固保护；1:1.0放坡开挖，坑内分块、分层开挖底板和盾构隧道都位于砂质粉土层中左线隧道和右线隧道上核心区域监测点最大竖向位移分别为4.8mm和7.9mm，均满足累计变形标准2.1工程实例分析与本工程实际情况相比较，表2.1中各案例的工程地质条件更为不利，多以淤泥质粉质粘土为主。其中上海东方路下立交27、工程、南京市龙蟠路隧道工程中基底与盾构隧道的间距与本工程最为接近，在采取合理的基底加固和边坡防护形式且进行分条开挖后，盾构隧道的变形量都能够控制在合理的范围内。而杭州金沙湖绿轴下沉广场工程基坑开挖范围内的土层相对较好，与xx的地质条件较为接近，也采用放坡形式进行，且在基坑开挖后盾构隧道变形量控制在合理范围内，现对杭州金沙湖绿轴下沉广场工程的设计与施工情况进行详细分析。（1）工程概况金沙湖绿轴下沉广场工程位于杭州经济技术开发区规划金沙湖北侧的九沙大道下及其两侧。九沙大道为快速路，本工程为沟通九沙大道两侧地块的下穿九沙大道的人行交通工程。绿轴下沉广场面积为12053m2，基坑开挖深度约为5.25m28、，基底(素砼垫层底)距离杭州地铁1#线左线隧道顶3.17m，距离右线隧道顶4.335.98m，开挖阶段隧道最小覆土约为0.5 倍洞径。基坑影响深度范围内的土层为填土、粘质粉土、砂质粉土、淤泥质粉质粘土等。本工程基坑开挖面基本处于粉砂中，该层土透水性强，在高水位条件下易引起流砂、管涌，从而导致边坡失稳。（2）变形控制措施为了减少绿轴下沉广场施工期间对现有地铁区间隧道的影响，采取如下控制措施：1）围护方案采用1：1.0比例放坡开挖；2）基坑开挖前用水泥土搅拌桩加固隧道顶部的土体，减少基坑卸土后的回弹量，再把地下潜水降至结构底板下-1m，详见图2.1；3）对隧道内部进行米字型钢构加固，加强隧道整体性29、，详见下图2.2；4）采用分段槽挖施工，槽挖宽度不宜大于7.5m，开挖到位后及时浇筑垫层，并紧随施做底板，浇筑一段底板砼后再施做下道工序，详见图2.3；5）施工期间对隧道内部及土体进行24 小时连续监测，动态分析隧道的安全性。图2.1 土体加固典型断面图图2.2 隧道内部加固典型断面图图2.3 施工工序图（2）控制效果在基底加固、降水施工、基坑分条开挖、上部结构施工的整个过程中，左线隧道和右线隧道上核心区域监测点最大竖向位移分别为4.8mm和7.9mm，均能够满足累计变形控制标准（竖向和水平向位移不超过10mm）2.2小结以上成功的基坑工程案例的显著特点如下：（1）深大基坑空间效应小，基底变形30、控制难度大，覆土需要一定保证，才能确保盾构隧道安全。（2）类似工程均有开挖面积大、覆土浅的特点，务必分层、分段、分块、限时开挖，最大限度减小对盾构隧道的影响范围。（3）在采用的加固措施中门式加固方案的加固效果较好。在已建地铁隧道上方进行基坑开挖，土方开挖最大的难点在于控制基坑底部的隧道回弹，开挖过程中运用时空效应原理即在软土地基基坑开挖过程中，合理安排开挖土方的尺寸，尽量减小每步开挖无支护的暴露时间，严格按照“分层、分块、分段、对称、平衡、限时”开挖基坑，从而控制隧道回弹隆起。xxx综合交通枢纽区地下道路工程与地铁1#线交叉处工程实际情况与杭州金沙湖绿轴下沉广场工程相类似，总结杭州金沙湖绿轴下31、沉广场工程的成功经验结合本工程的实际特点，建议对基坑底部一定范围内的土体采用三轴水泥搅拌桩进行满堂加固，采用放坡形式进行抽条开挖。3地下道路工程与地铁隧道控制标准3.1地铁隧道及线路几何尺寸偏差管理值标准根据xx市xx公司提交的关于xxx综合交通枢纽地下道路与地铁1号线交叉施工的函复函，地铁隧道及线路几何尺寸偏差管理值标准说明如下：建议监测标准：隧道变形监测水平位移和沉降控制标准为10mm，隆起控制标准为5mm，收敛控制标准为10mm。道床及结构沉降量不大于10mm；相邻两根钢轨高程相差不大于4mm；相邻两根轨道轨距变化范围+6mm至-2mm；10米弦长轨面高差不大于4mm。3.2行车安全性评32、价指标列车运行安全性在机车车辆动力学上是通过脱轨系数、轮重减载率等几个参数来评定的。(1)脱轨系数评定防止车轮脱轨稳定性的指标为“脱轨系数”。脱轨系数定义为轮对一侧车轮的侧向压力Q1(或Q2)与动轮重P1(或P2)之比，记作Q/P。图3.1 轮对脱轨时的作用力示意图由图3.1所示的轮轨之间的作用力，由此可导出车轮脱轨的临界状态为：脱轨系数的极限值与车轮的轮缘角和轮缘与钢轨之间的摩擦系数有关。我国国家标准铁道车辆动力学性能评定和试验鉴定规范（GB559985）规定的车辆脱轨系数安全指标为：QP1.2 危险限度QP1.0 容许限度脱轨系数不超过“危险限度”是安全的，不超过“容许限度”是希望达到的。33、这两个限度指标一般适用于低速脱轨的情况。我国铁道部标准铁道机车动力学性能试验鉴定方法及评定标准(TBT236093)规定的机车脱轨系数安全指标为：QP0.6 优QP0.8 良QP0.9 合格我国客运专线及提速线路动力分析中，列车的脱轨安全性评判标准采用QP0.8(2)轮重减载率轮重减载率定义为轮对的垂向压力差与动轮重之比，记作。我国国家标准GB559985规定的车辆轮重减载率安全指标为：=0.65 危险限度=0.60 容许限度车辆在高速运行过程中，当车轮在振动过程向上运动时，轮重减小，这时即使横向力很小（甚至没有），也有可能与车轮发生横向相对位移而发生脱轨。4地下道路隧道结构抗浮安全性分析地下34、道路工程隧道部分埋藏于地下潜水位以下，在进行结构设计时要考虑结构的抗浮稳定性。建筑地基基础设计规范（GB50007-2011）对地下结构物的抗浮稳定性提出了要求，并给出了地下结构物的抗浮稳定性计算方法。对于如图4.1所示的地下结构，令地下结构单位长度的自重为W，宽度为B，高度为H，底板埋深为h，地下水位与地表的距离为d。令p为结构的平均重度，即 （4.1）地下结构底板处土层所受到的总应力为 （4.2）地下结构底板处的孔隙水压力为 （4.3）底板处土层的有效应力为 （4.4）因为土层不能承受拉应力，且抗浮稳定性需满足一定的安全要求，故有 （4.5）为扬压力系数（饱和粉土及砂性土中一般取1）。图435、.1 地下结构抗浮稳定性分析根据xxx综合交通枢纽地下道路工程一期（主隧道、连接隧道工程）岩土工程勘察报告中提供的水文地质资料显示，近35年的地下水最高水位在现自然地表下约2.0米（绝对标高约83.5米），设计基准期内抗浮设计水位可按现自然地表下0.5米（绝对标高约85.0米）考虑。地下道路隧道运营阶段汽车荷载对结构的抗浮稳定性有利，因此抗浮计算过程中未考虑汽车车辆荷载，采用上述方法对四个交叉点的抗浮稳定性进行验算，计算结果如表4.1所示。表4.1 运营阶段地下道路工程抗浮稳定性分析交叉点1交叉点2交叉点3交叉点4道路底板埋深（m）11.1510.3910.6512.3计算水位埋深（m）0.536、0.50.50.5底板处孔隙水压力（kPa）10699101118上覆土厚度（m）4.384.594.865.78上覆土产生的有效应力（kPa）35373946结构自重产生的应力（kPa）86707086隧道底板处土层所受应力（kPa）121107109132抗浮稳定性系数1.141.081.081.12稳定性评价满足规范中大于1.05的要求满足规范中大于1.05的要求满足规范中大于1.05的要求满足规范中大于1.05的要求由计算结果可知，运营期隧道满足抗浮要求，即隧道不产生回弹隆起问题，所以无需对地下道路隧道结构采取抗浮措施（例如在道路隧道下方增加抗拔桩）。5基坑降水对地铁隧道及线路变形的影37、响工程地质勘察期间实测潜水稳定水位埋深约在现地面下6.910.6米左右，高于基坑坑底标高，因此在基坑开挖施工前应进行基坑降水。5.1降水引起的地面沉降计算计算方法基坑降水引起的地基土固结变形分析，基坑工程手册（同济大学侯学渊，刘国彬教授及刘建航院士等编写）中给出了降水引起的地面沉降计算方法。对于粉土与砂性土层，土层的透水性能良好，短时间内即可固结完成，无需考虑滞后效应，可采用弹性变形公式计算。一维固结计算公式为： （5.1）式中：s砂层的变形量（m）；水的重度（kN/m3）；水位变化值（m）；砂层的压缩模量（kPa）。在降水期间，降水面以下的土层通常不可能产生较明显的固结沉降量，而降水面至原始38、地下水面的土层因排水条件好，将会在所增加的自重应力条件下很快产生沉降。通常降水引起的地面沉降以这一部分沉降量为主，因此可用下列简易方法估算降水所引起的沉降值： （5.2）式中：降水深度，为降水面和原始地下水面的深度差（m）；降水产生的自重附加应力（kPa），可取计算；降水深度范围内土层的压缩模量（kPa），可查阅土工试验资料或地区规范。降水引起的地面沉降计算岩土工程勘察报告中提供4个交叉点处的实测地下水位埋深、道路隧道底板标高见表5.1，考虑基坑开挖时地下水位需满足低于基坑底板1m的要求，从而可以根据地下水位埋深和道路底板标高确定基坑降水深度。表5.1地下水位情况及基坑降水深度交叉点号1号交叉39、点2号交叉点3号交叉点4号交叉点实测地下水位高程（m）-10.44-9.7-7.9-8.4道路隧道底板标高（m）-9.46-9.63-10.66-11.87基坑开挖控制水位（m）-10.46-10.63-11.66-12.87降水深度（m）降水较浅降水较浅3.764.47从表5.1可知1、2#交叉点处降水深度较小，可以忽略基坑降水引起的地表沉降；选取3、4号交叉点进行分析，计算降水引起的地面沉降，计算结果分别见表5.2、5.3。表5.2 3号交叉点降水引起的地面沉降土层土层厚度/m压缩模量/Mpa分层沉降Si/mm总沉降S/mm粉土40.510.20.06131.802粉质粘土51.24.2040、.938粉土61.510.20.551有机质粉质粘土土70.674.60.251表5.3 4号交叉点降水引起的地面沉降土层土层厚度/m压缩模量/Mpa分层沉降Si/mm总沉降S/mm粉质粘土50.474.20.2634.756粉土61.210.20.353有机质粉质粘土土72.764.64.14由计算结果可知，由于地下水位埋藏较深，基坑降水深度小，降水引起的地面沉降较小，基本保持在0-5mm范围内。5.2降水引起的地铁隧道结构变形计算本工程各土层渗透系数值见表5.4。表5.4各层土渗透系取值(cm/s)层号12345建议值5.010-47.510-48.010-66.010-49.010-6层41、号677夹89建议值1.010-63.010-61.210-35.510-31.510-2采用有限元软件进行模拟分析，建立模型如图5.1所示。模型中土体采用硬化模型，隧道采用板单元结构，各层土的渗透系数取值与表5.4相同，综合4个交叉点处的地下水位与基坑开挖深度，考虑最不利因素，初始潜水位取地表以下7m，地下水位降低5m，即降至地表以下12m，降水范围为隧道上方基坑开挖范围向外扩大10m。图5.1 计算模型图基坑降水后地表及各土层变形云图如图5.2、5.3所示，基坑中心处沿深度方向降水引起的沉降量如图5.4所示，地铁隧道沿道路隧道横断面方向的沉降量如图5.5所示，从图中可以看出降水面以上土体由42、于有效应力的增加，发生了较大压缩变形，地表最大沉降为15.8mm，而降水面以下土层的压缩变形量较小。图5.2 降水引起的沉降云图图5.3 基坑中心剖面沉降云图图5.4 沿深度方向的沉降量图5.5 沿地下道路隧道横断面方向的沉降量地铁隧道的沉降变形图如图5.6、5.7所示，基坑降水引起的地铁隧道最大沉降量为4.7mm。图5.6地铁隧道变形示意图图5.7地铁隧道变形云图5.3小结本节采用基坑工程手册中降水引起地面沉降的经验算法计算了降水引起的地面沉降，由分析结果可知，本工程基坑降水至坑底以下1m引起的地面沉降量课控制在5mm以内，虽然手册中没有给出降水面以下结构物的沉降量计算方法，但已明确指出降水43、面以下的沉降量不会太大。采用有限元软件进行的降水模拟计算结果可知，地面产生的沉降量为15.8mm，地铁隧道的最大沉降量为4.7mm。以往的工程实践经验表明，有限元的模拟结果大于实际结果，因此综合经验计算及有限元计算得到的结果，可认为降水引起的地铁隧道沉降在23mm左右，满足xx市轨道交通公司对地铁隧道沉降的控制标准（不大于10mm）的要求。此外，由于地下道路与盾构隧道交叉段周边建筑施工基坑降水的影响，截止到2014年1月7日现场查看时，地下水位已经在地面以下14-16m处，实际施工时，基坑降水对地铁隧道的影响将会更小。6基坑开挖边坡支护方式研究拟建地下道路工程基坑支护结构的安全等级为一级，基坑44、开挖深度约在现自然地面下9.413.1米，周边场地空旷，工程地质条件一般，根据类似工程案例分析，此类工程采用的基坑支护方式主要有SMW工法桩、钻孔灌注桩和大面积放坡等。基坑支护形式的选择要根据实际工程特点、支护效果、对周边环境的影响和施工成本等因素进行综合考虑。首先要满足安全性能的要求，即能满足开挖过程中边坡的稳定性要求及周边环境的变形要求，又要满足经济环保的要求，尽量做到对周边环境少破坏多保护、高效率低成本，最终选择的支护形式既要安全可靠，又要经济节能。6.1钻孔灌注桩结合实际工程，在采用钻孔灌注桩进行基坑支护条件下，对边坡稳定性、周边环境的影响、施工风险和经济成本等进行分析。对采用该支护形45、式的可行性进行评判。边坡稳定性分析采用同济启明星frws7软件进行分析，综合考虑四处交叉点实际情况，取最不利条件，建立平面计算模型如图6.1所示，基坑设计总深12.0m，坡高12.00m，按一级基坑考虑；钻孔灌注桩支护，嵌入深度30m，露出长度12m，桩径1m，桩间距2.5m，C30混凝土；基坑开挖过程中沿竖向设置三道支撑，分别开挖至地下1m、5m、9m时设置，支撑采用圆形截面钢梁。图6.1 基坑支护方案图开挖至-12.m，边坡滑裂面示意图如图6.2所示，其中滑弧圆心(7.70m，0.00m)，半径71.69m，起点(-63.98m，0.00m)，终点(78.38m，12.00m)，拱高比0.46、919，下滑力7537.3kN/m；土体(包括钻孔灌注桩)抗滑力36834.3kN/m；安全系数4.89，要求安全系数1.25。经计算，基坑采用钻孔灌注桩进行支护开挖至-12m，基坑开挖安全系数大于1.25，稳定性满足要求。图6.2 边坡滑裂面示意图由以上分析可知，采用钻孔灌注桩作为支护形式，能够满足边坡稳定性和隧道变形的设计要求，由于钻孔灌注桩施工过程中往往伴随着较大的孔壁坍塌和缩径等风险，尤其是在粉土和砂性土层中，塌孔的风险更大，在地铁隧道近距离进行钻孔灌注桩施工时往往采用护壁套管钻孔灌注桩微扰动施工方法，例如沪杭城际铁路上跨上海轨道交通9号线的桩板梁路基工程、南京快速公交一号线与既有地铁47、共线段工程等，在钻孔灌注桩施工时，大大增加了施工成本和施工风险。综合以上分析，采用钻孔灌注桩进行基坑支护，基坑稳定性好，对盾构隧道变形影响小，但是由于钻孔灌注桩数目多，工程地质条件以粉土和砂性土层为主，施工风险大，施工成本高，且道路隧道抗浮稳定性满足要求，无需设置抗拔桩，因此不建议采用钻孔灌注桩作基坑边坡支护。6.2放坡开挖拟采用二级放坡开挖，根据基坑设计规范一般边坡坡率以0.25为一个分界，按1:1、1：1.25的坡率放坡开挖，-6.0米处设置2米宽平台，用同济启明星frws7进行基坑放坡开挖分析计算。基于同济启明星frws7软件边坡稳定性分析的计算原理如下：瑞典条分法-替代容重法 （6.148、）上列式中： （6.2） （6.3）其中：Ks整体稳定安全系数；Nj土钉、锚杆、微型桩、排桩在滑弧上产生的抗滑力标准值；ci第i分条滑裂面处土体(或水泥土，乘折减系数后的c)的粘聚力；i第i分条滑裂面处土体(或水泥土，tg乘折减系数后的)的内摩擦角；Ka主动土压力系数；L第i分条滑动面弧长；Gi第i分条土条(包括水泥土)重量；Wi第i分条土条受到的水浮力；Wi第i分条土条受到坑内水位以下那部分水的水浮力（当地下水位高于开挖面时，坑内水位取开挖面，否则取地下水位）；ui第i分条土条底部中心处的孔隙隙水压力，即为该点处的静水压力；若考虑土性，则对水土合算的土层取0；静水压力与浸润线有关，当地下水低49、于开挖面时，浸润线就是地下水位线；当地下水高于开挖面时，浸润线如图6.3所示；图6.3 浸润线示意图Qi超载和邻近荷载在第i分条上分布的总力；TNj第j道土钉/锚杆在滑裂面外的部分的抗拔力标准值和杆体抗拉强度标准值中的小值，见“公式”；Sj第j道土钉/锚杆的水平间距；i第i分条滑动面切线与水平面之间的夹角；j第j道土钉/锚杆与水平面之间的夹角。、钉或锚杆切向力折减系数、法向力折减系数。Np滑弧切过排桩或连续墙时桩墙的抗滑力；p滑弧切桩点切线与水平面的夹角；Mc桩墙抗弯承载力设计值；hp切桩点到坡面的深度；php范围内土的平均重度；Sp排桩间距，连续墙取1m。（1）放坡坡率1:1采用同济启明星f50、rws7基坑开挖计算软件模拟施工过程，基坑开挖支护方案见图6.4，计算开挖至-6m、-12m时基坑边坡的稳定性，计算时粉土、砂性土层采用水土分算，粘性土层采用水土合算。图6.4 基坑开挖边坡示意图开挖至-6.00m和-12m时基坑边坡滑裂面示意图如图6.5所示。边坡稳定性计算结果见表6.1。 a）开挖至-6m时 b）开挖至-12m时 图6.5 边坡滑裂面示意图表6.1 边坡稳定性计算结果开挖深度（m）滑弧形状（m）下滑力（kN/m）土体抗滑力（kN/m）安全系数要求安全系数圆心坐标（x，y）半径拱高比/-65.85，-2.218.50.41190.1382.12.011.25-1212.92，51、0.0017.60.681295.71593.71.231.25由计算结果可知，开挖至地面下6m、12m时基坑的边坡稳定性系数分别为2.01、1.23，要求的安全系数为1.25，采用1:1坡率进行放坡开挖不能满足边坡稳定性的要求。（2）放坡坡率1:1.25基坑开挖支护方案见图6.6，计算开挖至-6m、-12m时基坑边坡的稳定性，计算时粉土、砂性土层采用水土分算，粘性土层采用水土合算。图6.6 基坑开挖支护方案示意图开挖至-6m和-12m时基坑边坡滑裂面示意图如图6.7所示。边坡稳定性计算结果见表6.2。a）开挖至-6m时 b）开挖至-12m时 图6.7 边坡滑裂面示意图表6.2 边坡稳定性计算52、结果开挖深度（m）滑弧形状（m）下滑力（kN/m）土体抗滑力（kN/m）安全系数要求安全系数圆心坐标（x，y）半径拱高比/-66.66，-3.099.50.41206.2452.02.191.25-1213.55，0.0017.30.671234.21652.71.341.25由计算结果可知，开挖至地面下6m、12m时基坑的边坡稳定性系数分别为2.19、1.34，要求的安全系数为1.25，满足基坑边坡稳定性的要求。6.3小结经过计算分析，用钻孔灌注桩进行基坑支护和直接放坡开挖都能满足基坑边坡稳定性的要求，钻孔灌注桩支护时基坑边坡的稳定性系数更高，由于地质条件以粉砂性土为主，基坑距离盾构隧道较近53、，钻孔灌注桩数量较多，施工风险太大，同时考虑到采用1:1.25比例放坡开挖也能满足边坡稳定性要求，且对周边环境的影响小，施工成本低，因此建议采用1:1.25比例进行放坡开挖，但应对开挖引起的地铁隧道变形进行研究以最终确定放坡开挖的合理性。7基坑开挖施工对地铁隧道及线路变形的影响分析基坑开挖过程中，不同的地基处理方式、不同的基坑开挖方案将直接影响基坑底部的隆起变形量和下方地铁隧道的隆起变形量。由第2章国内类似工程案例经验可知，充分利用基坑开挖过程中的时空效应原理，即在基坑开挖过程中，对地基土进行合理的加固，合理安排开挖土方的尺寸，尽量减小每步开挖无支护的暴露时间，按照“分层、分块、分段、对称、平54、衡、限时”的开挖原则，能够将地铁隧道的隆起变形量控制在合理的范围内。7.1地基加固处理方案选择国内类似工程经验表明，在基坑开挖之前对地基土进行加固处理能够明显提高土体的抵抗变形能力，不同的地基处理方案会对基坑及附近建筑物的变形量产生明显的变化，应结合工程实际情况，采用不同的基底加固方案进行加固。结合国内类似的在地铁隧道上方进行基坑开挖工程实例，在地铁隧道合理的施工控制范围以外对地基土采用“门”子型加固方式进行加固，能够有效控制边坡滑移对坑底及地铁隧道隆起变形产生的影响，由于本工程基坑开挖较深，坑底距地铁隧道垂直距离较近，仅有2.5m左右，因此地基处理方式选择时应考虑基底加固施工对隧道周围土体扰55、动的影响，选择施工扰动小的三轴搅拌桩加固方式进行加固。地基加固处理方案一三轴水泥搅拌桩桩径85cm，满堂加固，加固范围为距离盾构隧道顶部1m处开始加固，加固层厚度3m，距离盾构隧道两侧3m处开始加固，加固宽度3m，加固层厚度7m，基坑基底加固横断面图如图7.1所示，沿公路方向加固范围为32m，沿地下道路隧道中心线两侧对称分布，加固纵断面图如图7.2所示。加固范围内三轴水泥搅拌桩水泥含量不得低于13%，加固范围以上至地面处采用三轴水泥搅拌桩进行弱加固，水泥含量不得低于7%。7.1 基坑基底加固横断面示意图（方案一）7.2 基坑基底加固纵断面示意图（方案一）地基加固处理方案二三轴水泥搅拌桩桩径8556、cm，满堂加固，加固范围为距离盾构隧道顶部1m处开始加固，加固层厚度4.5m，距离盾构隧道两侧3m处开始加固，加固宽度4.5m，加固层厚度12.5m，基坑基底加固横断面图如图7.3所示，沿公路方向加固范围为40m，沿地下道路隧道中心线两侧对称分布，加固纵断面图如图7.4所示。加固范围内三轴水泥搅拌桩水泥含量不得低于13%，加固范围以上至地面处采用三轴水泥搅拌桩进行弱加固，水泥含量不得低于7%。7.3 基坑基底加固横断面示意图（方案二）7.4 基坑基底加固纵断面示意图（方案二）7.2基坑开挖方案选择通过对类似工程案例的分析，结合本工程的实际特点，充分考虑基坑开挖过程中的时空效应原理，按照“分层、57、分块、分段、对称、平衡、限时”的开挖原则，对工程中的基坑开挖方案进行选择。拟采用的基坑开挖方式为按1:1.25比例分两级放坡，沿地铁隧道方向进行分条，竖直向和地下道路方向分块开挖，其中沿地下道路方向分块开挖又分为先地铁隧道上方后两侧的正挖法和先两侧后隧道上方的反挖法，结合工程案例分析可以得知，反挖法稍优于正挖法，实际工程中，如果先开挖两侧保留地铁上方土体，使隧道上方产生局部超载，对盾构抗浮更为有利，建议采用反挖法施工，反挖法开挖示意图如图7.5所示。7.5 反挖法开挖示意图基坑内土体共分八条，施工模拟时分四次开挖，第一次开挖1、2条，第二次开挖3、4条，第三次开挖5、6条、第四次开挖7、8条，58、每次开挖结束后立即进行下方素混凝土垫层浇筑；道路隧道底板分条浇筑，第1、2条开挖及垫层浇筑完成后进行第条底板浇筑，整个基坑开挖完成后进行其余部分底板浇筑，基坑开挖示意图如图7.6所示。7.6 基坑开挖示意图7.3基坑开挖对地铁变形的影响分析分析基坑开挖对地铁变形的影响时，由于1号节点与2号节点地下道路隧道与地铁隧道都为正交，且工程地质条件、基坑开挖深度、地下水位都较为接近，因此只需对1号、3号、4号节点的基坑开挖过程进行模拟分析未加固基坑开挖对地铁隧道的影响（1）1号节点基坑开挖对地铁隧道的影响采用有限元软件进行三维有限元计算，模型总宽度为200m，纵向延伸180m，高度为80m。基坑底部开挖59、面积为20m23m，基坑深度为9.46m，隧道顶部埋深12.01m，开挖道路与盾构隧道夹角为90。土体采用HS土体硬化模型，相关参数的取值依据地勘资料。在几何模型底部施加完全固定约束，在四周施加水平约束，模型表面为自由边界；地铁隧道采用板单元模拟，板单元与土体之间设置了接触单元（界面）用于模拟板单元与土体间的错动。图7.7 1号节点数值模拟模型图（未加固）基坑开挖采用二级放坡与抽条结合的方式。第一级开挖深度为6m，第二级开挖深度为3.46，每级边坡坡比为1:1.25且在6m深度处设置2m宽的平台。模拟时先开挖道路隧道中部，再对两侧进行对称抽条开挖，每次抽条宽度为2.5m。1）基坑开挖对隧道结构60、回弹隆起影响道路隧道处于地铁隧道上方，基坑开挖是对地铁隧道上方土体的卸载，将会引起的隧道结构的回弹隆起。其计算结果如图7.8、图7.9所示。图7.8 1号节点隧道顶部变形图7.9 1号节点隧道中心线水平变形据有限元计算结果，第一次抽条开挖引起的隧道顶部回弹隆起量最大值为7.84mm，最后一次抽条完成后，隧道顶部回弹隆起量最大值为10.83mm，底板浇筑后隧道顶部的回弹隆起量为9.14mm；第一次抽条开挖时引起的隧道中心线水平变形最大值为0.38mm，最后一次抽条完成后，隧道中心线水平变形最大值为0.56mm，底板浇筑后隧道中心线的水平变形为0.50mm。2）基坑开挖对隧道结构收敛变形影响基坑开61、挖除了会引起地铁隧道回弹隆起外，还会引起隧道结构的竖向与横向变形。其计算结果如图7.10、图7.11所示，其中竖向压扁收缩为正，张拉伸长为负；横向张拉伸长为正，压扁收缩为负。图7.10 1号节点隧道竖向收敛变形图7.11 1号节点隧道中心线水平收敛变形根据计算结果，第一次抽条开挖时引起的隧道竖向收敛变形最大值为2.68mm，最后一次抽条完成后，隧道竖向收敛变形最大值为3.48mm，底板浇筑后隧道竖向的收敛变形为3.28mm；第一次抽条开挖时引起的隧道中心线水平收敛变形最大值为2.51mm，最后一次抽条开挖引起的隧道水平收敛变形最大值为3.32mm，底板浇筑后的隧道水平收敛变形为3.08mm。362、）坑底变形分析未加固，1号节点四次抽条开挖以及底板浇筑完成时的坑底变形见图7.12.图7.12 1号节点坑底隆起变形由图可知第一次抽条完成后坑底最大隆起量为5.67cm，抽条完成以后坑底最大隆起量为5.92cm，底板浇筑后坑底最大隆起量为5.47cm。（2）3号节点基坑开挖对地铁隧道的影响采用有限元软件进行三维有限元计算，模型总宽度为200m，纵向延伸180m，高度为80m。基坑底部开挖面积为28m23m，基坑深度为10.65m，隧道顶部埋深13.44m，开挖道路与盾构隧道夹角为74。土体采用HS土体硬化模型，相关参数的取值依据地勘资料。在几何模型底部施加完全固定约束，在四周施加水平约束，模型63、表面为自由边界；地铁隧道采用板单元模拟，板单元与土体之间设置了接触单元（界面）用于模拟板单元与土体间的错动。图7.13 3号节点数值模拟模型图（未加固）基坑开挖采用二级放坡与抽条结合的方式。第一级开挖深度为6m，第二级开挖深度为4.65，每级边坡坡比为1:1.25且在6m深度处设置2m宽的平台。模拟时先开挖道路隧道中部，再对两侧进行对称抽条开挖，每次抽条宽度为2.5m。1）基坑开挖对隧道结构回弹隆起影响道路隧道处于地铁隧道上方，基坑开挖是对地铁隧道上方土体的卸载，将会引起的隧道结构的回弹隆起和隧道的水平变形。其计算结果如图7.14、图7.15所示。图7.14 3号节点隧道顶部变形图7.15 364、号节点隧道中心线水平变形据有限元计算结果，第一次抽条开挖时引起的隧道顶部回弹隆起量最大值为7.93mm，最后一次抽条完成后，隧道顶部回弹隆起量最大值为11.14mm，底板浇筑后隧道顶部的回弹隆起量为9.44mm;第一次抽条开挖时引起的隧道中心线水平变形最大值为0.36mm，最后一次抽条完成后，隧道中心线水平变形最大值为0.47mm，底板浇筑后隧道中心线的水平变形为0.44mm。2）基坑开挖对隧道结构变形影响基坑开挖除了会引起地铁隧道回弹隆起外，还会引起隧道结构的竖向与横向变形。其计算结果如图7.16、图7.17所示，其中竖向压扁收缩为正，张拉伸长为负；横向张拉伸长为正，压扁收缩为负。图7.1665、 3号节点隧道竖向收敛变形图7.17 3号节点隧道水平收敛变形根据计算结果，第一次抽条开挖时引起的隧道竖向收敛变形最大值为2.21mm，最后一次抽条完成后，隧道竖向收敛变形最大值为2.72mm，底板浇筑后隧道竖向收敛变形为2.59mm；第一次抽条开挖时引起的隧道水平收敛变形最大值为2.31mm，最后一次抽条开挖引起的隧道水平收敛变形最大值为2.76mm，底板浇筑后隧道水平收敛变形为2.61mm。3）坑底变形分析四次抽条开挖以及底板浇筑完成的坑底变形见图7.18，所取截面与地铁隧道轴线平行。图7.18 3号节点坑底隆起变形由图7.18可知第一次抽条完成后坑底最大隆起量为5.46cm，抽条完成以后66、坑底最大隆起量为5.58cm，底板浇筑后坑底最大隆起量为5.21cm。（3）4号节点基坑开挖对地铁隧道的影响采用有限元软件进行三维有限元计算，模型总宽度为250m，纵向延伸60m，高度为60m，隧道顶部埋深14.31m，开挖道路与盾构隧道夹角为33。土体采用HS土体硬化模型，相关参数的取值依据地勘资料。在几何模型底部施加完全固定约束，在四周施加水平约束，模型表面为自由边界；地铁隧道采用板单元模拟，由于地铁隧道中设有86cm厚的混凝土道床，使得隧道整体纵向刚度有所增加，故在计算时提高了管片的模量，使隧道抗弯刚度与实际情况保持一致。板单元与土体之间设置了接触单元（界面）用于模拟板单元与土体间的错动67、。图7.19 4号节点数值模拟模型图（未加固）为准确反映基坑开挖对地铁隧道的影响，模拟时先开挖道路隧道中部，再对两侧进行对称抽条开挖，每次抽条宽度为2.5m。1）基坑开挖对隧道结构回弹隆起影响道路隧道处于地铁隧道上方，基坑开挖是对地铁隧道上方土体的卸载，将会引起的隧道结构的回弹隆起。其计算结果如图7.20所示。图7.20 4号节点隧道顶部变形根据有限元计算结果，第一次抽条开挖时引起的隧道顶部回弹隆起量最大值为8.50mm，第四次抽条完成后为为11.52mm，在底板完成后为10.10mm。2）基坑开挖对隧道结构变形影响基坑开挖除了会引起地铁隧道回弹隆起外，还会引起隧道结构横向的变形。其计算结果如68、图7.21、图7.22所示，其中竖向压扁收缩为正，张拉伸长为负；横向张拉伸长为正，压扁收缩为负。图7.21 4号节点隧道竖向收敛变形图7.22 4号节点隧道水平收敛变形根据有限元计算结果，第一次抽条开挖时引起的隧道竖向收敛变形最大值为2.95mm，第四次抽条完成后为为3.29mm，在底板完成后为2.83mm；第一次抽条开挖时引起的隧道水平向收敛变形最大值为2.55mm，第四次抽条完成后为为2.84mm，在底板完成后为2.44mm3）坑底变形分析四次抽条开挖及底板浇筑完成的坑底变形如图7.23所示。图7.23 4号节点坑底隆起变形根据计算结果，第一次抽条完成后坑底最大隆起量为61.73mm，第四69、次抽条完成后为74.57mm，在底板完成后为60.89mm。7.3.2.方案一加固后基坑开挖对地铁隧道的影响（1）1号节点基坑开挖对地铁隧道的影响采用有限元软件进行三维有限元计算，模型总宽度为200m，纵向延伸180m，高度为80m。采用节中地基加固处理方案一进行基底加固，加固深度为隧道顶部1m到4m，加固宽度为隧道左右两侧3m（加固区与隧道两侧边缘的净距为3m），沿隧道轴线方向的加固深度为32m。土体采用HS土体硬化模型，相关参数的取值依据地勘资料。在几何模型底部施加完全固定约束，在四周施加水平约束，模型表面为自由边界；地铁隧道采用板单元模拟，板单元与土体之间设置了接触单元（界面）用于模拟板70、单元与土体间的错动。图7.24 1号节点数值模拟模型图（加固方案一）基坑开挖采用二级放坡与抽条结合的方式。第一级开挖深度为6m，第二级开挖深度为3.46，每级边坡坡比为1:1.25且在6m深度处设置2m宽的平台。模拟时先开挖道路隧道中部，再对两侧进行对称抽条开挖，每次抽条宽度为2.5m。1）基坑开挖对隧道结构回弹隆起影响道路隧道处于地铁隧道上方，基坑开挖是对地铁隧道上方土体的卸载，将会引起的隧道结构的回弹隆起，对其横向变形也会产生影响。为减少基坑开挖对隧道的影响，在开挖前进行加固。加固后基坑开挖对隧道顶部及中心线水平变形的影响见图7.25、图7.26。图7.25 1号节点隧道顶部变形（加固方案71、一）图7.26 1号节点隧道中心线水平变形（加固方案一）据有限元计算结果，采用地基加固处理方案一进行加固后，第一次抽条开挖时引起的隧道顶部回弹隆起量最大值为5.50mm，最后一次抽条完成后，隧道顶部回弹隆起量最大值为7.58mm，底板浇筑后隧道顶部回弹隆起量为7.18mm；第一次抽条开挖时引起的隧道中心线水平变形最大值为0.26mm，最后一次抽条完成后，隧道中心线水平变形最大值为0.43mm，底板浇筑后隧道中心线的水平变形为0.41mm。2）基坑开挖对隧道结构变形影响进行加固后，隧道的竖向与水平收敛变形见图7.27、图7.28所示，其中竖向压扁收缩为正，张拉伸长为负；横向张拉伸长为正，压扁收缩72、为负。图7.27 1号节点隧道竖向收敛变形（加固方案一）图7.28 1号节点隧道水平收敛变形（加固方案一）根据计算结果，加固后第一次抽条开挖时引起的隧道竖向收敛变形最大值为2.39mm，最后一次抽条完成后，隧道竖向收敛变形最大值为3.05mm，底板浇筑后隧道竖向收敛变形为2.97mm；加固后第一次抽条开挖时引起的隧道水平收敛变形最大值为1.21mm，最后一次抽条开挖引起的隧道水平收敛变形最大值为2.20mm，底板浇筑后隧道水平收敛变形为2.09mm。3）坑底变形分析1号节点在进行加固后四次抽条开挖以及底板浇筑完成的坑底变形见图7.29。图7.29 1号节点坑底隆起变形（加固方案一）由图7.2973、可知第一次抽条完成后坑底最大隆起量为3.48cm，抽条完成以后坑底最大隆起量为3.77cm，底板浇筑后坑底最大隆起量为3.49cm。（3）3号节点基坑开挖对地铁隧道的影响采用有限元软件进行三维有限元计算，模型总宽度为200m，纵向延伸180m，高度为80m。采用节中地基加固处理方案一进行基底加固，加固深度为隧道顶部1m到4m，加固宽度为隧道左右两侧3m（加固区与隧道两侧边缘的净距为3m），沿隧道轴线方向的加固深度为32m。土体采用HS土体硬化模型，相关参数的取值依据地勘资料。在几何模型底部施加完全固定约束，在四周施加水平约束，模型表面为自由边界；地铁隧道采用板单元模拟，板单元与土体之间设置了接74、触单元（界面）用于模拟板单元与土体间的错动。图7.30 3号节点数值模拟模型图（加固方案一）基坑开挖采用二级放坡与抽条结合的方式。第一级开挖深度为6m，第二级开挖深度为4.65，每级边坡坡比为1:1.25且在6m深度处设置2m宽的平台。模拟时先开挖道路隧道中部，再对两侧进行对称抽条开挖，每次抽条宽度为2.5m。1）基坑开挖对隧道结构回弹隆起影响道路隧道处于地铁隧道上方，基坑开挖是对地铁隧道上方土体的卸载，将会引起的隧道结构的回弹隆起，也会对隧道水平变形产生影响。加固后基坑开挖对隧道顶部及中心线水平变形的影响见图7.31、图7.32。图7.31 3号节点隧道顶部变形（加固方案一）图7.32 3号75、节点隧道中心线水平变形（加固方案一）据有限元计算结果，第一次抽条开挖时引起的隧道顶部回弹隆起量最大值为5.61mm，最后一次抽条完成后，隧道顶部回弹隆起量最大值为7.87mm，底板浇筑后隧道顶部的回弹隆起量为7.43mm；第一次抽条开挖时引起的隧道中心线水平变形最大值为0.30mm，最后一次抽条完成后，隧道中心线水平变形最大值为0.39mm，底板浇筑后隧道中心线的水平变形为0.37mm。2）基坑开挖对隧道结构变形影响基坑开挖除了会引起地铁隧道回弹隆起外，还会引起隧道结构的竖向与横向变形。进行加固后，隧道的竖向与水平收敛变形见图7.33、图7.34，其中竖向压扁收缩为正，张拉伸长为负；横向张拉伸76、长为正，压扁收缩为负。图7.33 3号节点隧道竖向收敛变形（加固方案一）图7.34 3号节点隧道水平收敛变形（加固方案一）根据计算结果，第一次抽条开挖时引起的隧道竖向收敛变形最大值为2.12mm，最后一次抽条完成后，隧道竖向收敛变形最大值为2.67mm，底板浇筑后隧道的竖向收敛变形为2.53mm；第一次抽条开挖时引起的隧道水平收敛变形最大值为2.06mm，最后一次抽条开挖引起的隧道水平收敛变形最大值为2.48mm，底板浇筑后隧道水平收敛变形为2.39mm。3）坑底变形分析3号节点进行方案一加固后四次抽条开挖以及底板浇筑完成的坑底变形见图7.35，所取截面与地铁隧道轴线平行。图7.35 3号节点77、坑底隆起变形（加固方案一）由图可知第一次抽条完成后坑底最大隆起量为2.99cm，抽条完成以后坑底最大隆起量为3.24cm，底板浇筑后坑底最大隆起量为2.97mm。（3）4号节点基坑开挖对地铁隧道的影响采用有限元软件进行三维有限元计算，模型总宽度为250m，纵向延伸60m，高度为60m，隧道顶部埋深14.31m，开挖道路与盾构隧道夹角为33，采用7.1.1节中地基加固处理方案一进行基底加固。土体采用HS土体硬化模型，相关参数的取值依据地勘资料。在几何模型底部施加完全固定约束，在四周施加水平约束，模型表面为自由边界；地铁隧道采用板单元模拟，由于地铁隧道中设有86cm厚的混凝土道床，使得隧道整体纵向78、刚度有所增加，故在计算时提高了管片的模量，使隧道抗弯刚度与实际情况保持一致。板单元与土体之间设置了接触单元（界面）用于模拟板单元与土体间的错动。图7.36 4号节点数值模拟模型图（加固方案一）为准确反映基坑开挖对地铁隧道的影响，模拟时先开挖道路隧道中部，再对两侧进行对称抽条开挖，每次抽条宽度为2.5m。1）基坑开挖对隧道结构回弹隆起影响道路隧道处于地铁隧道上方，基坑开挖是对地铁隧道上方土体的卸载，将会引起的隧道结构的回弹隆起。其计算结果如图7.37所示。图7.37 4号节点隧道顶部变形（加固方案一）根据有限元计算结果，第一次抽条开挖时引起的隧道顶部回弹隆起量最大值为5.91mm，第四次抽条完成79、后为为7.91mm，在底板完成后为6.85mm。2）基坑开挖对隧道结构变形影响基坑开挖除了会引起地铁隧道回弹隆起外，还会引起隧道结构横向的变形。其计算结果如图7.38、7.39所示，其中竖向压扁收缩为正，张拉伸长为负；横向张拉伸长为正，压扁收缩为负。图7.38 4号节点隧道竖向收敛变形（加固方案一）图7.39 4号节点隧道横向收敛变形（加固方案一）根据有限元计算结果，第一次抽条开挖时引起的隧道竖向收敛变形最大值为2.75mm，第四次抽条完成后为为3.09mm，在底板完成后为2.80mm；第一次抽条开挖时引起的隧道水平向收敛变形最大值为2.12mm，第四次抽条完成后为为2.41mm，在底板完成后80、为1.99mm。3）坑底变形分析采用加固方案一进行基底加固后，4号节点四次抽条开挖及底板浇筑完成时的坑底变形如图7.40所示。图7.40 4号节点坑底隆起变形（加固方案一）根据计算结果，第一次抽条完成后坑底最大隆起量为32.20mm，第四次抽条完成后为39.00mm，在底板完成后为32.08mm。7.3.3.方案二加固后基坑开挖对地铁隧道的影响（1）1号节点基坑开挖对地铁隧道的影响采用有限元软件进行三维有限元计算，模型总宽度为200m，纵向延伸180m，高度为80m。采用节中地基加固处理方案二进行基底加固，加固深度为隧道顶部1m到5.5m，加固宽度为隧道左右两侧4.5m（加固区与隧道两侧边缘的81、净距为3m），沿隧道轴线方向的加固深度为40m。土体采用HS土体硬化模型，相关参数的取值依据地勘资料。在几何模型底部施加完全固定约束，在四周施加水平约束，模型表面为自由边界；地铁隧道采用板单元模拟，板单元与土体之间设置了接触单元（界面）用于模拟板单元与土体间的错动。图7.41 1号节点数值模拟模型图（加固方案二）基坑开挖采用二级放坡与抽条结合的方式。第一级开挖深度为6m，第二级开挖深度为3.46m，每级边坡坡比为1:1.25且在6m深度处设置2m宽的平台。模拟时先开挖道路隧道中部，再对两侧进行对称抽条开挖，每次抽条宽度为2.5m。1）基坑开挖对隧道结构回弹隆起影响道路隧道处于地铁隧道上方，基坑82、开挖是对地铁隧道上方土体的卸载，将会引起的隧道结构的回弹隆起，对其横向变形也会产生影响。为减少基坑开挖对隧道的影响，在开挖前进行加固。加固后基坑开挖对隧道顶部及中心线水平变形的影响见图7.42、图7.43。图7.42 1号节点隧道顶部变形（加固方案二）图7.43 1号节点隧道中心线水平变形（加固方案二）据有限元计算结果，进行加固后第一次抽条开挖时引起的隧道顶部回弹隆起量最大值为3.58mm，最后一次抽条完成后，隧道顶部回弹隆起量最大值为4.93mm，底板浇筑后隧道顶部回弹隆起量为4.67mm;进行加固后，第一次抽条开挖时引起的隧道中心线水平变形最大值为0.17mm，最后一次抽条完成后，隧道中心83、线水平变形最大值为0.28mm，底板浇筑后隧道中心线的水平变形为0.26mm。2）基坑开挖对隧道结构变形影响方案二加固后，隧道的竖向与水平收敛变形见图7.44、图7.45所示，其中竖向压扁收缩为正，张拉伸长为负。图7.44 1号节点隧道竖向收敛变形（加固方案二）图7.45 1号节点隧道水平收敛变形（加固方案二）根据计算结果，加固后第一次抽条开挖时引起的隧道竖向收敛变形最大值为1.30mm，最后一次抽条完成后，隧道竖向收敛变形最大值为1.60mm，底板浇筑后隧道竖向收敛变形为1.54mm；加固后第一次抽条开挖时引起的隧道水平收敛变形最大值为1.18mm，最后一次抽条开挖引起的隧道水平收敛变形最大84、值为1.49mm，底板浇筑后隧道水平收敛变形为1.46mm。3）坑底变形分析1号节点在进行加固后四次抽条开挖以及底板浇筑完成的坑底变形见图7.46。图7.46 1号节点坑底隆起变形（加固方案二）由图7.46可知第一次抽条完成后坑底最大隆起量为2.25cm，抽条完成以后坑底最大隆起量为2.52cm，底板浇筑后坑底最大隆起量为2.43cm。（3）3号节点基坑开挖对地铁隧道的影响采用有限元软件进行三维有限元计算，模型总宽度为200m，纵向延伸180m，高度为80m。采用节中地基加固处理方案二进行基底加固，加固深度为隧道顶部1m到5.5m，加固宽度为隧道左右两侧4.5m（加固区与隧道两侧边缘的净距为385、m），沿隧道轴线方向的加固深度为40m。土体采用HS土体硬化模型，相关参数的取值依据地勘资料。在几何模型底部施加完全固定约束，在四周施加水平约束，模型表面为自由边界；地铁隧道采用板单元模拟，板单元与土体之间设置了接触单元（界面）用于模拟板单元与土体间的错动。图7.47 3号节点数值模拟模型图（加固方案二）基坑开挖采用二级放坡与抽条结合的方式。第一级开挖深度为6m，第二级开挖深度为4.65m，每级边坡坡比为1:1.25且在6m深度处设置2m宽的平台。模拟时先开挖道路隧道中部，再对两侧进行对称抽条开挖，每次抽条宽度为2.5m。1）基坑开挖对隧道结构回弹隆起影响道路隧道处于地铁隧道上方，基坑开挖是对86、地铁隧道上方土体的卸载，将会引起的隧道结构的回弹隆起，也会对隧道水平变形产生影响。加固后基坑开挖对隧道顶部及中心线水平变形的影响见图7.48、图7.49。图7.48 3号节点隧道顶部变形（加固方案二）图7.49 3号节点隧道中心线水平变形（加固方案二）据有限元计算结果，第一次抽条开挖时引起的隧道顶部回弹隆起量最大值为3.59mm，最后一次抽条完成后，隧道顶部回弹隆起量最大值为5.04mm，底板浇筑后隧道顶部的回弹隆起量为4.76mm；第一次抽条开挖时引起的隧道中心线水平变形最大值为0.19mm，最后一次抽条完成后，隧道中心线水平变形最大值为0.25mm，底板浇筑后隧道中心线的水平变形为0.2387、mm。2）基坑开挖对隧道结构变形影响道路隧道开挖除了会引起地铁隧道回弹隆起外，还会引起隧道结构的竖向与横向变形。进行加固后，隧道的竖向与水平收敛变形见图7.50、图7.51，其中竖向压扁收缩为正，张拉伸长为负。图7.50 3号节点隧道竖向收敛变形（加固方案二）图7.51 3号节点隧道水平收敛变形（加固方案二）根据计算结果，第一次抽条开挖时引起的隧道竖向收敛变形最大值为1.34mm，最后一次抽条完成后，隧道竖向收敛变形最大值为1.62mm，底板浇筑后隧道的竖向收敛变形为1.58mm；第一次抽条开挖时引起的隧道水平收敛变形最大值为1.32mm，最后一次抽条开挖引起的隧道水平收敛变形最大值为1.5988、mm，底板浇筑后隧道水平收敛变形为1.53mm。3）坑底变形分析3号节点进行加固后四次抽条开挖以及底板浇筑完成的坑底变形见图7.52，所取截面与地铁隧道轴线平行。图7.52 3号节点坑底隆起变形（加固方案二）由图可知第一次抽条完成后坑底最大隆起量为2.38cm，抽条完成以后坑底最大隆起量为2.65cm，底板浇筑后坑底最大隆起量为2.46mm。（3）4号节点基坑开挖对地铁隧道的影响采用有限元软件进行三维有限元计算，模型总宽度为250m，纵向延伸60m，高度为60m，隧道顶部埋深14.31m，开挖道路与盾构隧道夹角为33，采用节中地基加固处理方案二进行基底加固。土体采用HS土体硬化模型，相关参数的89、取值依据地勘资料。在几何模型底部施加完全固定约束，在四周施加水平约束，模型表面为自由边界；地铁隧道采用板单元模拟，由于地铁隧道中设有86cm厚的混凝土道床，使得隧道整体纵向刚度有所增加，故在计算时提高了管片的模量，使隧道抗弯刚度与实际情况保持一致。板单元与土体之间设置了接触单元（界面）用于模拟板单元与土体间的错动。图7.53 4号节点数值模拟模型图（加固方案二）为准确反映道路隧道开挖对地铁隧道的影响，模拟时先开挖道路隧道中部，再对两侧进行对称抽条开挖，开挖宽度为2.5m，共计4个工况。1）基坑开挖对隧道结构回弹隆起影响道路隧道处于地铁隧道上方，基坑开挖是对地铁隧道上方土体的卸载，将会引起的隧道90、结构的回弹隆起。其计算结果如图7.54所示。图7.54 4号节点隧道顶部变形（加固方案二）根据有限元计算结果，第一次抽条开挖时引起的隧道顶部回弹隆起量最大值为4.37mm，第四次抽条完成后为为5.84mm，在底板完成后为5.06mm。2）基坑开挖对隧道结构变形影响道路隧道开挖除了会引起地铁隧道回弹隆起外，还会引起隧道结构横向的变形。其计算结果如图7.55、7.56所示，其中竖向压扁收缩为正，张拉伸长为负。图7.55 4号节点隧道竖向收敛变形（加固方案二）图7.56 4号节点隧道横向收敛变形（加固方案二）根据有限元计算结果，第一次抽条开挖时引起的隧道竖向收敛变形最大值为1.93mm，第四次抽条完91、成后为为2.16mm，在底板完成后为1.96mm；第一次抽条开挖时引起的隧道水平向收敛变形最大值为1.70mm，第四次抽条完成后为为1.93mm，在底板完成后为1.59mm3）基坑坑底隆起量计算各工况施工时坑底隆起量如图7.57所示。图7.57 4号节点坑底隆起变形（加固方案二）根据计算结果，第一次抽条完成后坑底最大隆起量为28.27mm，第四次抽条完成后为31.83mm，在底板完成后为26.03mm。计算结果分析现将1号、3号、4号交叉点未加固时各施工步的计算结果列于表7.1，方案一加固后各施工步的计算结果列于表7.2，方案二加固后各施工步的计算结果列于表7.3，由表7.1计算结果可知：不采92、取加固措施时基坑开挖过程中隧道隆起量的最大值为11.52mm，底板浇筑完成后隧道隆起变形量最大值为10.10mm；水平位移量普遍较小，最大值为0.56mm；竖直收敛最大变形量为3.48mm；水平收敛最大变形量为3.32mm；坑底最大变形量74.57mm；地铁轨道最大高低不平顺为2.77mm。由表7.2计算结果可知：基坑底部土体加固后进行基坑开挖，基坑开挖过程中隧道隆起量的最大值为7.91mm，底板浇筑完成后隧道隆起变形量最大值为7.43mm；水平位移量最大值为0.43mm；竖直收敛最大变形量为3.09mm；水平收敛最大变形量为2.48mm；坑底最大变形量39.00mm；地铁轨道最大高低不平顺为93、1.93mm。由表7.3计算结果可知：基坑底部土体加固后进行基坑开挖，基坑开挖过程中隧道隆起量的最大值为5.84mm，底板浇筑完成后隧道隆起变形量最大值为5.06mm；水平位移量最大值为0.28mm；竖直收敛最大变形量为2.16mm；水平收敛最大变形量为1.93mm；坑底最大变形量31.83mm；地铁轨道最大高低不平顺为1.42mm。对比分析未加固和加固后盾构隧道变形与基坑坑底隆起变形，加固后隧道变形量有较明显变化，隆起量、收敛变形量减小，同时坑底的变化量更为明显，加固后基坑底部的隆起量减小了一半左右。加固方案二的加固效果优于加固方案一，盾构隧道变形量和坑底隆起变形量都有所减小，能够更好的满足94、基坑开挖施工工程中对隧道的变形要求将基坑降水过程考虑在内，通过第5章对基坑降水过程地铁隧道变形的模拟，基坑降水引起的地铁隧道沉降量为4.7mm，采用方案二加固后基坑开挖过程中出现的地铁隧道最大隆起变形量为5.84，综合考虑降水与基坑开挖，地铁隧道的隆起变形量应该能保持在5mm以内。建议采用加固方案二进行基坑基底加固。表7.1 基坑不同施工步条件下隧道变形（未加固）未加固交叉点号施工阶段隧道顶部隆起变形（mm）隧道中心水平位移（mm）竖直收敛变形（mm）水平收敛变形（mm）坑底隆起变形（mm）轨道最大高低不平顺（mm）1号第一次抽条7.840.382.682.5156.72.10 第二次抽条8.95、670.422.822.7753.12.35 第三次抽条9.860.512.263.0749.82.51 第四次抽条10.830.563.483.3259.22.61 底板浇筑9.140.53.283.0854.72.36 3号第一次抽条7.930.362.212.3154.62.17 第二次抽条8.950.392.572.4349.82.42 第三次抽条10.100.422.62.7146.22.58 第四次抽条11.140.472.722.7655.82.69 底板浇筑9.440.442.592.6152.12.43 4号第一次抽条8.50-2.952.5561.732.23第二次抽条9.96、83-3.022.6259.332.49第三次抽条10.84-3.142.7366.532.66第四次抽条11.52-3.292.8474.572.77底板浇筑10.10-2.832.4460.892.50注：表中所列数据皆为每个施工阶段不同结构位置出现的变形最大值表7.2 基坑不同施工步条件下隧道变形（方案一加固）方案一加固后交叉点号施工阶段隧道顶部隆起变形（mm）隧道中心水平位移（mm）竖直收敛变形（mm）水平收敛变形（mm）坑底隆起变形（mm）轨道最大高低不平顺（mm）1号第一次抽条5.50.262.391.2134.81.55 第二次抽条6.210.322.781.5135.11.5697、 第三次抽条7.090.393.021.8936.31.73 第四次抽条7.580.433.052.237.71.85 底板浇筑7.180.412.972.0934.91.63 3号第一次抽条5.610.32.122.0629.91.61 第二次抽条7.250.332.212.1531.11.62 第三次抽条6.310.352.42.2431.91.80 第四次抽条7.870.392.672.4832.41.92 底板浇筑7.430.372.532.3929.71.69 4号第一次抽条5.91-2.752.1232.201.62第二次抽条6.58-2.862.2032.731.63第三次抽条798、.38-3.002.3035.911.81第四次抽条7.91-3.092.4139.001.93底板浇筑6.85-2.801.9932.081.70注：表中所列数据皆为每个施工阶段不同结构位置出现的变形最大值表7.3 基坑不同施工步条件下隧道变形（方案二加固）方案二加固后交叉点号施工阶段隧道顶部隆起变形（mm）隧道中心水平位移（mm）竖直收敛变形（mm）水平收敛变形（mm）坑底隆起变形（mm）轨道最大高低不平顺（mm）1号第一次抽条3.580.171.301.1822.51.00 第二次抽条4.060.211.401.2823.61.01 第三次抽条4.590.251.461.3522.81.99、13 第四次抽条4.930.281.601.4925.21.20 底板浇筑4.670.261.541.4624.31.06 3号第一次抽条3.590.191.341.3223.81.03 第二次抽条4.070.211.401.4525.21.04 第三次抽条4.730.231.551.5324.51.16 第四次抽条5.040.251.621.5926.51.23 底板浇筑4.760.231.581.5324.61.09 4号第一次抽条4.371.931.7023.81.19第二次抽条4.862.001.7624.11.20第三次抽条5.462.101.8430.31.34第四次抽条5.842100、.161.9331.81.42底板浇筑5.061.961.5926.01.26注：表中所列数据皆为每个施工阶段不同结构位置出现的变形最大值7.4基坑开挖对列车运行的安全影响分析地铁隧道在发生较大变形后，会对地铁列车的安全运行产生不利的影响，为此需要对地铁轨道发生变形后列车的脱轨系数和减载系数进行计算。进行仿真计算时需要已知轨道的变形量和列车运行速度，本节中只选取1号和3号交叉点基底加固后，基坑开挖引起地铁隧道变形的列车运行安全性能进行模拟计算。（1）列车运行状况的仿真计算模型通过simpack建立车辆-轨道耦合动力模型（如图7.58所示），分析行车的安全性。对本工点处的列车运行安全性分析时，列101、车选取时速80km/h。分析基坑开挖施工引起的地铁隧道不均匀变形对行车的影响时，将地铁隧道不均匀变形引起的轨面附加不平顺与既有轨面不平顺叠加，并将其作为激扰输入到轮轨模块中。既有轨面不平顺选用德国普速低干扰谱（如图7.59所示）。图7.58仿真模型（a)水平不平顺（b）垂向不平顺图7.59德国低干扰谱（2）1号节点基坑开挖对列车运行的影响基坑开挖导致隧道变形，从而引起轨面变形，影响列车运行的安全性，通过对列车运营的仿真模拟，列车通过1号节点处的脱轨系数及轮重减载率变化曲线如图7.60、7.61所示.图7.60脱轨系数图 7.61轮重减载率最大脱轨系数为0.17，最大轮重减载率为0.10，均在规102、范要求范围内，所以1号节点基坑开挖对列车运营安全影响微小。（3）3号节点基坑开挖对列车运行的影响基坑开挖导致隧道变形，从而引起轨面变形，影响列车运行的安全性，通过对列车运营的仿真模拟，列车通过3号节点处的脱轨系数及轮重减载率变化曲线如图7.62、7.63所示。图7.62脱轨系数图 7.63轮重减载率最大脱轨系数为0.20，最大轮重减载率为0.11，均在规范要求范围内，所以3号节点基坑开挖对列车运营安全影响微小。8地下道路行车动力作用对地铁隧道结构的影响8.1隧道周围土层动应力分析计算荷载xxx综合交通枢纽公路隧道上跨xx地铁1#线动力作用相互影响计算模型中，计算荷载考虑了两个部分：地铁盾构隧道103、内部运营荷载和公路隧道内汽车荷载。（1）地铁列车轮轨间振动荷载目前较有代表性的轨道结构动力学分析模型有很多，车辆-轨道垂向统一模型充分吸收了各种传统轮轨动力分析模型的优点，考虑了轮轨系统诸要素，是目前较为完善的轮轨动力分析模型，尤其适用于复杂轮轨动力问题的精确分析。鉴于此点，本次计算选用该模型来分析轮轨间的相互作用力，在进行车辆轨道耦合分析时以长枕预埋式整体道床结构为基础，动力学分析模型见图8.1。图8.1 车辆-长枕预埋式整体道床结构动力学分析模型本课题研究工点处的xx地铁1号线为二系悬挂的B型车，轴重不大于100kN，设计速度标准不超过80km/h，钢轨采用60kg/m轨。地铁车辆参数见表104、8.1，钢轨计算参数见表8.2。表8.1 地铁车辆参数类型名称符号单位参数值车辆参数车体质量MBkg20820转向架质量MTkg3309轮对质量MWkg1150车体惯量JCkg.m2948625转向架贯量JTkg.m22000一系悬挂刚度KS1N/m1.45E6二系悬挂刚度KS2N/m0.24E6一系悬挂阻尼CS1Ns/m0二系悬挂阻尼CS2Ns/m0.5E5车辆定距之半lcm7.85固定轴矩之半ltm1.25车轮半径Rm0.42轴重WKg16270表8.2钢轨计算参数符号单位参数值钢轨弹性模量ErPa2.059E11钢轨截面惯性矩Irm43.217E-5钢轨每米质量mrkg/m60.64计算105、得到列车通过时轮轨力时程变化如图8.2。图8.2 轮轨力时程曲线对于普通轨道而言，可以假定动载经钢轨传至道床成为沿轨道中心线均匀分布的线荷载，即列车荷载计算式如下： (8.1)式中：F(t)为沿轨道中心线均匀分布的线荷载，单位为kN/m；P(t)为实测钢轨垂向力，单位为kN；N为每节车辆的转向架数，取N=2；n为每个转向架的车轮数，取n=4；L为每节车长，考虑连接段，取两车钩中心距离22.8m；K为分散系数，即轮载都是经过钢轨、轨枕的传递和分散作用后才到达道床表面的，所以应计入钢轨、轨枕对列车荷载的传递和分散作用，大量经验表明K取0.7较为合适。折算线荷载时程变化如图8.3。图8.3 折算线荷106、载时程曲线（2）公路隧道内车辆荷载本次工点处公路隧道通行车辆主要以微型汽车和小型汽车为主，同时兼顾公交车等。取公交车荷载为最不利的荷载，其计算荷载考虑为汽车10级（见表8.3），布置形式如图8.4所示。表8.3一般载重汽车荷载重要技术指标技术指标名称单位汽车-10级汽车-15级汽车-20级汽车-超20级主车重车主车重车主车重车主车重车满载汽车总重t1015152020302055满载时前轴重t35577673满载时中轴重t-212满载时后轴重t71010131321213214 图8.4汽车荷载布置图在城市道路设计中，主要考虑停车视距。城市道路设计规范中对停车视距的规定见表8.4。本处设计时速107、60km/h，停车视距为70m。考虑较平整路面上车速60km/h时的冲击系数约为1.3，得出公交车计算荷载时程曲线，如图8.5所示。表8.4城市道路停车视距（m)设计车速（km/h）8060504540353025201510S停11070604540353025201510图8.5公交车荷载时程曲线断面选取本地下交通组织工程与xx地铁1号线共有4个交叉点，其中1#交叉点为道路主隧道与地铁1号线垂直交叉，2号交叉点为公路连接隧道与地铁1号线垂直交叉，3号交叉点为道路连接通道与地铁1号线倾斜交叉，4号交叉点为道路主隧道与地铁1号线倾斜交叉，交叉点平面图如图8.6所示。a）1号交叉点平面图 b）2108、号交叉点平面图c）3号交叉点平面图 d）4号交叉点平面图图8.6交叉点平面图考虑到计算便捷，且四处交叉点处结构较为单一，可简化为平面问题进行分析。8.1.3有限元模型建立有限元模型，分析在地铁隧道运营荷载和公路隧道运营荷载共同作用下隧道周围土层动应力分布规律以及结构在附加动荷载下的附加内力，模型如图8.7所示。为了减小边界效应的影响，模型尺寸取为8060m。 a)断面1 b)断面2 c)断面3 d)断面4图8.7有限元模型（1）考虑土体在列车振动荷载作用下的剪应变的范围一般在10-510-4之间，因此，这里对结构和和土体统一采用线弹性的力学模型。（2）土层参数根据地质报告的结果取值，见表8.6109、。表8.6土层计算参数表土层编号土层名称密度（g/cm3）泊松比动弹模Ed(MPa)1粉土17.3 0.4563.92粉土17.7 0.4586.43粉质粘土17.4 0.4535.14粉土18.2 0.4591.85粉质粘土18.1 0.4537.86粉土18.6 0.4591.87粉土18.2 0.4541.48粉砂18.5 0.45166.59细砂18.8 0.452078.2结构内力计算8.2.1 管片内力计算理论（1）荷载模式设计规范中按荷载作用情况将作用在地下铁道结构上的荷载分为永久荷载、可变荷载和偶然荷载三大类。主要包括以下几类：1）地层压力计算地层压力是地下轨道结构物承受的主要110、荷载。本课题计算时，竖向地层压力按盾构顶上的全部土柱重量、侧向压力按静止土压力计算。2）静水压力的计算计算静水压力时，一般有两种方法可供选择，一种是和土压力分开计算，另一种则将其视为土压力的一部分和土压力一起计算。本课题计算采用水土合算。3）土体抗力土体抗力有垂直和水平方向两种。竖向土体抗力是与垂直荷载相平衡的地基反力。侧向土体抗力是指随圆隧道横向变形时，地层产生的被动土压。土抗力与圆环的变位量成正比。4）结构自重管片的自重g是沿管片的计算半径等分布的，其作用方向垂直向下，自重所产生的弯矩一般约占总弯矩的20。5）地面荷载地面荷载包括路面车辆，隧道上部建筑物以及其它构筑物等的荷载。本课题中的地111、面荷载主要指公路隧道运营时的汽车荷载。（2）计算模型盾构法隧道的结构计算适宜于采用荷载结构模型和地层结构模型，本课题计算采用荷载结构模型。1）自由变形圆环法该方法的计算假定：不考虑管片接头部分的刚度降低、管片环是具有和管片主截面同样刚度、且弯曲刚度均匀的环。将接头部分弯曲刚度的降低评价为环整体的弯曲刚度的降低，管片环是具有（弯曲刚度有效率）弯曲刚度均匀的环。自由变形圆环法考虑侧向土体抗力按文克尔局部变形理论计算，抗力假定为一等腰三角形，且与水平直径上下呈45角。传递后的圆环刚度有效率=0.7。按二次超静定结构进行计算结构内力。2）弹性地基梁法计算假定：不考虑管片接头部分的刚度降低、管片环是具有112、和管片主截面同样刚度、且弯曲刚度均匀的环。将接头部分弯曲刚度的降低评价为环整体的弯曲刚度的降低，管片环是具有（弯曲刚度有效率）弯曲刚度均匀的环。传递后的圆环刚度有效率=0.7。弹性地基梁法是基于共同变形理论假定地基为弹性半无限体，弹性地基梁法从考虑土体抗力的不同可分为两种模型，一种是全周弹簧模型，另一种是局部弹簧模型。局部弹簧模型假定在拱顶90范围内为脱离区，不产生土体抗力。本课题所用模型为局部弹簧模型，弹性地基梁法计算图式见图8.8。a）不考虑列车动载计算模型b）考虑列车动载计算模型图8.8弹性地基梁计算模型假定各节点位移以使地基弹簧受压为正，若求出某节点位移为负(向隧道内位移)，即此处弹簧113、受拉，则将此处的地基弹簧去掉，重新进行计算，再去掉位移为负的节点处的地基弹簧，若某已被去掉地基弹簧的节点处位移又为正，则需将此处的地基弹簧加上再重新计算，直到所有的地基弹簧都受压为止。8.2.2隧道结构附加动荷载分析根据8.1节有限元模拟计算结果，得到地下道路上跨xx地铁1号线段左线地铁隧道附加动荷载图式如图8.9所示（同时考虑汽车荷载的影响；地铁隧道左线与右线对称，均以左线地铁隧道为准）。 a)断面1附加动应力 b)断面2附加动应力 c)断面3附加动应力 d)断面4附加动应力图8.9 隧道结构附加动应力分布图（单位：kPa）从图8.9的结果来看，断面1、断面2、断面3和断面4左线隧道隧顶最大114、竖向动应力分别为8.9kPa、7.8kPa、5.5kPa、7.3kPa；左侧水平动应力从上到下逐渐衰减，断面1、断面2、断面3和断面4分别为6.4kPa6.0 kPa，4.9kPa4.0 kPa，5.4kPa4.3 kPa，5.8kPa4.7 kPa；右侧水平动应力从上到下也逐渐衰减，断面1、断面2、断面3和断面4分别为6.3kPa6.0 kPa，4.8kPa4.0 kPa，4.6kPa3.8kPa，3.9kPa3.3 kPa。最大附加动应力为8.9kPa。8.2.3 管片内力（1）不考虑动载状态下管片内力在无动荷载作用时，管片仅受静土压力以及管片自重的作用。计算得到结构内力如图8.10所示，115、表8.7为几个代表部位的具体数值，表中的角度值以拱顶处为0，并按逆时针方向旋转计算。 a)断面1弯矩（kNm） b)断面2弯矩（kNm） c)断面3弯矩（kNm） d)断面4弯矩（kNm） e)断面1轴力（kN） f)断面2轴力（kN） g)断面3轴力（kN） h)断面4轴力（kN）图8.10不考虑动载状态下管片内力表8.7不考虑动载状态下管片结构内力内力0M1(kNm)225-153201-153M2(kNm)197-133173-133M3(kNm)211-143186-143M4(kNm)241-165216-165N1(kN)72211128701112N2(kN)6889897859116、89N3(kN)73010508271050N4(kN)82011819181181（2）考虑动载状态下管片内力将附加动荷载叠加到静土压力上去，计算在公路隧道车辆荷载与地铁运营荷载相互作用下的管片内力，附加荷载按图8.9施加。计算得到结构内力如图8.11所示，表8.8为几个代表部位的具体数值，表中的角度值以拱顶处为0，并按逆时针方向旋转计算。 a)断面1弯矩（kNm） b)断面2弯矩（kNm） c)断面3弯矩（kNm） d)断面4弯矩（kNm） e)断面1轴力（kN） f)断面2轴力（kN） g)断面3轴力（kN） h)断面4轴力（kN）图8.11考虑动载状态下管片内力表8.8考虑动载状态下管117、片结构内力内力0M1(kNm)232-159208-159M2(kNm)203-137179-137M3(kNm)217-150192-140M4(kNm)246-180222-155N1(kN)75411438911143N2(kN)70710168041016N3(kN)74710908451044N4(kN)83512789331100动荷载作用下，管片内力在几个代表部位的振幅如表8.9所示。表8.9考虑动载状态下管片结构内力增幅（%）内力0M1(kNm)3.1 3.9 3.5 3.9 M2(kNm)3.0 3.0 3.5 3.0 M3(kNm)2.8 4.9 3.2 -2.1 M4(k118、Nm)2.1 9.1 2.8 -6.1 N1(kN)4.4 2.8 2.4 2.8 N2(kN)2.8 2.7 2.4 2.7 N3(kN)2.3 3.8 2.2 -0.6 N4(kN)1.8 8.2 1.6 -6.9 由表8.9分析可知，考虑动荷载作用下地铁隧道管片结构内力较无动荷载作用时均有所增大，最大增加幅值为9.1%。8.3小结通过以上分析可知：（1）xxx综合交通枢纽公路隧道行车动力作用引起的地铁隧道周围土层最大附加动应力为8.9kPa，相比较于地铁隧道周围的静力，附加动应力幅值较小；（2）公路隧道车辆荷载与地铁运营荷载动力相互作用情况下的隧道结构内力较无动荷载作用时内力最大增量仅为119、9.1%。因此，可以认为公路隧道行车动力作用对盾构隧道结构的影响微小。9交叉处地下道路建议施工措施综合以上各章节关于基坑降水、支护方式、基坑开挖方式、地下道路行车对地铁隧道变形的影响，结合地下道路的抗浮设计要求以、地铁隧道的控制标准以及交叉节点技术处理方案专家审查意见的要求，对xxx综合交通枢纽区地下道路工程与地铁1#线交叉处的基坑开挖施工提出以下建议措施。9.1基底加固方案项目施工前应探明地铁盾构隧道的准确位置，确定基坑工程与盾构隧道的准确相对位置关系，确保地铁盾构隧道的相关位置数据为最新测量资料数据。在隧道开挖前需对基坑一定范围内的地基土进行基底加固处理，以减少基坑开挖卸载后的坑底回弹量。120、采用三轴水泥搅拌桩进行加固，加固范围距离盾构隧道上方1m，盾构隧道上方加固层厚4.5m，距离地铁隧道3m-7.5m范围内增加加固深度，加固层厚12.5m，两条盾构隧道中间加固条宽2m，沿垂直地铁隧道断面形成“门”式加固范围，且在“门”式加固的顶角处形成阶梯式加固范围，4个交叉处垂直盾构隧道加固断面示意图依次如图9.1、9.1、9.3、9.4所示，垂直地下道路隧道加固断面依次如图9.5、9.6、9.7、9.8所示。基坑加固范围内采用桩径85cm的三轴搅拌桩满堂加固，搅拌桩加固时沿盾构隧道成排，沿两条盾构隧道的中心线向两边对称施工，每排搅拌桩施工时采用跳桩施工，间隔一个桩位进行调打。加固范围内三轴121、水泥搅拌桩水泥含量不得低于15%，加固范围以上至地面处采用三轴水泥搅拌桩进行弱加固，水泥含量不得低于8%。三轴搅拌桩加固前应进行试桩试验，结合当地施工经验及加固后土体的开挖难易程度，确定一个合理的土体加固强度指标，以便根据加固土体的强度确定基坑的开挖时间，保证开挖前加固土体达到强度标准。图9.1 1号交叉点纵剖面基底加固示意图图9.2 2号交叉点纵剖面基底加固示意图图9.3 3号交叉点纵剖面基底加固示意图图9.4 4号交叉点纵剖面基底加固示意图图9.5 1号交叉点横剖面基底加固示意图图9.6 2号交叉点横剖面基底加固示意图图9.7 3号交叉点横剖面基底加固示意图图9.8 4号交叉点横剖面基底加122、固示意图9.2基坑支护方案通过第6章基坑开挖边坡支护方式对盾构隧道的影响分析，可知采用钻孔灌注桩对基坑进行支护时，由于钻孔灌注桩数量较多且距离盾构隧道较近，施工风险和成本太大，加之场地工程地质条件以粉土为主，增大了施工过程中塌孔的机率，综合考虑施工风险与成本及结构抗浮稳定性的要求，不建议采用桩孔灌注桩进行支护。由于距离盾构隧道较近，锚杆支护易对盾构隧道产生影响，不具备锚杆支护条件。建议基坑开挖采用放坡施工，按1:1.25比例进行两级放坡（也可根据当地施工经验及现场实际情况在保证边坡稳定性的条件下适当增大放坡坡度），基坑开挖至距离基坑坑底5m处设一级台阶，台阶宽2m，各交叉处基坑开挖放坡详情见图123、9.99.20.9.3基坑开挖方案通过研究中第7章的分析，充分利用基坑开挖过程中的时空效应原理，以“分层、分块、分段、对称、平衡、限时”为开挖原则，建议基坑开挖方案如下。基坑开挖沿地铁线路方向进行分条，沿地下道路线路方向分块，对称开挖。首先采用反挖法一次性开挖至第一级边坡坡脚处，接着在距离基坑坑定5m范围内进行土体的抽条开挖，每处交叉点分8条，抽条开挖至道路隧道底部标高后建议超挖30cm浇筑混凝土垫层，增大开挖面地基土的刚度，提高土体的抗变形能力，浇筑垫层时可以在垫层中加铁片或者钢筋网片，单个土条抽条开挖时建议采用先盾构隧道两侧后中间的反挖法施工。地下道路隧道底板应分条浇筑，待基坑中间土条1和124、土条2开挖完成后进行区底板浇筑，整个基坑开挖完成后浇筑、区底板。基坑开挖工程的施工顺序为（以1号交叉点为例）：（1）对基坑周边的各类建（构）筑物及各类地下设施进行拆除、改签，对不能改签的构筑物进行就地保护；（2）布设监测点，建立监测控制网，提前对地铁隧道进行全方位实时监测，具体监测方案见报告第10章。（3）进一步核实盾构隧道的准确位置，确定基坑工程与盾构隧道的相对位置关系。（4）基坑开挖前对盾构隧道顶部及周边一定范围内的土体进行三轴水泥土搅拌桩加固，加固方案见报告9.1节；（5）基底加固后进行基坑降水，将地下潜水降至结构底板以下1m，基坑开挖过程中应严格控制降水深度，增加降水井的数量，采用小间125、距、浅降水的布井原则，如果实际水位低于降水水位，则无需进行基坑降水施工，但应尽量保持地下水的水位稳定。（6）首先采用反挖法一次性大面积开挖至第一级边坡坡脚处，接着进行下方土体的抽条开挖，抽条开挖施工方法如图9.10所示，首先开挖土条1，开挖过程中要严格控制施工速度，及时反馈地铁变形监测结果，根据监测结果调整开挖速度，开挖至设计标高后，浇筑混凝土垫层，开挖土条2，浇筑混凝土垫层和底板，待土条1、2垫层浇筑后，绑扎区底板钢筋，浇筑混凝土；建议垫层用早强混凝土，并掺钢丝网，以便于采取压重等应急措施（7）依次对称开挖两侧土条，浇筑混凝土垫层和底板，待基坑开挖结束后，绑扎、区底板钢筋，浇筑混凝土；（8）126、主体结构施工。具体施工时应选择一个交叉点作为试验段，如试验段施工时盾构隧道变形量超过变形控制值，应及时进行方案修改，调整基坑施工方案；如试验段施工时盾构隧道变形量控制的较好，方可进行其他交叉点施工。图9.9 1号交叉点纵断面边坡放坡示意图图9.10 1号交叉点横断面基坑开挖示意图图9.11 1号交叉点分条开挖示意图图9.12 2号交叉点纵断面边坡放坡示意图图9.13 2号交叉点横断面基坑开挖示意图图9.14 2号交叉点分条开挖示意图图9.15 3号交叉点纵断面边坡放坡示意图图9.16 3号交叉点横断面基坑开挖示意图图9.17 3号交叉点分条开挖示意图图9.18 4号交叉点纵断面边坡放坡示意图图127、9.19 4号交叉点横断面基坑开挖示意图图9.20 4号交叉点分条开挖示意图9.4应急预案本工程基坑开挖施工前业主、设计、施工、xx市轨道公司等相关单位应成立专门的联动机制，相互协作、密切配合，确保工程安全。针对基坑开挖过程中可能出现的紧急情况，如基坑边坡及坑底出现管涌、流土现象，盾构隧道变形（包括沉降、隆起、收敛变形）过大，暴雨引起基坑积水等，现提出以下相应的应急措施。（1）基坑开挖工程中应与地铁运营部门进行协商，对通过基坑开挖区段的列车进行限速。（2）基坑开挖过程中如果出现盾构隧道变形过大超过变形报警值，应停止开挖并回填，待盾构隧道变形稳定后，修改施工方案并通过专家论证方可继续进行基坑开挖128、。（3）区底板浇筑完成后，可适当在底板上方进行压重，堆放土袋数量要根据盾构隧道变形的反馈数据进行调整。（4）在基坑开挖过程中出现涌水现象时，应立即停止开挖，用备用土袋压堵涌水位置，降低水位后用双液浆进行分层注浆封堵。（5）在基坑开挖前，在影响范围周边砖砌40 cm高挡水墙同时在基坑放坡开挖的坡顶外2m设截水沟，形成基坑开挖段四周的封闭截水系统。密切关注天气预报，备足排水设备。（6）基坑开挖过程中，如果盾构隧道管片结构出现错缝开裂、掉块、渗漏水等情况，应及时进行修补堵漏，并根据盾构隧道的病害情况及时调整施工方案和开挖进度，如果病害情况较为严重，应立即停止基坑开挖施工并采取进一步的应对措施。10施129、工监测方案10.1监测目的及意义根据xxx综合交通枢纽区地下道路工程项目基坑与地铁1#线平面关系图和xx市xx公司提交的关于xxx综合交通枢纽地下道路与地铁1号线交叉施工的函复函的有关规定，为保证地铁结构的安全，应对其进行全方位监测。通过监测工作的实施，掌握在该项目施工过程中既有地铁工程结构的变化，为建设方及地铁相关方提供及时、可靠的数据和信息，评定施工对既有地铁工程结构的影响，及时判断既有地铁工程的结构安全，对可能发生的事故提供及时、准确的预报，避免恶性事故的发生。10.2监测方案编制依据国家相关规范（1）工程测量规范 GB50026-2007（2）城市轨道交通工程测量规范GB50308-2130、008（3）建筑变形测量规范JGJ8-2007（4）国家一、二等水准测量规范GB12897-2006（5）城市测量规范CJJ8-99（6）数字测绘产品检查和质量评定GB/T18316-2001参考技术资料2、xxx综合交通枢纽地下道路工程一期（主隧道、连接隧道工程）岩土工程勘察报告；3、xx市轨道交通公司关于监测管理、监测设计要求的相关文件。10.3监测要求施工过程中应注意对基坑下方盾构隧道的保护，xx轨道交通公司对施工过程中盾构隧道的变形和管片的变形提出了明确的要求，其中隧道的变形要求见报告中第3.2节施工过程中管片变形控制标准见表10.1表10.1管片变形控制标准序号内容允许偏差（mm）备131、注1管片纵缝张开量2不计管片间软木衬垫2管片环片张开量2不计管片间软木衬垫3管片错台环向4，纵向54管片位移+10，-15，变化率不大0.2指高程方向5管片收敛25，变化率不大于0.2指管片，净空收敛6管片水平位移25，变化率不大于0.2监测范围本次监测范围为：1、管片：基坑开挖范围内（基坑顶部边界轮廓线）管片及前后各12环。2、地表：同管片监测范围监测项目及精度要求（1）监测项目表10.2监测项目部位序号监测项目位置或监测对象管片1管片竖向位移管片底部2管片收敛管片3管片纵缝张开量管片纵向拼接处4管片环片张开量管片环向拼接处周边环境3管线竖向位移管线4建筑物竖向位移建筑物（2）监测精度1）水132、准测量每站观测高程中误差M00.5mm；2）静力水准精度：0.1mm；3）水准闭合（附合）路线，闭合（附合）差fw=0.3n（n为测站数）；4）收敛监测精度（观测中误差）：m弱1.0mm。10.4监测实施建立监测控制网在轨道交通测量控制点上发展引测地铁沉降监测基准点。（1）隧道沉降监测工作基点布设采用两台精密水准仪加悬挂钢尺同步观测的方法将高程传递到井下固定点上，测量时钢尺必须施加鉴定拉力，分4次独立观测4组数据；以4组数据最大较差值2mm 视为合格，测量结果取平均做为最终使用值。具体操作如下：如图10.1所示，将钢尺悬挂在支架上，在钢尺下端挂一鉴定重量重锤。两把精密水准尺分别放置在已知水准点133、和井下待测水准点上，在地面水准尺和钢尺分别读数A1、R1在井下水准尺和钢尺读数分别为A2、R2，假定已知点高程为H，井下待定水准点点高程为：图10.1隧道内水准导入示意图（2）工作基点的测量沉降监测工作基点的高程从轨道交通控制网点上引测，观测精度按级水准测量的技术指标进行（见表10.3）。表10.3沉降监测控制网主要技术要求级别相邻基准点高差中误差（mm）测站高差中误差（mm）往返较差、附合或环线闭合差（mm）检测已测高差之较差（mm）级0.50.150.3n0.4n注： n为测站 表10.4水准测量技术要求级别水准仪型号水准尺视线距离（m）前后视距差（m）前后视距累计差（m）视线离地面最低高134、度（m）基、辅分划读数较差（mm）基、辅分划读数所测高差之差级DS05铟瓦300.51.50.30.30.4外业观测数据用清华山维平差软件NASEW V3.0进行处理，精度设置按表10.4进行。将合格的控制点成果做为监测起始成果。（3）复核周期在正常监测过程中每天从邻近工作基点连测各监测点的高程，为了确保工作基点的准确，一般情况下用基准点或一个较远的工作基点开始测到需要使用的工作基点，然后联测各监测点，形成闭合水准路线。在确认工作基点无明显沉降后方可计算监测的各点沉降量，在基坑开挖后每半个月复测水准网一次。监测点的布设（1）管片竖向位移监测点的布设1）布点要求在基坑开挖范围内每2环布设一个监测135、点，在基坑开挖范围外前后各12环范围内每4环设一监测点，基坑监测点设在管片隧道一侧，采用静力水准仪进行测量。2）埋设方法、准备工作：测量出各沉降测试点标高。通过标高数据，确定沉降观测点安装孔开挖深度，确保沉降观测点与基准点标高一致（即在同一水平面上），基准点也可略低于沉降观测点（一般为全量程30%左右），以充分利用其量程范围。准备好安装时要用到的扳手、生料带、注水工具，液、气管，防冻液（冰点-25），硅油，气管接头，纯净水，PVC钢丝软管，读数仪，水平尺。将防冻液跟纯净水按3:1的比例调配好。、根据各测试点的距离，剪切好适当长度的液、气管。将其套上钢丝软管，并将液、气口裹好生料带。用液管和接头136、将所有静力水准仪液口连接通（接头带内丝端接液管，另一端接水管）。用堵头封闭静力水准仪的气口和末端液口。、在输入防冻液时，把首、尾两端沉降计的气口打开，将其形成高低差，往高端水准仪（首端）输液口进行灌注已调配好的防冻液，另一端则排气（注意只能一直从选定的一端灌注防冻液，否则连通管内的空气无法排尽），灌注适量防冻液后，把静力水准仪、液管同时一起放入安装孔内、沟槽中，用地脚螺栓将静力水准仪固定好，并用水平尺确定其水平，打开其它静力水准仪气口。在液位表面倒上适量硅油，防止液体水气蒸发。、用读数仪读出各静力水准仪的读数，来判断各静力水准仪是否处于要求的合适位置（基准点和各沉降观测点的静力水准仪液位浮至全137、量程的中间值即可，若基准点是略低于各沉降观测点全量程30%左右，就只使各沉降观测点的静力水准仪液位浮至全量程中间值偏下15%左右，基准点高于中间值偏上15%左右），若不够，则填加至要求液位为止。、加液完备后，用气管和接头将各静力水准仪气口连接通（接头带内丝端接气口，另一端接气管）。将首端静力水准仪的气口、输液口及尾端静力水准仪的气口用堵头封闭，检查液、气管各连接头密封情况是否完好，必须保证其完全密封。、连接好各静力水准仪数据线。并用PVC钢丝软管护套好，布于布管沟槽内、装好静力水准仪的保护罩，对安装孔和布管沟槽进行回填至碾压面，并压实。记录好各静力水准仪埋设位置、编号、天气、埋设人员。、制作标138、示牌，插在静力水准仪安装位置及其连通管布管位置，以作标示。以防静力水准仪及总线因施工或自然因素而破坏。、校零、取初值进行校零，并存档。做好静力水准仪安装台帐。、根据测试要求进行测试若连通静力水准仪用自动采集系统进行数据采集，校零后，将电源、数据总线对接于总线接口数据采集模块接线端子，设定自动采集。图10.2 静力水准仪安装图（2）、管片收敛监测点布设1）布点要求测点布置与管片竖向位移相同，基坑开挖范围内每2个管片设一个观测点，基坑开挖范围外前后各12环范围内每4环设一个观测点。2）埋设方法与注意事项收敛监测点在需要监测处采用红漆标记作为测点。图10.3收敛点布设示意图监测方法与计算方法（1）初139、始值采集在基坑降水施工开始前一周采集完成初始值，每项每点初始值采集的次数不少于2次，将合格的初始值取平均值做为初始值成果。（2）管线、建筑物沉降监测在每个区域附近分别选定一个工作基点做为沉降观测起始点，并且在以后的监测工作中都以该点作为起始点，而另外的工作基点做为检查点。观测时按II级水准测量技术要求进行，详见表10.5。在基坑开挖降水前一周时就应开展初测后的沉降监测工作。表10.5沉降监测技术要求和方法等级高程中误差(mm)相邻点高差中误差(mm)往返较差，附合导线或环线闭合差(mm)主要监测方法II0.50.30.3n水准测量注： n为测站表10.6 水准测量技术要求级别水准仪型号水准尺视140、线距离（m）前后视距差（m）前后视距累计差（m）视线离地面最低高度（m）基、辅分划读数较差（mm）基、辅分划读数所测高差之差II级DS05铟瓦300.51.50.30.30.4沉降观测时，从起始点开始观测各沉降点；由于沉降监测点比较集中，沉降观测过程中，对建筑、管线一并观测，观测路线为闭合水准路线，且每次观测都应经过检查点。沉降观测数据的平差采用清华三维的NASEW V3.0软件进行，平差要求按二等水准精度要求进行，将平差后的各点高程值做为本次沉降点的高程成果。沉降量的计算：累计沉降量为本次高程值减初始高程值，本次沉降值为本次高程值减上次高程值。日报表中沉降成果提供本次和累计沉降量，在周报和月141、报中提供相应时间段内的沉降速率。图10.5 沉降观测现场图（3）管片沉降监测（静力水准）1）原理静力水准仪由液缸、浮筒、精密液位计、保护罩等部件组成。适用于测量参考点与测试点之间土体的相对位移，主要用于各种过渡段线形沉降，沿纵向对结构物之间的沉降差进行监测。静力水准仪利用连通液的原理，多支通用连通管连接在一起的储液罐的液面总是在同一水平面，通过测量不通储液罐的液面高度，经过计算可以得出各个静力水准仪的相对差异沉降。假设共用1 n个观测点。各个观测点之间已用连通管连通。安装完毕后初始状态时各测点的安装高程分别为Y01Y0i Y0jY0n，各测点的液面高度分别为h01h0ih0jh0n。图10.6142、静力水准原理示意图（1）对于初始状态，显然有：（10.1）当第k次发生不均匀沉降后，各测点由于沉降的而引起的变化量分别为：h1hihjhn，各测点的液面高度变化为hk1hkihkjhkn。图10.7静力水准原理示意图（2）由于液面的高度还是相同的，因此有：（10.2）第j个观测点相对于基准点i的相对沉降量为： （10.3）由式（10.2）可以得出：（10.4）由式（10.1）可以得出： （10.5）将式（10.5）代入式（10.4），即可得出第j个观测点相对于基准点i的相对沉降量： （10.6）由式（10.6）可以看出，只要能够测出各点不同时间的液面高度值，即可计算出各点在不同时刻的相对差异沉143、降值。安装完毕待液面稳定后，可以先对传感器调零，此时各个液面的初始高度值（偏差值）均为零，于是式（10.6）可以简化为： （10.7）即只需读出各个静力水准仪的偏差值，相减即可立即求出各点之间的差异沉降。2）仪器设备采用上海产的HD-2NJ103-1型静力水准仪，精度：0.1mm，量程：80-100mm，分辨率：0.01mm，工作温度：-20+80长：330mm，直径：150mm，信号输出：R485输出。图10.8静力水准仪（4）、收敛监测隧道收敛测量（自动化监测）主要使用激光测距仪测量两点之间的距离变化，定期用带激光测距的全站仪测量边角边进行复核（人工测量）。激光测距仪测量收敛计算公式：S=144、2R1-2R2 （10.8）全站仪方法测量数据主要包括两边和夹角。方法如图10.9。图10.9隧道收敛监测点测量示意图图中DOA为A点到O点的平距；DOB为B点到O点的平距；AOB为夹角角度；仪器架设在任意位置。计算公式： （10.9）自动化监测采用HD系列激光传感器，该传感器是通过发射激光束至目标物体，利用反射光束精确计算距离，因此在不加反射靶的情况下，也可达到很远的检测距离。该传感器是在线式连续检测，免去了像手持激光测距仪的人工点发，可无人值守连续监测，其位置数据还可传送到远程监控终端。图10.10HD系列激光传感器示意图表10.6具体技术指标传感器型号HD-A100测量精度1mm自然反射145、面测程0.2-45m目标距离的激光点直径6mm10m；30mm50m；60mm100m单次测量时间典型测量4秒；跟踪测量0.5秒激光测距头产地瑞士光源红色激光（620-690nm）激光等级二级激光（0.95mW）仪器工作电压5-25V传感器尺寸150*70*45mm仪器工作温度-10 to 50数据储存温度-20 to 70防水等级IP65传感器重量300g数据传输方式RS232；RS422；4-20mA（5）自动化采集系统本次监测管片竖向位移、管片收敛、管片内支撑轴力均拟采用自动化采集系统采集。框架图如下图所示。数据发送到监控中心，软件自动对测量数据进行换算，直接输出监测物理量利用GPRS无146、线网络进行数据传输或者内部局域网方式，完成对传感器数据的采集和监控。传感器通过GPRS接入INTERNET网，软件可设置上线报警命令，手机短信报警能够时时掌控，PC接入INTERNET 网络就可进行数据采集和监控。图10.11自动化监测框架示意图监测频率与监测周期通常情况下监测频率按下表执行表10.8监测频率序号监测项目基坑降水及基底加固期基坑开挖期稳定期1管片沉降监测点实时监测实时监测实时监测2管片收敛监测点实时监测实时监测实时监测3周边建筑物及管线监测点1次/d7次/d15次/d当出现下列情况之一时，应提高监测频率：（1）监测数据达到报警值；（2）监测数据单次变化量较大即速率加快；（3）管147、片出现开裂；（4）周边地面出现突然较大沉降或严重开裂；（5）邻近的建（构）筑物出现突然较大沉降、不均匀沉降或严重开裂；（6）有危险事故征兆时，应实时跟踪监测。监测周期从基坑开挖降水施工前做好相关的初始值采集工作开始，到地下道路施工完成2个月后结束。且监测点数据在施工完成后数据达到稳定标准停止监测。数据稳定标准按照小于为3mm/月。监测报警值（1）报警值与控制值报警值取值一般原则：设计中应明确提出监测值的控制值及报警值，现给出如下建议值。表10.9监测报警值一览表序号监测内容单次或日报警值累计报警值控制值备注1建筑物沉降上抬2mm（连续2天）8mm10mm下沉-8mm-10mm2管线沉降上抬2m148、m（连续2天）8mm10mm下沉-8mm-10mm3管片沉降上抬1mm4mm5mm下沉-2mm-8mm-10mm错台-2-3mm相邻管片4收敛-3mm5mm隧道直径（2）分级报警报警制度采用分级进行：根据规范要求，当位移达到报警值的70%时，在监测情况报表上作上预警记号，并呈报现场监测分中心。当位移达到报警值的100%时，先口头通知现场监测分中心和第三方监测，并立即上传数据；及时出具书面报告面提交监测中心，并在监测情况报表上注明报警项和点位所在的基坑部位。巡视检查（1）隧道内巡视1）管片破损情况。2）管片错台情况及其变化趋势。3）渗漏水情况。（2）建（构）筑物巡视1）建（构）筑物裂缝、剥落。包149、括裂缝宽度、深度、数量、走向、剥落体大小、发生位置、发展趋势等。2）地下室渗水。包括渗漏水量、发生位置、发展趋势等。（3）道路、地面及周边情况巡视1）地面开裂。包括裂缝宽度、深度、数量、走向、发生位置、发展趋势。2）地面沉陷、隆起。包括沉陷深度、隆起高度、面积、位置、距墩台的距离、距隧道的距离、发展趋势。3）地面冒浆/泡沫。包括出现范围、冒浆/泡沫量、种类、发生位置、发展趋势等。4）附近有无影响盾构施工或者成型隧道结构安全的其他施工行为的发生，如桩基施工、基坑开挖等。11主要结论与建议通过对xxx综合交通枢纽区地下道路工程与地铁1#线交叉处基底加固处理方案进行分析和论证，得到如下结论和建议：（150、1）针对xxx综合交通枢纽区地下道路上跨地铁1#线工程，对国内外类似工程案例进行了调研分析，结果表明，对于上跨地铁盾构隧道的基坑工程，在进行有效的基底加固、基坑支护处理后，采用合理的开挖方式能够使盾构隧道的变形量控制在合理的范围之内。（2）采用建筑地基基础设计规范（GB50007-2011）中给出的结构抗浮稳定性计算方法，对本工程四个交叉点处地下道路隧道的抗浮稳定性进行验算，计算所得抗浮稳定性系数分别为1.14、1.08、1.08、1.12，均能满足规范中给出的大于1.05的要求，无需对地下道路隧道结构采取抗浮措施。（3）综合基坑工程手册中经验方法计算结果及有限元计算结果，可认为地下水从-5m151、降至-12m引起的地铁隧道沉降在23mm左右，满足xx市轨道交通公司对地铁隧道沉降的控制标准（不大于10mm）的要求，建议在基坑降水开始前应探明地下详细水位埋深，降水时尽量做到浅降水、多布井，降水深度应严格控制在基坑底0.51m。（4）由于本工程地质条件以粉土层为主，钻孔灌注桩施工过程中发生孔壁坍塌和缩径的风险较大，同时考虑施工成本，建议采用1:1.25比例进行两级放坡开挖，在-6m边坡处设置平台，平台宽2m。（5）基坑开挖施工建议分条分块。沿道路隧道方向抽条、地铁隧道方向分块，每条、块宽2.5m，沿地铁隧道方向共分8条，分五次开挖，施工顺序为：开挖土条1、浇筑混凝土垫层，开挖土条2、浇筑混凝152、土垫层，浇筑区混凝土底板；然后向两侧分块对称开挖至基坑边沿，浇筑、区混凝土底板；为增加垫层的刚度、减少坑底土体的暴露时间，土条开挖后应及时浇筑垫层，并建议垫层选用早强混凝土，垫层内加钢筋网片，以利于压重等应急措施的实施。（6）通过计算，基底不进行加固的条件下，四个交叉点处的盾构隧道隆起变形、水平位移、竖直收敛、水平收敛、坑底变形等的最大值分别为10.10mm、0.56mm、3.48mm、3.32mm、74.57mm，其中隧道隆起变形不满足xx市相关的地铁隧道及线路几何尺寸偏差管理值标准的变形要求，应采取控制措施。（7）对两种基底门式加固方案进行了对比分析，建议采用加固方案二，即桩径85cm三轴153、水泥搅拌桩满堂加固，加固范围为距离盾构隧道顶部1m处起，加固层厚度4.5m；距离盾构隧道两侧3m处起，加固宽度4.5m，加固层厚度12.5m；沿公路隧道方向加固范围为40m，沿地下道路隧道中心线两侧对称分布，采用该方案后，四个交叉点处的盾构隧道隆起变形、水平位移、竖直收敛、水平收敛、坑底变形等的最大值分别为5.06mm、0.28mm、2.16mm、1.93mm、31.83mm，可满足相关规定的要求。（8）加固方案二计算所得地铁轨道最大高低不平顺为1.42mm，通过对地铁隧道产生不均匀变形后的列车运行安全性分析，出现的最大脱轨系数与轮重减载率分别为0.20、0.11，基坑开挖施工对列车的运营安全154、性影响较小。（9）通过对运营期地下道路与盾构隧道行车动力相互影响分析，动力作用引起的地铁隧道周围土层最大附加动应力为8.9kPa，相对于地铁隧道周围的静力，附加动应力幅值较小，动力作用下盾构隧道结构内力最大增量仅为9.1%，因此道路隧道行车对盾构隧道结构的影响不大；但应考虑富水季节粉土在道路、地铁列车荷载共同作用下的可能流失而导致的隧道沉降增加问题，建议地铁隧道在交叉点处应加强运营期的养护维修与管理。（10）为了减少坑底暴露时间及时恢复地铁隧道上方荷载，地下道路隧道底板采用分条浇筑，因此需要加强四个交叉处地下道路隧道底板连接处的施工质量及防水处理。（11）施工过程中应做好地铁隧道的变形监测，建议采用静力水准仪自动采集地铁隧道的沉降变形，监测范围为基坑开挖范围内（基坑顶部边界轮廓线）管片及前后各12环，监测频率为实时监测。以便及时掌握盾构隧道的变形情况。（12）基坑开挖工程中应与地铁运营部门进行协商，对通过基坑开挖区段的列车进行限速；施工过程中业主、设计、施工、xx市轨道公司等相关单位应建立有效的联动机制，及时沟通，合理应对施工过程中出现的紧急情况。（13）建议先选取一个交叉点进行现场施工，并根据现场实施情况指导其他节点施工与控制。(14)在下阶段编制相关施工技术方案时，建议结合本次专家评审意见（详见附件）中的下阶段注意问题进行补充完善。