隨著城市中心城區(qū)地下工程的建設(shè)日益密集，運營地鐵隧道結(jié)構(gòu)周邊出現(xiàn)了大量近接工程，如旁側(cè)基坑開挖卸載、上方基坑開挖卸載、隧道穿越等.上方基坑開挖卸載不可避免使得基坑坑底應(yīng)力釋放土體回彈，導(dǎo)致下臥盾構(gòu)隧道上浮變形，嚴(yán)重時會導(dǎo)致隧道管片結(jié)構(gòu)出現(xiàn)管片體開裂，接縫張開和地下水滲漏等結(jié)構(gòu)病害，影響地鐵隧道日常運營安全.

目前國內(nèi)外學(xué)者對于隧道上浮變形控制措施的研究主要包括3個方面：① 基于基坑開挖卸載時空效應(yīng)理論的分隔、分塊、分段、分層等開挖控制措施；② 基坑底部土體或隧道周邊土體注漿加固；③ 采用抗拔樁等結(jié)構(gòu)控制隧道周圍土體位移.對于深大基坑開挖，尤其是當(dāng)隧道上覆土卸載率超過70%，上述方法控制效果有限.門式抗浮框架通過與周圍土體產(chǎn)生相互作用，在隧道上方形成一個門式的箍，而逐漸被應(yīng)用到隧道鄰近基坑開挖的抗浮控制中.針對門式抗浮框架技術(shù)的研究目前仍處在初期階段，對抗拔樁和抗浮板共同作用下的抗浮機(jī)理尚缺乏深入的認(rèn)識，導(dǎo)致基于門式抗浮框架的抗隆起設(shè)計，以及抗拔樁與抗浮板的自身結(jié)構(gòu)設(shè)計主要依賴經(jīng)驗.

本文以深圳某地鐵共線的城市道路快速化改造工程基坑為依托，基于有限元模擬對門式抗浮框架施作過程中豎井開挖以及后期大面積基坑開挖對下臥盾構(gòu)隧道的擾動規(guī)律和樁-土-隧道之間相互作用進(jìn)行研究，探究門式抗浮框架的抗浮機(jī)理和受力機(jī)制，為門式抗浮框架結(jié)構(gòu)設(shè)計提出優(yōu)化建議.

1 工程概況

1.1 項目概況

深圳某城市道路快速化改造工程明挖基坑與運營地鐵11號線盾構(gòu)隧道存在長達(dá)3.09 km的共線段，基坑底部距離盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)頂部最近距離僅為6.2 m.其中前期施工中采用高壓旋噴樁地基加固和分塊分段開挖等隧道變形控制措施，效果并不理想，最大上浮超過20 mm.在二標(biāo)及三標(biāo)(二標(biāo)：K2+898～K3+049;三標(biāo)：K3+247～K3+476)部分區(qū)域采用門式抗浮框架技術(shù)，其相對位置示意圖如圖1所示.

1.2.3 脫落、剔除或終止標(biāo)準(zhǔn) 因不良反應(yīng)和(或)合并癥病情惡化不能完成治療者，因療效不佳而中斷或未按要求配合完成評分及療效評價者。

為探究門式抗浮框架施作過程豎井開挖對下臥盾構(gòu)隧道的擾動規(guī)律以及基坑開挖工況下其抗浮效果和機(jī)理，根據(jù)現(xiàn)場門式抗浮框架施作工序以及基坑尺寸，做相應(yīng)合理簡化后，對豎井開挖工況采用逐層開挖方式模擬，而基坑開挖工況則采用分步開挖方式，如圖6所示.兩種不同開挖階段的施工步設(shè)置分別如表4和5所示，基坑開挖工況還設(shè)置了無門式抗浮框架和有門式抗浮框架的不同樁長(12、18和30 m)條件共4種工況進(jìn)行對比來反映門式抗浮框架的抗浮效果.

1.2 豎井聯(lián)合門式抗浮框架

項目基坑采用明挖法進(jìn)行施工，基坑開挖前施作門式抗浮框架.圖2為門式抗浮框架示意圖，圖中：為抗拔樁直徑；為豎井井壁壁厚.門式抗浮框架由鋼筋混凝土抗拔樁和抗浮板所組成，抗拔樁布置在隧道的兩側(cè)，并與抗浮板在樁頂剛性連接，從而在隧道上方形成門式的抗浮框架.門式抗浮框架施工工序為：施作隧道兩側(cè)抗拔樁—豎井施工開挖土體—澆筑抗浮板—土體回填.為控制抗浮框架施工過程開挖卸載引起的隧道上浮，采用小豎井間隔開挖并及時回填的方式.抗浮框架施作完后進(jìn)行大范圍基坑的分步開挖，工序如圖3所示.

2 數(shù)值模型建立

2.1 模型及網(wǎng)格劃分

圖10為18 m樁長條件下樁-土相對位移以及樁側(cè)摩阻力.樁-土相對位移定義為樁體的豎向位移減去樁周土體的豎向位移，負(fù)值表示土體相對于樁體上移.圖中：為抗拔樁樁長；為樁土相對位移；為樁側(cè)摩阻力.由圖10(a)可知，樁深為0～10 m時，樁土相對位移為負(fù)值，并且越接近樁頂相對位移值越大，兩樁最大樁-土相對位移平均值為10.5 mm，說明該區(qū)域的樁體發(fā)揮了側(cè)摩阻力，限制了土體的上浮，有效樁長為10 m，且越接近樁頂位置側(cè)摩阻力作用越明顯.由圖10(b)可知，側(cè)摩阻力最大值出現(xiàn)在豎井開挖到底階段樁頂處，A、B兩樁樁頂側(cè)摩阻力的平均值為38.5 kPa.在回填階段，由于回填土的荷載直接作用在抗浮板上，抗浮板與抗拔樁為剛接，且樁體相對于土體的剛度要大得多，所以在回填土的樁土荷載分擔(dān)比例上，樁的比例要更大，從而導(dǎo)致樁體該階段的附加豎向沉降在全樁長上都要大于樁周土體，則出現(xiàn)樁-土相對位移均為負(fù)值和全樁長均發(fā)揮側(cè)摩阻力將土體整體下壓.

2.2 材料參數(shù)

地層土體本構(gòu)模型采用莫爾-庫倫模型，雙線隧道、抗拔樁和抗浮板、豎井井壁及豎井支撐等結(jié)構(gòu)構(gòu)件采用線彈性體材料模擬.相關(guān)材料參數(shù)如表2和3所示.表中：為彈性模量;為泊松比.

2.3 施工模擬及工況設(shè)計

建設(shè)場地淺層土層主要為素填土和填砂，局部含有淤泥質(zhì)黏土、粗砂，厚度為3.1～6 m.地鐵隧道及地下通道穿越的土層為礫質(zhì)黏性土，土層厚度為25～31.1 m，礫質(zhì)黏性土同樣為場地區(qū)域的主要覆蓋土層.區(qū)段范圍內(nèi)，隧道下臥土層主要為礫質(zhì)黏性土.表1為區(qū)段范圍內(nèi)主要土層的物理參數(shù)，所有參數(shù)均為實驗室測試所得.表中：為天然重度;為孔隙比;為壓縮模量;為含水率;為豎向滲透系數(shù)，由滲透性試驗獲得;為黏聚力;為內(nèi)摩擦角；、值由固結(jié)不排水三軸剪切(CU)試驗獲得.

《早春圖》敘述“三遠(yuǎn)”時，對“高遠(yuǎn)”、“深遠(yuǎn)”的表現(xiàn)更突出山巒的勢，但是在說“平遠(yuǎn)”時更突出山巒連綿至遠(yuǎn)處所體現(xiàn)出來的意味?！捌竭h(yuǎn)”指各種意象在平面畫紙上的位置關(guān)系，畫面中由于空中的物象顯小而產(chǎn)生空闊的意境?！捌竭h(yuǎn)”不僅包括山的排列位置、觀測方法，還涵蓋了超脫于景的意境美。平遠(yuǎn)讓人感到放松，能釋放精神壓力?！捌竭h(yuǎn)”中帶有愈遠(yuǎn)愈淡的意思，越要走得遠(yuǎn)，心態(tài)越要平。

圖15是門式抗浮框架及隧道結(jié)構(gòu)最終豎向變形云圖，可以看出在基坑開挖后，無論是門式抗浮框架還是隧道結(jié)構(gòu)均有較大程度的上浮，整體表現(xiàn)為越靠近基坑開挖中心的區(qū)域上浮量越大， 受限于篇幅下文將選取具有代表性的位置(開挖起始段、跨中和終點段)和開挖階段(開挖步長1、步長5和步長10)對門式抗浮框架的抗浮板和抗浮樁進(jìn)行深入分析，探討門式抗浮框架的抗浮機(jī)理.

醫(yī)保患者在刷卡掛號時，易將普通門診與門診特殊病混淆，患者結(jié)賬后發(fā)現(xiàn)險種報銷比例不同時，會辦理退費，因退費流程不熟悉、退費手續(xù)繁瑣、退費困難時，會引起投訴。門診特殊病辦理手續(xù)較為復(fù)雜，很多患者不知辦理門特手續(xù)的流程及需帶的材料，以至于材料準(zhǔn)備不全，出現(xiàn)患者反復(fù)辦理不成功的情況，引起不滿，從而引起投訴。

3 門式抗浮框架施工階段計算結(jié)果

3.1 模型合理性驗證

圖7為隧道頂部豎向位移計算結(jié)果與實測結(jié)果對比圖.圖中：為開挖深度；為P4點豎向位移；P1～P4分別表示隧道管片環(huán)兩側(cè)腰部、拱頂和拱底的測點位置.定義卸載率()為隧道開挖深度與隧道覆土厚度()之比，并將隧道上浮量歸一化處理，即隧道上浮量()除以豎井開挖面積(，其中、分別為豎井寬度、長度)即隧道上浮歸一化量=()， 可得-的實測結(jié)果擬合關(guān)系曲線，將其與計算結(jié)果對比，如圖8所示.圖中為擬合曲線的相關(guān)系數(shù).由圖可知，數(shù)值模擬計算結(jié)果與實測分析結(jié)果接近，可認(rèn)為數(shù)值模型具有可靠性.

3.2 隧道結(jié)構(gòu)變形響應(yīng)

圖13為基坑分步開挖過程隧道橫向收斂變形示意圖.圖中：為左線隧道上浮；Δ為隧道左線收斂變形；“k2-6”表示開挖步長2第6層土(開挖到底).隨著基坑的開挖卸載，斷面各監(jiān)測點相繼產(chǎn)生上浮位移，位于隧道底部腰側(cè)的P1、P2及P3點的上浮量明顯大于豎井開挖階段，呈現(xiàn)整體上浮的趨勢.相較于豎井開挖階段，主體基坑開挖階段引起的收斂變形在量值上較小，最大值約為2 mm.左線隧道豎向收斂變形以拉伸為主，橫向收斂變形以收縮為主.

3.3 抗拔樁-土相互作用

針對施作門式抗浮框架豎井開挖過程和大面積基坑開挖過程進(jìn)行有限元模擬，模型的三維網(wǎng)格如圖4所示，豎井開挖和基坑開挖工況的數(shù)值模型的單元數(shù)分別為 221 246 和 572 918，節(jié)點數(shù)分別為 200 318 和 643 197.為了消除數(shù)值模型的邊界效應(yīng)，模型在基坑外的寬度一般取開挖深度的3～5倍.門式抗浮框架施工模擬模型范圍為××=140 m×130 m×60 m；基坑開挖模型范圍為××=135 m×190 m×60 m.取最不利剖面(豎井坑底離既有隧道頂部最近處)進(jìn)行建模且每層土均為均質(zhì)、水平分布，地層層厚取值如圖5所示.開挖豎井以及門式抗浮框架構(gòu)件的相關(guān)尺寸參照圖2中標(biāo)識尺寸進(jìn)行建模.土體、雙線隧道、豎井井壁、抗拔樁以及抗浮板均采用C3D8線性六面體完全積分實體單元.

在實際應(yīng)用中，由于光學(xué)裝調(diào)誤差、環(huán)境溫度、發(fā)射和接收平臺振動等會引入光纖對準(zhǔn)誤差和光束隨機(jī)抖動誤差，致使模場匹配程度下降，耦合效率降低，從而導(dǎo)致接收端信噪比下降，誤碼率提高，通信質(zhì)量變差.接下來將推導(dǎo)并建立不同影響因素下空間光-少模光纖耦合效率的數(shù)理模型.

4 基坑開挖階段計算結(jié)果

4.1 坑底地層與隧道變形響應(yīng)

..抗浮板變形受力響應(yīng) 圖16為門式抗浮框架抗浮板的變形及彎矩變化圖.圖中：為抗浮板撓度；為抗浮板彎矩；和分別為抗浮板長度和寬度；“步長1”指代基坑分塊區(qū)域1位置，詳見圖6(b)，其余可類推.其中圖16(a)、16(b)選取的是位于開挖步長5中部的抗浮板沿寬度方向提取豎向位移和撓度結(jié)果.從圖中可以看出，抗浮板由于中部土體卸載回彈以及兩端抗拔樁約束的原因，沿寬度方向的撓曲變形呈“中間大，兩端小”，并且撓度最大值靠近基坑中心方向一側(cè)，位于抗浮板寬度11 m位置，最大值可達(dá)7.1 mm.從圖16(b)中不同開挖階段的撓度變化對比可發(fā)現(xiàn)，步長3和步長8的開挖對步長5位置的抗浮板變形的影響都要明顯大于步長8至最終階段開挖所造成的影響，因此認(rèn)為單個步長基坑開挖時，對未開挖區(qū)域兩個步長范圍內(nèi)的抗浮板影響較大.圖16(c)為抗浮板多個開挖階段的彎矩圖，彎矩值以板的上壓下拉為正，可以看出在特定步長的開挖位置會由于土體的隆起產(chǎn)生較大的負(fù)彎矩，而在該步長開挖范圍兩側(cè)約3 m范圍處會因變形反彎點的存在產(chǎn)生較大的正彎矩，抗浮板在整個基坑開挖過程中的負(fù)彎矩最大值和正彎矩最大值分別為 -10.68 和3.38 MN·m.

圖9為豎井開挖過程隧道結(jié)構(gòu)縱向上浮位移以及隧道橫斷面各測點的豎向位移隨開挖深度變化圖.圖中：為隧道縱向長度；為豎井中部隧道斷面豎向位移.如圖9(a)所示，開挖引起了隧道結(jié)構(gòu)上浮和縱向變形，當(dāng)豎井開挖到底(15 m)，隧道頂部豎向位移達(dá)到最大值7.2 mm.由單個豎井開挖引起的隧道上浮影響范圍為豎井兩側(cè)21 m(約為1.4)，可見隔三挖一可有效減小豎井開挖對隧道的影響.如圖9(b)、9(c)所示，豎井開挖引起隧道結(jié)構(gòu)自身的收斂變形，開挖深度達(dá)到15 m時管片環(huán)豎向收斂變形達(dá)到最大值3.3 mm，水平收斂變形為3 mm，呈豎直方向拉伸的“豎鴨蛋”變形模式.隨著抗浮板施作和豎井回填，隧道結(jié)構(gòu)變形逐漸回落，最大上浮減小至0.78 mm(回落率為89%)，橫向收斂變形恢復(fù)至0.75 mm.

4.2 門式抗浮框架抗浮效果分析

圖14為最終開挖階段不同樁長的隧道縱向上浮量計算結(jié)果對比.從圖中可以看出，在門式抗浮框架作用下隧道的縱向上浮被有效控制，對比3種不同樁長的工況可知，隨著樁長的增長，隧道上浮量的控制效果越好，說明樁長的增長使負(fù)摩阻力作用段增長，樁-土間相互作用更充分發(fā)揮，從而更好地控制隧道上浮量.根據(jù)不同樁長的數(shù)值計算擬合結(jié)果可知，相較于無抗浮框架(0 m樁長)，30 m樁長下隧道上浮量從19 mm減小至11.5 mm，下降率達(dá)40%.

4.3 門式抗浮框架-土相互作用分析

總而言之，在衡陽市水稻生產(chǎn)過程中，要積極增加雙季稻種植比例，在穩(wěn)定開展相關(guān)工作的基礎(chǔ)上，確保能降低種糧投入。政府則要完善糧食收購流程，確保能從根本上建立較為有效的糧食市場，為衡陽市糧食管理和經(jīng)營提供保障，實現(xiàn)經(jīng)濟(jì)效益和社會效益的共贏。

圖11為基坑開挖過程地層豎向位移云圖，圖中表示數(shù)值模型全局坐標(biāo)方向的位移量，即豎向位移.在基坑開挖工況下門式抗浮框架的施作顯著限制了框架區(qū)域范圍內(nèi)土體和隧道結(jié)構(gòu)的上浮，在框架區(qū)域范圍內(nèi)坑底土體相較于無門式抗浮框架區(qū)域的坑底回填明顯減小.圖12為基坑分步開挖過程隧道豎向位移.由圖可見，隨著基坑分步開挖的進(jìn)行，即從步長1依次開挖至步長10，受疊加效應(yīng)的影響，隧道在開挖方向的縱向變形逐漸增大.當(dāng)步長5開挖完成后，隧道上浮量趨于穩(wěn)定，最終上浮變形約為15 mm.

1979年之前，伊朗是波斯灣地區(qū)最強大的國家之一，執(zhí)政的巴列維王朝被認(rèn)為是美國在中東地區(qū)的代言人。1979年伊朗伊斯蘭革命推翻了巴列維王朝，什葉派穆斯林建立了政教合一的伊斯蘭共和國。革命中，起義者扣押了美國駐伊朗大使館的工作人員，成為美國對伊朗制裁的導(dǎo)火索，美國政府隨即對伊朗采取了包括禁止美國進(jìn)口伊朗石油、凍結(jié)伊朗政府美元資產(chǎn)和存款等一系列制裁措施。1980年美國同伊朗正式斷絕外交關(guān)系。

..抗浮樁樁土相互作用及內(nèi)力分析 圖17是步長5抗拔樁B的樁-土相互作用及其內(nèi)力分析圖.圖中：為抗拔樁軸力；為抗拔樁彎矩.從圖17(a)、17(b)中可以看出，初始狀態(tài)樁身和樁周土體在自重作用下均向下位移且此時相對位移為負(fù)值(樁相對于土體向下位移)，隨著基坑的逐層開挖，土體回彈帶動抗浮板和抗浮樁上浮，此時樁土相對位移逐漸變?yōu)檎登译S深度增加而增大，在土層分界面(礫質(zhì)黏性土與全風(fēng)化花崗巖之間)達(dá)到峰值，相應(yīng)的樁側(cè)摩阻力變化趨勢相同，即“中間大，兩端小”，最大值為 -58 kPa(負(fù)摩阻力).圖17(c)、17(d)為開挖步長5抗拔樁B樁的軸力彎矩圖， 可知內(nèi)力最不利截面為抗浮板和抗拔樁在樁頂?shù)倪B接處，在B樁樁頂靠近開挖方向一側(cè)較大的軸向拉力和彎矩同時作用產(chǎn)生的拉應(yīng)力會疊加，容易使結(jié)構(gòu)破壞.因此在做結(jié)構(gòu)設(shè)計時，應(yīng)在抗浮板與抗浮樁頂連接處局部加強配筋.

5 結(jié)論

本文以某城市道路快速化改造工程為依托，通過數(shù)值模擬方法分析了門式抗浮框架施作過程中豎井開挖階段以及后期大面積基坑開挖階段對下臥盾構(gòu)隧道的擾動規(guī)律和樁-土-隧道之間相互作用，探究其抗浮機(jī)理和受力機(jī)制，得到結(jié)論如下：

(1) 在門式抗浮框架施工過程中，豎井逐層開挖卸載引發(fā)隧道上浮變形，隧道頂部最大上浮量為 7.2 mm，影響范圍為豎井兩側(cè)21 m(1.4倍開挖深度)，隧道橫向收斂變形以豎直方向拉伸的 “豎鴨蛋”收斂變形為主，豎向收斂變形3.3 mm.豎井回填后隧道結(jié)構(gòu)上浮變形回落至0.78 mm，變形恢復(fù)率達(dá)89%.

(2) 基坑大開挖階段取18 m樁長工況分析，隧道最終開挖步上浮量穩(wěn)定為15 mm，與無抗浮框架相比，隧道上浮量減小4.5 mm.隧道整體變形表現(xiàn)為整體上浮，橫向收斂變形較豎井開挖階段有所減小，收斂變形最大值為2 mm.隨著樁長的增加，隧道的上浮量逐漸減小，當(dāng)樁長達(dá)到30 m時上浮量為11.5 mm，相較于無抗浮框架工況減小8 mm.

(3) 門式抗浮框架的樁-土相互作用主要體現(xiàn)在樁土間相對位移和樁側(cè)摩阻力的變化.在豎井開挖階段，抗拔樁限制了樁側(cè)土體的上浮，主要是正側(cè)摩阻力在發(fā)揮作用，摩阻力最大值位于樁頂處；在基坑開挖階段，由于抗浮板的上拔作用帶動抗拔樁向上位移，樁土間相互作用變?yōu)闃秱?cè)土體限制抗拔樁上浮，主要是負(fù)摩阻力發(fā)揮作用，摩阻力最大值位于土層分界面.

(4) 基坑開挖階段門式抗浮框架的抗浮板會在開挖范圍產(chǎn)生較大的撓曲變形和板面產(chǎn)生較大負(fù)彎矩，設(shè)計時應(yīng)對抗浮板進(jìn)行抗彎拉驗算；在抗浮板和抗拔樁連接部位，由于彎矩和軸向拉力的拉應(yīng)力疊加而產(chǎn)生應(yīng)力集中，屬于結(jié)構(gòu)的薄弱部位，結(jié)構(gòu)設(shè)計時應(yīng)作局部加強配筋處理.