下载掌阅APP，畅读海量书库
立即打开
软土一般是指天然孔隙比大于或等于 1.0，且天然含水量大于液限的细粒。城市地区的软土的力学特性为：
（1）高含水量和高孔隙比
软土的天然含水量w一般为 50%~ 70%，饱和度一般大于 95%，液限w L 一般为 40%~ 60%，天然含水量w与液限w L 之间成正比增加。天然孔隙比e为 1 ~ 2，且天然含水量w与其天然孔隙比e之间呈直线变化关系。
（2）低渗透性
软土的渗透系数一般为 10 -4 ~ 10 -8 cm / s，位于滨海相和三角洲相的软土地区，由于土层中夹有薄层或极薄层的粉、细砂、粉土等，使得土层水平方向的渗透系数较垂直方向大。
（3）高压缩性
软土均属高压缩性土，其压缩系数一般为 0.7 ~ 1.5 MPa -1 ，且压缩系数随着土的液限和天然含水量的增大而增高。
（4）低强度
软土的抗剪强度小且与加荷速度及排水固结条件密切相关，不排水三轴抗剪强度值很小，与其侧压力大小无关。排水条件下的抗剪强度随固结程度的增加而增大。
深入研究软土地区开挖卸载对邻近隧道纵向的影响规律和控制技术具有重要的工程意义和理论价值，国内外学者已进行了相关研究，并取得了一定的成果，但由于土体介质的不确定性以及隧道-土体之间相互作用的复杂性，导致目前的研究成果尚不够成熟和完善。下面将该领域已有的研究成果及存在的问题进行阐述。
在软土地层中开挖基坑，上部卸荷后必然会引起基坑底面下卧地基土体发生回弹变形，回弹变形量的大小成为分析基坑稳定性和下卧已建隧道附加变形的重要依据。 Tergzaghi. K [6] 早在 20 世纪 60 年代就注意到了基坑开挖空间越大，产生的坑底回弹变形就越大的事实；Bjerrum [7] 给出了估算基坑底板隆起的方法；Imae [8] 对影响基坑及土体变形的几个因素进行了详细的比较分析，包括基坑大小、开挖顺序、支撑结构、土体性质、地下水和暴露时间等。
目前，我国《建筑地基基础设计规范》（GB 50007—2011） [9] 认为，基坑的变形计算比较复杂，且不够成熟，只能作为一般性的要求提出，规范基于分层总和法思路所给出的底板隆起变形计算公式为，
式中 ψ c ——回弹经验系数；
p c ——基地以上土附加压力；
E c i ——土的回弹模量；
z i ——第i层土的深度；
——地基附加应力系数；
n——计算厚度的分层数。
传统的回弹变形估算方法是将土体开挖视为等重量的竖向卸载，利用均布荷载作用下的弹性半空间表面沉降公式或分层总和法来计算土体回弹变形。如杨位 [10] 等介绍了利用弹性力学法计算基坑开挖引起的土体自由回弹变形公式为，
式中 b——矩形均布荷载的宽度或圆形均布荷载的直径；
w——中性点回弹影响系数；
υ——土体泊松比。
刘国彬、侯学渊等 [11] 利用室内三轴试验模拟了基坑土体卸荷和下卧土体上抬变形，通过试验提出了土体回弹位移计算公式为，
式中 H——基坑开挖深度，H′= （1+q /γ）H；
q——地面超载；
t——围护结构的入土深度；
c，φ，γ——土体的黏聚力、内摩擦角和重度。
刘国彬等 [12] 根据大量基坑实测资料，提出了残余应力的概念来求解软土地区基坑土体的隆起变形，残余应力系数a =残余应力/卸荷应力。建立了一个基于应用残余应力原理和应力路径方法的计算方法（同济经验法）来求解坑底回弹量，即，
式中 n——计算厚度的土体分层数；
h i ——第i层土体的厚度；
E ti ——第i层土体的卸荷模量；
σ zi ——第i层土体的平均卸荷应力值，σ zi =σ 0 （1-a i ），其中，σ 0 是总卸荷应力值，a i 是第i层土体的残余应力系数。
S. K. Bose [13] 利用二维有限元法研究了围护结构、开挖深度等因素对基坑隆起变形的影响；Hamdy Faheem [14] 利用三维有限元法，考虑剪力的折损，模拟了矩形基坑开挖卸载后影响基坑变形的因素。
陆培毅等 [15] 利用三维有限元方法，采用修正剑桥模型本构关系模拟了基坑开挖过程中基坑面积、支撑形式和开挖深度对坑底土体回弹变形的影响。
刘国彬等 [16] 采用三轴流变试验仪进行了卸荷流变试验，模拟了基坑开挖产生的应力场，并结合试验结果提出了一种五元件模型，用于分析基坑土体回弹变形的时间效应。
郑刚等 [17] 考虑基坑的降水作用，采用三轴试验模拟了基坑开挖过程中的土体力学性能及变形性状，研究发现降水可以提高土体的力学性能，降水对坑底回弹变形的影响不容忽视。
木林隆等 [18] 考虑土体的小应变特性，基于芝加哥地区基坑工程的监测数据进行反分析，借助于有限元法提出了一种简化计算方法来分析基坑开挖引起的周边土体三维位移场，并将有限元结果和实测数据进行了对比。
郑刚、邓旭等 [19] 采用有限元软件PLAXIS建立了考虑土体小应变特性的数值模型，分析了不同围护结构变形模式下的基坑侧方区域深层土体竖向位移和水平位移的特点。
总的来说，国内外关于基坑周围土体位移的研究主要集中在坑内隆起、地表沉降和侧方土体位移等方面，而对坑底面下卧地层内部位移场的研究偏少。国内外学者们提出的估算基坑围护墙及地表沉降的计算方法（ Mana等 [20] 、Kung等 [21] ）多是基于弹性理论的经验、半经验公式，因此往往带有地域局限性以至于难以推广运用，而且这些方法大都无法用于预测坑底面下卧土层的位移。目前针对基坑下卧地层内部位移还仅限于依赖有限元法的一些规律性探讨，有限元法虽能有效地模拟各种施工工况，但是受制于土体本构关系和输入参数的选择，尚无法达到定量化的要求。
（1）理论解析方面
刘国彬、侯学渊 [11] 提出了残余应力法，结合软土的卸荷模量来计算基坑开挖对隧道隆起变形的影响，将受开挖扰动范围内隧道位置处的土体隆起变形视为隧道结构的上抬变形；吉茂杰 [22] 考虑开挖的时空影响并结合变形实测分析，对残余应力计算方法进行了修正，推导了考虑隧道隆起时空效应的实用理论计算公式。残余应力法对基坑卸载后土体隆起变形的计算结果较准确、稳定，但没考虑“隧道-土体”之间的相互作用，导致隧道上抬变形计算结果过于保守。
目前，广泛运用于计算地下开挖引起邻近隧道变形的解析法是两阶段法，其基本思路为：第 1 阶段计算出开挖引起的隧道位置处土体附加应力或位移；第 2 阶段将隧道视为一根弹性地基梁，再将第 1 阶段求得土体附加应力或位移施加于隧道，得出隧道与土体相互作用的变形平衡微分方程，从而求解隧道纵向附加变形及内力。只要参数输入得当，便能得到符合实际的结果。 Attewell等 [23] 基于Winkler理论提出了一种用于分析地下开挖对管线影响的理论模型；Takagi等 [24] 采用弹性地基梁法计算管道附加位移时，在考虑土体沉降后，为求解方便，对地基梁的平衡微分方程进行了简化处理，
式中 S——土体沉降量；
D——管道直径；
S p ——管道附加位移；
EI——管道纵向弯曲刚度；
k——地基基床系数；
d——管线直径。
陈郁等 [25] 、张治国等 [26] 提出了基于Winkler模型的两阶段应力法来分析基坑开挖卸载对下卧地铁隧道附加变形，并与三维数值模拟计算结果进行了对比分析，取得了较好的一致性；张强等 [27] 考虑到黏性土体的流变特性，根据弹性黏弹性对应原理，基于Winkler模型来求解黏性软土中开挖卸荷引起的下方隧道的附加应力和位移。
由于Winkler模型仅用唯一的参数——基床系数k来体现地基刚度，这只是一种粗略的近似。为了获取更加精确与合理的分析模型，一部分学者从弹性半无限空间出发，引入位移或者应力假定来得到地基和隧道附加变形的解析模型，如Vlasov模型 [28] ；另一部分学者则对Winkler模型进行了改进，通过增加弹簧参数，提出了能反映地基剪切刚度的双参数Pasternak模型 [29] ，周泽林和陈寿根等 [30] 利用Pasternak模型探讨了基坑开挖对邻近隧道纵向变形的影响因素；黄栩等 [31] 利用更加复杂的三参数Kerr地基梁模型来获得土体卸载所引起的隧道响应，它包含两个弹簧层（刚度分别为k 1 ，k 2 ）和一个剪切层（刚度为G），并结合实测数据对Winkler、Pasternak与Kerr等 3 种地基模型的模拟结果进行了详细对比分析。结果显示，Kerr地基模型更具优越性，Pasternak模型次之，可作为一种近似选择，Winkler模型的计算结果则最不理想。
虽然两阶段法具有力学传力机制明确、计算速度快等优点，但第 2 阶段中地基梁模型的选择对结果影响很大，分析中选用的地基梁模型越复杂，结果就越合理，但是计算所需的地基参数就会越多，而如有效地确定各地基参数的取值又成了一个新增难点；此外，该方法在第一阶段中把地基土体视为弹性均质半无限体，无法反映实际层状地层在荷载作用下的土体应力（或应变）的集中（或扩散）现象。
（2）数值模拟方面
复杂基坑的施工具有过程性，理论分析方法无法考虑具体施工条件、加固措施和开挖顺序等因素，而数值模拟方法可以有效地模拟基坑的开挖过程和土体非线性影响。随着计算机硬件水平的进步和数值模拟技术的发展，以有限元和有限差分为代表的数值模拟方法在地下工程中得到了广泛运用。
Lo等 [23] 采用有限元法模拟了多伦多粉质黏土地层中隧道上方基坑开挖，并对隧道的附加位移进行了预测。结果表明，数值模拟方法可对隧道的附加位移进行较准确评估；Marta等 [33] 提出了一种硬地层中隧道上方基坑施工全过程的二维有限元法数值分析方法，得到的分析结果与现场实测数据基本一致；SHARMA [34] 报道了新加坡某广场基坑施工对下卧隧道的影响，通过数值模拟研究了隧道变形特征，指出结构刚度大的隧道会承受较大的附加弯矩。
王卫东等 [35] 采用了能反映应力路径的上海软土卸荷模量，依托实际工程动态地模拟了考虑时空效应的开挖卸荷对地铁的影响。研究表明，土体卸荷模量直接决定了变形结果大小，但卸荷模量的取值具有较强的经验性；高广运等 [36] 以上海市某邻近地铁隧道的基坑工程为背景，运用有限差分软件FLAC 3D 对基坑开挖及坑外二次加固工艺进行了三维数值模拟分析。研究发现，既有地下结构物和地基加固体作为异质体具有减小地层位移的屏障作用；黄宏伟等 [37] 采用有限元软件PLAXIS中的HS硬化本构模型来模拟城市软黏土层，分析了上海外滩通道明挖基坑对下卧已运营隧道附加应力和变形的影响规律；郑刚等 [38] 采用有限元软件ABAQUS中的修正剑桥模型分析了天津西青道下沉明挖隧道施工对既有地铁 1 号线的影响并对各种加固保护措施的效果进行了模拟分析。结果表明，提高加固参数能减小地铁隧道接缝间的差异变形，但其加固效果随着参数的增加而减弱，加固参数的设计取值存在一个合理范围；黄兆伟等 [39] 基于土-结构相互作用模型，建立了基坑开挖对下卧地铁隧道影响的三维数值模型，分析了土体加固、分块开挖等隧道变位控制的技术措施效果。分析表明，土体加固技术效果最为明显。
尽管数值方法能有效地模拟隧道-土体相互作用，但各种土体本构模型的复杂性及其适用土质条件，以及土体参数的不确定性等因素，使数值分析目前大多仅用于定性计算与分析。而且该方法建模复杂、计算耗时，限制了其在工程实际中的应用。
（3）试验方面
国外方面，M. Devriendt [40] 和Burford等 [41] 报道了伦敦South Bank区黏土地层中邻近既有地铁隧道的The Shell Centre基坑工程，通过对该地铁隧道变形进行了长达 27 年的监测发现，随着低渗透地层中土体固结过程的缓慢进行，隧道附加上抬变形仍在继续，且南线、北线隧道的监测点上抬位移分别达到 60 mm、50 mm；Kusakabe等 [42] 在东京工业大学设计了砂土中开挖卸载对邻近管线影响的离心试验模型。结果显示，一般卸载引起的管线变形主要以弹性变形为主，当卸载间距很小时，开挖引起的塑性变形逐渐增大；Kojima等 [43] 进行了地面加载、卸载情况下既有隧道变形的室内模型试验研究，发现在砂性土中卸载引起的隧道非线性变形特征明显；G. W. Byun等 [44] 设计了几组尺寸比例为 1 ∶2的大型模型试验工况，模拟了新建基坑附近隧道衬砌应力及上抬变形特征。
蒋洪胜等 [45] 依托上海地铁 2 号线上方某最小间距基坑工程，监测了施工中的隧道各项变形指标。分析认为，适当加强隧道的纵向柔性可以提高结构抵抗破坏及适应土体变形的能力；韦凯等 [46] 基于上海市大量地铁隧道附加变形实测数据，总结了地铁隧道长期变形的规律，并根据蚁群算法提出了一种分析隧道长期变形的理论模型；孔令荣等 [47] 对多个邻近地铁隧道的基坑开挖引起的隧道变形实测结果进行了系统的分析。研究发现，当基坑与隧道之间的水平间距小于 4.0 m时，隧道的侧向位移急剧增大，且隧道位置高于基坑底面时，会产生较大的附加沉降。
魏少伟 [48] 在香港科技大学采用离心机设计了两组模型试验，采用国际通用砂Toyoura Sand制备土体，分析了开挖卸荷条件下邻近既有隧道横截面附加内力和变形的分布规律。研究发现，增大土体弹模能有效地减小开挖引起的隧道横截面变形，降低结构附加弯矩；梁发云等 [49] 依托上海市某邻近地铁隧道的深基坑工程，采用离心试验模型，研究了“先挖大基坑、后挖小基坑”施工方式对地铁变形和内力的影响规律；姜兆华 [50] 采用室内模型试验方法研究了基坑开挖对邻近既有隧道结构附加弯矩、土压力及断面内径的影响。试验发现，开挖卸载后衬砌土压力会发生改变，进而导致结构断面发生竖向拉伸、水平收缩的现象，此外，隧道附加土压力与附加弯矩的发展情况一致。
现场监测法得到的内力和变形数据是各种施工因素综合影响的体现，反馈结果可直接用于评价隧道安全情况，但其缺点主要是工作量大、研究周期长且不具备预测性；室内模型试验对于探明卸荷对隧道变形、受力的影响机理具有重要意义，但其存在试验费用高、相似条件不易准确、边界条件和初始条件不易控制等缺点，使其得到的信息有限而大多仅用于定性分析规律性结论。
盾构施工是目前城市建设中大量存在的一类工程开挖活动，不少学者围绕盾构穿越施工对已建隧道影响的问题开展了大量的研究。
在理论解析方面，Attewell等 [51] 首次基于Winkler地基梁研究了新建盾构隧道开挖对上方既有管线的影响；Klar等 [53] 基于两阶段位移法并采用Vesic地基系数分析了隧道开挖对既有地下管道的影响，在第 1 阶段采用Peck经验曲线来拟合隧道开挖引起的土体自由位移，在第 2 阶段将土体自由位移施加到管道结构求解；Celestino等 [53] 通过研究认为，Perk曲线并不能完全准确地描述隧道开挖引起的土体沉降分布；Vorster等 [54] 提出了利用修正的Perk公式来拟合隧道开挖后土体自由位移场；Loganathan & Poulos [55] 基于盾构隧道椭圆化移动模式，引入地层损失率，提出了隧道开挖引起的土体自由位移场解析解，即半无限体自由场地条件下开挖引起的既有隧道位置处土体竖向位移S（y）为，
式中 z 0 ——既有隧道轴线深度；
z 1 ——新建隧道轴线深度；
R——新建隧道半径；
υ——土体泊松比；
ε 0 ——盾构开挖地层平均损失率；
y——距离隧道轴线的距离。
张治国等 [56] 基于两阶段位移法，第 1 阶段采用上述Loganathan & Poulos公式求解盾构隧道开挖引起的土体自由位移，第 2 阶段将既有地铁隧道视为一根Winkler地基长梁并求解其纵向附加变形。研究发现，该方法得出的计算结果能较好地反映实际隧道变形情况。
杨栋 [57] 根据弹性地基梁有限差分原理，在新建隧道情况下应用两阶段位移法推导了开挖对既有隧道变形影响的差分方程，并结合算例进行了影响因素分析，为实际施工提供了理论指导。
张桓等 [58] 采用Loganathan & Poulos提出的解析方法，基于双参数Pasternak地基梁模型建立了盾构隧道穿越施工引起既有管线竖向位移的计算方法，将计算结果和Winkler模型的计算结果进行对比，证明了Pasternak模型的优越性。
张冬梅等 [59] 将新建隧道对既有隧道的作用简化成高斯分布荷载，将既有隧道简化为铁木辛柯梁，建立了盾构下穿施工对邻近已建隧道纵向变形影响的理论计算方法。研究发现，既有隧道剪切刚度对纵向变形曲率影响显著，当剪切刚度有效系数小于 1 /4 时，必须考虑剪切刚度对隧道纵向变形的影响。
从上述文献调研来看，现有理论计算方法可归纳为两类，一类是采用Perk曲线或高斯曲线为代表的经验公式，其存在的问题是计算公式缺乏力学理论支撑，且经验公式的运用具有较强的地域局限性；另一类则是采用的是Loganathan& Poulos解析公式，其存在的问题是该公式只能针对隧道平面正交下穿情况下的问题进行二维分析，实际上新建、已建盾构隧道之间的相对位置往往较复杂，针对三维情况下的盾构下穿既有隧道的开挖影响，目前仍缺乏相应的解析计算方法。
数值模拟方面，Yazdchi等 [60] 提出了一种不同地面条件下的三维数值模拟方法，用确定的时间步长来估算隧道叠交施工对附近隧道和地表沉降的影响；Addenbrooke等 [61] 、Hage等 [62] 通过对两近距离平行隧道施工的二维数值模拟研究均发现，当两隧道之间的净距大于 3D时，新建隧道对既有隧道的影响将减弱，当净距大于 7D时，可以不用考虑新建隧道开挖造成的影响； Liu等 [63] 以悉尼某隧道开挖对既有隧道衬砌的影响为研究对象建立三维数值仿真分析模型，指出新建隧道开挖面相对于既有隧道监测断面的滞后距离对既有隧道的变形有着显著的影响。
孙钧等 [64] 考虑盾构推进和盾尾间隙所产生的地层损失，采用三维弹塑性有限元分析方法，研究了上海地铁隧道叠交施工中的土体变形问题。给出了隧道周围土体塑性区大小与分布，得出了掘进前期结构附加变形增幅最为显著的结论。
徐前卫等 [65] 以黄浦江人行观光隧道穿越地铁 2 号线区间隧道为背景，建立了三维有限元模型，对已建隧道的施工影响进行了分析，得出了一些有用的结论。
殷宗泽等 [66] 依托上海轨道交通明珠线二期工程中所涉及的部分重叠区段的隧道施工，针对近距离叠交隧道盾构施工对老隧道的影响进行了三维数值模拟分析。结果表明，地基土层性质、隧道相对位置和净间距对双线隧道相互作用的影响尤其重大。
仇文革等 [67] 针对深圳地铁老街-大剧院区间重叠隧道工程进行了三维弹塑性有限元分析。结果表明，随着施工进行，已建隧道的环向内力会发生偏转，产生纵向内力，施工隧道的纵向影响范围在Ⅲ级围岩中约为 3D，在Ⅴ级围岩中约为 5D。
李雪峰等 [68] 依托上海人民路越江隧道工程，针对浅埋大断面盾构隧道施工对近距离既有隧道的影响建立了三维有限差分数值分析模型。模拟结果表明，盾构掘进会引起既有隧道的拱腰处产生压缩变形，拱顶及仰拱则产生较大的张拉变形。
刘树佳等 [69] 依托上海地铁 11 号线上、下穿既有地铁 4 号线的复杂工况，构建了三维数值模型对既有隧道的变形进行了研究。结果表明，叠交区域内既有隧道的竖向变形呈抛物线形分布。
李磊等 [70] 依托上海地铁 11 号线施工中的上、下重叠段隧道近接穿越已建地铁 4 号线的工程，利用大型三维有限元方法模拟了土仓压力、注浆压力、压重范围和压重量对既有隧道变形的影响。研究发现，既有隧道变形量与土仓压力无关，但随注浆压力增大而减小，采取压重措施能有效控制隧道变形。
现场监测与试验方面，Kim等 [71] 设计了一种地层损失率为 6%的小型模型盾构机，模拟了正常固结土和超固结土（OCR = 3）中上、下正交隧道施工，研究不同间距和衬砌性质条件下隧道位移、内力以及土体超孔隙水压力变化规律；Marshall等 [72] 在剑桥大学采用离心试验法对隧道正交穿越既有管道的影响进行了研究，该试验采用排液法来精确地控制地层损失，得到了一个修正的高斯公式来计算土体及管道变形；此外，ADACHI T等 [73] 、Vorster等 [74] 、BYUN G W等 [44] 学者分别进行了隧道开挖对邻近地下管线影响的离心模型试验研究； Lo等 [75] 、ASANO T等 [76] 基于现场实测数据，分析了地下隧道开挖对邻近地铁隧道的影响，得出了一些有用的结论。
渝涛 [77] 依托广州地铁 3 号线盾构近接隧道工程，针对平行、正交、交叠 3 种典型的盾构近接情况，进行了几何比C l = 40、重度相似比C r = 1 的室内模型试验，对既有隧道的影响规律进行了全面的研究。
何川等 [78] 综合采用室内模型试验和大型有限元模拟方法，系统研究了新建盾构下穿开挖过程中对既有隧道结构附加变形与内力的影响情况。研究得出，盾构开挖在掌子面前方约 2 倍洞径位置处会引起既有结构产生最大的附加位移。
黄德中等 [79] 结合上海外滩通道盾构穿越既有地铁 2 号线工程，采用离心模型试验模拟隧道开挖卸载、地层损失和注浆过程中既有隧道的附加变形。分析认为，新建隧道通过时既有隧道隆起率最大，适当注浆可有效地抑制既有隧道隆起变形。
马险峰等 [80] 利用排液法在离心场中模拟盾构下穿施工对既有隧道及周围地层变形的影响，并实现了可在试验不停机状态下模拟盾构开挖与注浆的全过程。
陈亮等 [81] 结合上海地铁 8 号线上穿地铁 2 号线施工现场监测数据，对隧道纵向变形过程及其产生机理进行了研究。研究发现，主要变形发生在穿越之后，在距离原隧道 10 m之外，原有隧道纵向沉降基本不会再受影响。
胡群芳等 [82] 通过对上海M4 线区间盾构隧道近距离下穿已建M2 线隧道的施工监测数据进行搜集整理，研究盾构近距离穿越对邻近隧道和土体变形的影响。研究得出，被穿越隧道的竖向位移呈波浪形，土体隆起峰值随着盾构掘进不断向前推移，盾尾附近的隧道和土体的变形较为敏感。
廖少明等 [83] 结合上海地铁某区间隧道上、下夹穿已运营地铁的工程施工，采用实测分析结合数值模拟手段对地铁隧道的变形及地层扰动进行了研究，结果表明，隧道位移受两次穿越之间的相互影响与单独穿越之间存在较大差异，成果可为类似穿越情形的盾构施工提供参考。
评估地下工程（基坑或隧道）开挖对邻近既有隧道的影响时，首先需要确定开挖卸载周围不同区域的影响程度，以及既有隧道结构安全的变形控制标准。围绕这个问题，诸多学者进行了相关研究，并提出了相应的判定准则。
日本在公布的《近接铁路隧道施工指南》 [84] 一书中，对近接既有隧道的施工问题进行了全面、系统的阐述。根据近接工程类型、规模、设计和施工方法、近接位置关系、地质条件等各种相关判断条件来进行近接度的划分，其划分标准与既有隧道外径D密切相关，一般可划分为 3 个范围：无条件范围、要注意范围和限制范围（需要采取对策的范围），其中在隧道侧面开挖的近接度划分见表 1.2。
表1.2 近接度的划分（既有隧道侧面开挖）
关宝树 [85] 根据近接隧道相对位置的不同，总结了近接开挖引起的既有隧道变形特征，并将近接隧道的施工进行了分类；仇文革 [5] 系统地提出了近接施工的分类、分区和指标表达式，按照“时间、空间、工法”将近接施工类型分为 3大类，并提出了近接施工对策等级概念，从地层和结构两方面给出了近接分区分度的广义判定准则，见表 1.3。王明年等 [86] 采用Mohr-Coulomb屈服准则对重叠盾构隧道进行了横向近接影响分区的划分，同时利用位移变化速率进行了纵向影响分区的划分；郭宏博 [87] 利用结构强度准则对上、下交叉隧道近接影响分区进行了研究，并得到了基于埋深比（几何近接度）的近接影响分区；闻毓民 [88] 运用结构应力准则和地表位移准则建立了大量的数值模型来对相邻两孔平行隧道的近接度进行研究，得到了在一定的埋深条件下两孔平行盾构隧道近接施工影响分区图表；秦辉辉 [89] 分别根据洞室附加变形、地表沉降和塑性区发展情况等 3 种判定准则对盾构、暗挖小净距重叠隧道进行了近接影响分区，结果显示，地表沉降准则得出的结论最严格。
表1.3 分区分度判定准则
Capse等 [90] 根据基坑开挖引起对周围土体位移场的扰动程度，将坑外土体划分为A塑性区、B弹性区和C非扰动区等 3 个区域，并分别采用对数螺旋曲线R 1 、R 2 来表示区域的分界线，如图 1.1 所示；丁勇春 [91] 给出了类似的坑外土体附加位移影响区域划分简图，将坑外土体划分为主影响区（Ⅰ区）、次影响区（Ⅱ区）和无影响区（Ⅲ区），并归纳了各影响分区的地层环境保护对策，水平方向主影响区的范围在 0.75H（H为基坑开挖深度）以内，次影响区为 0.75 ~ 2H，无影响区为 2H范围之外，如图 1.2 所示；李俊松 [92] 基于强度安全系数折减理论来对基坑近接建筑物时的影响区域进行划分，并提出了一套大型基坑近接施工安全风险评价体系；邓旭 [93] 等根据不同的围护结构变形模式，利用PLAXIS有限元软件对基坑侧方隧道变形特征区域进行了划分。
图 1.1 Capae基坑开挖影响分区
图 1.2 文献[90]基坑开挖影响分区
由于地层应力和塑性区不易进行现场量测，通常只能借助数值模拟做定性分析，实际工程中运用较少。而附加位移是结构或地层对邻近开挖扰动的直接响应，易于观测，因此，实际工程中大都采用位移准则和结构刚度准则来进行分区判定；总的来说，目前针对近接隧道之间相互交叉、重叠的近接影响分区已经非常成熟，针对基坑开挖对邻近隧道的近接影响分区研究则相对较少。
为了判定开挖卸载区域附近的既有隧道结构是否处于安全状态，需要确定隧道变形控制标准。上海地区规范 [3] 要求地铁两侧 3 m范围内不能进行任何工程活动，地铁隧道结构绝对沉降量不能超过 20 mm；杨广武 [94] 、李兴高 [95] 在总结现有的地铁变形控制标准的基础上，详细介绍了隧道结构变形控制的确定方法；张陈蓉 [96] 等基于地下管线的承载能力，结合两阶段位移控制法的算例计算，提出了基坑开挖对管线保护的控制标准；刘庭金 [97] 等依托广州邻近地铁 1号线隧道某基坑工程，研究了盾构纵向附加变形曲率与管片环缝张开量和螺栓应力的关系，如图 1.3 所示，结合管片的环模型试验结果，给出了盾构隧道弯矩和变形的控制值。但迄今为止，学术界和工程界对于卸荷范围大、技术难度大、施工风险高的近接既有地铁隧道的重叠基坑施工变形控制标准及保护技术的研究仍然很少。
图 1.3 隧道变形曲率与环缝张开量和螺栓应力的关系