張建斌

(廈門路橋工程投資發(fā)展有限公司, 福建 廈門 361026)

0 引言

近年來，越來越多的基坑工程在運(yùn)營地鐵隧道鄰近位置或上方進(jìn)行施工，既有隧道受上部卸荷影響的變形響應(yīng)分析已成為工程研究的熱門問題之一。廈門海滄海底隧道在石鼓山立交段上穿地鐵1號線區(qū)間隧道，分析和控制上跨基坑開挖卸荷對下臥地鐵隧道的影響對工程實(shí)施及確保地鐵1號線的安全顯得尤為重要。

目前，國內(nèi)研究基坑開挖對地鐵變形影響的方法主要包括數(shù)值分析方法[1-8]、理論分析方法[9-10]和實(shí)測分析方法[11-12]。在數(shù)值分析方面，徐凌等[7]通過數(shù)值模擬及實(shí)測數(shù)據(jù)分析得出軟土地區(qū)基坑開挖引起的隧道縱向變形曲線基本呈高斯正態(tài)分布，隧道變形影響范圍為基坑沿隧道縱向開挖長度的2～3倍； 薛彥琪等[8]通過MIDAS GTS軟件對考慮坑底止水帷幕受浮力作用及地下水滲流條件下的坑底回彈和隧道隆起位移進(jìn)行分析，得出基坑開挖卸荷影響深度約為基坑開挖深度的1.6倍，抗浮錨索對坑底回彈有明顯的約束作用。

在理論分析方面，周澤林等[9]將軟土地基考慮為3參量 H-K 黏-彈性體，推導(dǎo)了自由邊界半無限黏-彈性空間體在內(nèi)部集中荷載作用下的 Mindlin 時域解，并將隧道看成Pasternak 黏-彈性地基上的歐拉伯努利長梁，推導(dǎo)得到隧道縱向附加變形和內(nèi)力公式； 陳郁等[10]采用Mindlin經(jīng)典理論解推導(dǎo)得出由開挖卸荷引起的隧道結(jié)構(gòu)的附加應(yīng)力，并根據(jù)彈性地基梁理論推導(dǎo)出隧道隆起計算公式。以上利用理論分析得出的豎向隆起變形曲線均符合高斯正態(tài)分布。

在實(shí)測分析方面，陳郁等[11]結(jié)合工程實(shí)例，利用現(xiàn)場實(shí)測數(shù)據(jù)，分析了基坑開挖對下臥隧道的影響，其認(rèn)為土體的回彈會引起隧道的變形，隧道的最大隆起點(diǎn)接近基坑開挖的中心處，隧道變形曲線近似為正態(tài)分布； 魏綱[12]收集了14個國內(nèi)基坑工程實(shí)例的實(shí)測數(shù)據(jù)，對數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計分析，提出了隧道隆起值的經(jīng)驗預(yù)測公式，認(rèn)為隧道的收斂變形由“水平向拉伸、豎向壓縮”向“水平向壓縮、豎向拉伸”轉(zhuǎn)變。

以上研究均是針對軟土地區(qū)盾構(gòu)隧道，而海滄海底隧道上跨地鐵1號線段巖面起伏較大，下臥的地鐵區(qū)間隧道采用礦山法施工。關(guān)于起伏花崗巖復(fù)雜地質(zhì)條件下上部基坑開挖卸荷對礦山法地鐵隧道影響的研究較少。起伏花崗巖地層中不同的土巖分界面深度造成了不同的隧道變形結(jié)果。土巖分界面深度不同，巖土剛度沿深度的分布則不同，故巖土分界面對隧道變形的影響實(shí)質(zhì)就是剛度對隧道變形的影響，這使得在土巖起伏地層中開挖基坑引起的鄰近隧道變形相對于軟土地區(qū)具有明顯差異。

本文針對廈門土巖復(fù)合地層中基坑施工對下臥地鐵隧道變形的影響問題，提出基于Boussinesq解與Mindlin解的半解析預(yù)測方法，計算獲得不同基巖面埋深對隧道隆起的影響規(guī)律，并擬合提出考慮巖面埋深對隧道隆起變形影響的簡化預(yù)測公式。為確保施工安全，開展基坑施工全過程中隧道左右線的豎向變形人工和自動化監(jiān)測，分析土巖起伏地層條件下基坑開挖引起的隧道變形規(guī)律，以期為今后類似工程提供參考。

1 工程背景

1.1 工程概況

廈門海滄海底隧道上穿地鐵1號線區(qū)間隧道?；友氐罔F軸線寬度為38.5 m，垂直于隧道軸線方向?qū)捈s40 m，開挖深度為13.5 m左右。地鐵1號線區(qū)間隧道采用礦山法施工，為單洞單線馬蹄形斷面，隧道中心線埋深約23 m，拱頂埋深約20 m，襯砌頂部距離圍護(hù)樁底最小約為2.6 m，距離坑底最小約為7 m。隧道斷面凈空約為5.6 m，斷面凈跨約為5.2 m。支護(hù)結(jié)構(gòu)采用復(fù)合式襯砌，初期支護(hù)采用鋼筋網(wǎng)、格柵鋼架及噴射混凝土聯(lián)合支護(hù)，二次襯砌為防水鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)。上跨基坑和地鐵隧道的位置關(guān)系如圖1所示。圍護(hù)樁采用φ1 000 mm@1 200 mm的鉆孔灌注樁，隧道上方鉆孔灌注樁樁長15 m，距離隧道拱頂約2.4 m，隧道兩側(cè)維護(hù)樁樁長21 m。基坑止水采用φ800 mm@1 000 mm高壓旋噴樁止水帷幕，旋噴注漿壓力為25 MPa?？紤]到隧道上方嵌固深度不足，故設(shè)置3道內(nèi)撐，第1道為混凝土支撐，第2道、第3道為鋼支撐?；拥装搴?.8 m。地鐵1號線隧道埋深約為20 m，襯砌頂部距離圍護(hù)樁底最小約為2.6 m，距離坑底最小約為6.4 m。

(a) 平面圖

(b) I-I剖面圖

Fig. 1 Location relationship between foundation pit and metro tunnel (unit: m)

1.2 工程地質(zhì)條件

根據(jù)地質(zhì)勘察報告，場區(qū)地質(zhì)條件復(fù)雜，主要體現(xiàn)在2個方面： 1) 場區(qū)地層為典型的土巖復(fù)合地層，既包含與軟土地區(qū)性質(zhì)相似的雜填土、粉質(zhì)黏土、殘積土土質(zhì)地層，又包含全風(fēng)化、中風(fēng)化巖等由花崗巖風(fēng)化產(chǎn)物組成的巖質(zhì)地層。基坑主要位于土質(zhì)地層中，而隧道大部分位于風(fēng)化巖層中。2) 場區(qū)土巖分界面起伏不定，沿雙線隧道地層分布呈現(xiàn)明顯差異，土層及巖層分界明確，左線隧道與右線隧道之間亦展示了截然不同的地層分布剖面。在基坑范圍內(nèi)場區(qū)地層包括： ①1雜填土，②3粉質(zhì)黏土，③殘積礫質(zhì)黏性土?？拥孜挥跉埛e礫質(zhì)黏性土中； 坑底下土層為⑤1全風(fēng)化花崗巖、⑤2-1砂礫狀強(qiáng)風(fēng)化花崗巖和⑤2-2塊狀強(qiáng)風(fēng)化花崗巖; 地鐵區(qū)間隧道拱頂位于⑤2-1砂礫狀強(qiáng)風(fēng)化花崗巖中，隧道洞深大部分位于⑤2-2塊狀強(qiáng)風(fēng)化花崗巖中。地鐵隧道左右線地質(zhì)縱剖面圖如圖2所示。由圖2可以看出，隧道左右線地質(zhì)差異比較大。地鐵區(qū)間隧道各土層物理力學(xué)指標(biāo)見表1。

(a) 左線隧道

(b) 右線隧道

Fig. 2 Geological profile of left and right lines of metro tunnel (unit: m)

表1 地鐵區(qū)間隧道各土層物理力學(xué)指標(biāo)

1.3 施工工況

基坑采用明挖法施工，分4層開挖，第1層開挖約1 m，然后施工混凝土支撐；第2層開挖至地面以下7 m，安裝第1道鋼支撐；第3層開挖至地面以下10 m，安裝第2道鋼支撐；第4層開挖至坑底，施工混凝土墊層和底板。

2 基坑開挖對下臥隧道變形影響的半解析預(yù)測方法

基坑開挖引起隧道隆起是應(yīng)力釋放引起土體回彈與隧道抗力共同作用的結(jié)果。理論計算和數(shù)值模擬是研究開挖引起下臥隧道變形常用的2種方法。理論計算具有計算效率高、成本低等特點(diǎn)，因此，被廣泛應(yīng)用于施工前期的變形預(yù)測。本文基于Boussinesq解和Mindlin解，將隧道簡化為等效連續(xù)地基梁模型，建立變形控制方程，考慮土與隧道的共同作用，通過迭代計算，獲得隧道隆起變形。隧道變形計算分析簡圖如圖3所示。

隧道變形預(yù)測計算方法為： 首先，通過式(1)和(2)計算開挖引起的隧道所在位置處土體的豎向變形ω1(x,y,z)； 其次，假設(shè)隧道不產(chǎn)生抗力，通過式(7)確定不考慮隧道抗力的隧道變形初始值s=ω1(x,y,z)-ω2(x,y,z)； 再次，通過式(5)計算該變形s下隧道的抗力F，并將各段矩形梁單元(隧道)處的抗力F代入式(3)的Pi中(Pi與Fi互為作用力和反作用力)； 從次，通過式(4)求得隧道抗力作用引起的土體變形ω2(x,y,z)； 最后，通過式(7)求出經(jīng)過一次迭代得出的隧道變形值s。通過多次迭代，隧道變形量s將趨于穩(wěn)定，該數(shù)值即為隧道實(shí)際隆起變形值。利用該隆起變形理論分析方法，通過參數(shù)分析，提出考慮不同卸荷比及土巖分界面埋深影響的起伏土巖地層中隧道最大隆起預(yù)測公式。

P0為基坑開挖卸荷量;Pi為梁單元i上的荷載；N0、N1分別為作用在隧道兩端的軸力;Q0、Q1分別為作用在隧道兩端的剪力；M0、M1分別為作用在隧道兩端的彎矩。

圖3隧道變形計算分析簡圖

Fig. 3 Schematic diagram of tunnel deformation calculation and analysis

2.1 計算方法

首先利用Boussinesq解計算基坑卸荷條件下土體內(nèi)部任意點(diǎn)A的附加應(yīng)力

(1)

利用分層總和法計算基坑開挖卸荷引起的隧道處土體豎向變形

李碧華以女性特有的敏銳在小說中融入現(xiàn)代港人內(nèi)心深處的香港意識，但其港人的身份在加劇這種意識的同時亦使得香港的本土意識在傳統(tǒng)與現(xiàn)代兩相對照中漸趨含混化了。

(2)

式中：Hi為基坑卸荷影響深度范圍內(nèi)隧道埋深以下的分層厚度，m；σi(x,y,z)為各分層中心處開挖卸荷引起的附加應(yīng)力，kPa；Esi為各土層的壓縮模量，kPa。

利用Mindlin解計算隧道抗力作用引起的附加應(yīng)力，將隧道視為可沿隧道軸線分割成若干矩形單元的梁單元，隧道抗力引起的下臥土層中任意點(diǎn)處的附加應(yīng)力為各矩形單元的作用力之和，可表示為：

(3)

利用分層總和法求得隧道抗力作用引起的隧道處的土體豎向變形

(4)

由于隧道的橫向尺寸遠(yuǎn)小于縱向尺寸，則可將隧道簡化為圖3所示的等效連續(xù)化地基梁模型，其受力如圖3所示。當(dāng)隧道足夠長時，作用在隧道兩端的軸力、剪力及彎矩可視為零，即N0=N1=0、Q0=Q1=0、M0=M1=0。對隧道彎曲變形進(jìn)行分析，根據(jù)梁平衡方程則有：

K×s=F。

(5)

式中：s為隧道(連續(xù)梁)的位移向量，m；F為作用在隧道(連續(xù)梁)上的荷載，與隧道對土的抗力Pi互為作用力和反作用力，kPa;K為整個隧道(連續(xù)梁)的剛度矩陣，見式(6)。

(6)

考慮隧道與土的相互作用，由于基坑開挖過程中隧道與土體保持完全接觸，即隧道與周圍土體是變形協(xié)調(diào)的，據(jù)此進(jìn)行耦合分析，可得位移協(xié)調(diào)方程：

s=ω1(x,y,z)-ω2(x,y,z)。

(7)

式中：s為經(jīng)過n次迭代后的隧道位移向量，即為隧道隆起變形；ω1(x,y,z)為基坑卸荷引起的隧道處土體豎向變形，可由式(2)求得；ω2(x,y,z)為隧道抗力作用引起的隧道處土體豎向變形，可由式(4)求得。聯(lián)合求解式(2)、(4)、(5)、(7)，經(jīng)過迭代計算直至前后2次所得的計算結(jié)果誤差不超過0.1%，即可求得隧道任意點(diǎn)處的隆起變形。

2.2 理論分析結(jié)果及經(jīng)驗預(yù)測公式

根據(jù)2.1節(jié)提出的隧道隆起變形分析方法，以殘積土層與全強(qiáng)風(fēng)化巖層交界面為分界線，分析分界線位置變化對下臥隧道隆起的影響規(guī)律，進(jìn)而分析隧道位于巖層或土層中受上部基坑開挖卸荷的影響規(guī)律。本工程隧道埋深為20 m，定義分界線至地表高度為h，分別取h為0、5、10、15、20、25、30 m，模擬隧道與巖層、土層的相對關(guān)系。當(dāng)h=0 m時，地表以下全部為巖層; 當(dāng)h=20 m，隧道上方全部為土層。

為便于分析，設(shè)基坑開挖深度為He，隧道埋深為Hf，兩者的比值定義為卸荷比R，即R=He/Hf。設(shè)基坑坑底距隧道拱頂之間的距離為ht，上部基坑卸荷跨度為B(隧道在基坑卸荷范圍內(nèi)的長度)。考慮到實(shí)際工程中主要關(guān)注隧道的最大隆起量，因此，本文只討論開挖對隧道最大隆起量的影響。將隧道最大隆起量δ進(jìn)行歸一化處理，擬合曲線如圖4所示。擬合出經(jīng)驗預(yù)測公式為：

(8)

(9)

圖4 隧道拱頂最大隆起量擬合曲線

Fig. 4 Fit curve of relationship between tunnel crown uplift deformation andh

由圖4可知，上部開挖卸荷引起的下臥隧道豎向變形受隧道所處的地質(zhì)環(huán)境影響顯著。當(dāng)h≤20 m時，隧道拱頂位于土巖分界面以下，隧道主體處于巖質(zhì)土層中時，土層相對較硬，隧道豎向隆起隨h增加的速率較慢，隧道隆起相對較小；當(dāng)h>20 m(h=25 m和h=30 m)時，隧道拱頂位于土巖分界面以上，隧道主體逐漸向土層中轉(zhuǎn)移，拱頂豎向隆起急劇增大。

3 人工與自動化監(jiān)測結(jié)合的測試方案

由于廈門地鐵1號線在基坑開挖過程中處于試運(yùn)營期間，因此，采用人工監(jiān)測結(jié)合自動化監(jiān)測的方法進(jìn)行監(jiān)測，其中，自動化監(jiān)測采用徠卡TM50全站儀。考慮到監(jiān)測過程中地鐵區(qū)間隧道內(nèi)無通訊，因此，專門在隧道內(nèi)架設(shè)光纖以保證監(jiān)測工作的順利開展。在初始狀態(tài)調(diào)查過程中發(fā)現(xiàn)隧道存在滲漏水及裂縫。為了滿足地鐵保護(hù)要求，本次監(jiān)測增加了裂縫及隧道襯砌內(nèi)力監(jiān)測，具體監(jiān)測項目及監(jiān)測頻率見表2。區(qū)間隧道內(nèi)測點(diǎn)布置如圖1(a)所示。除人工道床豎向位移測點(diǎn)加密外，其他常規(guī)測項均為左右線各29個測點(diǎn)，其中，0.8倍的基坑開挖影響范圍內(nèi)按間距3 m布置，共23個測點(diǎn)； 0.8倍的基坑開挖影響范圍外按5、8、12 m間距布置，共6個測點(diǎn)； 加密點(diǎn)在常規(guī)測項兩端分別按9、10、10 m間距各加密3個測點(diǎn)。

表2 隧道監(jiān)測項目及監(jiān)測頻率

4 既有隧道變形響應(yīng)分析

4.1 理論預(yù)測與實(shí)測數(shù)據(jù)對比分析

針對以上工程案例，采用式(8)和(9)對施工過程中隧道的最大隆起量進(jìn)行預(yù)測，預(yù)測結(jié)果如圖5所示。對比分析預(yù)測結(jié)果與實(shí)測數(shù)據(jù)可知，實(shí)測數(shù)據(jù)位于預(yù)測曲線的兩側(cè)，且與擬合曲線接近。由此可知，所得到的經(jīng)驗公式可用于預(yù)測不同土巖分界面埋深下開挖引起的隧道隆起。

本工程左線和右線隧道在基坑中心處土巖分界面埋深分別為10 m和20 m，由式(8)可知，開挖過程中，δ/R的值分別為4.76 mm和7.29 mm。不同卸荷比下左線和右線隧道的最大隆起量實(shí)測值和預(yù)測值對比見表3。由表3可以看出，卸荷比較小時，理論預(yù)測結(jié)果與實(shí)測結(jié)果相差較大，隨著開挖的進(jìn)行，二者之間的誤差逐漸減小，開挖結(jié)束后，實(shí)測值和預(yù)測值之間的誤差小于3%，滿足工程中的精度需求。

圖5 隧道拱頂隆起量預(yù)測結(jié)果

Fig. 5 Prediction results and measured data of tunnel crown uplift deformation

表3不同卸荷比下左線和右線隧道的最大隆起量實(shí)測值和預(yù)測值對比

Table 3 Comparison between measured and theoretical values of maximum uplift deformation of left and right line tunnels under different unloading ratios

土巖分界面埋深/m開挖深度/m卸荷比最大隆起量/mm預(yù)測值實(shí)測值誤差1070.351.671.31 27.33%10100.50 2.38 2.36 0.97%10130.65 3.10 3.02 2.46%2070.35 2.30 1.70 35.26%20100.50 3.29 2.86 14.86%20130.65 4.27 4.28 0.22%

基坑開挖引起的雙線隧道豎向變形分布曲線如圖6所示。開挖結(jié)束后到澆筑底板期間，隧道變形仍在不斷增大，主要原因是底板施工期間經(jīng)歷強(qiáng)降雨，由于土體流變產(chǎn)生的時空效應(yīng)，隧道變形不斷增大； 澆筑底板后至隧道上方底板結(jié)構(gòu)施工開始之時，左線拱頂最大變形約4.08 mm，增大約36%，右線隧道拱頂最大變形約6.65 mm，增大約58%； 隨后進(jìn)行結(jié)構(gòu)施工，隧道受結(jié)構(gòu)自重荷載作用下沉，至結(jié)構(gòu)施工完成，左線隧道拱頂最大變形約3.4 mm，減小約20%，右線拱頂最大變形減小至5.4 mm，減小約20%。文獻(xiàn)[11]和文獻(xiàn)[14]的實(shí)測結(jié)果也表明，澆筑基坑底板能有效控制隧道的隆起。因此，施工中基坑開挖至底部時應(yīng)盡快進(jìn)行底板澆筑，避免長時間坑底暴露導(dǎo)致隧道豎向變形大幅增大。

4.2 地質(zhì)條件對隧道最大隆起量的影響

為了進(jìn)一步研究地質(zhì)條件對隧道變形的影響，將左線和右線隧道最大隆起量和最大沉降量隨時間的變化曲線進(jìn)行對比分析，結(jié)果如圖7所示。由圖7可以看出，隨著開挖的進(jìn)行，右線隧道拱頂隆起以及沉降的最大值均大于左側(cè)隧道。受地質(zhì)條件起伏的影響，卸荷區(qū)域范圍內(nèi)，隧道左線大部分位于強(qiáng)、中風(fēng)化巖層中，隧道右線大部分位于全風(fēng)化巖及砂礫狀強(qiáng)風(fēng)化巖中，隧道左線比隧道右線地質(zhì)條件好，同一時刻隧道右線相對于隧道左線拱頂豎向變形大，說明地質(zhì)條件越好，隧道拱頂豎向變形越小。

土巖復(fù)合地層中，上部開挖引起的下臥隧道隆起變形規(guī)律明顯不同于其他地質(zhì)條件下的隧道隆起變形規(guī)律。郭鵬飛等[15]、Chen等[16]、黃宏偉等[2]和魏綱[12]收集了大量上跨基坑開挖隧道變形的實(shí)際工程監(jiān)測數(shù)據(jù)。為了得到不同地質(zhì)條件下上部開挖引起的下臥隧道的變形分布規(guī)律，對其進(jìn)行整理，并與本文基坑數(shù)據(jù)進(jìn)行對比。其中，除了梅溪湖隧道為礦山法隧道外，其他均為盾構(gòu)法隧道。

(a) 隧道左線

(b) 隧道右線

Fig. 6 Vertical cumulative deformation curves of tunnels caused by excavation of foundation pit

圖7左、右線隧道拱頂最大隆起量與最大沉降量隨時間的變化曲線

Fig. 7 Curves of maximum uplift deformation settlement of left and right line tunnel crown with time

不同地質(zhì)條件下隧道最大豎向變形與開挖卸荷率R的關(guān)系如圖8所示。由圖8可知，不同地質(zhì)條件下，隧道最大隆起變形總體上隨上部基坑開挖卸荷率的增大而增大。不同地質(zhì)條件下隧道最大隆起變形分布不同，軟土地區(qū)隧道隆起變形較大，分布范圍為9R～29R，平均15.5R；粉黏土地區(qū)隧道隆起變形次之，分布范圍為5.77R～14R，平均11.2R；土巖復(fù)合地區(qū)隧道隆起變形最小，分布范圍為0～5.77R，平均3.34R，同一卸荷率下為軟土地區(qū)隧道隆起變形的1/5～1/4。本工程中基坑開挖到坑底時，隧道左右線的隆起變形分別為3.10 mm 和4.27 mm，在所統(tǒng)計的其他土巖地層上限附近。在基坑底板混凝土澆筑前，受降雨的影響，因土體流變效應(yīng)隧道隆起變形進(jìn)一步增大，左、右線分別增大了36%和58%，達(dá)到4.08 mm 和6.65 mm。

圖8 隧道最大豎向變形與開挖卸荷率R的關(guān)系

Fig. 8 Relationship between maximum vertical deformation of tunnel and unloading rateR

5 結(jié)論與建議

本文針對廈門海滄海底隧道石鼓山立交段上跨地鐵1號線區(qū)間隧道基坑開挖對下臥地鐵隧道變形的影響問題，通過理論分析和現(xiàn)場測試，研究了土巖起伏地層對既有隧道在上部開挖卸荷下的變形響應(yīng)影響，得出如下結(jié)論與建議。

1)提出基于Boussinesq解與Mindlin解的半解析預(yù)測方法，通過系統(tǒng)參數(shù)分析，得到考慮土巖界面位置變化的隧道最大隆起量預(yù)測公式。通過與現(xiàn)場實(shí)測數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，驗證了所提出預(yù)測公式的準(zhǔn)確性。

2)土巖起伏地層對既有隧道豎向變形的影響較大。測試結(jié)果顯示，位于強(qiáng)、中風(fēng)化巖中的左線隧道最大隆起變形約為3 mm，位于殘積土及全風(fēng)化巖中的右線隧道最大隆起變形約為4.2 mm。后續(xù)工程應(yīng)加強(qiáng)位于殘積土及全風(fēng)化巖中隧道的保護(hù)措施。

3)風(fēng)化巖層中既有隧道豎向最大隆起變形相對于軟土地區(qū)隧道豎向最大隆起變形小。根據(jù)實(shí)測統(tǒng)計分析可知，軟土地區(qū)隧道最大豎向隆起變形平均為15.5R(R為卸荷率)；風(fēng)化巖地區(qū)隧道隆起變形較小，平均為3.34R，為軟土地區(qū)隧道最大豎向隆起變形的1/5～1/4。本工程中基坑開挖引起的隧道隆起變形在所統(tǒng)計的其他土巖地層上限附近。

4)在基坑開挖到底至底板混凝土澆筑期間，受降雨的影響，左右線豎向隆起變形分別增大了36%和58%，分別達(dá)到4.08 mm 和6.65 mm。因此，降雨影響不可忽視，后續(xù)在殘積土中開挖基坑應(yīng)盡量減少坑底在暴雨中的暴露時間。