狹長基坑開挖變形規(guī)律及支撐優(yōu)化研究

陶勇，楊平*，賈紅征，秦輝

(1. 南京林業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，南京 210037；2. 江蘇建科工程咨詢有限公司，南京 210008)

在地鐵車站基坑設(shè)計(jì)過程中，采用內(nèi)支撐系統(tǒng)的圍護(hù)方式已得到廣泛應(yīng)用。通過對(duì)支撐體系的優(yōu)化，可進(jìn)一步控制基坑變形并降低成本。探究不同支撐體系作用下基坑變形，前人已做過頗多研究，主要研究支撐預(yù)加軸力、支撐間距、支撐剛度等因素對(duì)基坑變形的影響。在支撐預(yù)加軸力研究方面，張明聚等[1]發(fā)現(xiàn)一定范圍內(nèi)增加預(yù)加軸力可顯著減小基坑變形，但預(yù)加軸力增大超過一定限度后約束作用逐漸減小。Wang等[2]認(rèn)為，隨預(yù)加軸力增大，基坑總變形呈下降趨勢，最終變形趨于穩(wěn)定。關(guān)于支撐位置研究，劉潤等[3]研究發(fā)現(xiàn)支撐位置的變化對(duì)于土體中最終應(yīng)力水平的影響甚小，對(duì)圍護(hù)結(jié)構(gòu)的位移有較明顯的影響。關(guān)于支撐剛度研究，由于支撐剛度對(duì)基坑變形影響較大，越來越多國內(nèi)外學(xué)者對(duì)其進(jìn)行研究，取得較多成果[4-7]。為保證基坑支護(hù)體系的可靠度，何培玲等[8]提出擋墻復(fù)合剛度計(jì)算法。隨著基坑工程的建設(shè)發(fā)展，支撐體系由單一趨向多樣化應(yīng)用，關(guān)于混合支撐及新型支撐體系的研究越來越多[9-11]?；旌现坞m保證了基坑的安全性，但仍存在一定缺陷，對(duì)其進(jìn)行優(yōu)化具有實(shí)際意義。

安全控制是地下工程建設(shè)的首要任務(wù)。目前地鐵車站常用的支撐體系為鋼筋混凝土支撐與鋼支撐并存的混合支撐體系，該支撐體系雖保證了基坑的安全性，但混凝土支撐存在建筑垃圾及環(huán)境污染問題，且需要較長制作養(yǎng)護(hù)時(shí)間，施工周期相對(duì)較長。而鋼支撐自重輕、安裝和拆除方便、施工速度快且可重復(fù)利用，有利于減少時(shí)空效應(yīng)作用下基坑變形。筆者主要結(jié)合南京某車站西區(qū)標(biāo)準(zhǔn)段基坑工程，通過數(shù)值模擬與實(shí)測對(duì)比，研究用鋼支撐替代頂層鋼筋混凝土支撐的支撐優(yōu)化問題，通過有限元進(jìn)行敏感性分析，分別調(diào)整支撐剛度、首末道支撐位置、支撐預(yù)加軸力，對(duì)鋼支撐體系進(jìn)一步優(yōu)化，從而改善支護(hù)結(jié)構(gòu)受力，以期減小基坑變形、縮短工期、降低造價(jià)，為今后類似工程首道支撐材料選擇及支撐體系設(shè)計(jì)提供借鑒。

1 工程概況

該工程為地下二層島式車站，站臺(tái)寬13 m，車站外包長523.98 m，寬22.1 m，設(shè)計(jì)地面標(biāo)高為7.15 m，其中西區(qū)標(biāo)準(zhǔn)段開挖深度約19.22 m。

西區(qū)標(biāo)準(zhǔn)段開挖影響范圍內(nèi)土層從上至下依次為①-1雜填土、②-2b4淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土、②-4d2粉質(zhì)黏土、②-5d1粉砂。該工程影響范圍土層基本物理力學(xué)參數(shù)見表1，土的抗剪強(qiáng)度指標(biāo)由固結(jié)快剪試驗(yàn)獲得，破壞比等其余參數(shù)取軟件默認(rèn)值。

表1 土層基本物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Basic physical and mechanical parameters of soil layer

車站西區(qū)標(biāo)準(zhǔn)段采用明挖順作法施工，圍護(hù)結(jié)構(gòu)采用800 mm厚地連墻加內(nèi)撐形式，地連墻深35 m，豎向共設(shè)5道支撐，第1道支撐為800 mm×800 mm鋼筋混凝土，其余為Φ609 mm×16 mm鋼支撐，支撐深度分別為0.5，5.0，8.5，12.0，15.5 m。

2 實(shí)測與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比分析

2.1 測點(diǎn)布置

本工程主要監(jiān)測項(xiàng)目為地下連續(xù)墻水平及豎向位移、深層土體水平位移、支撐軸力、周邊土體地表沉降、基坑外地下水位等。本研究主要對(duì)西區(qū)標(biāo)準(zhǔn)段兩個(gè)監(jiān)測項(xiàng)目進(jìn)行實(shí)測數(shù)據(jù)分析，地連墻水平位移監(jiān)測布置2個(gè)測孔，地表沉降監(jiān)測有2個(gè)監(jiān)測斷面，其圍護(hù)結(jié)構(gòu)橫剖圖如圖1所示，其測點(diǎn)布置如圖2所示。

圖1 圍護(hù)結(jié)構(gòu)橫剖圖(單位：mm)Fig. 1 Retaining structure horizontal profile

圖2 西區(qū)標(biāo)準(zhǔn)段測點(diǎn)布置圖(單位：mm)Fig. 2 Layout of survey points in standard section of western district

2.2 數(shù)值模擬方法

2.2.1 基本假定與參數(shù)選取

研究采用有限元數(shù)值模擬，假定所有材料為均質(zhì)、連續(xù)、各向同性，土層水平成層分布；不考慮開挖前由土體初始應(yīng)力狀態(tài)及圍護(hù)墻施工所導(dǎo)致的土體變形，土體本構(gòu)模型選用小應(yīng)變土體硬化模型，支護(hù)結(jié)構(gòu)選用各向同性線彈性模型，荷載只考慮土體和圍護(hù)結(jié)構(gòu)自重荷載，不考慮開挖過程中施工對(duì)土體力學(xué)參數(shù)的影響，不考慮地下水滲流作用，因地連墻止水帷幕為全封閉式，本研究忽略疏干降水影響不考慮降水模擬。根據(jù)車站支護(hù)設(shè)計(jì)施工說明及詳圖，支護(hù)體系參數(shù)選?。旱叵逻B續(xù)墻、圈梁、混凝土支撐彈性模量皆為3×104MPa，泊松比為0.2，重度為25 kN/m3；鋼支撐和立柱彈性模量分別為2.1×105和1.95×105MPa，泊松比均為0.25，重度為78.5 kN/m3。

2.2.2 幾何模型及邊界條件

由于本研究主要針對(duì)長條形基坑的対撐進(jìn)行優(yōu)化，基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)及支撐分布基本對(duì)稱，可沿對(duì)稱軸取一半模型進(jìn)行分析，將西區(qū)標(biāo)準(zhǔn)段向端頭井部分延伸，用對(duì)撐取代斜撐的方法進(jìn)行處理，原標(biāo)準(zhǔn)段對(duì)撐間距不變，端頭井部分新增對(duì)撐間距與標(biāo)準(zhǔn)段相同。

模型計(jì)算采用PLAXIS軟件，開挖影響寬度一般為基坑開挖深度的3～4倍，影響深度為基坑開挖深度的2～4倍，處理后基坑模型尺寸為68 m×24 m×19 m，計(jì)算幾何模型尺寸選取為134 m×150 m×45 m，邊界條件僅保留基坑頂面的自由度，側(cè)面法向固定，底面完全固定。

2.2.3 開挖階段確定

本工程開挖過程為分層開挖，開挖完一層土體后即修筑一道支撐，支撐修筑結(jié)束后再開挖下一層土體，依次自上而下開挖土體并修筑支撐。根據(jù)分析需要，本研究將這些工況劃分為6個(gè)階段，階段1：開挖第1層土體(1 m)；階段2：修筑第1道鋼筋混凝土支撐(深0.5 m，不添加預(yù)加軸力)，開挖第2層土體(深5.5 m)；階段3：架設(shè)第2道鋼支撐并施加預(yù)加軸力(深5.0 m，預(yù)加軸力為1 110 kN)，開挖第3層土體(9.0 m)；階段4：架設(shè)第3道鋼支撐并施加預(yù)加軸力(深8.5 m，預(yù)加軸力為1 025 kN)，開挖第4層土體(12.5 m)；階段5：架設(shè)第4道鋼支撐并施加預(yù)加軸力(深12.0 m，預(yù)加軸力為1 080 kN)，開挖第5層土體(16.0 m)；階段6：架設(shè)第5道鋼支撐并施加預(yù)加軸力深(15.5 m，預(yù)加軸力為1 160 kN)，開挖至底部(19.0 m)。

2.3 實(shí)測與模擬對(duì)比

2.3.1 地連墻水平位移對(duì)比

測點(diǎn)ZQT38和ZQT02在不同開挖階段的墻體位移實(shí)測值與計(jì)算值的對(duì)比見圖3。由于施工原因?qū)崪y測斜管只能讀到地下22 m處的位置，故計(jì)算與實(shí)測對(duì)比時(shí)，計(jì)算值亦截取到地下22 m處，不影響實(shí)測對(duì)數(shù)值模擬的驗(yàn)證，在后期優(yōu)化時(shí)再恢復(fù)地連墻實(shí)際入土深度35 m進(jìn)行分析。

圖3 不同開挖階段墻體水平位移實(shí)測、計(jì)算值對(duì)比圖Fig. 3 Contrast figures of different excavation stages of the wall horizontal displacement measured and calculated values

從圖3可見，無論是計(jì)算值還是實(shí)測值，其墻體水平位移均隨土體的開挖而增大。第1層土體開挖完時(shí)，墻體頂部的水平位移最大，隨著土方開挖，墻體最大水平位移發(fā)生位置下移且與開挖面較接近，最終位移曲線呈兩端小中間大的“弓”形。

引入深度比率參數(shù)Kj，定義為不同階段下墻體最大水平位移所處深度與當(dāng)時(shí)階段開挖深度之比，即：

Kj=Hj/hj

(1)

式中：Hj為各階段下墻體最大水平位移所處深度，m；hj為各階段開挖深度，m；j=1，2，3，4，5，6。

墻體水平位移整體實(shí)測值比計(jì)算數(shù)值偏大，但差值較小，墻體最大水平位移實(shí)測與計(jì)算的最大差值僅為1.9 mm。各階段下測點(diǎn)ZQT38實(shí)測深度比率值Kj為0，1.47，1.03，1.05，0.98，0.98，計(jì)算值Kj為0，1.51，1.06，1.02，0.86，0.82；ZQT02實(shí)測深度比率值Kj為0，1.48，1.09，1.08，0.97，0.95，計(jì)算值Kj為0，1.61，1.12，0.97，0.85，0.80。總體上看計(jì)算值與實(shí)測值反映的位移變化規(guī)律基本一致，存在偏差的原因可能是施工工況與數(shù)值模擬理想工況有一定差異等，而位移量差值很小，證明該模型及數(shù)值模擬計(jì)算可較好模擬實(shí)際工況，該模擬方法合理可行。

2.3.2 地表沉降對(duì)比

圖4 DB21剖面地表沉降實(shí)測、計(jì)算對(duì)比圖Fig. 4 Contrast figures of the measurement and calculation of the surface subsidence of DB21 profile depth

DB21剖面地表沉降實(shí)測與計(jì)算值的對(duì)比情況見圖4。由圖4可知，無論是計(jì)算值還是實(shí)測值，其沉降規(guī)律較為一致?？梢钥闯鼍嗫颖谝欢ǚ秶鷥?nèi)，同一開挖階段距離坑壁由近及遠(yuǎn)的3個(gè)測點(diǎn)沉降量依次增大，并隨著基坑的開挖持續(xù)增大，此規(guī)律與計(jì)算值相符，從整體上看，基坑開挖越深，沉降量增長速率越大。與實(shí)測值相比，計(jì)算值整體較小，這是由于數(shù)值模擬過程中沒有考慮周邊建筑物荷載。

DB21斷面上各點(diǎn)在各階段下的沉降累計(jì)值見圖5。由圖5可知，隨土方的持續(xù)開挖，地表各處沉降逐漸增大，在整個(gè)開挖過程中，距地連墻體較近的地表沉降量較小，而隨著距坑壁距離的增大，沉降量逐漸增大并達(dá)到峰值，再往外距坑壁越遠(yuǎn)，地表的沉降越小，直至無明顯沉降產(chǎn)生，曲線呈“凹槽型”分布。

圖5 地表沉降計(jì)算曲線Fig. 5 Surface settlement curves

引入距離比率參數(shù)Vi，定義為不同階段下地表最大沉降位置距坑壁距離與當(dāng)時(shí)階段開挖深度之比，即：

Vi=xi/hi

(2)

式中：xi為各階段下地表最大沉降位置距坑壁距離，m；hi為各階段開挖深度，m；i=1，2，3，4，5，6。

由圖5還可看出，隨基坑持續(xù)開挖，地表沉降量整體增大，且地表沉降最大值位置離坑壁越來越遠(yuǎn)，各階段Vi分別為4.80，1.47，0.98，0.74，0.61，0.60。開挖至坑底時(shí)，地表沉降主要影響范圍為0～1.7倍開挖深度，次要影響范圍為1.7～3.2倍開挖深度。對(duì)于“凹槽型”沉降，上海市基坑工程技術(shù)規(guī)范板式支護(hù)體系經(jīng)驗(yàn)方法指出：地表最大沉降位置距坑壁距離約為0.5倍開挖深度，地表沉降主影響區(qū)域?yàn)?～2倍開挖深度，次影響區(qū)域?yàn)?～4倍開挖深度。而Peck[12]對(duì)以鋼板樁為主的基坑分析得出，軟土中基坑沉降影響范圍達(dá)2.5～4.0倍開挖深度?？傮w上實(shí)測值與模擬值變化規(guī)律基本一致，因此該模型模擬方法可行。

3 支撐優(yōu)化分析

根據(jù)該車站基坑工程特點(diǎn)，本研究僅對(duì)西區(qū)標(biāo)準(zhǔn)段対撐進(jìn)行優(yōu)化。西區(qū)標(biāo)準(zhǔn)段已經(jīng)建成，考慮將首道支撐由鋼筋混凝土支撐替換為鋼支撐，對(duì)支撐剛度、首道支撐位置、支撐預(yù)加軸力這3個(gè)參數(shù)進(jìn)行分析，研究在開挖最底層土體后，參數(shù)變化對(duì)距坑壁23 m處測點(diǎn)ZQT38墻體水平位移、墻體彎矩、距坑壁46 m處DB21剖面地表沉降的影響。

3.1 鋼筋混凝土支撐與鋼支撐對(duì)比

本研究背景工程采用的是混合支撐體系，考慮到本工程的基坑體系設(shè)計(jì)可能比較保守，現(xiàn)將第1道支撐替換成鋼支撐，預(yù)加軸力為100 kN，其型號(hào)與第2～5道支撐相同。通過數(shù)值模擬方法，計(jì)算替換后的鋼支撐體系對(duì)基坑的影響，并與原混撐體系對(duì)比。

不同支撐體系對(duì)基坑變形及受力的影響如圖6所示。由圖6可知，鋼支撐體系墻體整體水平位移量有所增加，原因是首道支撐剛度降低，整個(gè)支撐體系對(duì)墻后土壓力支承作用下降。地連墻各位置墻頂水平位移受影響最明顯，最大差值為1.9 mm，墻體中下部位移相差很小。兩種體系下墻體最大水平位移所處位置接近，其最大位移量均小于警報(bào)值25 mm，僅相差0.5 mm。由圖中還可看出：把第1道支撐替換成鋼支撐之后，上部墻體彎矩值略有減小，而在墻體其他位置， 兩者的墻體彎矩值變化趨勢完全一致，彎矩差值極小，最大差值約20 kN·m。且兩種支撐體系產(chǎn)生的地表沉降曲線的變化趨勢基本一致，最大沉降量所處位置距坑壁距離約為0.62倍開挖深度。而純鋼支撐體系產(chǎn)生的整體地表沉降量較大，最大差值為1.0 mm，最大沉降量為10.1 mm，但仍遠(yuǎn)小于警報(bào)值25 mm。

圖6 不同支撐體系下墻體水平位移、彎矩、地表沉降變化曲線Fig. 6 Variation curves of horizontal displacement, bending moment and surface settlement under different supporting systems

綜上所述，與純鋼支撐體系相比，原支撐體系首道支撐采用鋼筋混凝土支撐，可較大程度限制墻頂水平位移，但對(duì)整體墻體水平位移限制差別不大。純鋼支撐體系會(huì)使上部墻體彎矩略微減小，而墻體其他位置彎矩值差別不大。純鋼撐體系使地表沉降量有所增加，但仍遠(yuǎn)小于警報(bào)值。故原支撐設(shè)計(jì)方案偏保守，將首道支撐替換為鋼支撐是可行的。

圖7 墻體最大水平位移、彎矩、地表沉降隨支撐剛度變化曲線Fig. 7 Curves of maximum horizontal displacement, bending moment and surface settlement of wall with support stiffness

3.2 鋼支撐剛度對(duì)基坑變形的影響

本研究通過調(diào)整鋼支撐斷面面積以調(diào)整剛度作為標(biāo)準(zhǔn)值，定義1倍剛度為Φ609 mm×16 mm鋼支撐剛度，支撐預(yù)加軸力均按70%設(shè)計(jì)軸力進(jìn)行施加。

底層土地剛開挖完時(shí)支撐剛度對(duì)基坑變形及內(nèi)力影響見圖7。由圖7可知，0.5倍剛度增加至1.0倍剛度，墻體最大水平位移、最大正彎矩、最大負(fù)彎矩、地表最大沉降降低幅值分別為17.0%，3.9%，9.3%，11.1%;而1.0倍剛度增加至2.0倍剛度，降低幅值分別為15.6%，0.9%，9.5%，7.7%;而2.0倍剛度增加至3倍剛度，降低幅值分別為2.9%，0.7%,5.1%，3.1%。隨著剛度逐漸增加，墻體最大水平位移、最大正負(fù)彎矩、地表最大沉降量均逐漸減小，且減小速率越來越小。因此，適當(dāng)增大支撐剛度可有效控制支護(hù)結(jié)構(gòu)內(nèi)力、墻體位移和墻后土體沉降，但支撐剛度達(dá)到一定限值時(shí)，增大剛度對(duì)支護(hù)體系的位移控制貢獻(xiàn)較少，本研究認(rèn)為剛度取值可在1～2倍之間，即最多采用雙管支撐即可。

3.3 首末道支撐位置對(duì)基坑變形的影響

為探究首末道支撐位置對(duì)基坑變形及內(nèi)力影響，現(xiàn)設(shè)首道支撐位置深度為0.3，0.5，1.0，1.5，2.0 m。末道支撐位置深度為15.0，15.5，16.0，16.5 m。墻體水平位移、彎矩、地表沉降隨首道支撐位置變化曲線見圖8。由圖8可知，墻頂位移受首道支撐架設(shè)位置影響較大，首道支撐架設(shè)位置越低，墻頂水平位移量越大，隨著首撐下移增大幅度為18.2%，54.5%，51.9%，52.6%;墻體位移最大值變化不大，隨首撐下移增大幅度分別為1.5%，2.0%，4.3%，7.3%，中下部水平位移量變化較小。在地表以下2 m范圍內(nèi)，隨首道支撐架設(shè)位置下移，最大位移量產(chǎn)生位置無明顯波動(dòng)；墻體彎矩受首道支撐架設(shè)位置影響較大，墻體上部彎矩隨架設(shè)位置下移逐漸增大，中部彎矩逐漸減小，而其下部彎矩略微增大，最大正負(fù)彎矩變化幅度在12%以內(nèi)；地表沉降受首道支撐架設(shè)位置影響較大，最大沉降量增大幅度分別為3.3%，4.3%，10.4%，20.8%。降低首道支撐位置增加首層土體土方開挖量將增大基坑變形，而略提高首撐位置有利于減小變形。

末道支撐位置對(duì)基坑變形及影響見圖9。由圖9可知，末道支撐架設(shè)位置的移動(dòng)對(duì)于墻體位移和墻體彎矩的影響均不大，對(duì)本工程而言，可采用原末道支撐位置深15.5 m。

圖8 墻體水平位移、彎矩、地表沉降隨首道支撐位置變化曲線Fig. 8 Curves of wall horizontal displacement, bending moment and surface settlement with the position of first support

圖9 墻體水平位移、彎矩、地表沉降隨末道支撐位置變化曲線Fig. 9 Curves of wall horizontal displacement, bending moment and surface settlement with the position of end support

圖10 墻體水平位移、地表沉降隨支撐預(yù)加軸力變化曲線Fig. 10 Curves of wall horizontal displacement, bending moment and surface settlement with pre axial force

3.4 支撐預(yù)加軸力對(duì)基坑變形的影響

以支撐設(shè)計(jì)軸力為準(zhǔn)，分別對(duì)所有鋼支撐按設(shè)計(jì)軸力的0%，30%，50%，70%和90%比例施加預(yù)加軸力以分析它對(duì)基坑的影響。

由圖10可知，在支撐預(yù)加軸力從0%逐漸增加到90%的過程中，墻體水平位移和彎矩逐步減小，且周邊地表沉降也逐漸減小。墻體最大水平位移、地表最大沉降降幅速度均隨預(yù)加軸力的增大而減小，墻體最大位移降低幅值為23.9%～17.9%，地表最大沉降降低幅值為27.4%～18.0%，且墻體最大位移與地表最大沉降為正相關(guān)關(guān)系，二者隨預(yù)加軸力變化趨勢也相近，說明墻體側(cè)移使墻外側(cè)地層產(chǎn)生損失對(duì)地表沉降貢獻(xiàn)較大。故增大預(yù)加軸力可有效減小基坑變形、改善支護(hù)體系受力，預(yù)加軸力小于70%時(shí)，墻體位移超過報(bào)警值，因此施加預(yù)加軸力宜取70%～90%的設(shè)計(jì)軸力。

綜上所述，對(duì)本工程支撐體系優(yōu)化，可將首道鋼筋混凝土支撐替換為鋼支撐，支撐剛度取值宜為1～2倍，最多采用雙管支撐，不改變末道支撐位置，可略微上移首道支撐，建議預(yù)加軸力為70%～90%設(shè)計(jì)軸力。

4 結(jié) 論

1)隨開挖深度增加，墻體水平位移整體逐漸增大，且水平位移最大值所在位置逐漸下降；隨基坑持續(xù)開挖，地表沉降量整體增大，且地表沉降最大值位置離坑壁越來越遠(yuǎn)，各階段距坑壁距離與挖深的比值分別為4.80，1.47，0.98，0.74，0.61，0.60。

2)將首道支撐由鋼筋混凝土支撐替換為鋼支撐，地連墻水平位移整體增大，頂部變化較明顯，而中下部變化很小。墻體彎矩值略微減小，地表沉降整體增大，最大差值僅為1.0 mm。而三者均遠(yuǎn)小于報(bào)警值，因此替換首道支撐可行。

3)隨著支撐剛度逐漸增加，墻體最大水平位移、最大正負(fù)彎矩、地表最大沉降量均逐漸減小，且減小速率越來越小。因此，適當(dāng)增大支撐剛度有一定優(yōu)化作用，但不宜過大，剛度取值應(yīng)該為1～2倍，即不超過雙管支撐的剛度。

4)首道支撐位置對(duì)墻體水平位移、彎矩、地表沉降影響較大，隨首道支撐架設(shè)位置下移，墻頂水平位移增大較明顯，而墻體中下部水平位移量略微增大。地表沉降受首道支撐架設(shè)位置影響較大；末道支撐架設(shè)位置下移影響很小，因此，可不改變末道支撐位置，將首道支撐位置略微上移。

5)當(dāng)支撐預(yù)加軸力從0%逐漸上升，并小于70%時(shí)，墻體水平位移最大值超過25 mm，而預(yù)加軸力超過70%時(shí)，可有效控制基坑變形，建議鋼支撐施加預(yù)加軸力宜為設(shè)計(jì)軸力的70%～90%，可有效控制墻體水平位移及地表沉降。