狹長深基坑支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的有限元分析

王步翔，曹雪山

（河海大學(xué)土木與交通學(xué)院，江蘇 南京210098）

伴隨城市化進(jìn)程的加快，城市土地開發(fā)引發(fā)的交通問題愈來愈困擾著城市的發(fā)展，各大城市地鐵建設(shè)也相繼開動(dòng)。地鐵工程建設(shè)中深基坑的規(guī)模、形式和數(shù)量都空前發(fā)展［1］，出現(xiàn)了越來越多以地下連續(xù)墻為圍護(hù)結(jié)構(gòu)的狹長深基坑。深基坑開挖是地下工程施工中的一個(gè)綜合性巖土工程難題，基坑開挖過程中不但要保證基坑支護(hù)結(jié)構(gòu)自身安全與穩(wěn)定，而且還要控制因大面積卸荷導(dǎo)致周圍土體的變形，從而確保周圍鄰近建筑物和地下管線的正常使用。

本文以南京某地鐵車站狹長深基坑開挖工程為例，應(yīng)用有限元軟件Plaxis模擬分析基坑開挖引起的鄰近淺基礎(chǔ)建筑物沉降及支護(hù)結(jié)構(gòu)的變形規(guī)律。并且通過進(jìn)一步研究支護(hù)結(jié)構(gòu)卡抗彎剛度EI、地連墻嵌固深度及施工工況對(duì)基坑變形規(guī)律的影響，為該支護(hù)形式下的深基坑設(shè)計(jì)與施工提供一定參考。

1 工程概況

南京地鐵4號(hào)線某車站平面外包尺寸為253.737 m×22.7 m（見圖1），底板埋深約27 m。車站主體圍護(hù)結(jié)構(gòu)采用地下連續(xù)墻加6道內(nèi)支撐結(jié)構(gòu)形式，地下連續(xù)墻厚度為1.2m，采用H型鋼接頭止水，墻深35 m，墻趾主要進(jìn)入K-3-1中風(fēng)化泥巖泥質(zhì)粉砂巖、k-3-2中風(fēng)化含砂礫巖夾砂礫巖層、K-3-3中風(fēng)化含砂礫巖夾砂巖層（破碎），采用明挖順做法施工。車站主體設(shè)2道封堵墻，分為A、B、C三個(gè)基坑施工，封堵墻一設(shè)置于右線DK12+676.085，封堵墻二設(shè)置于右DK12+582.300。其中基坑A和B為2道混凝土支撐（第一道和第五道）+4道鋼支撐，基坑C為1道混凝土支撐（第一道）+5道鋼支撐。基坑施工順序：車站主體按照A-C-B順序開挖施工，封堵墻一和封堵墻二在B基坑開挖時(shí)進(jìn)行鑿除施工。第一、五層均采用鋼筋砼支撐（斷面尺寸分別為800 mm×1 000 mm，1 100 mm×1 000 mm），其余均為Φ609×16鋼管支撐。

對(duì)于不同開挖面的情況，繪制了不同開挖階段的開挖面作為工況，分7個(gè)工況，如圖2所示。

圖1 主體基坑平面圖Fig.1 The main body of foundation pit floor plan

圖2 主體基坑立面圖Fig.2 The main body of foundation pit elevation

2 地連墻的變形性能及模型的選取

2.1 地連墻的變形性能

地下連續(xù)墻作為施工階段的支護(hù)結(jié)構(gòu)，同時(shí)又可在正常使用階段作為結(jié)構(gòu)外墻使用，承受永久水平和豎向荷載［2］。而地下連續(xù)墻作為受彎構(gòu)件，主要是水土壓力，這在支護(hù)形成過程中便起作用。基坑開挖卸土過程中地下連續(xù)墻最大水平位移的控制是工程關(guān)注的重點(diǎn)［3］。徐中華［4］對(duì)上海軟土地區(qū)93個(gè)基坑工程監(jiān)測(cè)結(jié)果進(jìn)行研究和總結(jié)，發(fā)現(xiàn)地下連續(xù)墻的最大側(cè)移基本介于0.1% H 和1.0% H 之間，平均值約為0.42%H；地下連續(xù)墻最大側(cè)移位置大致位于開挖面附近。李淑［5］對(duì)北京地區(qū)基坑工程地下連續(xù)墻變形進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)分析，發(fā)現(xiàn)地下連續(xù)墻最大側(cè)移介于0.04%H和0.218%H之間，平均值約為0.103%H。喬亞飛［6］對(duì)無錫地區(qū)深基坑工程地下連續(xù)墻變形進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，發(fā)現(xiàn)圍護(hù)結(jié)構(gòu)的最大側(cè)移介于0.05%H和0.25%H之間，平均值約為0.12%H；并分析了開挖深度、圍護(hù)結(jié)構(gòu)插入比、首道支撐位置對(duì)地下連續(xù)墻變形的影響。

2.2 計(jì)算模型的選取

基坑工程中的土體在開挖過程中實(shí)際上經(jīng)歷復(fù)雜的加荷、卸荷應(yīng)力路徑，摩爾-庫倫模型雖能較好地描述土體的破壞行為，但卻不能較好地描述土體在破壞之前的變形行為，也不能考慮應(yīng)力歷史的影響及區(qū)分加荷和卸荷。因此，采用摩爾-庫倫模型得到的土體和支護(hù)結(jié)構(gòu)的變形與工程實(shí)測(cè)結(jié)果相差很大［7］。

HS模型綜合了DC模型與一般彈塑性模型的思想，能較好考慮非線性、壓硬性、加卸載模量差異等，考慮開挖問題中主要應(yīng)力路徑差異。在硬化模型中，土體有3個(gè)強(qiáng)度參數(shù)，即三軸排水試驗(yàn)的割線剛度，固結(jié)試驗(yàn)的切線剛度和卸載再加荷剛度。m為剛度應(yīng)力水平相關(guān)冪指數(shù)：模擬軟黏土m的應(yīng)取成1.0，對(duì)于砂土和粉土m取0.5附近的值［8］。

考慮到狹長基坑中，基坑整體空間效應(yīng)對(duì)地下連續(xù)墻各個(gè)槽段影響較小，因此對(duì)每個(gè)槽段進(jìn)行單獨(dú)分析是一種可取的方法［9］。對(duì)于深基坑工程，不允許土體產(chǎn)生過大的變形，所以幾何非線性一般不予考慮［10］。計(jì)算時(shí)把基坑剖面看作對(duì)稱的，單元剖分計(jì)算只取一側(cè)。

2.3 計(jì)算參數(shù)的選取（見表1、表2）

表1 土層的材料特性Tab.1 The material properties of soil

表2 地下連續(xù)墻計(jì)算參數(shù)表Tab.2 Calculation parameters of the supporting structure

3 Plaxis計(jì)算分析

計(jì)算時(shí)采用15節(jié)點(diǎn)三角形單元模擬土體，用板單元模擬地連墻，地連墻兩側(cè)與土的接觸面用10節(jié)點(diǎn)無厚度接觸面單元模擬。橫向支撐看作彈性桿件，選用錨錠桿單元模擬。網(wǎng)格劃分精度選擇中等程度，并對(duì)地下連續(xù)墻及基坑底部附近的網(wǎng)格進(jìn)行局部加密。計(jì)算時(shí)土體的計(jì)算深度取基坑開挖深度的2.5倍，計(jì)算寬度自開挖邊界向外取開挖深度的兩倍。邊界條件：模型左右兩側(cè)X方向水平約束，模型底部水平向和豎直向約束。因地下連續(xù)墻已穿越含水層進(jìn)入相對(duì)隔水層，基坑內(nèi)地下水以疏干降水為主。此處不再考慮基坑開挖地下水位對(duì)圍護(hù)結(jié)構(gòu)及周圍土體的影響，地下水位取為基底。考慮地面超載因素影響，按照設(shè)計(jì)值5 kPa計(jì)算，作用在距基坑2 m以外，寬度為5 m。計(jì)算模型網(wǎng)格劃分如圖3所示，基坑施工步驟如表3所示。

圖3 有限元模型網(wǎng)格圖Fig.3 The finite element model mesh

表3 模擬基坑施工步驟Tab.3 Construction procedures for simulation

3.1 結(jié)果分析

由圖4可知，工序2下，墻體最大水平位移為10.01 mm，位于地表下5 m處；工序3時(shí)，墻體最大水平位移為11.02 mm，位于地表下11 m處；工序4時(shí)，墻體最大水平位移為15.18 mm，位于地表下13.7 m處；工序5墻體最大水平位移為20.02 mm，位于地表下17.48 m；工序6 墻體最大水平位移為22.1 mm，位于地表下21.9 m處；工序7墻體最大水平位移為29.6 mm，位于地表下26.2 m處。地下連續(xù)墻最大側(cè)移位置大致位于開挖面附近，且隨著開挖深度的增大而逐漸下移。如圖5所示，通過將計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行比較分析，二者結(jié)果基本吻合。在軟土中開挖基坑，當(dāng)土體開挖至坑底且未施工底板和墊層時(shí)，此時(shí)基坑處于最危險(xiǎn)狀態(tài)。

圖4 各施工步圍護(hù)樁水平位移Fig.4 Horizontal displacement of the supporting structure in each construction step

圖5 不同工況下計(jì)算值和實(shí)測(cè)值對(duì)比Fig.5 The contrast of calculated and measured values under different working conditions

圖6 監(jiān)測(cè)點(diǎn)與基坑距離對(duì)地表沉降的影響Fig.6 Influence of distance between monitoring point and foundation pit on the surface subsidence

在不同工序下，隨地表點(diǎn)與基坑距離的增加，地表點(diǎn)的平均沉降在減少，說明隨著距離的增大，土體因開挖所受到的擾動(dòng)逐漸變小，且隨著開挖深度的不斷增大，周邊地表沉降開始趨于平緩。開挖至地表下23 m時(shí)（見圖6），周邊地表沉降開始趨于穩(wěn)定。

3.2 考慮坑邊超載的影響

考慮地面超載因素影響，如圖7所示，作用在距基坑2 m 以外，寬度為5 m，分別取P=5 kPa，P=10 kPa，P=15 kPa，P=20 kPa，P=30 kPa，P=50 kPa。隨著P的不斷增大墻頂水平位移不斷加大，當(dāng)P=50 kPa 時(shí)，圍護(hù)結(jié)構(gòu)墻頂范圍內(nèi)發(fā)生明顯屈服。而隨著開挖深度的不斷增大，超載對(duì)地連墻水平位移的影響系數(shù)不斷減小。基底壓力的分布形式對(duì)地基中應(yīng)力計(jì)算的影響將隨深度的增加而減小，到一定深度，地基中應(yīng)力分布幾乎與基底壓力的分布形式無關(guān)。

3.3 考慮抗彎剛度EI的影響

當(dāng)板樁的插入深度滿足最小值要求時(shí)，繼續(xù)增加插入深度對(duì)減小側(cè)向位移幾乎沒有效果［11］。并且在中風(fēng)化巖中，抓槽作業(yè)困難，易造成垂直度偏差，并影響地下連續(xù)墻接頭質(zhì)量，易造成接縫傾斜、開叉、夾泥等，甚至影“H”型鋼接頭及鋼筋籠吊放。而增加支護(hù)結(jié)構(gòu)的抗彎剛度能一定程度減小地連墻的水平位移。由圖8可以看出：當(dāng)抗彎剛度從EI減小到0.5EI，墻體水平位移明顯增加。而當(dāng)抗彎剛度增加到2EI時(shí)，圍護(hù)結(jié)構(gòu)的水平位移明顯減少，但當(dāng)墻體抗彎剛度再次增加到5EI時(shí)，水平位移減小的幅度降低。當(dāng)支護(hù)樁抗彎剛度較小時(shí)，支護(hù)樁的柔性比較大，支護(hù)結(jié)構(gòu)的受力以支撐為主，支撐下部的樁體的水平位移不斷增加；當(dāng)支護(hù)樁的抗彎剛度增大時(shí)，支護(hù)樁的柔性減小而剛性增大，支護(hù)結(jié)構(gòu)受力以樁體本身受力為主。

圖7 不同堆載情況下支撐軸力變化圖Fig.7 Curves of s horizontal displacement under different loads

圖8 不同地下連續(xù)墻剛度下支護(hù)結(jié)構(gòu)側(cè)移Fig.8 Displacement for various underground continuous wall rigidities

4 結(jié)論

本文針對(duì)該地鐵車站狹長深基坑支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)以及基坑開挖，進(jìn)行了有限元模擬分析，并將計(jì)算值與實(shí)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比，得出如下結(jié)論：

1）基坑開挖時(shí)，地下連續(xù)墻最大側(cè)移位置大致位于開挖面附近，且隨著開挖深度的增大而逐漸下移。通過將計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行比較分析，二者結(jié)果基本吻合。在軟土中開挖基坑，當(dāng)土體開挖至坑底且未施工底板和墊層時(shí)，此時(shí)基坑處于最危險(xiǎn)狀態(tài)。

2）在不同工序下，隨地表點(diǎn)與基坑距離的增加，地表點(diǎn)的平均沉降在減少，說明隨著距離的增大，土體因開挖所受到的擾動(dòng)逐漸變小，且隨著開挖深度的不斷增大，周邊地表沉降開始趨于平緩。開挖至地表下23 m時(shí)，周邊地表沉降開始趨于穩(wěn)定。

3)在超載作用下，開挖初期時(shí)控制圍護(hù)結(jié)構(gòu)的變形尤為重要。隨著坑邊超載P的不斷增大墻頂水平位移不斷加大，當(dāng)P=50 kPa時(shí)，圍護(hù)結(jié)構(gòu)墻頂范圍內(nèi)發(fā)生明顯屈服。而隨著開挖深度的不斷增大，超載對(duì)地連墻水平位移的影響系數(shù)不斷減小。

4）增大支護(hù)結(jié)構(gòu)抗彎剛度，一定程度上可以減小地連墻的水平位移，合理的設(shè)計(jì)支護(hù)結(jié)構(gòu)和支撐的剛度，并將二者控制在合適的比例量級(jí)范圍內(nèi)可以提升支護(hù)體系的變形性能。

[1] 臺(tái)運(yùn)好,呂鳳梧,賈福源.基坑開挖滲流場(chǎng)與應(yīng)力場(chǎng)耦合計(jì)算及其環(huán)境影響分析[J].結(jié)構(gòu)工程師,2008,24(6):116-119.

[2] 劉建航,侯學(xué)淵.基坑工程手冊(cè)[M].北京:中國建筑工業(yè)出版社,1997.

[3] 武文永,曹雪山.南京地鐵雞鳴寺站地下連續(xù)墻深層水平位移特性研究[J].華東交通大學(xué)學(xué)報(bào),2014(3),115-119

[4] 徐中華,王建華,王衛(wèi)東.上海地區(qū)深基坑工程中地下連續(xù)墻的變形性狀[J].土木工程學(xué)報(bào),2008,41(8):81-86.

[5] 喬亞飛,丁文其,王軍,王春波.無錫地區(qū)地鐵車站深基坑變形特性[J].巖土工程學(xué)報(bào),2012,(S1):761-766.

[6] 李淑,張頂立,房倩.北京地區(qū)深基坑墻體變形特性研究[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào),2012,31(11):2344-2353.

[7] 呂愛鐘,蔣斌松.巖石力學(xué)反問題[M].北京:煤炭工業(yè)出版社,1998.

[8] JANBU J.Soil compressibility as determined by oedometer and triaxial tests[J].ECSMFE Wiesbaden,1963(1):19-25.

[9] 姜忻良,徐炳偉.狹長基坑中地下連續(xù)墻的簡化計(jì)算模型[J].工程力學(xué),2009,26(6):33-36.

[10] 高俊合,趙維炳.土體非線性影響的深基坑支護(hù)研究綜述[J].水利水電科技進(jìn)展,1997,17(4):14-17.

[11] JARDINE R J,FOURIE A B,BURLAND J B.Studies of the influence of non-linear stress-strain characteristics in soil-structureinteraction[J].Geotechnique,1986,36(3):377-396.