兩側小基坑開挖對深基坑圍護結構的影響研究

呂金華

（沿海鐵路浙江有限公司，浙江寧波315012）

1 工程概況

沿海軟土地區某大型鐵路樞紐改建工程站房共設3 層，地下1 層，地上兩層。地鐵2 號線鐵路南站位于國鐵南北通道下方，為地下二層，呈南北走向，屬寧波站的地下交通配套工程，與國鐵車站一體化共建。

該工程所在場地位于軟土斷陷向斜盆地中部，地形平坦開闊，地貌類型單一，屬第四系沖湖積平原。基坑主要巖性為淤泥質黏性土及黏性土，屬典型的軟土地基，場地內地下水位埋深0.9～1.2m，受氣候影響，水位有一定的變化，但變化幅度不大。

沿海軟土地區某大型鐵路樞紐改建工程深基坑工程開挖總面積約28000m2，國鐵南北通道開挖深度10.15m，寬度124m；地鐵車站開挖深度20.9～23.7m，寬度40.9～60.2m；地鐵結構為地下兩層四柱五跨鋼筋混凝土現澆結構。基坑安全等級為一級。在深基坑的四個角有四個耳房，耳房中又夾有地鐵出入口，耳房基坑最大開挖深度10m，該工程在設計時要求深基坑開挖完成，澆筑底板后，方能開挖兩側小基坑，這樣也延長了工期。本文主要研究了若兩側基坑同時開挖，對深基坑圍護結構及地基穩定性到底產生多大影響。某大型鐵路樞紐改建工程深基坑工程開挖局部圖如圖1所示。

圖1 某大型鐵路樞紐改建工程深基坑工程開挖局部圖

2 基坑開挖的三維有限元模型的模擬

深基坑工程進行計算分析，因某大型鐵路樞紐改建工程深基坑開挖面較大，南北距離長，且南北端頭井圍護結構形式不同，再加上兩側小基坑不對稱開挖，基坑形式復雜。因此，有限元模型應抓住基坑開挖有限元模型的主要因素，建立模型之前應對實際工程做出適當簡化。根據工程經驗和文獻資料，對于深基坑開挖其影響范圍寬度一般為挖深的3～4 倍，影響深度為挖深的2～4 倍[1]。

該工程的基坑開挖有限元模型，取模型寬度為最大開挖深度的約4 倍，深度取到⑤1 粉質黏土，取南端基坑簡化成模型進行分析，模型的基本尺寸為長×寬×高=240m×150m×90m。模型建立的示意如圖2所示。

圖2 基坑三維模型示意圖

2.1 模型單元及邊界條件

選做基坑數值計算模型的共設置為921210 個單元，314182 個節點?；舆吔鐥l件是整體模型的底面約束X 與Z 方向位移，左右側邊界約束X 方向位移，背面約束Y 方向位移，由于基坑支撐只取實際支撐的一半，所以在正面施加Y 方向位移約束與X、Z 方向位移轉動約束，立柱樁樁端約束豎直方向的轉動。頂面土體施加-1kN/m2的超載[2]。

2.2 模型計算的主要參數

2.2.1 土體參數

該工程實際土層數較多，但考慮到將計算模型簡化的需要，本文模型將土層性質相近的土層合并，模型計算的具體參數如表1所示。土體設置為三維實體單元。

表1 模型各土層物理力學參數

2.2.2 圍護結構

基坑外側的三軸水泥土攪拌樁設置為水泥土板重力壩，深度為地面下10m 范圍，厚度為1.5m；國鐵通道范圍的鉆孔灌注樁是有單一的鉆孔樁組成，其受力形式與連續墻類似。因此，可以根據其抗彎剛度相等的原則，將鉆孔灌注樁等效為一定寬度的地下連續墻形式，進行模型分析。根據相關文獻和相關的工程經驗表明，將鉆孔灌注樁等效為地下連續墻，其結果偏于安全，因此是合理的。按照抗彎剛度相等原則，根據該工程鉆孔灌注樁的直徑為900mm，間距為1050mm，由剛度相等原則可得：

可得：

通過計算式（2），可得換算連續墻厚度為565mm來建立計算模型。取內地連墻800mm，外地連墻1000mm。圍護結構設置為實體單元，通過布爾運算——差集實現與巖土體間的聯系，通過匹配面線實現接觸面共享。三維模型的圍護結構具體參數見表2所示。

表2 圍護結構具體參數

2.2.3 支撐等結構

I-1 深基坑共設3 道支撐，每一道支撐有主撐、斜撐、圍檁，第1 道支撐還有用于提供施工作業場地的棧橋面板；I-4 小基坑開挖深度4m，無支撐，為懸臂結構；由于I-4 重力壩區域是地鐵出入口，開挖深度14.5m，設2 道支撐；I-5 小基坑開挖深度9m，上部4.5m 為懸臂結構，在4.5m 處設有1 道支撐；考慮到主撐、斜撐、圍檁的截面尺寸差不多，為了方便計算，其單元形式采用線性梁單元，截面統一為1000mm×1000mm 混凝土矩形截面，棧橋面板采用500mm 厚板單元[3]。

2.2.4 格構柱與立柱樁

I-1 深基坑立柱樁—格構柱的截面形式都為四肢角鋼格構柱，但截面尺寸不一，但多數格構柱的角鋼尺寸為L145×16，綴板尺寸為400×200×10mm，間距600mm，為簡化計算模型，格構柱都設置為線性梁單元，且將格構柱都等效為圓形空心鋼柱。以下為等效換算方法：

（1）格構柱構件長細比，按下式計算：

式（3）～（4）中：l0x、l0y為構件對主軸x 和y 的計算長度；ix、iy為構件截面對主軸x 和y 的回轉半徑，其中ix=0.43b，iy=0.43h。

（2）格構式軸心受壓構件的穩定性按實腹式公式計算，但對虛軸x、y 的長細比應取換算長細比。四肢組合的角鋼構件，其采用的綴件為綴板時，按下式簡化計算：

式（5）～（6）中：λx、λy為整個構件對x、y 軸的長細比；λ1為分肢對最小剛度軸1—1 的長細比，其計算長度取為：焊接時，為相鄰兩綴板的凈距離；螺栓連接時，為相鄰兩綴板邊緣螺栓的距離。

（3）根據抗彎剛度相等原則，角鋼格構柱對x、y軸的剛度均相等，則有：

根據式（3）～式（7），并代入相關數據，可以算的等效空心鋼柱的直徑為600mm，厚度12mm。

I-1 深基坑立柱樁—格構柱的形式種類繁多，橋梁立柱樁由20 根φ1500，69 根φ900 的樁組成，最深埋深深度約80m，嵌入圓礫層。

2.2.5 土體本構關系

本跨既有線深基坑有限元模型的土體本構模型采用彈塑性的摩爾-庫倫（C-M 或M-C）強度理論[4]。

1773年Coulomb 針對巖土特性，提出了土體對任何一個受力面上的極限抗剪強度的表達式：

式（8）中：φ為土體的內摩擦角；σn為土體的受力面上的法向應力；c為土的黏聚力。

1910年摩爾（Mohr）提出材料的破壞是剪切破壞，并指出在破壞面上的剪應力是為該面上法向應力的函數，即：

對于此函數，τf=f(σ)坐標為一條曲線，叫作摩爾包線。土的摩爾包線通常近似用直線表示，即式（8）表示線性方程。通過簡化后的庫倫公式表示的摩爾包線的土體強度理論為摩爾-庫倫強度理論。

當巖土處于應力空間狀態時，此時的摩爾-庫倫屈服準則的屈服面為不規則的六角形截面角錐體的表面，如圖3所示。

圖3 摩爾-庫倫屈服面

2.3 有限元模型模擬施工工況步驟

基坑的現場實際開挖工況，結合有限元模型模擬土層開挖，具體設定總體土層為9 層，每次開挖一次開挖到位，即鈍化該層土，I-1 基坑安置3 道混凝土支撐。本文數值模擬實際開挖過程共設置10 個施工階段，第一階段為土層未開挖狀態下的圍護結構、立柱樁、初始地基平衡狀態。MIDAS/GTS 模擬實際施工開挖工況的具體步驟如表3所示，第5 階段的模型如圖4所示。

圖4 第5 階段的模型圖

表3 MIDAS/GTS 模擬實際開挖施工步驟

表3 續表

本文數值模擬深基坑和兩側小基坑同時開挖過程共設置5 個施工階段，第一階段同樣為土層未開挖狀態下的圍護結構、立柱樁、初始地基平衡狀態。MIDAS/GTS 模擬假定施工開挖工況的具體步驟如表4所示，全部開挖完后的模型如圖5所示。

表4 MIDAS/GTS 模擬假定開挖施工步驟

圖5 全部開挖完后的模型圖

3 模擬實際開挖工況下圍護結構變形與監測結果

3.1 初始地應力分析

對于深基坑工程，土方的開挖是在土體自重作用下固結沉降完成后開始。對基坑開挖進行前應對自重應力作用下的土體應力和土體位移完成后的原狀進行模擬，作為后續施工階段的初始階段。建立模型時將土體實體單元和模型邊界激活，位移值設置為零，作為自重應力階段計算。MIDAS/GTS 計算模型的土體自重應力平衡如圖6所示。

圖6 自重應力平衡云圖

3.2 圍護結構變形分析

該基坑工程最外層為雙軸攪拌樁，外側圍護為鉆孔灌注樁，內側為地下連續墻結構。隨著深基坑的施工開挖，基坑區域的原有土體平衡狀態被改變，而由于存在圍護結構等的作用，導致圍護結構會隨著施工開挖深度的加深而導致圍護結構變形。由于基坑內側土體卸荷，基坑外側土體會對圍護結構產生側向作用。圖7 為基坑圍護結構三維圖。

圖7 基坑圍護結構三維圖

3.2.1 模擬實際開挖與假定開挖工況下圍護結構變形

經模型分析，在兩種不同工況下，I-1 基坑地連墻在深基坑開挖到底面后，最大深層水平位移東西側均約為14mm，整體變形較大在地下連續墻頂面以下約17m 處；東西兩側地連墻頂面最大位移約為8mm；南端頭地連墻最大深層水平位移在跨中頂面以下約12m 處，變形約20mm；基坑圍護結構的最大深層水平位移的位置不同，主要和基坑開挖過程中所受超載及支撐位置、地連墻的長度，從而影響墻體的整體剛度所致。在本模型計算中，沒有考慮地下水的變化影響，但是在該工程實際監測過程中，水位的變小很小，均在土層面以下1～2m 深度處，所以本模型靜態情況下，模擬基本合理[5]。

圖8 和圖9 為實際開挖計算模型和假定開挖施工工況下的圍護結構東側中部地連墻深層水平位移曲線，圖10 和圖11 為實際開挖計算模型和假定開挖施工工況下的圍護結構西側中部地連墻深層水平位移曲線。從這兩組圖形可以看出，I-1 深基坑開挖對地連墻變形的影響較大，特別在基坑開挖的最后一層土更甚，這時地連墻容易達到受力極限狀態，開挖時需實時監測地連墻變形情況，從而保證深基坑的安全施工；從這兩組圖形還可以看出，兩側耳房小基坑的開挖對地連墻變形的影響不大，主要由于小基坑開挖深度不深，對土體平衡影響不大，但是在西側開挖深度較大的出入口處，還是有一定的影響，施工單位在開挖時應做好充分的施工前分析，保證安全施工。圖12為實際開挖工況下南端頭地連墻位移圖，該處深層水平位移量較大，模型計算達到了20mm，但在實際監測過程中達到了40mm，臨近了設計報警值，主要因為該處經常堆放大量建材以及停放大型機械設備，施工荷載很大，基坑邊上盡量不要堆放建材，大型施工機械要與基坑圍護結構保持一定距離。

圖8 實際開挖東側地連墻位移圖

圖9 假定開挖東側地連墻位移圖

圖10 實際開挖西側地連墻位移圖

圖11 假定開挖西側地連墻位移圖

圖12 實際開挖南端地連墻位移圖

3.2.2 模擬實際開挖與假定開挖工況下支撐軸力

從圖13 和圖14 可以看出，各道支撐軸力均隨著基坑開挖深度的增加而增加，當第二道支撐安置后，第一道支撐軸力基本穩定，無明顯增長變化，當第三道支撐安置后，第二道支撐軸力無明顯增長變化，其中第一道支撐軸力最大值為-2180.56kN，第二道支撐軸力最大為-2580.23kN，第三道支撐軸力最大約-3810.41kN。小基坑開挖時能輕微的釋放I-1 深基坑支撐軸力。小基坑的開挖時，I-5 支撐支撐軸力最大值為-1341.64kN，I-4 重力壩第一道支撐支撐軸力最大值-782.05kN，I-4 重力壩第二道支撐支撐軸力最大值-1591.11kN。

圖13 實際開挖最大支撐軸力

圖14 假定開挖最大支撐軸力

表5所示為基坑支撐開挖模擬計算最大值與最大監測值、最大設計報警值對比，從表中可以看出，I-1 基坑支撐最大監測軸較計算值大的有第一、二道支撐，第三道支撐最大監測值較計算值小；而各道支撐設計軸力安全系數相對較高，其比值均小于0.5，說明支撐的設計偏于安全。最大計算支撐軸力與監測軸力的比值在0.7～1.2，模型還是比較真實地反映了實際工程。

表5 水平支撐軸力開挖模擬計算最大值與最大監測值、設計報警值對比

表5 續表

4 結語

由模型分析數據可知，兩側小基坑同時開挖有利于釋放I-1 深基坑東西兩側土壓力，反而減小深基坑圍護結構深層水平位移和支撐軸力，但是兩側小基坑開挖深度較小，且每個小基坑內的地鐵出入口，由于出入口開挖深度較大（約為15m）,出入口施工時要鑿開深基坑地連墻與深基坑相通，待出入口施工完成后，兩側耳房小基坑才能進行下一步施工，所以必須在深基坑下部結構都完成，保證深基坑圍護結構的穩定后，才能進行出入口的施工，否則無法控制深基坑圍護結構的安全穩定。兩側小基坑與深基坑同時開挖，坑內結構物也無法同時完成，從而無法縮短工期，并且導致施工作業面緊張，施工混亂，管理困難，容易造成安全隱患。所以在深基坑開挖完成后再開挖兩側耳房小基坑較為合理。