車站深基坑變形規律與穩定性分析

王錦濤， 雷 鵬， 劉濤影， 周陽宗

(1.中鐵十六局集團北京軌道交通工程建設有限公司， 北京 101100； 2.中南大學資源與安全工程學院， 長沙 410083)

隨著城市軌道交通的發展，基坑開挖深度不斷加大并接近基巖，因此深基坑的變形和穩定性問題至關重要。中外眾多學者對此展開了研究，Mana[1]通過計算連續墻最大位移值和墻厚土體最大沉降量，提出穩定安全系數法。Potts等[2]使用有限元法研究地層應力對連續墻結構的應力應變影響。Kai等[3]通過數值分析研究了基坑開挖尺寸、支護結構布置方式及剛度對基坑支護結構位移的影響。閆慧強[4]研究立樁深度、剛度、樁間距等對深基坑地表沉降、底部隆起等的影響，并利用馬爾可夫鏈殘差模型預測了深基坑長期沉降值。康神豪[5]通過數值模擬研究長寬比對基坑空間效應的影響，得出基坑寬度小于臨界寬度時，底部隆起量增加，反之，底部隆起量變化不大。沈奕峰[6]對深基坑在鉆孔灌注樁和內支撐下的穩定性進行研究，得出二者結合的方式可維持基坑的穩定，并指出，鉆孔灌注樁起主要作用。李志佳[7]研究基坑土體參數、結構參數對深大地鐵基坑穩定性的影響，得出土體中的彈性模量和泊松比對基坑穩定性無影響，黏聚力、內摩擦角、坑深、坡腳、容重對基坑穩定性的影響依次減弱。Hashash等[8]研究了基坑開挖深度變化對地表沉降量、連續墻最大彎矩等的影響及軟黏土中土體應力歷史對基坑結構變形的影響。胡勇[9]通過三維離心模型實驗和數值模擬計算，揭示了基坑工程的空間角部效應，分析出承壓水位變動對基坑變形規律的影響。Masuda[10]根據52個連續墻維護基坑監測數據分析，得出逆作法結合坑底加固等可有效減少墻體位移。奚家米等[11]研究軟土地區基坑變形的時空效應得出土體的蠕變是基坑變形的主要因素。郭抗美等[12]對某醫院大尺度深基坑的變形特性就行現場監測和數值模擬，為選取合適的支護結構控制基坑變形奠定了基礎。馮忠居等[13]利用數值軟件研究圓排式異型深基坑支護結構穩定性，為指導施工提供重要的參考價值。基于此，以智慧城車站深基坑為工程背景，通過數值模擬研究基坑全開挖、支護過程中引起的地表沉降、基坑底部土體變形、支護結構變形及基坑周圍土體變形與穩定性，并通過對比現場地表沉降監測值與數值模擬結果，以期為智慧城車站深基坑的安全施工提供指導。

1 工程概況

智慧城站是廣佛環線東環的重要組成部分，該站為地下兩層單島四線站。其西北側為民房，東北側為公交場站和樓房，西南側為工廠廠房，東南側為林地。車站長度為324 m，標準段寬為33 m，深度為23 m左右。智慧城站開挖范圍內地層從上到下依次為：人工填土、粉質黏土和風化花崗巖，平均厚度分別為4、24和20 m。基坑開挖遵循“開槽支撐、先撐后挖、分層開挖、嚴禁超挖”的原則，支護形式采用地下連續墻+內支撐，地下連續墻厚度為1 m，端頭井設置五道混凝土支撐，基坑內采用臨時立柱樁，直徑1.2 m，間距9 m。沿車站軸向水平方向設置5道內部支撐：第一、三道支撐的間距統一設為9 m，第二、四、五道支撐的間距統一設為3 m。第一道為砼支撐，截面尺寸800 mm×1 000 mm，支撐在冠梁上，連系梁截面尺寸600 mm×800 mm；第二道為鋼支撐，采用Φ609 mm鋼管；第三道為混凝土支撐，截面尺寸1 000 mm×1 200 mm，支撐在腰梁上，連系梁截面尺寸600 mm×800 mm；第四道為鋼支撐，采用Φ800 mm鋼管；第五道鋼換撐采用Φ800 mm鋼管，支撐結構布置如圖1所示。

圖1 基坑支撐結構布置示意圖

2 數值計算模型的建立

如圖2所示，模型尺寸為860 m×333 m×122 m，其中深基坑模型尺寸560 m×33 m×23 m。為保證數值計算結果的可靠性和準確性，經過前期大量的敏感性計算分析驗證，最終確定X和Y兩個方向上深基坑開挖范圍內網格單元尺寸均為1 m，緊鄰區域網格漸變過渡，呈輻射狀向外分布，最大尺寸約為18 m；Z方向上，網格單元尺寸為1～14 m，且由上至下逐漸增加。深基坑模型底部邊界采用固定支撐(即限制X、Y和Z三個方向位移)，兩側外邊界采用滾動支撐(即僅限制X或Y方向位移)。數值模型采用摩爾庫倫本構關系。由于現場缺乏取樣條件，不能通過試驗獲得相關的物理力學參數，故巖土體所需力學參數均參考天河智慧城地下綜合管廊工程巖土勘察報告和相關文獻[14-15]獲得，如表1所示。根據表1和表2分別對巖土體和支護結構賦予計算參數。此外，風化花崗被泥質填充，地下水賦存條件較差，透水性弱；在基坑開挖之前，地下水位通過系列排水措施將降至基坑底1 m以下，因此忽略滲流場的作用。開挖工況為：臺階開挖寬度為5 m/次，共開挖67次，本次模擬過程中采用“單向-分層分段-臺階開挖模式，設有5個分層，從上至下分段高度依次為5 m(分層開挖高度2 m+3 m)、4 m(分層開挖高度2 m+2 m)、6 m(分層高度2 m+2 m+2 m)、3 m(分層開挖3 m)和4 m(分層開挖高度2 m+2 m)。基坑支護結構中的鋼支撐、砼支撐和連系梁可采用梁(beam)單元進行模擬，樁采用樁(pile)單元模擬，連續墻采用實體單元，墻與土之間的相互作用通過在墻內外兩側設置接觸面(interface)實現。

圖2 數值計算模型示意圖

表1 巖土體物理力學參數

表2 支撐結構物理力學參數

3 深基坑變形規律

3.1 地表沉降變形

為充分了解基坑開挖引起的地表沉降變形，在基坑外兩個正交反向上布置兩條測線L1、L2，如圖3所示。

圖3 地表監測線布置示意圖

如圖4所示，基坑開挖后，地表沉降量隨著施工不斷進行而變化。基坑開挖第9次時，地表在-40 m位置發生最大沉降量，大小為0.5 mm左右，隨著開挖向X正方向進行，監測線L1上的土體有不斷擠壓連續墻的趨勢，但由于連續墻深入基坑底部11 m，且其剛度要大于土體剛度，連續墻與土體接觸面位置存在摩擦作用，故其對周圍土體的變形的起到阻礙作用。連續墻周圍部分土體受到左右方向相反的擠壓而使該部分土體產生略微隆起，隆起量約0.5 mm，同時隨著基坑全部開挖完成，這種擠壓隆起作用會增強，故在第57次、67次監測地表沉降時，地表在-40 m位置的沉降量略有減少，其值為0.3 mm左右。同樣，監測線L2上的地表沉降也會出現類似的情況，第9次開挖仍在基坑端部位置，故其對基坑中部位置的地表沉降基本沒有影響，隨著基坑開挖完成，監測線L2上最大沉降量為3.2 mm左右，基坑連續墻到外圍土體的地表沉降量變化呈拋物線型。地表沉降變形滿足設計要求(低于0.1%H，其中H為基坑開挖深度，H=22 m)，基坑穩定性良好。同時，可以發現地表土體受基坑開挖的影響范圍主要在基坑周邊2H范圍內，峰值沉降發生在周邊H附近，在大于2H范圍內的土體可認為幾乎不受基坑開挖擾動的影響。

圖4 監測線L1、L2上的地表沉降量

3.2 深基坑底部土體變形

基坑底部的變形情況對于基坑穩定性具有重要作用，為此在基坑底部布置3條監測線M1、M2和M3。如圖5所示，3條監測線的坐標依次為：(-20，16.5，-22)～(540，16.5，-22)、(260，0，-22)～(260，33，-22)、(260，16.5，-22)～(260，16.5，-30)，單位:m。

圖5 深基坑底部監測線示意圖

基坑底部沉降量監測結果如圖6所示，基坑底部的最大隆起量與開挖次數無關，只與最大開挖深度有關，第9次、第57次雖未開挖完成，但其開挖造成上部4 m的人工填土、18 m的粉質黏土層對基坑底部不再有壓力作用，基坑底部產生顯著的卸荷回彈現象，最大隆起量23 cm左右且主要發生在粉質黏土層，在基坑未開挖完之前，其開挖引起的底部隆起范圍約50 m[圖6(a)]。基坑寬度方向上的隆起呈拋物線形式，最大隆起量發生在基坑底部中心，約23.3 cm[圖6(b)]，兩邊隆起量次之，出現這種現象的原因在于，隨著開挖深度的不斷增加，基坑底部由上部土體卸荷所引起的隆起造成被動土壓力擠壓土體向基坑內部移動，使土體受水平方向擠壓產生隆起轉移。由于第9次開挖位置距基坑底部中心很遠，故其引起基坑底部中心的變形量很小且變形主要發生在粉質黏土層中[圖6(c)]，第57次、第67次開挖引起底部中心的隆起量最大可達23 cm，隆起范圍約6 m，在粉質黏土層與風化花崗巖交界處底部隆起終止，在下部風化花崗巖中未發生明顯的變形[圖6(d)]。

圖6 監測線上基坑底部隆起量

3.3 支護結構受力

圖7顯示了基坑開挖后支護結構的軸向應力分布云圖，從圖7中可以看出，混凝土支撐的軸向應力約5 MPa，始終遠低于鋼支撐的軸向應力(最大值為51.9 MPa)。在砼支撐中，局部區域還產生了約1.3 MPa拉應力，但對結構整體穩定性無顯著影響。從樁支撐的軸向應力分布可以看出，最大應力為2.3 MPa，最小應力為32 kPa，且最小應力集中在樁底。這是由于數值計算過程中，樁單元在軸向上可以與土體產生摩擦作用，當樁的上部受到荷載時，兩者之間的摩擦效應有助于發揮樁對上部結構的支撐作用，當樁的上部因摩擦效應產生較大承載力時可導致樁底的軸向應力降低。

圖7 基坑開挖完畢后支護結構軸向應力分布云圖

3.4 深基坑四周土體變形與穩定性

3.4.1 連續墻變形

連續墻的變形可以更好地掌握深基坑整體變形情況，為此在連續墻中布置兩條監測線N1和N2。如圖8所示，坐標依次為(-20，0，-11)～(-20，33，-11)和(-20，33，-11)～(540，33，-11)，單位：m。

圖8 連續墻監測線位置

連續墻由于基坑底部的隆起，其在垂直方向產生0.25～0.6 mm的正位移，但對整體穩定性影響不大，在X方向，連續墻在X=15 m位置兩側產生大小相等方向相反的位移，反映出連續墻后土體變形不均勻，連續墻有發生輕微轉動的可能，其在Y方向的位移呈現“雙拋物”線形式，位移量較小[圖9(a)]。在N2監測線上X方向位移表現出相同的規律，但其在連續墻兩端附近出現大小相等方向相反的位移，且位移量達到1 mm左右[圖9(b)]，Y方向兩端由于受相鄰墻體限制影響，其位移量較小，但中間墻體受到墻后土體的較均勻的擠壓作用，向基坑內部產生1.25 cm左右的變形[圖9(c)]；連續墻底部深入風化花崗巖11 m，故基本受到底部隆起的極小影響，只在Z方向上0.8 mm的微小變形[圖9(d)]，同樣受到兩邊墻體限制，變形量更小，連續墻整體穩定。

圖9 連續墻監測線上位移變化

3.4.2 連續墻后土體變形

雖然已經研究了連續墻的變形，但其后附近土體的變形直接會影響連續墻體的變形，因此有必要開展進一步研究，為此，在連續墻后2 m處布置兩條測線Q1和Q2，如圖10所示，坐標依次為(-22，0，-11)～(-22，33，-11)和(-20，35，-11)～(540，35，-11)，單位：m。

圖10 連續墻2 m后土體監測線位置

連續墻后2 m的土體變形規律(圖11)與連續墻墻體變形最大的不同在于，無論是在監測線Q1還是Q2，其受到基坑底部隆起的影響，產生沉降變形，變形量最大為1 mm，同樣在監測線兩端受到臨近土體的擠壓作用，其沉降量受到限制，Y方向的位移減少為連續墻變形的一半，主要原因在于其處于三相應力狀態，變形被限制；X方向位移也不同程度減小，原因相同，此外，按照設計要求，土體側向位移控制值在20 mm且≤0.25%H，滿足要求，基坑穩定性良好。

圖11 連續墻2 m后監測線上位移變化

3.4.3 深基坑周邊等效安全系數

通過對等效安全系數分布圖12可以得，連續墻與風化花崗巖層的安全系數處于同一水平，均在10左右，其結構具有良好的穩定性。基坑周邊土體中的安全系數大部分為1.6～3，穩定性較低，但是在連續墻及基坑內部支撐結構的作用下仍可以保持相對穩定狀態，在基坑施工過程中土體發生大規模失穩的可能性較低。

圖12 等效安全系數SSR云圖

4 現場監測結果

為掌握施工期間基坑開挖對車站周圍的道路、環境、地面的影響，沿基坑兩側每20 m布置1個地面沉降監測斷面，每個監測斷面兩側分別布置3個測點，地表沉降測點標志采用窖井測點形式，采用人工開挖或鉆具成孔的方式進行埋設，孔內充填砂土，如圖13所示。

圖13 地表沉降監測點埋設示意圖

圖14 地表沉降變形曲線

通過對比分析數值模擬結果與現場監測結果下的地表沉降量，可得出實際地表最大沉降量為6.26 mm，數值模擬最大沉降量為2.43 mm，實測最大地表沉降約為模擬結果的3倍，原因在于現場實際施工受到多種復雜因素影響，如降雨、工程機械開挖擾動等，數值模擬并不能全面的考慮此類因素；雖然數值模擬結果未能準確的獲得地表的實際沉降量，但反應的地表沉降規律基本一致，具有一定的參考價值。可通過數值模擬獲得深基坑開挖過程中的位移變化規律，尋找其中潛在隱患位置，便于及時采取措施，保證安全施工。

5 結論

針對智慧城車站深基坑開挖過程中基坑變形與穩定性問題，通過分析開挖引起的地表沉降、深基坑底部土體變形等，得出以下結論。

(1)地表最大沉降量為3.2 mm左右，變化呈拋物線型，其沉降變形滿足設計要求(低于0.1%H，其中H為基坑開挖深度，H=22 m)；基坑底部最大隆起量23 cm左右且主要發生在粉質黏土層，終止于粉質黏土層與風化花崗巖交界處；混凝土支撐的軸向應力約5 MPa，遠低于鋼支撐的軸向應力，在砼支撐中，局部區域產生約1.3 MPa拉應力，但對結構整體穩定性無顯著影響；連續墻中間部位受到墻后土體的較均勻的擠壓作用，向基坑內部產生1.5 cm左右的變形，連續墻底部深入風化花崗巖11 m，受到底部隆起的極小影響；土體側向位移最大約1 mm，滿足控制值在20 mm且≤0.25%H的要求。基坑整體穩定性良好。

(2)通過現場布置地表沉降量監測點并與數值模擬結果進行對比，地表實際最大沉降量6.26 mm，雖然數值模擬結果與其存在誤差，但沉降量變化規律一致性良好，可通過數值模擬分析相關位移變化規律以指導施工。