王培鑫， 周順華， 季　昌， 李　雪

(1. 同濟大學城市軌道與鐵道工程系， 上?！?01804； 2. 同濟大學道路與交通工程教育部重點實驗室， 上?！?01804)

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臨近鐵路坑中坑偏載基坑開挖支護結(jié)構(gòu)受力與變形規(guī)律研究

王培鑫1,2， 周順華1,2， 季昌1,2， 李雪1,2

(1. 同濟大學城市軌道與鐵道工程系， 上海201804； 2. 同濟大學道路與交通工程教育部重點實驗室， 上海201804)

為了研究坑中坑偏載基坑開挖支護結(jié)構(gòu)性狀，以某臨近鐵路的坑中坑基坑工程為依托，基于實測數(shù)據(jù)分析基坑的變形規(guī)律，并運用有限元軟件對不同的設(shè)計方法進行計算分析。實測表明，坑中坑偏載基坑的超載側(cè)墻體變形呈懸臂形，而欠載側(cè)墻體上部為朝向坑外的逆向位移，下部朝向坑內(nèi)位移。有限元分析表明：忽略邊坡開挖過程將邊坡等效為分布荷載進行計算，將高估超載側(cè)墻體內(nèi)力，低估欠載側(cè)墻體內(nèi)力和第1道支撐軸力；按超載側(cè)荷載進行對稱計算將高估欠載側(cè)圍護結(jié)構(gòu)內(nèi)力；建議坑中坑偏載基坑支護結(jié)構(gòu)設(shè)計考慮基坑整體性狀和外坑開挖對內(nèi)坑圍護結(jié)構(gòu)內(nèi)力的影響，對兩側(cè)圍護結(jié)構(gòu)區(qū)別設(shè)計。

坑中坑基坑； 鐵路； 偏載； 圍護結(jié)構(gòu)； 變形； 內(nèi)力

0　引言

石鈺鋒等[1]通過實測分析了緊鄰鐵路偏壓基坑圍護結(jié)構(gòu)的內(nèi)力與變形規(guī)律；張國亮[2]結(jié)合實測與數(shù)值模擬研究提出了臨近鐵路不對稱超載基坑的設(shè)計建議與控制措施；沈宇鵬等[3]對臨近既有線基坑支護影響因素進行正交分析，建議臨近基坑開挖要在止水的條件下進行；張學民等[4]研究了列車動載作用下偏壓基坑圍護結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)；羅錕等[5]和李梅芳等[6]研究了基坑開挖對既有線的動態(tài)影響；徐燁等[7]分析了地鐵車站偏載基坑圍護結(jié)構(gòu)設(shè)計；姚愛軍等[8]基于實測研究了建筑超載對深基坑圍護結(jié)構(gòu)變形的影響；林剛等[9]和徐長節(jié)等[10-11]從不同角度研究了偏載基坑開挖支護結(jié)構(gòu)的受力與變形性狀，探討了相應(yīng)的設(shè)計措施；霍軍帥等[12-13]研究提出了坑中坑基坑圍護墻間土壓力計算方法，結(jié)合工程實測分析了上海自然博物館坑中坑基坑圍護結(jié)構(gòu)變形特性。

以上研究無論是針對鐵路超載、地面堆載、還是建筑物等形式的超載，基坑均為排樁或地下連續(xù)墻支護，關(guān)于臨近既有線采用放坡+地下連續(xù)墻支護的坑中坑偏載基坑鮮有報道。本文以某臨近既有鐵路線的坑中坑偏載基坑為背景，分析、總結(jié)基坑變形規(guī)律，并利用數(shù)值模擬對不同的設(shè)計方法進行計算分析。

1　工程概況

蘇州地區(qū)某緊鄰既有鐵路線的基坑共地下3層，其中地下1層為國鐵站房基坑，地下2、3層為地鐵車站基坑，地鐵基坑落深于站房基坑，形成了坑中坑基坑。臨近既有鐵路線區(qū)域的基坑平面如圖1所示，外坑長172.2 m，深8.05 m；內(nèi)坑3、4號口基坑對稱布置，長56 m，寬19 m，以外坑底為基準深9.36 m(局部深13.06 m)，以地表為基準深17.41 m(局部深21.11 m)；既有線中心距基坑坡頂邊緣8.25 m，距3、4號口基坑圍護結(jié)構(gòu)外緣21.30 m。

圖1　基坑平面圖(單位: m)

基坑剖面如圖2所示，外坑二級放坡開挖，坡度1∶1，兩級邊坡間設(shè)2 m寬平臺，坡面掛φ8 mm@250 mm×250 mm鋼筋網(wǎng)，噴射80 mm厚C20混凝土；一級邊坡設(shè)φ20 mm@1 500 mm×1 500 mm錨桿，長6.5～9.5 m；二級邊坡設(shè)φ16 mm@1 500 mm×1 500 mm錨桿，長3.5 m；坡頂與二級平臺各設(shè)2排φ850 mm@600 mm攪拌樁，深度分別為20、10 m。3、4號口基坑圍護結(jié)構(gòu)為1 m厚、20.2 m深地下連續(xù)墻，設(shè)3道支撐，第1道為1 000 mm×800 mm混凝土支撐，間距5.5～7.0 m，第2、3道為φ609 mm、厚16 mm鋼支撐，局部設(shè)第4道鋼支撐，間距2～3 m；坑底設(shè)裙邊抽條旋噴樁加固，加固深度5～6 m，水泥摻入比20%。

場地土層分布見圖2，主要物理力學指標如表1所示。

潛水含水層主要由填土層組成，埋深0～1.36 m。承壓水含水層為⑦粉土夾粉質(zhì)黏土，頂板埋深29.00～34.90 m，厚度3.90～10.50 m，水頭埋深2.8 m左右。

經(jīng)過學習，筆者以“產(chǎn)出導向法”指導教學，結(jié)合超星公司“學習通”APP和網(wǎng)絡(luò)教學平臺實施線上預(yù)習、練習、測試與課堂演練相結(jié)合的“翻轉(zhuǎn)課堂”式信息化教學。授課對象是我院發(fā)電廠及電力系統(tǒng)專業(yè)大二學生，共64名同學。授課內(nèi)容是英語求職信的寫作方法。為了適應(yīng)時代的發(fā)展和把握全球交流的機遇，一封體現(xiàn)個人的邏輯思維能力、語言表達能力和人際交往等能力的優(yōu)秀的英文求職信能大大提高成功應(yīng)聘的機會，也是美好未來的“敲門磚”。恰逢同學們即將進入大三實習面試的階段，因此，同學們非常希望能寫出像樣的英語求職信?！扒舐毿拧钡慕虒W正好體現(xiàn)“產(chǎn)出導向法”對英語教學的幫助。

2　坑中坑偏載基坑變形及支撐軸力實測分析

2.1測試方案

結(jié)合現(xiàn)場施工對坡頂位移(D24—T28)、地下連續(xù)墻水平位移(CX1—CX3)和支撐軸力(ZL1—ZL4)進行監(jiān)測，測點布置如圖1所示。地下連續(xù)墻水平位移采用測斜管監(jiān)測，混凝土支撐及鋼支撐軸力分別采用應(yīng)變計與反力計監(jiān)測。1-1和2-2所在斷面處施工進度如表2所示，其中施工時間為各工序完成的時間；此外，為控制路基變形，175～202 d在坡頂進行了雙液注漿加固。

圖2　基坑橫剖面圖(單位: mm)

土層名稱含水率/%重度γ/(kN/m3)孔隙比塑性指數(shù)液性指數(shù)黏聚力c/kPa內(nèi)摩擦角φ/(°)泊松比ν壓縮模量Es0.1～0.2/MPa③1黏土26.21.940.7621.50.453511.10.315.54③2粉質(zhì)黏土28.81.910.8216.20.671711.50.324.84④2粉質(zhì)黏土32.31.890.93160.841810.70.323.56④3粉土夾粉黏29.71.890.8410.60.821316.40.336.17④6粉質(zhì)黏土30.81.880.8713.20.8697.60.334.21⑤1黏土25.31.970.7318.90.482012.70.295.57⑤2粉質(zhì)黏土27.11.940.7713.90.641410.30.305.61⑦粉土夾粉質(zhì)黏土24.31.960.697.210.591021.60.317.63⑦1粉質(zhì)黏土28.31.920.814.50.7898.80.315.08

表2　主要施工進度表

2.2地表沉降

坡頂D26斷面測點沉降時程曲線如圖3所示。由圖3可知，地表沉降在放坡開挖階段隨時間近似線性增長，各測點變形規(guī)律相同，均小于15 mm。在坑底加固與施工冠梁、混凝土支撐期間，各測點變形規(guī)律不同，其中D26-1、D26-2和D26-3沉降雖有增長，但速率逐漸降低，趨近收斂，而D26-4沉降迅速增加，并未收斂，分析是受坡腳土體滲漏水和列車荷載影響所致；另外，坡頂邊緣攪拌樁的加固作用亦減小了靠近基坑的D26-1和D26-2沉降。后期的注漿施工造成地表不同程度的隆起，但D26-4測點在注漿期間沉降突增，分析認為是坡體受注漿劈裂、擠壓作用向坑內(nèi)位移所致。

2.3地下連續(xù)墻水平位移

圖4為出入口基坑CX1和CX3不同工況下水平位移，其中向坑內(nèi)位移為正，反之為負。由圖4(a)可知，超載側(cè)墻體整體向坑內(nèi)位移，呈懸臂式，水平位移在墻頂處最大，隨開挖深度增加而增加，最大值為13 mm，約為開挖深度的1.4‰。欠載側(cè)墻體上部向坑外變形，下部向坑內(nèi)變形，隨開挖深度增加這一趨勢更加明顯；開挖至坑底后，3 m以上墻體位移向基坑外，最大位移約5 mm，位于冠梁頂，3 m以下墻體位移朝向坑內(nèi)，最大位移約10 mm，位于最下一道支撐與坑底之間。

圖3　D26斷面測點沉降時程曲線

(a) 超載側(cè)CX1

(b) 欠載側(cè)CX3

由上述墻體變形特征分析此類基坑的變形特點如下：受列車荷載及邊坡的偏壓影響，超載側(cè)墻體呈懸臂形，水平位移自冠梁至墻趾逐漸減?。欢鴮?cè)墻體上部向坑外逆向位移，下部向坑內(nèi)位移；超載側(cè)墻體最大位移大于對側(cè)墻體。與傳統(tǒng)對稱基坑相比，偏載基坑圍護結(jié)構(gòu)的整體變形形態(tài)和最大位移發(fā)生位置均不同；隨著開挖深度的增加，偏載基坑圍護結(jié)構(gòu)的整體變形均在變化，而傳統(tǒng)的對稱基坑每施加一道支撐后，該道支撐以上的圍護結(jié)構(gòu)變形將趨于穩(wěn)定。

2.4支撐軸力

ZL1和ZL3斷面的支撐軸力時程曲線如圖5所示，支撐軸力隨開挖深度增加而逐漸增加，架設(shè)第3道支撐后，第1道支撐軸力維持穩(wěn)定，僅有小幅波動，表明后續(xù)開挖對第1道支撐基本無影響；而在拆第3道支撐時，其上部2道支撐軸力均有增加，尤其是混凝土支撐，表明拆撐的軸力主要由底板和其上部2道支撐承擔。

(a) ZL1

(b) ZL3

3　坑中坑偏載基坑有限元分析

實踐表明，偏載基坑的變形與對稱荷載基坑顯著不同。傳統(tǒng)的基坑分析方法，如等值梁法、彈性法等不能考慮非對稱荷載，不適用于偏載基坑的設(shè)計；若按超載側(cè)荷載進行對稱設(shè)計，偏于保守；若忽略放坡開挖過程，將邊坡等效為分布荷載進行計算，不能考慮放坡開挖對內(nèi)坑圍護結(jié)構(gòu)內(nèi)力的影響，則可能偏于危險。

為更好地考慮基坑的整體性狀，運用有限元軟件對本工程不同的設(shè)計方法進行計算分析，以期為此類偏載基坑支護結(jié)構(gòu)設(shè)計提供有益參考。根據(jù)對外坑邊坡處理方式的不同，對比3種計算方案：1)與本工程施工過程一致； 2)忽略放坡開挖過程，將邊坡簡化為分布荷載； 3)雙側(cè)對稱放坡開挖。各方案如圖6所示。

(a) 方案1　　　　　(b) 方案2　　　　　(c) 方案3

圖7　有限元模型網(wǎng)格劃分圖

開挖工況模擬簡述如下：對于方案1、3，按表2所示施工順序進行模擬，放坡開挖完成后模型位移置零(與實測對應(yīng)，實測內(nèi)坑地下連續(xù)墻位移以放坡開挖完成為基準點)；對于方案2，先施加分布荷載，再將模型位移置零。

3.1圍護結(jié)構(gòu)變形與彎矩

不同工況下圍護結(jié)構(gòu)水平位移如圖8所示，其中工況A表示外坑放坡開挖完成(方案2為施加超載完成)，工況B表示內(nèi)坑開挖完成；左側(cè)墻體對應(yīng)欠載側(cè)，右側(cè)墻體對應(yīng)超載側(cè)。由圖8(c)可知，方案1左側(cè)地墻變形計算值與實測較為吻合，但最大值及其所在深度有所差異，究其原因，一方面基坑開挖會在坑底產(chǎn)生殘余應(yīng)力，使得內(nèi)坑支護結(jié)構(gòu)的實際荷載大于土體自重應(yīng)力產(chǎn)生的荷載[12]；另一方面基坑欠載側(cè)正在施工站房結(jié)構(gòu)，一定程度上增大了欠載側(cè)墻后土壓力，而數(shù)值計算未能考慮上述因素。

(a) 工況A左側(cè)地下連續(xù)墻　　(b) 工況A右側(cè)地下連續(xù)墻　　(c) 工況B左側(cè)地下連續(xù)墻　　(d) 工況B右側(cè)地下連續(xù)墻

圖9為各方案不同工況下地下連續(xù)墻彎矩，結(jié)合圖8可知，外坑放坡開挖完成時內(nèi)坑圍護結(jié)構(gòu)已經(jīng)產(chǎn)生了一定的位移和內(nèi)力，且在總位移和內(nèi)力中占有較大的比重。受非對稱荷載影響，方案1、2兩側(cè)地下連續(xù)墻變形和內(nèi)力區(qū)別明顯，超載側(cè)墻體的最大位移和內(nèi)力均大于欠載側(cè)；此外，欠載側(cè)地下連續(xù)墻變形與彎矩從工況A到工況B均發(fā)生了反向。

不同計算方案下圍護結(jié)構(gòu)位移和彎矩最大值如表3所示。由表3可知，在工況A時，方案2兩側(cè)地下連續(xù)墻位移及彎矩均最大；工況B時，方案3左側(cè)地下連續(xù)墻位移及彎矩最大，方案2右側(cè)地墻彎矩最大，方案1右側(cè)地墻下連續(xù)位移最大。方案1放坡開挖完成時左、右側(cè)地下連續(xù)墻的最大彎矩分別相當于內(nèi)坑開挖完成時最大彎矩的51.2%和42.5%。

(a) 工況A左側(cè)地下連續(xù)墻　　(b) 工況A右側(cè)地下連續(xù)墻　　(c) 工況B左側(cè)地下連續(xù)墻　　(d) 工況B右側(cè)地下連續(xù)墻

方案工況A:放坡開挖完成Δmax/mm左側(cè)右側(cè)Mmax/(kN·m)左側(cè)右側(cè)工況B:開挖至坑底Δmax/mm左側(cè)右側(cè)Mmax/(kN·m)左側(cè)右側(cè)1-3.57.2-299.0-492.0-9.719.2583.7-1185.82-4.612.6-386.5-856.7-7.213.0319.3-1543.934.04.0287.9-287.916.616.61148.1-1148.1(|2|-|1|)/|1|%/%31.475.029.374.1-25.8-35.9-45.330.2(|3|-|1|)/|1|%/%14.3-44.4-3.7-41.571.1-13.596.7-3.2

注：Δmax為圍護墻最大位移；Mmax為圍護墻每延米最大彎矩。

將各方案地下連續(xù)墻彎矩、變形最大值與符合實際施工過程的方案1對比可知，在工況B情況下，方案2超載側(cè)地下連續(xù)墻最大彎矩比方案1大30.2%，欠載側(cè)地下連續(xù)墻最大彎矩比方案1小45.3%；方案3超載側(cè)地下連續(xù)墻最大彎矩比方案1小3.2%，欠載側(cè)地下連續(xù)墻最大彎矩比方案1大96.7%。故若按照方案2將邊坡超載簡化為分布荷載的形式進行計算，會高估超載側(cè)地下連續(xù)墻的內(nèi)力，低估欠載側(cè)地下連續(xù)墻的內(nèi)力；若根據(jù)超載一側(cè)按對稱方案3進行設(shè)計，欠載側(cè)地下連續(xù)墻彎矩將高估近100%，偏于保守。方案2與方案1的對比也表明，當基坑一側(cè)的土體堆載較大時，將其等效為分布荷載進行計算會產(chǎn)生較大的偏差。因此，建議考慮基坑整體性狀，按照方案1進行計算，對兩側(cè)圍護結(jié)構(gòu)區(qū)別設(shè)計，同時考慮圍護結(jié)構(gòu)的正、負彎矩差別采取非對稱配筋，可兼顧工程安全與經(jīng)濟效益。

3.2支撐軸力

支撐軸力實測值與計算值對比如圖10所示。由圖10可知，方案1、3計算結(jié)果與實測較為接近，方案2混凝土支撐軸力遠小于方案1、3和實測值，分析原因如下：方案2將邊坡土體簡化為內(nèi)坑地表的分布荷載進行計算，忽視了土體變形過程中因剛度差異和變形協(xié)調(diào)帶來的荷載重分布影響，而坡體內(nèi)錨桿和攪拌樁增大了這一剛度差異；此外，將邊坡土體等效為豎向分布荷載也忽略了邊坡側(cè)土壓力的影響。因此，對于偏載基坑支護結(jié)構(gòu)設(shè)計，按超載側(cè)進行對稱計算能夠合理預(yù)估支撐軸力，但若將邊坡超載簡化為分布荷載，則會低估第1道支撐的軸力。

圖10　支撐軸力實測值與計算值對比

Fig. 10Comparison between measured axial force of support and calculated axial force of support

4　結(jié)論與討論

本文以蘇州地區(qū)某臨近鐵路的坑中坑基坑工程為背景，采用實測和數(shù)值模擬的方法，研究了基坑開挖支護結(jié)構(gòu)的變形與受力規(guī)律、設(shè)計方法，得到如下結(jié)論：

1)受邊坡偏壓及列車荷載影響，超載側(cè)墻體變形呈懸臂形，而欠載側(cè)墻體上部朝向坑外、下部朝向坑內(nèi)位移；隨著基坑開挖深度增加，兩側(cè)墻體的上述變形趨勢增大；超載側(cè)墻體最大位移大于對側(cè)墻體。

2)數(shù)值計算表明，對于坑中坑偏載基坑，在外坑開挖完成時，內(nèi)坑圍護結(jié)構(gòu)已經(jīng)產(chǎn)生了一定的內(nèi)力，且在總內(nèi)力中占有較大的比重，應(yīng)當考慮外坑開挖對內(nèi)坑圍護結(jié)構(gòu)內(nèi)力的影響。

3)對于坑中坑偏載基坑支護結(jié)構(gòu)設(shè)計，將邊坡超載簡化為分布荷載進行計算，將高估超載側(cè)墻體內(nèi)力，低估欠載側(cè)墻體內(nèi)力和第1道支撐軸力；按超載側(cè)對稱計算將高估對側(cè)圍護結(jié)構(gòu)內(nèi)力。

4)偏載基坑支護結(jié)構(gòu)設(shè)計宜考慮基坑整體性狀，對兩側(cè)圍護結(jié)構(gòu)區(qū)別設(shè)計，針對圍護結(jié)構(gòu)的正、負彎矩差別采取非對稱配筋，可兼顧工程安全與經(jīng)濟效益。

5)本文雖然在放坡+地下連續(xù)墻支護的坑中坑基坑開挖支護結(jié)構(gòu)性狀研究方面取得了一些成果，但計算及分析對象的偏載程度是固定的，應(yīng)當進一步研究不同偏載程度下的支護結(jié)構(gòu)性狀；此外，建議多搜集實測數(shù)據(jù)，為相關(guān)的理論分析提供驗證與支撐。

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Study of Deformation Rules and Stress of Retaining Structure of Unsymmetrically Loaded Foundation Pit in Another Foundation Pit Adjacent to Railway

WANG Peixin1, 2, ZHOU Shunhua1, 2, JI Chang1, 2, LI Xue1, 2

(1. Department of Urban Rail Transit and Railway Engineering, Tongji University, Shanghai 201804, China;2.KeyLaboratoryofRoadandTrafficEngineeringoftheMinistryofEducation,TongjiUniversity,Shanghai201804,China)

Different design methods for retaining structure of unsymmetrically loaded foundation pit in another foundation pit adjacent to railway are calculated and analyzed by finite element software; and the deformation rules of the retaining structure are analyzed based on monitoring data. The monitoring data show that: 1) For overloaded sidewall, the deformation of the sidewall increases with the excavation depth increases and moves towards inner foundation pit. 2) For underloaded sidewall, the deformation of upper part faces to outer foundation pit and that of lower part faces to inner foundation pit. The finite element analysis results show that: 1) The internal force of overloaded sidewall would be overestimated and the internal force of underloaded sidewall and the axial force of Support No. 1 would be underestimated when the slope excavation is ignored and the slope is equivalent to distributed load. 2) The internal force of retaining structure of underloaded sidewall would be overestimated when calculation is based on overloaded sidewall. 3) The integral characteristics of unsymmetrically loaded foundation pit in another foundation pit and the interaction between two foundation pits should be considered in design phase of the foundation pit.

foundation pit in another foundation pit; railway; unsymmetrical load; retaining structure; deformation; internal force

2016-03-18;

2016-05-19

王培鑫(1987—)，男，河南林州人，同濟大學道路與鐵道工程專業(yè)在讀博士，研究方向為基坑與盾構(gòu)隧道。E-mail：1209wpx@#edu.cn。

10.3973/j.issn.1672-741X.2016.08.004

U 45

A

1672-741X(2016)08-0911-07