殷 茜， 孫少銳， 理繼紅， 李松洋

（1.河海大學(xué)地球科學(xué)與工程學(xué)院，南京 211100； 2.江蘇省地質(zhì)調(diào)查研究院，南京 210000）

隨著我國城市軌道交通建設(shè)規(guī)模的日漸增大，地鐵車站進(jìn)行施工時往往需要進(jìn)行深基坑開挖. 在開挖過程中，當(dāng)巖土體中的原有平衡狀態(tài)不能維持時，將會導(dǎo)致土方坍塌、房屋沉降、地埋管道開裂損壞等一系列工程問題［1-3］. 我國許多經(jīng)濟(jì)發(fā)達(dá)城市分布于沿海地區(qū)，這些地區(qū)的基坑工程規(guī)模更大，要求更高，然而廣泛分布著的各種軟弱土層對施工質(zhì)量造成極大的威脅. 軟土具有強(qiáng)度低、固結(jié)度低、承載力低且壓縮性高等性質(zhì)，使得深基坑開挖過程中的變形極難控制［4-7］. 因此，對臨海深厚軟土地區(qū)深基坑開挖變形規(guī)律開展研究工作具有重要意義.

變形控制是基坑穩(wěn)定性研究的側(cè)重點(diǎn)和難點(diǎn)，國內(nèi)外很多學(xué)者［8-12］都對此開展了深入研究. 候?qū)W淵和廖少明［13］認(rèn)為在飽和軟黏土地質(zhì)條件下，時效會影響地鐵隧道開挖工程的最大沉降量，并總結(jié)出了預(yù)估公式.潘林有和胡中雄［14］通過研究溫州地區(qū)的淺層原狀粉質(zhì)黏土的卸荷回彈特性，得到了深基坑開挖過程中回彈率及回彈模量的指標(biāo)及計算方法，并提出了回彈區(qū)范圍的估算方法. 李琳等［15］基于大量基坑工程實例，從圍護(hù)結(jié)構(gòu)變形、支撐系統(tǒng)剛度、抗隆起穩(wěn)定安全系數(shù)等方面深度分析了深基坑的變形特性. 徐中華和王衛(wèi)東［16］利用實際算例，驗證了不同類型的土體本構(gòu)模型在基坑工程中的適用性，得出了相較于其他模型，修正劍橋模型（MCC）及土體硬化模型（HS）更能滿足敏感條件下基坑開挖的數(shù)值計算需求. 高尚明等［17］利用PLAXIS軟件，研究了不同工序下基坑變形的規(guī)律，得出了施工順序?qū)λ椒较虻奈灰谱畲笾涤绊懞苄〉慕Y(jié)論. 張飛等［18］通過離心模型試驗及數(shù)值分析，研究了飽和黏性土中狹長深基坑的隆起變形，總結(jié)出了基底隆起的破壞機(jī)制及引起基底隆起的部分原因. 國外一些學(xué)者［19-21］對深基坑開挖時土體的應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)了土層的應(yīng)力應(yīng)變規(guī)律與開挖深度有關(guān).

本文以廣州軌道交通4號線某車站基坑為研究對象，采用有限元法模擬了基坑開挖及支護(hù)的整個過程，通過分析基坑開挖對周圍環(huán)境的作用機(jī)制及其影響，總結(jié)出軟土深基坑開挖的變形規(guī)律，并以此對基坑支護(hù)設(shè)計方案進(jìn)行校驗，驗證支護(hù)措施的合理性.

1 工程概況

廣州地鐵4號線里程YAK 50+280～YAK 52+320段，在地貌上為三角洲沖剝蝕山麓和沖（淤）積平地相結(jié)合；里程YAK 50+320～YAK 55+160段，沿線跨越蕉門滘等多條河道，地形平坦，在地貌上屬于三角洲沖（淤）積平原. 工程區(qū)下伏基巖主要為燕山期侵入花崗混合巖、第四系海陸交互相及陸相河流沖積層、洪積層、坡積層，燕山期侵入花崗混合殘積層. 該區(qū)主要特殊土層有軟土及花崗巖風(fēng)化殘積土，軟土多數(shù)分布在淺表層，呈連續(xù)厚層狀產(chǎn)出，平均厚度約12 m.

地下水埋藏較淺，初見水位埋深為0.00～4.00 m（標(biāo)高為2.30～6.50 m），靜止穩(wěn)定地下水位埋深為0.30～6.50 m（標(biāo)高為1.00～6.09 m）. 地下水水位季節(jié)性明顯，一定程度上也受到該區(qū)補(bǔ)給排途徑的影響，水位年變化幅度為1.00～2.50 m. 此外，臨近蕉門滘等河涌地段，地下水位還受潮汐影響，地下水位變化幅度為0.50～1.50 m左右.

地鐵車站位于廣州地鐵4 號線南延段，整體呈“T”形，如圖1 所示，DE 向長367 m，AB向長90 m，基坑采用明挖法進(jìn)行開挖，主體開挖深度為16.5 m，采用地下連續(xù)墻與鋼管支撐共同作用的復(fù)合支護(hù)體系. 地連墻厚1000 mm，內(nèi)支撐為Φ600 的12 mm 厚的鋼管，水平間隔3 m. 坑底采用Φ550 的攪拌樁加固，攪拌樁樁長5 m，置換率為0.5，圍護(hù)結(jié)構(gòu)斷面如圖2 所示.施工（開挖）過程：首先對基坑周邊做地下連續(xù)墻，深入基坑底部以下13.50 m，然后進(jìn)行開挖. 土體分四步開挖，共采用三道支撐，第一道支撐位于坑深1.80 m 處，第二道支撐位于坑深7.35 m處，第三道支撐位于坑深12.00 m處，開挖結(jié)束后對坑底進(jìn)行攪拌樁加固.

圖1 基坑支護(hù)平面圖Fig.1 Sketch of foundation pit support

圖2 圍護(hù)結(jié)構(gòu)斷面圖Fig.2 Section of enclosure structure

2 計算模型

根據(jù)工程地質(zhì)勘察報告，結(jié)合工程設(shè)計中基坑開挖的幾何特征建立了三維數(shù)值計算模型，如圖3所示. DE方向的基坑由于較長，在地質(zhì)情況相似的條件下，中間部分計算應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)基本相同，因此長度取為60 m（基坑全長367 m，基坑寬度18.8 m，長度取＞3倍的基坑寬度）可模擬基坑開挖效應(yīng)對基坑穩(wěn)定性產(chǎn)生的影響. 為了防止邊界條件影響計算結(jié)果，模型尺寸需為基坑尺寸的3～5倍，因此該模型尺寸為200 m×250 m×50 m（長×寬×高）. 修正莫爾-庫倫模型［22］采用塑性理論并且引入了屈服蓋帽，能較好地模擬軟土基坑開挖問題，各巖土層的物理力學(xué)參數(shù)見表1所示.

圖3 基坑開挖模型Fig.3 Excavation model of foundation pit

基坑的開挖與支護(hù)是一個連續(xù)的施工過程，數(shù)值模擬依據(jù)施工工序來模擬基坑分步開挖. 支護(hù)結(jié)構(gòu)構(gòu)件均選用各向同性彈性模型，采用2D板單元模擬地下連續(xù)墻，采用梁單元模擬立柱和鋼支撐，支護(hù)結(jié)構(gòu)計算參數(shù)見表2.

表2 支護(hù)結(jié)構(gòu)參數(shù)表Tab.2 Physical-mechanical parameters of support structures

該基坑采用分層開挖，在一個階段的開挖工作完成后，及時用鋼支撐支護(hù)，施工工況步驟如下：①平衡初始地應(yīng)力，并施加圍護(hù)結(jié)構(gòu)——地連墻，插入比為0.8；②開挖第一層土體至地面以下1.80 m；③施加冠梁及第一道鋼支撐及立柱；④開挖第二層土體至地面以下7.35 m；⑤施加圍檁及第二道鋼支撐；⑥開挖第三層土體至地面以下12.00 m；⑦施加圍檁及第三道鋼支撐；⑧開挖第四層土體至地面以下16.50 m.

3 計算結(jié)果分析

基坑開挖引起的變形宏觀表現(xiàn)為地表沉降、坑底土體隆起和圍護(hù)結(jié)構(gòu)變形.

3.1 地表沉降

第一步開挖較淺，地表沉降值較小，最大沉降值為9.29 mm，位于圍護(hù)結(jié)構(gòu)的邊緣. 在支護(hù)結(jié)構(gòu)的作用下，隨著開挖深度的增大，雖然沉降量不斷增長，但最大沉降點(diǎn)卻逐漸遠(yuǎn)離基坑邊緣，所以基坑近距離范圍內(nèi)的土體沉降量反而較小. 開挖深度達(dá)12 m 后，地面最大沉降點(diǎn)的位置變化較小，沉降值的增長幅度也相對較小. 開挖結(jié)束后，土體豎向位移如圖4 所示，最大沉降量出現(xiàn)在距AB 中點(diǎn)約10 m處，為22.95 mm.

圖4 開挖結(jié)束后周圍土體豎向位移云圖Fig.4 Vertical displacements of surrounding soil after excavation

以各邊中點(diǎn)為起點(diǎn)，沿遠(yuǎn)離基坑的方向，每間隔2 m布設(shè)一個沉降值監(jiān)控點(diǎn)，可以得到圖5、圖6所示的地表沉降曲線（因為AB、DE方向變形較大，故以這兩邊為例）. 由圖5、圖6可看出基坑外地表沉降具有相對明顯的空間效應(yīng)，AB為長邊，其中線附近的沉降量較大，而BC 為短邊，其中線附近的沉降量小于前者. AB方向長寬比為9∶1，DE方向長寬比約為7∶2，且AB邊中點(diǎn)最大沉降值為22.95 mm，DE邊中點(diǎn)最大沉降值為19.25 mm，對比可知AB方向沉降影響范圍及最大沉降值均大于DE方向，表明地面沉降受基坑長寬比的影響.

圖5 AB邊中點(diǎn)沉降曲線Fig.5 Settlement curves of the midpoint of the AB edge

圖6 DE邊中點(diǎn)沉降曲線Fig.6 Settlement curves of the midpoint of the DE edge

通過實時監(jiān)測AB、DE段中點(diǎn)附近的地面沉降情況可知，實測地面沉降曲線與計算結(jié)果較吻合，均為凹槽形，但實際值比模擬值更大，開挖完成后實際最大沉降值為28.78 mm，可能是因為計算時未考慮到基坑降水及施工荷載. 基坑降水會導(dǎo)致地下水位下降，土體中有效應(yīng)力增加產(chǎn)生的壓密作用使得周圍環(huán)境受到影響的范圍及程度更大.

由以上分析可知，開挖影響區(qū)為基坑周邊50 m 左右，而AB 邊外側(cè)最大沉降值發(fā)生位置為距基坑邊緣0.63倍開挖深度處.

3.2 坑底隆起

開挖過程中，分別對AB方向、DE方向基坑沿中線布設(shè)坑底土體隆起監(jiān)控點(diǎn)，所得結(jié)果見圖7、圖8.

圖7 AB方向基坑底部土體豎向變形Fig.7 Vertical deformations of soil at the bottom of foundation pit in AB direction

圖8 DE方向基坑底部土體豎向變形Fig.8 Vertical deformations of soil at the bottom of foundation pit in DE direction

第一步開挖完成后，兩個方向的坑底土體最大隆起量發(fā)生于坑底中間部分. 隨著開挖的進(jìn)行，AB方向逐漸呈現(xiàn)出兩側(cè)隆起量大，而中間相對較小的趨勢. 開挖結(jié)束后，AB向基坑土體隆起量最大，為29.65 mm.而DE向基坑則依舊保持中間部分隆起量最大的趨勢，開挖結(jié)束后該區(qū)隆起量的最大值為21.62 mm.

由以上分析可知，土體開挖導(dǎo)致開挖面以下土體卸荷回彈，加之墻體向坑內(nèi)運(yùn)動，開挖面下部土體推擠墻前土體，也會造成坑底隆起. 而基坑角點(diǎn)受到墻體向坑內(nèi)土體的作用最大，變形量較大. 開挖使地連墻兩側(cè)的高度差越來越大，當(dāng)其達(dá)到某一程度時，基坑底部土體將發(fā)生隆起塑性破壞，使得基坑周圍塑性區(qū)的范圍擴(kuò)張，加劇地表沉降.

基坑底部為應(yīng)力釋放區(qū)，隆起量會隨著開挖的進(jìn)行不斷增大，當(dāng)開挖到一定深度后，應(yīng)力得到釋放，應(yīng)力場達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，隆起量增大的速率逐漸減小，再次開挖時，應(yīng)力又得到釋放，隆起量又不斷增大，直至趨于穩(wěn)定，而各工況下隆起變形的增量則有減小趨勢.

3.3 圍護(hù)結(jié)構(gòu)變形

開挖過程中，AB段地連墻的側(cè)向變形規(guī)律如圖9所示. 第一步開挖后，地下連續(xù)墻處于懸臂支護(hù)狀態(tài)，墻體表現(xiàn)出向坑內(nèi)移動的趨勢，頂部位移最大，為6.20 mm. 施加內(nèi)支撐后，圍護(hù)結(jié)構(gòu)上部的側(cè)向變形得到了控制，地連墻開始呈現(xiàn)出向坑內(nèi)凸出的弓形，屬反向彎曲變形. 開挖結(jié)束后墻體最大側(cè)向位移為34.83 mm，發(fā)生在開挖面附近，為開挖深度的0.21%，如圖10所示.

圖9 AB向地連墻的側(cè)向變形圖Fig.9 Lateral deformations of AB direction ground connecting wall

圖10 地連墻x向位移云圖Fig.10 The x-direction displacement of ground plane wall

距基坑AB段中點(diǎn)最近的測斜孔為CX25，將其深層土體水平位移監(jiān)測值與地連墻水平位移模擬值進(jìn)行對比可知，數(shù)值模擬所得地連墻的變形規(guī)律與實際一致，雖然實際更大，但處于誤差允許范圍內(nèi). 計算所得地連墻最大水平位移點(diǎn)主要位于開挖面下1～3 m處，而實測位置更接近開挖面.

若采取降水措施，工程區(qū)滲流場會重新分布，坑外坑內(nèi)將產(chǎn)生水頭差，由地下水滲流產(chǎn)生的動水壓力作用在圍護(hù)結(jié)構(gòu)上，會加劇其側(cè)向變形. 地連墻附近，水頭差增大，其最大值往往分布于地連墻底部及坑角部位，容易造成管涌、流土和坑底突涌等危害. 因此，為了避免上述危害的產(chǎn)生，需要結(jié)合實際采取必要的降水措施.

對國內(nèi)外大量工程實測資料歸納分析可知，圍護(hù)結(jié)構(gòu)水平向最大位移一般為0.2%～0.5%開挖深度，因此本次模擬中基坑的側(cè)向位移符合一般變形規(guī)律. 綜合地表沉降曲線分析可知，開挖完成后圍護(hù)結(jié)構(gòu)水平向最大位移約為地面沉降最大值的1.52倍. 由于該工程處于深厚軟土地區(qū)，圍護(hù)結(jié)構(gòu)無法嵌入剛性較大的地層內(nèi)，加之軟土的壓縮模量較低，圍護(hù)結(jié)構(gòu)底部有輕微向坑內(nèi)變形的趨勢，因而可以考慮增大支護(hù)體系的剛度.

第一道水平支護(hù)結(jié)構(gòu)在整個基坑的開挖過程中始終處于穩(wěn)定狀態(tài)，但第二道和第三道支撐在開挖過程中出現(xiàn)較大的位移變形，最大達(dá)到3.44 cm，因此，進(jìn)行監(jiān)測時，需要在冠梁上設(shè)置變形觀測點(diǎn). 若考慮基坑降水，內(nèi)支撐的變形將會更大，對結(jié)構(gòu)穩(wěn)定不利. 對內(nèi)支撐所受軸力進(jìn)行分析發(fā)現(xiàn)，D區(qū)內(nèi)支撐所受軸壓力最大，為1 654.31 kN，因為該區(qū)域既為基坑的中間部分，又為基坑的陽角部位，兩面臨空，應(yīng)力較為集中.

D區(qū)工況復(fù)雜，每道支撐架設(shè)三個應(yīng)力計，對該區(qū)陽角的三道斜撐上的監(jiān)測點(diǎn)Z1-1、Z1-2和Z1-3的監(jiān)測數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計分析可得圖11所示內(nèi)支撐受力情況. 第一道支撐軸力最大值為898.97 kN；第二道支撐的最大軸力為1 787.42 kN. 雖然開挖結(jié)束后，三道支撐均已施工完畢，但第二道支撐所受軸力最大，承擔(dān)主要受力作用.

圖11 D區(qū)陽角內(nèi)支撐的軸力監(jiān)測圖Fig.11 Axial force monitoring diagram of positive angle support in D zone

開挖過程中，由于基坑底部土體卸荷回彈，往往也會引起墻體向上變形. 以AB邊為例，第一步開挖，坑底隆起量較小，地連墻呈現(xiàn)出下沉的趨勢，隨著開挖的進(jìn)行，坑底土體隆起增大，地連墻開始出現(xiàn)向上變形的趨勢，開挖完成后，AB邊中點(diǎn)隆起量最大，為4.14 mm，如圖12所示.

圖12 AB邊樁頂豎向位移Fig.12 Vertical displacements of pile top of AB side

基坑開挖使土體一側(cè)失去約束，呈現(xiàn)出向坑內(nèi)運(yùn)動的趨勢，由于支護(hù)結(jié)構(gòu)的作用，土體的位移受到限制，因而對其產(chǎn)生作用力，導(dǎo)致支護(hù)結(jié)構(gòu)發(fā)生變形. 分析圍護(hù)結(jié)構(gòu)的彎矩圖（圖13、圖14）可知，地連墻主要受向坑內(nèi)彎曲的彎矩，最大正彎矩出現(xiàn)在開挖面附近，為1 549.02（kN·m）/m，符合地連墻的側(cè)向變形規(guī)律.最大負(fù)彎矩出現(xiàn)在基坑轉(zhuǎn)折點(diǎn)處，為1277.00（kN·m）/m，應(yīng)該加強(qiáng)該部位的配筋. 為了充分發(fā)揮作用，地連墻需要嵌入坑底一定深度，如果入土深度不足，墻體有可能會向坑內(nèi)傾覆，引發(fā)周圍土體的變形. 而工程區(qū)軟土分布較多，容易產(chǎn)生大變形導(dǎo)致坑道邊坡失穩(wěn)、地面沉降及震陷下沉等不良地質(zhì)問題.

圖13 單元坐標(biāo)系x軸方向的彎矩Fig.13 Bending moments in x-axis direction of element coordinate system

圖14 單元坐標(biāo)系y軸方向的彎矩Fig.14 Bending moments in y-axis direction of element coordinate system

坑外土體向坑內(nèi)運(yùn)動會導(dǎo)致圍護(hù)結(jié)構(gòu)變形，而圍護(hù)結(jié)構(gòu)變形會導(dǎo)致基坑外地層損失繼而引發(fā)地表沉降，而且會使基坑外塑性區(qū)范圍擴(kuò)大，從而加劇坑底隆起. 因此，若要控制周圍環(huán)境的變形，必須選擇合適的基坑支護(hù)措施.

4 支護(hù)設(shè)計方案驗算

以DE 段中點(diǎn)斷面為代表性斷面，采用理正軟件進(jìn)行單元計算，進(jìn)一步檢驗數(shù)值模擬結(jié)果的可靠性. 采用彈性法及經(jīng)典法計算內(nèi)力和位移曲線，對于地表沉降則采用三角形法、拋物線法及指數(shù)法進(jìn)行計算.

由圖15 可知，指數(shù)法計算所得地面沉降曲線與數(shù)值模擬和監(jiān)測結(jié)果更為相符，開挖結(jié)束后，地表沉降最大值為22 mm，發(fā)生于距基坑邊緣約13 m處.

圖15 開挖后地表沉降曲線Fig.15 Surface settlement curves after excavation

地連墻的水平位移及彎矩如圖16 所示，采用彈性法所得結(jié)果更接近數(shù)值模擬及監(jiān)測結(jié)果.從第一步開挖到第四步開挖，墻體最大正彎矩和最大負(fù)彎矩均增大，最大正彎矩在支撐位置出現(xiàn)尖點(diǎn)，而最大負(fù)彎矩與水平位移最大值均產(chǎn)生于開挖面附近，但二者的位置并不完全對應(yīng)，因此判斷地連墻是否達(dá)到安全標(biāo)準(zhǔn)需要綜合考慮基坑開挖面及最大位移點(diǎn)的彎矩值，全面分析測斜曲線. 開挖完成后三道支撐的所受軸力分別為817.56、1675.16、1132.54 kN，與前文所得結(jié)果較為接近.

圖16 開挖后地連墻的位移及彎矩圖Fig.16 Displacements and bending moments of the joist wall after excavation

采用瑞典條分法，土條寬度為0.40 m，進(jìn)行基坑整體穩(wěn)定性驗算，應(yīng)力狀態(tài)采用有效應(yīng)力法計算. 整體穩(wěn)定安全系數(shù)Ks=1.799＞1.35，符合規(guī)范要求，該設(shè)計方案可行.

從支護(hù)底部開始，逐層進(jìn)行抗隆起穩(wěn)定性的驗算，圍護(hù)結(jié)構(gòu)底部Ks=6.004≥1.800，達(dá)到規(guī)范要求. 采用圓弧條分法，將最下層支點(diǎn)當(dāng)作轉(zhuǎn)動軸心計算坑底抗隆起，Ks=2.004＜2.200，坑底抗隆起穩(wěn)定性未達(dá)到規(guī)范標(biāo)準(zhǔn). 因此，開挖完成后需要及時對坑底土體采取加固措施，以提高地基土的強(qiáng)度和承載力. 對嵌固段基坑內(nèi)側(cè)土反力驗算可知，各個工況下，土反力均合乎要求.

5 結(jié)論

通過對廣州軌道交通4號線某車站基坑開挖及支護(hù)全過程進(jìn)行數(shù)值模擬，分析支護(hù)結(jié)構(gòu)及周邊土體變形特征，得出以下結(jié)論：

1）地鐵車站基坑區(qū)地質(zhì)條件較差，地表以下為力學(xué)性質(zhì)較差的軟土（淤泥和淤泥質(zhì)土層），基坑開挖勢必會造成基坑周邊產(chǎn)生較大的變形和應(yīng)力集中（支撐接觸部位），因此需要對基坑的開挖及加固過程進(jìn)行全過程監(jiān)測，保證基坑及支護(hù)結(jié)構(gòu)在不同施工工況條件下的穩(wěn)定性；

2）基坑開挖過程中水平向位移較小，然而坑底邊角部位由于側(cè)向土體的擠壓，產(chǎn)生較大的位移，土體發(fā)生塑性剪切破壞，但圍護(hù)結(jié)構(gòu)和支護(hù)結(jié)構(gòu)未出現(xiàn)塑性破壞，基坑整體處于穩(wěn)定狀態(tài). 基坑D區(qū)為基坑穩(wěn)定性的薄弱部位，應(yīng)力應(yīng)變在不同的開挖步中變化頻率較快，應(yīng)采取加固處理措施；

3）通過對比分析數(shù)值模擬結(jié)果、基坑支護(hù)設(shè)計軟件計算結(jié)果及監(jiān)測值可知，對于基坑開挖變形規(guī)律研究，數(shù)值模擬是一種較為有效的方法，而通過對該工程實例進(jìn)行支護(hù)設(shè)計方案驗算可知彈性法更適合計算地連墻內(nèi)力及位移，指數(shù)法則適合用于計算地面沉降曲線；

4）對軟土深基坑開挖變形規(guī)律進(jìn)行分析可知，地表沉降、圍護(hù)結(jié)構(gòu)變形與坑底隆起三者密切相關(guān)，本質(zhì)上都是因為基坑開挖導(dǎo)致土體卸荷引起，所以為了控制周圍土體變形，合理設(shè)計支護(hù)結(jié)構(gòu)是基坑工程中不容忽視的一個環(huán)節(jié).