秦善良，王 升，劉清偉，孫夢堯，陳保國

（1.中國水利水電第七工程局有限公司，四川成都 610081；2.中國地質(zhì)大學（武漢）工程學院，湖北武漢 430074）

相鄰深基坑非對稱施工時，其圍護結(jié)構(gòu)受力變形特性較獨立基坑更復雜［1-3］。目前相鄰深基坑施工多采用樁、墻+水平支撐體系，而此類工程施工時兩基坑之間力的傳遞更為直接，對臨近基坑的受力狀態(tài)響應更大［4］，臨近基坑的卸荷作用會導致已施工的內(nèi)支撐軸力驟減，無法準確通過軸力數(shù)據(jù)判斷圍護結(jié)構(gòu)的工作狀態(tài)［5］，需要結(jié)合圍護結(jié)構(gòu)整體變形情況及受力狀態(tài)進行綜合分析［6-7］，這就對施工過程中的工序安排、內(nèi)力位移監(jiān)測及變形控制措施等提出了更高的要求［8-9］。

近年來，有許多學者在基坑群相互影響方面進行了研究。趙彤［10］以天津市某大型基坑群為例，基于工期、造價、場地布置等指標，對基坑群不同的分區(qū)開挖方案進行了方案優(yōu)選，提出了一套基坑群施工方案的評估方法。袁順德等［11］等通過對基坑群不同間距、不同開挖順序和土體加固措施的數(shù)值模擬，探討了基坑群開挖過程中圍護結(jié)構(gòu)變形的控制措施。陳湘桂等［12］運用有限元模擬對連續(xù)基坑群不同開挖順序的影響效應問題進行了數(shù)值分析。郭力群等［13］通過模擬連排基坑群開挖，對土體沉降、圍護結(jié)構(gòu)受力進行了分析，并探討了基坑間距對上述指標的影響。胡敏云等［14］通過分析軟土地層相鄰基坑在交叉施工條件下相鄰區(qū)域圍護結(jié)構(gòu)內(nèi)力的監(jiān)測數(shù)據(jù)，明確了圍護結(jié)構(gòu)受臨近基坑開挖施工影響受力變形的發(fā)展特點。楊其潤等［15］通過數(shù)值模擬對比分析了單基坑與多基坑開挖在受力變形特性上的差異，得出了相鄰基坑的相互作用機理。

基坑回筑過程中往往需要進行內(nèi)支撐拆除工作，拆撐過程會改變開挖結(jié)束時的受力平衡狀態(tài)，在拆除位置會形成荷載失衡［16］。相比基坑開挖時的土體卸荷，拆撐引起的荷載失衡發(fā)生得更突然，產(chǎn)生的失衡荷載更集中，對結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性造成巨大威脅。因此合理安排回筑拆撐工序，及時采取控制措施對保證工程安全至關(guān)重要。本文基于前海站車站深基坑工程，對共墻深基坑回筑施工進行模擬分析，研究其結(jié)構(gòu)受力及位移變化規(guī)律，以期為同類工程提供參考依據(jù)。

1 工程問題分析

1.1 工程概況

穗莞深城際軌道交通前海站二期工程基坑（以下簡稱S2）長度為300 m，車站標準段寬度為27.7 m，折返線區(qū)域?qū)挾葹?1.78～34.35m。基坑采用明挖法施工，普遍開挖深度為29 m，圍護結(jié)構(gòu)為地下連續(xù)墻，并設有六道鋼筋混凝土內(nèi)支撐。

前海站東側(cè)緊鄰前海國際T3建筑基坑，T3地塊基坑尺寸為120 m×93 m，開挖深度28 m，圍護結(jié)構(gòu)采用地下連續(xù)墻，設有6道鋼筋混凝土環(huán)撐。

兩基坑共用圍護結(jié)構(gòu)120 m，第四道及第六道內(nèi)支撐中心線高差分別為500、910 mm，其余內(nèi)支撐中心線均處于同一高程。兩基坑位置及圍護結(jié)構(gòu)示意如圖1、2所示。

圖1 基坑位置平面

圖2 基坑圍護結(jié)構(gòu)mm

1.2 地質(zhì)條件

車站范圍內(nèi)上覆第四系全新統(tǒng)人工填土層（Q4ml）、第四系全新統(tǒng)海陸交互相沉積層（Q4mc）、沖洪積層（Q3al+pl）、殘積層（Qel），下伏基巖為加里東期花崗（Mγ3），全～微風化，巖層風化不均，巖面起伏較大。自上而下地層依次為雜填土、素填土、人工填塊石、淤泥質(zhì)黏土、粉質(zhì)黏土、中粗砂、全風化花崗巖、強風化花崗巖，車站底板位于全、強、中風化花崗巖地層中。

結(jié)合勘探成果及室內(nèi)試驗，各地層具體物理力學參數(shù)如表1所示。

表1 各地層物理力學參數(shù)

1.3 回筑方案及問題分析

車站主體為框架結(jié)構(gòu)，除頂板外其他中板均位于地面高程以下。結(jié)構(gòu)橫梁采用多規(guī)格的型鋼混凝土梁及鋼筋混凝土梁穿插布置，結(jié)構(gòu)外墻厚度為1.5 m，與圍護結(jié)構(gòu)間隔為0.3 m，使用素混凝土填充。主體結(jié)構(gòu)簡圖如圖3所示。

圖3 主體結(jié)構(gòu)簡圖mm

目前T3建筑基坑已完成第六道內(nèi)支撐的施工，進行底部開挖；S2車站基坑對應區(qū)段已開挖結(jié)束并完成底板澆筑，準備進行回筑工作?；刂r安排如表2所示。

表2 回筑工序

S2基坑在拆處第六、第五道支撐時，主體結(jié)構(gòu)地下三層尚未施工完成，無法形成有效的框架結(jié)構(gòu)來平衡外部荷載，失衡部分荷載經(jīng)過圍護結(jié)構(gòu)重分布作用于其他內(nèi)支撐上，會導致剩余內(nèi)支撐軸力急劇增加，有壓縮變形過大導致結(jié)構(gòu)失穩(wěn)的風險。且共墻側(cè)的失衡荷載為集中荷載，直接作用于圍護結(jié)構(gòu)上，使對應位置處的墻體變形增大，甚至有破壞的風險。因此拆撐過程應合理安排工序，保證結(jié)構(gòu)安全。

2 數(shù)值模型建立

數(shù)值模型根據(jù)設計尺寸1∶1建立，基坑外圍取120 m影響邊界（4倍開挖深度）。模型頂部設置為自由邊界，底部設置為固定邊界，其余面約束法向位移。

模擬時巖土體選擇摩爾—庫倫本構(gòu)模型，圍護結(jié)構(gòu)與主體結(jié)構(gòu)選擇彈性本構(gòu)模型。巖土體及墻體選用實體單元模擬，內(nèi)支撐及結(jié)構(gòu)梁選用結(jié)構(gòu)單元。各結(jié)構(gòu)參數(shù)如表3所示。

表3 結(jié)構(gòu)參數(shù)

現(xiàn)場施工之前已進行過降水排水措施，地下連續(xù)墻兼作止水帷幕，因此數(shù)值模擬中不考慮流固耦合問題。

3 模擬結(jié)果分析

3.1 圍護結(jié)構(gòu)

3.1.1 圍護結(jié)構(gòu)彎矩

S2基坑西側(cè)（非共墻）地連墻彎矩分布規(guī)律呈反S型，基坑底板以上為正彎矩，底板以下為負彎矩（圖4）。內(nèi)支撐拆除過程，會引起對應墻體正彎矩增長；而墻體下部受底板的支點作用，其負彎矩也會出現(xiàn)增長，在拆除第六道內(nèi)支撐后較為明顯。整個內(nèi)支撐拆除過程中，西側(cè)墻體最大正彎矩為1 190 kN·m，最大負彎矩為-704.8 kN·m，均出現(xiàn)在第三道內(nèi)支撐拆除后。

圖4 S2西側(cè)圍護結(jié)構(gòu)彎矩

東側(cè)圍護結(jié)構(gòu)彎矩的分布規(guī)律如圖5所示，其變化規(guī)律與西側(cè)有較大區(qū)別。其原因是東側(cè)地連墻為兩基坑共用，除了第四道、第六道支撐外，兩側(cè)內(nèi)支撐軸心高度基本一致，兩側(cè)內(nèi)支撐傳遞的荷載達到平衡狀態(tài)，因此地連墻內(nèi)產(chǎn)生的最大彎矩數(shù)值較小。拆撐過程類似于連續(xù)梁拆除支點過程，一側(cè)支點拆除后相當于在另一側(cè)增加了一個集中力，因此東側(cè)地連墻的彎矩變化量較為明顯。拆撐過程中最大正彎矩為111 kN·m，出現(xiàn)在第四道內(nèi)支撐拆除后；最大負彎矩為-249 kN·m，出現(xiàn)在第六道支撐拆除后。

圖5 S2東側(cè)圍護結(jié)構(gòu)彎矩（共墻側(cè)）

3.1.2 圍護結(jié)構(gòu)水平位移

西側(cè)圍護結(jié)構(gòu)水平位移變化規(guī)律如圖6所示，開挖結(jié)束時，S2基坑西側(cè)圍護結(jié)構(gòu)最大位移為49.9 mm，最大位移點位于距離墻頂17 m附近。回筑結(jié)束后，最大位移為53.6 mm，增加了7.4%，最大位移出現(xiàn)在墻頂以下19 m處。

圖6 S2西側(cè)圍護結(jié)構(gòu)水平位移分布規(guī)律

西側(cè)圍護結(jié)構(gòu)水平位移增量如圖7所示。拆撐過程中，被拆內(nèi)支撐對應位置均有位移增量。其中，拆除第三道、第五道支撐時產(chǎn)生的增量最多，分別增加了1.76、1.66 mm。拆除第六道支撐時，底板以下位置出現(xiàn)的負彎矩增量導致地連墻底部位移出現(xiàn)了反方向增量，但增量較小，僅為0.6 mm。拆除第一道、第二道支撐時，墻頂位移相應增長，分別增加了1.1、0.62 mm。

圖7 S2西側(cè)圍護結(jié)構(gòu)水平位移增量

東側(cè)地連墻拆撐時位移變化規(guī)律與西側(cè)連續(xù)墻存在較大差異（圖8）。東側(cè)地連墻（共墻）在開挖結(jié)束時，最大位移出現(xiàn)在墻頂，最大值為12.88 mm，墻體向T3基坑側(cè)傾斜。這是因為T3基坑采用環(huán)梁支撐，相比S2基坑的鋼筋混凝土梁支撐形式其剛度較小，因此共用的圍護結(jié)構(gòu)向T3側(cè)傾斜。S2拆撐過程中，支撐梁作用于地連墻上的集中力得到釋放，向T3基坑側(cè)的位移逐漸恢復。開挖結(jié)束后，東側(cè)地連墻的最大位移恢復到10.8mm，減少了16%。

圖8 S2東側(cè)圍護結(jié)構(gòu)水平位移分布規(guī)律（共墻側(cè)）

東側(cè)地連墻拆撐時位移增量如圖9所示，其中拆除第三道、第五道支撐時產(chǎn)生的位移變化最大，拆撐位置墻體位移分別減小了1.56、1.39 mm。拆除第六道支撐時基坑底板以下墻體同樣出現(xiàn)了反向位移增量，墻體位移增加了0.66 mm。兩基坑內(nèi)支撐軸心高度不一致的第四道、第六道支撐在拆除后，盡管對應位置的墻體位移有所增加，但增加幅度較小，不會對結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性造成影響。

圖9 S2東側(cè)圍護結(jié)構(gòu)水平位移增量（共墻側(cè)）

3.1.3 內(nèi)支撐軸力

S2內(nèi)支撐最大軸力變化如圖10所示。拆撐會引起相鄰內(nèi)支撐的內(nèi)力急劇增加，其中拆除第五道、第三道內(nèi)支撐導致的增量最大，內(nèi)支撐4及內(nèi)支撐2的軸力值分別增長了2 469、2 451 kN，增長幅度達到了46.2%、30.4%。在實際施工進行該工況時，應密切關(guān)注軸力監(jiān)測值，防止短時間內(nèi)內(nèi)支撐壓縮變形過大導致結(jié)構(gòu)失穩(wěn)。

圖10 S2內(nèi)支撐最大軸力變化

拆除第四道內(nèi)支撐后，第三道內(nèi)支撐的軸力值增長了19%，后續(xù)及時增設了臨時鋼支撐，因此第三道內(nèi)支撐軸力略微有所減小。鋼支撐的軸力值在拆除第三道支撐時出現(xiàn)了較大增長，增加了1 330 kN，同時第二道內(nèi)支撐軸力也增長了2 451 kN。若不增加臨時鋼支撐，則拆除第三道內(nèi)支撐帶來的荷載增量將全部由第二道內(nèi)支撐承擔，極有可能超過其荷載承受值，造成壓縮破壞。

3.2 主體結(jié)構(gòu)外墻位移

S2基坑主體結(jié)構(gòu)西側(cè)外墻整體位移規(guī)律（圖11）與西側(cè)地連墻較為相似，表現(xiàn)為兩頭小，中間大。墻體最大位移出現(xiàn)位置在地面高程以下15 m處，最大位移為10.57 mm。

圖11 S2主體西側(cè)外墻位移

主體結(jié)構(gòu)東側(cè)外墻整體位移規(guī)律（圖12）與共墻側(cè)地連墻較為相似，墻身位移呈懸臂型。最大位移出現(xiàn)在墻頂處，位移值為5.74 mm。主體兩側(cè)外墻位移均較小，主體結(jié)構(gòu)整體穩(wěn)定性較好。

圖12 S2主體東側(cè)外墻位移

3.3 周邊地表沉降

S2西側(cè)地表沉降如圖13所示，S2西側(cè)地表沉降增量如圖14所示。拆撐過程會導致圍護結(jié)構(gòu)水平位移增加，而周邊地表沉降與圍護結(jié)構(gòu)位移呈正相關(guān)，因此每一次拆撐都會引起坑外土體沉降增加?？油馔馏w沉降主要發(fā)生在基坑開挖階段，在回筑階段沉降量變化較小，整個拆撐過程共造成了3 mm的沉降增量，增長了18.9%。

圖13 S2西側(cè)地表沉降

圖14 S2西側(cè)地表沉降增量

4 結(jié) 論

（1）拆撐會導致基坑圍護結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)及位移變形均發(fā)生變化。西側(cè)地連墻（非共墻）彎矩整體分布規(guī)律變化較小，墻身位移隨支撐拆除逐漸增大，最大位移值增加了7.4%；東側(cè)地連墻（共墻）受臨近基坑支撐的影響，墻體彎矩極值和極值位置均有較大變化，墻身位移隨支撐拆除逐漸減小，最大位移值減小了16%。

（2）拆撐后相鄰內(nèi)支撐軸力會急劇上升。其中第二道、第四道內(nèi)支撐軸力分別增加了30.4%、46.2%。在跨度較大的內(nèi)支撐之間增加臨時鋼支撐可有效分擔拆撐產(chǎn)生的荷載增量，保證臨近內(nèi)支撐的結(jié)構(gòu)安全。

（3）拆撐會對周邊環(huán)境產(chǎn)生影響。隨著內(nèi)支撐的拆除，基坑外土體沉降逐漸增加。拆撐結(jié)束后，坑外土體最大沉降值增加了18.9%。

（4）回筑過程中，主體結(jié)構(gòu)的位移變形規(guī)律與相鄰圍護結(jié)構(gòu)基本一致，位移變形數(shù)值較小。其中，主體結(jié)構(gòu)西側(cè)外墻的最大位移為10.57mm；東側(cè)外墻最大位移為5.74 mm，主體結(jié)構(gòu)整體穩(wěn)定。