史 煒

上海城建市政工程（集團(tuán)）有限公司 上海 200065

軟土深基坑工程的拆、換撐是深基坑施工的關(guān)鍵工序，也是重要風(fēng)險之一。很多基坑根據(jù)設(shè)計要求，將鄰近的多道臨時支撐在沒有換撐的情況下全部拆除，從而出現(xiàn)多撐同拆的工況?！岸鄵瓮稹毙纬奢^大的凈空高度，勢必會對基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)及內(nèi)襯結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性等產(chǎn)生較不利影響。

很多學(xué)者針對深基坑的拆、換撐技術(shù)進(jìn)行過實例研究。成關(guān)鋒（2005）[1]以某深基坑工程為背景，通過換撐技術(shù)解決了由于內(nèi)支撐拆除所導(dǎo)致的支護(hù)的穩(wěn)定性問題。朱小軍（2010）[2]結(jié)合上海及周邊軟土地區(qū)的大量深基坑工程設(shè)計和施工案例，歸納總結(jié)了換撐方法，并對不同換撐結(jié)構(gòu)的特點、適用條件、特殊條件下設(shè)計要點進(jìn)行分析。秦勝伍（2020）[3]以某基坑工程為背景，通過數(shù)值模擬對基坑開挖和支撐拆除過程對周圍環(huán)境的影響進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)支撐拆除階段與基坑開挖階段的變形規(guī)律相吻合。

還有較多學(xué)者針對基坑拆、換撐后的受力變形規(guī)律目前已經(jīng)進(jìn)行了大量研究，但對于多道支撐同時拆除不換撐的工況研究較少，且較少考慮支撐拆除后支護(hù)結(jié)構(gòu)與內(nèi)襯的受力變形及二者共同作用規(guī)律。因此本文將依托上海某深基坑工程，對“多撐同拆”工況下圍護(hù)結(jié)構(gòu)與內(nèi)襯的共同作用規(guī)律進(jìn)行探究分析。

1 工程概況

上海某工作井深基坑工程，平面尺寸74.8m×(24.4～34.8)m，開挖深度30.5m。圍護(hù)選用1200mm厚地下連續(xù)墻，墻深70m，工字鋼接頭，支撐為6道鋼筋混凝土支撐。

1.1 多撐同拆施工

因在施工過程中涉及超大直徑盾構(gòu)過站，為此，該范圍內(nèi)第3～5道混凝土臨時支撐在沒有換撐條件下一次性全部拆除，使得多撐同拆后產(chǎn)生的軸力卸荷作用將對支護(hù)結(jié)構(gòu)與內(nèi)襯產(chǎn)生較大擾動，可能導(dǎo)致內(nèi)襯開裂破壞或滲漏，從而影響永久結(jié)構(gòu)內(nèi)襯的使用性能。

1.2 現(xiàn)場測點布置

為確保施工安全，對墻體水平位移（監(jiān)測點CX1～CX8），內(nèi)襯鋼筋應(yīng)力（G01～G03）以及裂縫寬度監(jiān)測（LF1～LF12）等進(jìn)行監(jiān)測，監(jiān)測點布置如圖1所示。

圖1 測點分布圖

圖2 地下連續(xù)墻在豎向上的水平位移

圖3 拆撐過程中混凝土應(yīng)力變化曲線

2 計算模型與工況

2.1 土體本構(gòu)模型選取

工作井基坑深30.5m，位于上海軟黏土地區(qū)，其土體靈敏度較高，因此在基坑開挖、架設(shè)支撐以及拆撐過程中會對土體產(chǎn)生較大的擾動，進(jìn)而影響土體的強度及變形，因此為保證數(shù)值模擬計算的準(zhǔn)確性選擇了HS本構(gòu)模型。

2.2 模型基本假定

（1）假設(shè)同一土層厚度一致且保持水平，不考慮實際土層厚度變化的影響，土體本構(gòu)模型采用土體硬化本構(gòu)模型（HS模型），為各向同性均質(zhì)材料；

（2）本模型主要關(guān)注深基坑多撐同拆施工工況下，地下連續(xù)墻與內(nèi)襯墻的受力變形以及二者的相互作用規(guī)律，因此基坑開挖及支撐架設(shè)均在同一分析步里完成；

（3）假設(shè)地下連續(xù)墻、內(nèi)支撐、圈梁、底板、中板等圍護(hù)結(jié)構(gòu)物均采用理想線彈性模型；

（4）模型中地面標(biāo)高0.000m初始地下水水位為-0.500m，激活地下連續(xù)墻后將地下水位一次性降至設(shè)計坑底標(biāo)高以下，不考慮地下水滲流的影響；

（5）為簡化建模和計算過程，簡化了支撐布置，省略部分混凝土系桿，并且不考慮基坑周圍建筑物荷載、地面堆載和施工荷載的影響。

2.3 模型建立

工作井基坑長×寬×深：為74.8m×(24.4～34.4)m×30.53m，根據(jù)影響范圍為2～3倍開挖深度，選定模型尺寸為長×寬×高：220m×180m×100m，共劃分為248011個單元，393045個結(jié)點。

為探究“多撐同拆”工況下地下連續(xù)墻與內(nèi)襯共同變形規(guī)律，采用板單元與實體單元模擬地下連續(xù)墻與內(nèi)襯，并在地下連續(xù)墻迎土面及背土面分別建立了正、負(fù)界面模擬地下連續(xù)墻與周圍土體及內(nèi)襯的接觸關(guān)系。

2.4 模擬工況

通過PLAXIS 3D軟件模擬的“多撐同拆”工況如下所示。

階段0：平衡初始地應(yīng)力階段；

階段1：激活地下連續(xù)墻及正負(fù)界面；

階段2：降低坑內(nèi)地下水位至工作井基坑坑底設(shè)計標(biāo)高以下；

階段3：分步開挖，逐次激活1～6道混凝土支撐；

階段4：激活底板并殺死（拆除）第六道混凝土支撐；

階段5：激活內(nèi)襯及B1板；

階段6：殺死（拆除）第五道混凝土支撐;

階段7：殺死（拆除）第四道混凝土支撐;

階段8：殺死（拆除）第三道混凝土支撐

本文重點研究第五、四、三道混凝土支撐同時拆除過程中內(nèi)襯與地下連續(xù)墻的共同作用規(guī)律，“多撐同拆”模擬工況與實際工況的對比如表2所示。

表2 工況對照表

表3 實測與理論計算地墻水平峰值位移對比

3 現(xiàn)場實測對比分析

3.1 地下墻變形監(jiān)測

支護(hù)結(jié)構(gòu)的受力變形是否處于安全限值內(nèi)對于基坑在支撐拆除過程中能否保持安全穩(wěn)定狀態(tài)起著至關(guān)重要的作用。在有限元模型中選取CX1、CX4監(jiān)測點位置處地下連續(xù)墻的水平位移結(jié)果與現(xiàn)場該測點實測數(shù)據(jù)進(jìn)行對比分析。

地下連續(xù)墻豎向水平位移的數(shù)值模擬與實測數(shù)據(jù)對比可分析得到：二者變化趨勢大致相同，均大致呈“弓形”，即兩頭小中間大的拋物線，且最大位移出現(xiàn)位置相近；此外，基坑內(nèi)地下連續(xù)墻部分的數(shù)值模擬結(jié)果要比入土部分更加接近實測值，基坑內(nèi)地下連續(xù)墻的模擬效果要優(yōu)于入土部分地下連續(xù)墻。

由上表可知，除測點CX1外的其他測點的數(shù)值模擬得出的地下連續(xù)墻的位移均整體大于實測位移。最大水平位移出現(xiàn)在測點CX2處為251.48mm大于實測結(jié)果220.19mm，相差14.21%；最大偏差出現(xiàn)在測點CX5為18.85%，該測點處最大水平位移為149.82mm大于實測結(jié)果126.05mm。

造成偏差的主要原因有以下幾點：（1）在數(shù)值模擬過程中的基坑降水施工是在一個施工步驟完成，沒有考慮實際降水過程存在的時間因素，導(dǎo)致基坑開挖過程中的水土壓力差與實際存在差異，使得地下連續(xù)墻整體位移偏大，進(jìn)而使得拆撐過程中的累計位移略大于實際值；（2）在基坑支撐體系中簡化了混凝土系桿使得支撐效果與實際存在差異；（3）在土層的建立過程中為簡化建模難度，假定了每層土是水平等厚與實際土層有所差異。

綜上，數(shù)值模擬結(jié)果與實測數(shù)據(jù)結(jié)果整體偏差不大，且二者變化趨勢一致，說明所建立的模型較為合理。

3.2 內(nèi)襯應(yīng)力監(jiān)測

3.2.1 內(nèi)襯應(yīng)力分析

在鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的正常使用階段，鋼筋與混凝土間保持良好的粘結(jié)性能且無滑移，二者變形之間符合變形協(xié)調(diào)規(guī)律，故可使用內(nèi)襯鋼筋應(yīng)變實測數(shù)據(jù)計算得到內(nèi)襯混凝土在拆撐過程中的應(yīng)力值，以此分析內(nèi)襯是否處于正常受力范圍內(nèi)。

在G01、G02、G03測點處的混凝土應(yīng)力均處于較低的水平，最大拉應(yīng)力為0.54MPa，小于內(nèi)襯所采用的C35混凝土的抗拉強度設(shè)計值1.57MPa。因此在支撐拆撐過程中，內(nèi)襯受拉區(qū)混凝土的應(yīng)力狀態(tài)處于安全限度內(nèi)，不會因為混凝土裂縫地產(chǎn)生而影響內(nèi)襯的使用性能。

內(nèi)襯混凝土結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分析無法反應(yīng)整個截面的受力情況，因此根據(jù)上述混凝土應(yīng)力變化值，對內(nèi)襯抗彎承載力進(jìn)行驗算。由于現(xiàn)場實測混凝土應(yīng)力均小于抗拉強度，因此采用開裂前鋼筋混凝土受力模型取每延米進(jìn)行計算內(nèi)襯所受彎矩。

根據(jù)計算得到內(nèi)襯豎向計算彎矩787.50kN·m/m，橫向計算彎矩128.36kN·m/m。而實測豎向彎矩87.63kN·m/m，橫向彎矩79.69kN·m/m。多撐同拆過程中豎向、橫向?qū)崪y彎矩均小于理論計算彎矩；內(nèi)襯豎向?qū)崪y彎矩與計算彎矩存在較大差異，橫向上誤差不大，均滿足抗彎承載力及變形要求。

3.2.2 內(nèi)襯裂縫分析

拆撐過程中實時監(jiān)測內(nèi)襯裂縫的產(chǎn)生及發(fā)展情況，LF1～LF12拆撐過程中各監(jiān)測點裂縫的最大寬度如圖4所示。

圖4 測點裂縫最大監(jiān)測數(shù)值

各測點的實測裂縫寬度值均小于裂縫寬度規(guī)范限值0.3mm，表明在多撐同拆施工過程中內(nèi)襯的變形總體處于安全限度內(nèi)，不會對其正常使用性能產(chǎn)生影響，但在施工過程中需警惕混凝土裂縫的發(fā)展，及時采取相應(yīng)的措施彌補缺陷。

3.2.3 內(nèi)襯應(yīng)力實測與理論對比分析

通過PLAXIS 3D有限元軟件計算所得數(shù)據(jù)可知：標(biāo)高-12.0m～-23.0m范圍的內(nèi)襯豎向內(nèi)側(cè)及部分橫向內(nèi)側(cè)應(yīng)力大于混凝土抗拉強度，但在現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)中混凝土應(yīng)力均小于混凝土抗拉強度，與理論數(shù)據(jù)存在較大差異。主要原因為：現(xiàn)場應(yīng)力實測數(shù)據(jù)不夠完善，僅有3個測點對拆撐過程數(shù)據(jù)進(jìn)行了監(jiān)測。通過數(shù)值模擬計算所得數(shù)據(jù)為整個內(nèi)襯截面的應(yīng)力值，故相較于實測數(shù)據(jù)更全面、完整。

通過由實測以及理論計算得到的應(yīng)力進(jìn)行的內(nèi)襯承載及裂縫分析可知：3個測點處的內(nèi)襯實測應(yīng)力均小于混凝土抗拉強度，多撐同拆過程中不會產(chǎn)生裂縫，但現(xiàn)場12個裂縫測點處的監(jiān)測數(shù)據(jù)中仍有裂縫存在，應(yīng)力監(jiān)測數(shù)據(jù)與裂縫監(jiān)測數(shù)據(jù)存在差異。通過理論計算所得內(nèi)襯應(yīng)力部分大于混凝土抗拉強度，表明在多撐同拆過程中內(nèi)襯存在產(chǎn)生裂縫的風(fēng)險，通過抗彎承載力校核后，內(nèi)襯所受彎矩小于按裂縫寬度限值控制的抗彎承載力，裂縫寬度小于規(guī)范限值，這與現(xiàn)場裂縫實測裂縫寬度數(shù)據(jù)相吻合，因此相比于現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)通過有限元軟件計算所得理論數(shù)據(jù)可以更真實、全面地反應(yīng)內(nèi)襯在多撐拆過程中的應(yīng)力狀態(tài)。

4 結(jié)論

本文采用數(shù)值模擬與現(xiàn)場實測相結(jié)合的方法，從變形、受力兩個角度研究了軟土深基坑在“多撐同拆”工況下內(nèi)襯與地下連續(xù)墻共同作用規(guī)律，并對內(nèi)襯進(jìn)行了承載力、變形校核，得到如下結(jié)論：

（1）在拆撐過程中，內(nèi)襯的變形曲線與地下連續(xù)墻趨勢一致，趨于協(xié)調(diào)。并且內(nèi)襯在拆撐過程的變形增量與地下連續(xù)墻亦保持一致；內(nèi)襯還可有效限制地下連續(xù)墻的變形。

（2）由測點CX1～CX7處的地下連續(xù)墻豎、橫向上的數(shù)值模擬結(jié)果與實測數(shù)據(jù)繪制的水平位移曲線的整體偏差不大。最大偏差出現(xiàn)在測點CX5處，最大水平位移149.82mm大于實測結(jié)果126.05mm，相差18.85%；數(shù)值模擬結(jié)果與實測結(jié)果變化趨勢基本一致，說明所建立的有限元模型較為合理。

（3）通過理論與實測數(shù)據(jù)分別計算得到內(nèi)襯在拆撐過程中所受彎矩均小于抗彎承載力限值，表明內(nèi)襯在拆撐過程中受力處于安全狀態(tài)。但內(nèi)襯豎向?qū)崪y彎矩遠(yuǎn)小于計算彎矩，橫向上實測彎矩小于理論計算彎矩不多，可知，在該多撐同拆工況情況下，內(nèi)襯墻豎向安全系數(shù)偏大。