賀振昭，楊 新，葉 超，李忠超，梁榮柱,5，蔡兵華，肖銘釗，吳文兵,5

(1.中國(guó)地質(zhì)大學(xué)(武漢) 工程學(xué)院，湖北 武漢 430074；2.武漢城建集團(tuán),湖北 武漢 430022;3.武漢市市政建設(shè)集團(tuán)有限公司，湖北 武漢 430023；4.武漢大學(xué)土木建筑工程學(xué)院,湖北 武漢 430072；5.廣西大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，廣西 南寧 530004)

深基坑工程中有關(guān)圍護(hù)結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性、變形規(guī)律、經(jīng)濟(jì)性等問(wèn)題一直是研究的熱點(diǎn)。最早Peck通過(guò)對(duì)深基坑開(kāi)挖變形計(jì)算理論進(jìn)行了細(xì)致的研究，最先提出了預(yù)估深基坑開(kāi)挖穩(wěn)定和支撐內(nèi)力的總應(yīng)力法；O’Rourke通過(guò)分析基坑開(kāi)挖及相關(guān)工程活動(dòng)引起的土體變形，指出基坑開(kāi)挖前期的工程活動(dòng)如降水、圍護(hù)結(jié)構(gòu)施工、樁基施工等會(huì)對(duì)土體的變形產(chǎn)生影響，并討論了支撐剛度、支撐加預(yù)應(yīng)力、最下道支撐以下的開(kāi)挖深度、預(yù)留土的作用等對(duì)基坑變形的影響；Long通過(guò)搜集大量的監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)，指出基坑開(kāi)挖深度、支撐剛度等對(duì)基坑變形有較大的影響；曾國(guó)熙等、應(yīng)宏偉通過(guò)比較不同支撐、擋墻剛度、開(kāi)挖方式和土的力學(xué)性質(zhì)等對(duì)土體沉降的影響，分析了支護(hù)結(jié)構(gòu)、基坑形狀、土體固結(jié)等因素對(duì)土體沉降的影響；李云安等探討了影響基坑變形的主要因素，認(rèn)為圍護(hù)結(jié)構(gòu)剛度、入土深度、支撐剛度和道數(shù)、預(yù)應(yīng)力、土體變形模量這6個(gè)因素對(duì)基坑變形的影響較為顯著。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)深基坑開(kāi)挖變形規(guī)律及對(duì)周邊環(huán)境的影響等方面做了大量的研究，對(duì)優(yōu)化基坑工程設(shè)計(jì)和施工具有重要的作用。但基坑的支護(hù)形式是影響基坑變形的重要因素之一。深基坑的支護(hù)結(jié)構(gòu)和形式多樣，目前在深基坑支護(hù)結(jié)構(gòu)中比較常用的是樁墻+內(nèi)支撐的支護(hù)形式，常見(jiàn)的支護(hù)形式有排樁+內(nèi)支撐、地連墻+內(nèi)支撐、樁錨+內(nèi)支撐等，內(nèi)支撐一般分為鋼筋混凝土支撐與鋼支撐兩種類(lèi)型。Clough首次將有限單元法運(yùn)用到基坑工程分析中，使數(shù)值分析方法在擋土結(jié)構(gòu)分析中得到了廣泛應(yīng)用；Potts等采用數(shù)值分析的方法分析了兩種內(nèi)支撐類(lèi)型的受力和變形特征；彭社琴結(jié)合潤(rùn)揚(yáng)長(zhǎng)江公路大橋南汊北錨碇超深基坑工程實(shí)例，利用三維數(shù)值模擬技術(shù)對(duì)其支護(hù)結(jié)構(gòu)進(jìn)行了擬合分析，將墻體厚度、支撐間距、支撐剛度作為可變因素考慮，指出支護(hù)結(jié)構(gòu)體系剛度決定基坑支護(hù)結(jié)構(gòu)是否足夠安全；何璠對(duì)基坑開(kāi)挖過(guò)程中的不同工況進(jìn)行了有限差分?jǐn)?shù)值模擬分析，通過(guò)采用單因素控制變量的分析方法，在不同圍護(hù)樁剛度、鋼支撐剛度以及不同水平支撐間距等變量的模擬分析中，總結(jié)了基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)水平位移以及基坑周?chē)乇沓两档南嚓P(guān)規(guī)律。Tan等結(jié)合上海某基坑工程失穩(wěn)案例，分析了該基坑前后兩種支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案，指出不同支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案對(duì)圍護(hù)結(jié)構(gòu)系統(tǒng)剛度的影響較大；王衛(wèi)東等利用Plaxis 3D有限元軟件對(duì)上海地區(qū)板式支護(hù)體系基坑開(kāi)挖進(jìn)行了計(jì)算，并對(duì)結(jié)果進(jìn)行歸一化處理，考慮了系統(tǒng)剛度對(duì)基坑開(kāi)挖變形的影響。

綜上研究可知，前人已從圍護(hù)結(jié)構(gòu)剛度、支撐數(shù)量和間距以及開(kāi)挖方式等方面研究了影響深基坑開(kāi)挖的影響因素，而在基坑設(shè)計(jì)中加減基坑支撐數(shù)量對(duì)基坑整體穩(wěn)定性具有至關(guān)重要的影響。相對(duì)而言，我國(guó)上海、臺(tái)北、長(zhǎng)沙等地區(qū)含黏土層的基坑內(nèi)支撐結(jié)構(gòu)優(yōu)化研究較為豐富，而現(xiàn)階段武漢市有關(guān)地鐵基坑內(nèi)支撐結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的工程實(shí)例較少，可借鑒的經(jīng)驗(yàn)較少。而本項(xiàng)目基坑開(kāi)挖深度達(dá)26.9 m，所在的長(zhǎng)江Ⅰ級(jí)階地含較厚細(xì)砂層，是武漢市典型的深基坑工程案例，能為存在較厚細(xì)砂地層的類(lèi)似深基坑工程變形范圍研究提供參考。為此，本文以武漢市某地鐵深基坑工程項(xiàng)目為依托，首先為該地鐵深基坑工程項(xiàng)目提供施工前期數(shù)值模擬變形預(yù)測(cè)以及設(shè)計(jì)建議；然后對(duì)該工程項(xiàng)目部所提出的兩種基坑支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案進(jìn)行變形安全分析，為施工設(shè)計(jì)提供合理的優(yōu)化建議；最后針對(duì)數(shù)值模擬中地層與結(jié)構(gòu)的參數(shù)選取是否準(zhǔn)確加以驗(yàn)證，即將施工后所得的真實(shí)變形數(shù)據(jù)與前期模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比來(lái)反證數(shù)值模擬結(jié)果的正確性。該研究結(jié)果可為武漢地區(qū)類(lèi)似基坑工程項(xiàng)目提供借鑒。

1 某地鐵深基坑工程概況與設(shè)計(jì)方案

1.1 基坑工程概況

本項(xiàng)目基坑工程設(shè)計(jì)尺寸長(zhǎng)為176.8 m，標(biāo)準(zhǔn)段外包寬度為23.5 m，盾構(gòu)端外包寬度為29 m，基坑標(biāo)準(zhǔn)段開(kāi)挖深度為26.5 m，盾構(gòu)工作井開(kāi)挖深度為27.9 m，基坑開(kāi)挖總面積達(dá)4 288.2 m，距離長(zhǎng)江僅3 km。圖1為武漢市某地鐵深基坑工程平面示意圖，其中基坑?xùn)|、西兩側(cè)均存在堆土區(qū)，且施工期間無(wú)法清除。

圖1 武漢市某地鐵深基坑工程平面示意圖Fig.1 Diagram of the plane plan of a subway deep excavation project in Wuhan City

由前期勘察情況可知，該基坑施工場(chǎng)地地形平坦，地勢(shì)起伏不大，屬長(zhǎng)江沖積Ⅰ級(jí)階地，具有明顯的二元結(jié)構(gòu)特征。該基坑由上而下主要地層分布為：素填土、粉質(zhì)黏土、淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土、粉質(zhì)黏土夾粉土、粉砂、粉細(xì)砂、中粗砂夾礫卵石、強(qiáng)風(fēng)化砂礫巖、中風(fēng)化泥質(zhì)粉砂巖。表1為該地鐵深基坑各層土體物理力學(xué)參數(shù)?；硬糠珠_(kāi)挖深度位于砂層，在施工過(guò)程中為了避免基坑滲水和突涌，設(shè)計(jì)了嵌巖式地下連續(xù)墻作為止水帷幕，同時(shí)在基坑內(nèi)外采用“深井降水”的方式進(jìn)行降壓處理。評(píng)定此項(xiàng)目為一級(jí)超深基坑工程，施工過(guò)程中對(duì)圍護(hù)結(jié)構(gòu)的變形控制要求較高。

1.2 基坑支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案

該地鐵深基坑工程項(xiàng)目部提出了2種基坑支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案(見(jiàn)圖2)，均采用相同地下連續(xù)墻(簡(jiǎn)稱(chēng)地連墻)設(shè)計(jì)，厚度為1 200 mm，墻深約45 m，墻體嵌入中風(fēng)化泥質(zhì)粉砂巖不少于1 m，地連墻頂澆筑冠梁一圈。基坑具體的支護(hù)結(jié)構(gòu)方案設(shè)計(jì)如下。

表1 某地鐵深基坑各層土體物理力學(xué)參數(shù)

(1) 方案一：采用3道混凝土支撐和2道鋼支撐，基坑支護(hù)結(jié)構(gòu)剖面圖如圖2(a)所示。內(nèi)支撐中第一道、第三道和第四道內(nèi)支撐采用鋼筋混凝土支撐，各支撐間的水平間距為6 m，支撐截面尺寸分別為1 000 mm×800 mm、1 200 mm×1 000 mm和1 200 mm×1 000 mm；第二道和第五道內(nèi)支撐采用直徑為800 mm、壁厚為20 mm、鋼材為Q235鋼管支撐作為內(nèi)支撐體系，鋼管之間的水平間距均為3 m?；泳唧w的開(kāi)挖工況如下：

工況一：開(kāi)挖至2.1 m處澆筑第一道混凝土支撐；

工況二：開(kāi)挖至8.9 m處安裝第二道鋼管支撐，并施加預(yù)應(yīng)力；

工況三：開(kāi)挖至13.7 m處澆筑第三道混凝土支撐；

工況四：開(kāi)挖至18.7 m處澆筑第四道混凝土支撐；

圖2 某地鐵深基坑標(biāo)準(zhǔn)斷面支護(hù)結(jié)構(gòu)剖面圖Fig.2 Section of standard section supporting structure of a subway deep excavation

工況五：開(kāi)挖至23.9 m處安裝第五道鋼管支撐；

工況六：開(kāi)挖至26.9 m處到達(dá)設(shè)計(jì)基坑深度。

(2) 方案二：采用3道混凝土支撐和3道鋼支撐，基坑支護(hù)結(jié)構(gòu)剖面圖如圖2(b)所示。內(nèi)支撐中第一道、第四道和第五道內(nèi)支撐采用鋼筋混凝土支撐，支撐截面尺寸分別為1 000 mm×800 mm、1 200 mm×1 000 mm和1 200 mm×1 000 mm；第二道、第三道和第六道內(nèi)支撐采用鋼管支撐，各支撐間的水平間距均與方案一相同。基坑具體的開(kāi)挖工況如下：

工況一：開(kāi)挖至2.1 m處澆筑第一道混凝土支撐；

工況二：開(kāi)挖至7.9 m處安裝第二道鋼管支撐，并施加預(yù)應(yīng)力；

工況三：開(kāi)挖至11.8 m處安裝第二道鋼管支撐，并施加預(yù)應(yīng)力；

工況四：開(kāi)挖至14.4 m處澆筑第三道混凝土支撐；

工況五：開(kāi)挖至18.5 m處澆筑第四道混凝土支撐；

工況六：開(kāi)挖至23.0 m處安裝第五道鋼管支撐；

工況七：開(kāi)挖至26.9 m處到達(dá)設(shè)計(jì)基坑深度。

2 基坑有限元模型建立與測(cè)點(diǎn)布置

2.1 建立有限元模型與參數(shù)設(shè)定

Plaxis 3D是一款在巖土工程中應(yīng)用廣泛的有限元數(shù)值模擬軟件，并且率先引入了土體硬化模型(HS模型)和小應(yīng)變土體硬化模型(HSS模型)，這種土體本構(gòu)模型能夠考慮到土體的受荷歷史和剛度變化與應(yīng)變率的相關(guān)性。Ou等運(yùn)用Plaxis 3D中的HS模型來(lái)模擬基坑開(kāi)挖，結(jié)果表明數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)際情況較為符合。

首先，建立大小尺寸為530 m×220 m ×70 m的有限元模型，基坑尺寸與實(shí)際的比例設(shè)計(jì)為1∶1。然后，設(shè)定模型底部邊界豎向位移以及四周側(cè)壁水平位移均為零，即地表荷載作用下邊界處不產(chǎn)生變形，且計(jì)算邊界遠(yuǎn)大于基坑開(kāi)挖預(yù)計(jì)影響范圍，以降低邊界效應(yīng)對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響。由于基坑使用的是深入基巖的止水帷幕地連墻，基巖是天然的隔水層，在數(shù)值模擬中將地連墻設(shè)定為不透水后，即阻斷了基坑內(nèi)外地下水的流通，再對(duì)基坑內(nèi)進(jìn)行降水開(kāi)挖模擬。將基坑場(chǎng)地東西側(cè)堆土荷載分別簡(jiǎn)化為120 kPa和90 kPa的均布荷載。為了更好地反映土體剪切硬化和壓縮硬化，土體本構(gòu)模型采用能考慮小應(yīng)變剛度的HSS模型；巖體采用摩爾庫(kù)倫模型，因其強(qiáng)度較高，且深度均在基坑底面以下，故設(shè)定巖體僅出現(xiàn)線(xiàn)彈性變形；選用板單元來(lái)模擬地連墻，混凝土支撐和鋼支撐則分別選用梁和錨桿單元進(jìn)行模擬，均設(shè)定彈性變形。最后，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)及室內(nèi)的試驗(yàn)，計(jì)算模型中土體和結(jié)構(gòu)參數(shù)的選取見(jiàn)表2。為方便計(jì)算，有限元模型中將真實(shí)土層進(jìn)行簡(jiǎn)化后，得到具體的5種地層類(lèi)型，包括填土層、粉質(zhì)黏土層、粉細(xì)砂層、強(qiáng)風(fēng)化砂礫巖層和中風(fēng)化粉砂巖層。其中，將雜填土與素填土合為填土層，由于雜填土中多為建筑垃圾，因此填土層的計(jì)算參數(shù)選取素填土的物理力學(xué)指標(biāo)；粉質(zhì)黏土層則由粉質(zhì)黏土層和淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土層合并，粉細(xì)砂層則由粉細(xì)砂層和細(xì)砂層合并，均選取其中相應(yīng)的各土層的物理力學(xué)指標(biāo)平均值進(jìn)行換算；深部較薄的粉質(zhì)黏土層則忽略不計(jì)。

表2 有限元模型的計(jì)算參數(shù)

2.2 模型網(wǎng)格劃分與測(cè)點(diǎn)布置

Plaxis 3D軟件采取自動(dòng)劃分四面體土體單元的方式進(jìn)行網(wǎng)格劃分，選擇單元密度為粗，圖3為該基坑模型網(wǎng)格劃分示意圖，結(jié)果顯示：方案一共生成21 966單元、36 630個(gè)節(jié)點(diǎn)；方案二共生成31 501個(gè)單元、50 441個(gè)節(jié)點(diǎn)。再設(shè)定基坑開(kāi)挖施工步驟，采用K法進(jìn)行初始應(yīng)力計(jì)算，并設(shè)置在計(jì)算第一步開(kāi)挖時(shí)將前期位移清零，計(jì)算后導(dǎo)出結(jié)果。圖4為某地鐵深基坑在兩種支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案下數(shù)值模擬計(jì)算得到的地連墻變形結(jié)果云圖。

圖3 某地鐵深基坑有限元模型網(wǎng)格劃分示意圖Fig.3 Meshing diagram of a subway deep excavation model

由圖4可見(jiàn)，該基坑在兩種支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案下地連墻沿

y

軸方向的位移存在一定差異。為了細(xì)致地對(duì)比該基坑在兩種支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案下地連墻的變形情況，如圖5所示，取基坑長(zhǎng)短邊的中點(diǎn)處作為數(shù)據(jù)提取點(diǎn)，即為B、C、L和R測(cè)點(diǎn)，同時(shí)由于基坑?xùn)|西兩側(cè)存在較大面積的堆土，因此靠近兩側(cè)堆土的長(zhǎng)邊處分別取A和D測(cè)點(diǎn)提取基坑變形的計(jì)算結(jié)果，以便觀察堆載對(duì)基坑變形的影響。

圖4 基坑在兩種支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案下地下連續(xù)墻 變形結(jié)果云圖Fig.4 Deformation nephogram of diaphragm wall under two supporting schemes

圖5 某地鐵深基坑平面測(cè)點(diǎn)布置Fig.5 Layout of monitoring points of a subway deep excavation

3 基坑有限元分析

3.1 基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)側(cè)向變形模擬結(jié)果對(duì)比

圖6為數(shù)值模擬得到的某地鐵深基坑在兩種支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案下B和R測(cè)點(diǎn)處地連墻側(cè)向變形隨開(kāi)挖深度的變化曲線(xiàn)。

由圖6可見(jiàn)，該基坑在兩種支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案下地連墻側(cè)向變形曲線(xiàn)除數(shù)值上有差異外，變形規(guī)律基本相同，墻體側(cè)向水平位移曲線(xiàn)呈“弓形”模式，且墻體側(cè)向水平位移隨著開(kāi)挖深度的增加而增大，同時(shí)其最大側(cè)向水平位移發(fā)生的位置也隨之下移，基本保持在開(kāi)挖面附近。該有限元模擬得到的地連墻側(cè)向變形曲線(xiàn)與前人所研究的基坑實(shí)際開(kāi)挖地連墻側(cè)向變形規(guī)律基本一致，表明數(shù)值模擬結(jié)果具有一定的可信度。

本項(xiàng)目基坑長(zhǎng)邊與短邊的比值為6.1∶1，屬于狹長(zhǎng)型基坑，如圖6所示，基坑長(zhǎng)短邊測(cè)點(diǎn)地連墻側(cè)向變形的差異除基坑短邊地連墻側(cè)向變形數(shù)值較長(zhǎng)邊小以外，另一不同點(diǎn)在于A、B、C和D測(cè)點(diǎn)在基坑開(kāi)挖至地表以下2.1 m時(shí)，地連墻最大側(cè)向水平位移發(fā)生在墻頂，之后地表處地連墻側(cè)向水平位移隨著工況的進(jìn)行而不斷減小；L和R測(cè)點(diǎn)地表處地連墻側(cè)向水平位移則隨著工況的進(jìn)行逐漸增大。其主要原因是基坑長(zhǎng)邊地連墻所受周邊土體的約束較弱，且第一次開(kāi)挖后無(wú)支撐結(jié)構(gòu)，地連墻的側(cè)向變形屬于懸臂情況，因此地表處地連墻的側(cè)向水平位移較大，隨著開(kāi)挖后各支撐的布設(shè)導(dǎo)致基坑長(zhǎng)邊整體強(qiáng)度得到提升，地表處地連墻側(cè)向水平位移出現(xiàn)回彈現(xiàn)象。由于基坑角隅處結(jié)構(gòu)剛度偏大，導(dǎo)致基坑短邊地連墻側(cè)向變形較小，且基坑短邊支撐布設(shè)方式為斜撐，其對(duì)地表處土體的約束作用較長(zhǎng)邊的對(duì)撐形式弱，因此隨著開(kāi)挖深度的增大，地表處地連墻側(cè)向水平位移呈不斷增加的趨勢(shì)。值得注意的是，圖6中L和R測(cè)點(diǎn)處地連墻側(cè)向變形曲線(xiàn)在坑底處出現(xiàn)明顯的折線(xiàn)變化，其原因主要是坑角存在明顯的空間效應(yīng)，限制地連墻向坑內(nèi)進(jìn)一步變形的效果更顯著，而基坑長(zhǎng)邊變形接近于平面應(yīng)變條件，且所受約束較短邊少，則坑底處地連墻側(cè)向變形沒(méi)有明顯的突變情況。

表3 基坑在兩種支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案下B和R測(cè)點(diǎn)處地下連續(xù)墻的側(cè)向變形數(shù)值模擬結(jié)果

圖6 基坑在兩種支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案下各測(cè)點(diǎn)地下連續(xù)墻側(cè)向變形隨開(kāi)挖深度的變化曲線(xiàn)Fig.6 Lateral deformation curves of diaphragm wall at each measuring point with the change of excavation depth under two supporting schemes

由于篇幅所限，本文僅選取B和R測(cè)點(diǎn)來(lái)分析該基坑兩種不同支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案下地連墻側(cè)向變形的特點(diǎn)，圖7為該基坑在兩種支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案下B和R測(cè)點(diǎn)處各工況地連墻的側(cè)向變形曲線(xiàn)。

由圖7可見(jiàn)，采用方案二作為基坑支護(hù)結(jié)構(gòu)時(shí)地連墻側(cè)向變形的程度明顯小于方案一；當(dāng)開(kāi)挖至基底時(shí)方案一下B測(cè)點(diǎn)的地連墻最大側(cè)向水平位移為50.25 mm，而此時(shí)方案二下B測(cè)點(diǎn)處地連墻最大側(cè)向水平位移為31.11 mm，位移減少約38.09%[見(jiàn)圖7(a)]；在開(kāi)挖至基底時(shí)方案一和方案二下地連墻最大側(cè)向水平位移分別為23.68 mm和19.68 mm，位移減少約16.89%[見(jiàn)圖7(b)]。由此可見(jiàn)，基坑支護(hù)結(jié)構(gòu)增加一道鋼支撐后基坑長(zhǎng)邊地連墻最大側(cè)向水平位移減小的幅度大于短邊，但基坑短邊最大側(cè)向水平位移依然是小于長(zhǎng)邊。

圖7 基坑在兩種支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案下B和R測(cè)點(diǎn)處 各工況地下連續(xù)墻的側(cè)向變形曲線(xiàn)Fig.7 Lateral deformation curves of diaphragm wall at measuring points B and R in two supporting schemes

同樣以B和R測(cè)點(diǎn)為例，對(duì)比該基坑在兩種支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案下地連墻側(cè)向水平位移數(shù)值的變化情況，表2為該基坑在兩種支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案下B和R測(cè)點(diǎn)處地連墻最大側(cè)向水平位移以及每一工況位移的增幅結(jié)果。

由表2可知，該基坑在兩種支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案下工況一和工況二開(kāi)挖深度相差較小，因此前兩次開(kāi)挖中同一工況兩種支護(hù)方案下地連墻最大側(cè)向水平位移之差不大于2.3 mm，且地連墻側(cè)向變形曲線(xiàn)亦基本相同；相較于方案一，方案二在開(kāi)挖至地表下11.8 m處多設(shè)有一道鋼支撐，導(dǎo)致從工況二開(kāi)挖至-14 m附近時(shí)，B測(cè)點(diǎn)處方案一下地連墻的側(cè)向水平位移增幅達(dá)40.95%，而方案二增幅僅為22.22%。由于-14 m附近開(kāi)挖至基底時(shí)，兩種支護(hù)方案下支撐布置形式與位置基本相同，因此雖然相同開(kāi)挖面附近方案一下地連墻的最大側(cè)向水平位移均大于方案二，但在開(kāi)挖至地表下19～26.9 m范圍內(nèi)，兩種支護(hù)方案下地連墻的側(cè)向水平位移增幅并沒(méi)有明顯差異，表明方案二中多加的一道鋼撐對(duì)-11.8 m以下地連墻的側(cè)向水平位移具有明顯的限制作用，且導(dǎo)致地表以下約8～19 m范圍內(nèi)地連墻的側(cè)向水平位移增幅顯著減少。

3.2 Hm、δh與開(kāi)挖深度H的關(guān)系分析

Ou等通過(guò)統(tǒng)計(jì)大量基坑現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)后發(fā)現(xiàn)，基坑地連墻發(fā)生最大側(cè)向變形的深度

H

與當(dāng)前開(kāi)挖深度

H

的比值接近1。圖8為該基坑在兩種支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案下地連墻發(fā)生最大側(cè)向水平位移的深度

H

與當(dāng)前開(kāi)挖深度

H

的關(guān)系曲線(xiàn)。

圖8 基坑在兩種支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案下地下連續(xù)墻發(fā)生 最大側(cè)向水平位移的深度Hm與當(dāng)前開(kāi)挖 深度H的關(guān)系曲線(xiàn)Fig.8 Relationship curves between maximum horizontal displacement depth Hm of diaphragm wall and current excavation depth H under two supporting schemes

由圖8不難發(fā)現(xiàn)，方案一和方案二下地連墻發(fā)生最大側(cè)向變形的深度

H

均落在當(dāng)前開(kāi)挖深度

H

為+3 m～-3 m的區(qū)間范圍內(nèi)，基本保持在開(kāi)挖面位置附近，偶爾出現(xiàn)波動(dòng),表明基坑支護(hù)結(jié)構(gòu)的改變對(duì)于地連墻發(fā)生最大側(cè)向變形的深度

H

并無(wú)較大的影響，同時(shí)兩種支護(hù)方案下的模擬結(jié)果符合基本變形規(guī)律，進(jìn)一步證實(shí)了模型設(shè)計(jì)的合理性和正確性。圖9為數(shù)值模擬得到的該基坑在兩種支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案下地連墻最大側(cè)向變形

δ

與當(dāng)前開(kāi)挖深度

H

的關(guān)系曲線(xiàn)。

圖9 基坑在兩種支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案下地下連續(xù)墻 最大側(cè)向水平位移δh與當(dāng)前開(kāi)挖深度H的 關(guān)系曲線(xiàn)Fig.9 Relationship curves between maximum horizontal displacement δh of diaphragm wall and current excavation depth H under two supporting schemes

由圖9可見(jiàn)，方案一下墻體最大側(cè)向水平位移

δ

主要落在當(dāng)前開(kāi)挖深度

H

為0.09%

H

～0.21%

H

的區(qū)間范圍內(nèi)，其中L和R測(cè)點(diǎn)側(cè)向變形主要落在0.09%

H

附近，而基坑長(zhǎng)邊上測(cè)點(diǎn)處墻體側(cè)向水平位移點(diǎn)

δ

主要落在0.17%

H

～0.21%

H

的區(qū)間范圍內(nèi)，基坑的空間效應(yīng)導(dǎo)致墻體的側(cè)向水平位移

δ

的變化范圍較大；方案二下墻體最大側(cè)向水平位移

δ

主要落在0.07%

H

～0.14%

H

的區(qū)間范圍內(nèi)，其范圍略小于方案一，表明增加支撐數(shù)目使基坑系統(tǒng)剛度提高，能有效減少狹長(zhǎng)基坑的空間效應(yīng)。

3.3 基坑系統(tǒng)支護(hù)體系剛度及設(shè)計(jì)方案選取

Rowe最早于1952年提出了柔度數(shù)概念，他基于原型及模型試驗(yàn)的位移并利用相似原理得出只適用于單支撐墻體的變形指標(biāo)如下：

(1)

式中:

E

為墻體的彈性模量(MPa)；

H

為墻體高度(m)；

I

為慣性距(m)。單支撐并不適用于復(fù)雜的內(nèi)支撐情況，因此Clough等和O’Rourke研究指出，內(nèi)支撐間距減小可大大提高基坑系統(tǒng)支護(hù)體系的剛度，并根據(jù)內(nèi)支撐的數(shù)量和地連墻的剛度提出了基坑系統(tǒng)支護(hù)體系剛度

K

的計(jì)算公式如下：

(2)

式中：

E

I

為圍護(hù)墻的水平抗彎剛度(MPa·m);

γ

為水的重度(kN/m)；

h

為內(nèi)支撐豎向平均間距(m)。之后，劉美麟等在Clough等基坑系統(tǒng)支護(hù)結(jié)構(gòu)剛度的基礎(chǔ)上，提出一種考慮圍護(hù)墻、內(nèi)支撐和墻后土體剛度的基坑支護(hù)體系綜合剛度表達(dá)式，能用于正確預(yù)測(cè)基坑的變形量；徐洪鐘等也在Clough等基坑系統(tǒng)支護(hù)體系綜合剛度的基礎(chǔ)上，在考慮圍護(hù)結(jié)構(gòu)、支撐體系與場(chǎng)地土層條件下，提出了改進(jìn)的深基坑系統(tǒng)支護(hù)結(jié)構(gòu)MSD綜合剛度，用來(lái)反映不同地質(zhì)條件下基坑系統(tǒng)支護(hù)結(jié)構(gòu)的整體變形特性。由此表明，Clough等所提出的

K

計(jì)算公式具有正確性，足以作為判定基坑系統(tǒng)支護(hù)體系剛度的基本標(biāo)準(zhǔn)。本項(xiàng)目中計(jì)算得到方案一的

K

值為1 094(無(wú)量綱)，而方案二的

K

值為2 027(無(wú)量綱)，僅從數(shù)值上判斷，方案二因減少一道鋼管支撐導(dǎo)致了基坑系統(tǒng)支護(hù)體系剛度下降了近一半。Liu等通過(guò)大量基坑實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)分析指出,隨著基坑系統(tǒng)支護(hù)體系剛度的下降將會(huì)引起墻體側(cè)向水平位移的增加。類(lèi)似地，上海某軟土深基坑斷面2開(kāi)挖深度為16 m，原支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案采用5道內(nèi)支撐，而實(shí)際更改為4道內(nèi)支撐，導(dǎo)致基坑存在超挖，最終致使墻體發(fā)生較大的變形。由此可見(jiàn)，在承壓富水層加減基坑內(nèi)支撐數(shù)量對(duì)基坑的安全性具有至關(guān)重要的影響，應(yīng)慎重考慮。

本項(xiàng)目中方案二因多一道鋼支撐，支撐間的縱向距離最小僅為2.6 m，相對(duì)來(lái)說(shuō)更不方便現(xiàn)場(chǎng)工人施工和儀器設(shè)備的操作。依據(jù)湖北省地方標(biāo)準(zhǔn)《基坑工程技術(shù)規(guī)程》(DB 42/T 159—2012)表4.0.7中當(dāng)一級(jí)基坑周邊無(wú)特殊重要保護(hù)對(duì)象，且與重點(diǎn)保護(hù)對(duì)象間的距離大于基坑開(kāi)挖深度時(shí)，基坑支護(hù)結(jié)構(gòu)水平變形應(yīng)控制在50 mm以?xún)?nèi)。本次模擬結(jié)果中方案二的墻體側(cè)向水平位移均小于35 mm，而方案一中基坑長(zhǎng)邊地連墻最大側(cè)向水平位移均保持在40～50 mm左右，部分段墻體側(cè)向水平位移略大于50 mm，總體上能滿(mǎn)足規(guī)范對(duì)基坑支護(hù)結(jié)構(gòu)的變形要求。盡管方案二基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)的剛度較大，墻體的最大側(cè)向變形遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于規(guī)范控制值，但是設(shè)計(jì)過(guò)于保守，會(huì)造成經(jīng)濟(jì)浪費(fèi)，最終建議選取五道內(nèi)支撐的支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案進(jìn)行基坑實(shí)際施工。

3.4 模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)值的對(duì)比

本文選擇與實(shí)際施工測(cè)斜監(jiān)控點(diǎn)較為接近的C、D和R測(cè)點(diǎn)，對(duì)開(kāi)挖至地表下23.9 m時(shí)地連墻側(cè)向變形的有限元計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)值進(jìn)行了對(duì)比，見(jiàn)圖10。本次選取基坑開(kāi)挖至地表下23.9 m工況進(jìn)行對(duì)比的原因主要是此時(shí)開(kāi)挖全斷面進(jìn)入了承壓含水層，墻體新增側(cè)向水平位移最大，更能反映有限元計(jì)算結(jié)果的合理性。

圖10 基坑開(kāi)挖至地表下23.9 m時(shí)地下連續(xù)墻側(cè)向 變形模擬計(jì)算值與實(shí)測(cè)值的對(duì)比曲線(xiàn)Fig.10 Comparison curves between simulated and measured ateral deformation of diaphragm wall excavated at 23.9 m under the ground surface

由圖10可見(jiàn)，3個(gè)測(cè)點(diǎn)處地連墻側(cè)向變形曲線(xiàn)的模擬結(jié)果均大于實(shí)測(cè)值，但兩者的基本變形規(guī)律一致；R測(cè)點(diǎn)模擬計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)兩者地連墻側(cè)向水平位移之差最大達(dá)15 mm左右，究其原因是：在實(shí)際施工中為了盾構(gòu)機(jī)始發(fā)和接收安全，對(duì)基坑端部深層土體進(jìn)行了深層攪拌樁加固，土體的強(qiáng)度得到了明顯的提高，而前期有限元模擬中未考慮這一因素；D測(cè)點(diǎn)處地面以下20 m范圍內(nèi)模擬計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)兩者地連墻側(cè)向水平位移之差為10 mm左右，-20 m以下兩者地連墻側(cè)向水平位移之差甚微，基本保持一致，而C測(cè)點(diǎn)模擬計(jì)算結(jié)果與監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)兩者地連墻側(cè)向水平位移之差在4～9 mm的范圍內(nèi)，顯示模擬計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)具有較好的一致性，表明方案一作為基坑支護(hù)結(jié)構(gòu)具有合理性，進(jìn)一步證明有限元模型計(jì)算結(jié)果的正確性和可行性，有限元模擬能夠反映基坑變形的一般規(guī)律，能為基坑支護(hù)結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)與施工提供參考。

4 結(jié) 論

本文以武漢市長(zhǎng)江I級(jí)階地富水砂層某地鐵車(chē)站深基坑工程為依托，通過(guò)Plaxis 3D有限元軟件對(duì)基坑開(kāi)挖過(guò)程進(jìn)行了有限元分析，得到主要結(jié)論如下：

(1) 在兩種不同支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案下，基坑地連墻側(cè)向變形曲線(xiàn)基本呈“弓形”模式，墻體側(cè)向水平位移均隨著開(kāi)挖深度的增加而增大，同時(shí)其最大側(cè)向變形深度也逐漸下移，地連墻最大側(cè)向變形位置基本保持在開(kāi)挖面附近。

(2) 方案二中多加的一道鋼支撐對(duì)-11.8 m以下地連墻側(cè)向水平位移具有明顯的限制作用，且導(dǎo)致地表以下約8～19 m范圍內(nèi)地連墻側(cè)向水平位移增幅顯著減少。

(3) 方案二因多一道鋼支撐，基坑系統(tǒng)支護(hù)結(jié)構(gòu)剛度為方案一的近2倍，因而地連墻的變形程度小于方案一，但其支撐間縱向距離最小僅為2.6 m，且方案一下地連墻側(cè)向水平位移基本符合施工規(guī)范的要求，綜合經(jīng)濟(jì)角度，更推薦方案一作為該深基坑現(xiàn)場(chǎng)支護(hù)結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)方案，并建議基坑工程實(shí)際施工時(shí)應(yīng)同時(shí)兼顧安全性與經(jīng)濟(jì)性。

(4) 將數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行了對(duì)比，結(jié)果表明模擬計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)具有較好的一致性，證明有限元模型計(jì)算結(jié)果的正確性和可行性，有限元模擬能夠反映基坑變形的一般規(guī)律，為基坑支護(hù)結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)與施工提供參考。