地下连续墙深基坑支护结构中钢支撑性能研究

吴小涛，周 文，袁丽佳，彭修宁

(1.广西大学 土木建筑工程学院，广西 南宁530004;2.郑州大学 综合设计研究院有限公司，河南 郑州450002)

随着经济的高速发展，城市建设步伐的加快，城市发展面临着用地紧张，交通拥挤，人口密度大等诸多难题。为解决现实问题，高层与超高层建筑、多层地下室、地下商城、地下停车场、地铁等高效利用土地的形式便应运而生，而所有这些最重要的技术就是基坑支护技术。长久以来，国内外的一些科研人员对此进行了初步的探索，并取得了一些成果［1-6］。根据现在建筑发展的状况，基坑支护环境越来越复杂，难度越来越大。诸多支护形式由于受到用地红线、临近高层与超高层建筑或老式砖混建筑、临近道路、地下管线等因素的制约，而不能发挥作用。针对复杂的工程形势，近年来相关的科研和工程技术人员对基坑支护课题进行了进一步的探索［7-16］，对工程实践起到了一定的积极作用。展望未来，如何在恶劣的地质条件及周边复杂的环境下合理、经济、安全、高效地开挖深基坑，保证基坑工程的顺利完工，将是今后很长时间内研究的科学课题。

1 工程概况

拟建工程位于南宁市江南区，由若干建筑物组成，拟采用其中一栋建筑为例进行模拟分析。该建筑物为一栋地上13 层，地下2 层 的楼房。上层部分采用框架结构，室外地坪设计标高与场地南侧的公路路面标高基本一致。场地地貌属于邕江南岸Ⅱ级阶地，地形平缓。建筑南侧与东侧为交通道路，北侧和西侧为耕地。场地之前为耕地水田，场地南侧地段已经被回填至道路路面，现周边分布水田和水塘，地形相对平坦。勘查期间场地及控制线范围内发现有地下管线、南北走向的架空线路，以及地下光缆标识。从上而下的土层分别为耕土、粉质粘土、角砾、粘土、粉质粘土、圆砾、强风化泥岩及半风化泥岩。

2 支护方案的确定及模型的建立

2.1 支护方案的确定

支护结构采用地下连续墙钢支撑支护，钢支撑平面布置如图1 所示，基坑开挖宽度约为21 m，开挖长度约为61 m，基坑开挖深度为10 m，自上而下设置三道支撑，分别位于-1、-4 和-7 m 处;沿着宽度方向在中点设置一排立柱用来支撑横向支撑，立柱深入圆砾层一定深度，底端位于-19 m 处，立柱采用H 型钢，尺寸为400 mm×400 mm×13 mm×21 mm;沿着长度方向在中点设置一道纵向支撑。支撑采用圆形钢管，直径为609 mm，厚度为16 mm。基于支护和止水的考虑，地下连续墙深入泥岩的深度不小于2 m，连续墙底部位于-31 m处，厚度采用0.8 m。四边采用对撑的方式，四个角采用角撑，端点距离约3 m，横向对撑设计距离约为6 m，纵向对撑约10.5m。

图1 钢支撑平面布置图Fig.1 Steel support planar arrangement

基坑立面采取36 m 的岩土层厚，包含了拟建建筑物地下土层的所有种类，基坑开挖约为10 m，基坑坑底到达圆砾层1.6m 厚度处。支撑与地表间、支撑与支撑间、支撑与坑底间的距离分别为2、3、3 和2 m。三道支撑，分别位于-1、-4 和-7 m 处，基坑开挖面要在支撑位置处向下开挖1 m，以方便施工，开挖面分别位于-2、-5 和-8 m 处，立面图如图2 所示。

图2 钢支撑支撑立面布置Fig.2 Steel support vertical arrangement

2.2 模型的建立

岩土及结构的参数，见表1 和表2。

表1 岩土参数Tab.1 Geotechnical parameters

表2 结构参数Tab.2 Structural parameters

建模过程包括:尺寸的确定，模型宽度取80 m，长度取150 m，深度取至中风化泥岩一定的深度内，大概为开挖深度的3 倍多，取36 m;二维几何确定，平面图在CAD 基础上导入模拟软件中进行交叉分割;网格划分，划分开挖尺寸平面内的网格，选择此平面内线，单元尺寸选为2，确认将此平面划分为若干个平面网格，依此划分坑外的土;拓展2D-3D 单元，选择基坑边界内的2D 单元，以Z 轴为扩展方向，不等间距复制-0.6、-0.4 和-1 m，名称取为第一步开挖，以此类推，得到下面的第二步开挖、第三步开挖、坑底土以及坑外土8 个土层的网络图;支护结构的析取，需要析取的结构有地下连续墙、钢管支撑、立柱及圈梁等模型;边界及荷载定义，选择地面支承功能，选取所有网格组，确认之后便建立起了对整个基坑支护结构的约束，对于荷载来说，利用自重功能，X 与Y 方向系数均为0，Z 轴方向取为-1，确定后便实现定义;最后为施工阶段的定义，分别为初始应力分析、地下连续墙施工、第一步开挖、第二步开挖阶段、第三步开挖以及第四步开挖阶段。

3 钢支撑支护方案的可行性研究

3.1 钢支撑极限稳定承载力计算

钢支撑采用Q235 钢材，直径为609 mm，壁厚为16 mm。立柱采用H 型钢，尺寸为400 mm×400 mm×13 mm×21 mm。根据极限稳定承载力计算公式，横向支撑N=φfA=0.915×215×106×0.029 8 N=5 862 kN。纵向N=φfA=0.946×215×106×0.029 8 N=6 061 kN，角撑N=φfA=0.939×215×106×0.029 8 N=6 016 kN，立柱N=φfA=0.845×215×106×0.021 5 N=3 906 kN。

3.2 验证支护方案的可行性

目前国家尚没有关于深基坑变形限制范围的具体标准。上海作为我国的经济中心，技术经验丰富。尽管上海地区的标准并不能代表全国的情况，但是上海地区的地质情况复杂，基坑深度越来越深，技术要求高，用其标准可以为南宁地区的工程实践带来很好的借鉴。本基坑等级定位为一级，可以参考《上海地铁基坑工程施工规程》(SZ-08-2000)关于基坑等级标准的规定，一级基坑等级地表沉降最大值不大于0.1%H，围护墙最大水平位移不大于0.14%H。根据模拟结果，分别得出最大支撑轴力值、地下连续墙变形值以及地表沉降值，据此进行分析。

3.2.1 最大支撑轴力

笔者提出一个新的概念，单根钢管支撑的使用效率，即支护结构中单根钢管支撑受到的轴力与其极限稳定承载力的比值。从表3 中可知，第二道支撑中间的支撑轴力最大，达到1 083 kN，其极限稳定承载力为5 862 kN，单根钢管支撑的轴力并没有超过其极限稳定承载力。经过计算，本支护方案中钢管支撑的最大使用效率为18.5%，使用效率不到五分之一，可以看出是比较低的。

3.2.2 地下连续墙的变形

从表4 可知，X 方向最大变形值为6.69 mm。Y 方向最大变形值达到11.98 mm。围护墙最大水平位移不应大于0.14%H。针对本工程实际情况，H 为10 m，经计算，地下连续墙的最大位移限制值为14 mm。因为地下连续墙的最大变形为11.98 mm 小于其限制的最大值14 mm，所以从地下连续墙的变形来看，本支护方案是合理的。

3.2.3 地表沉降值

从上部分基坑等级标准中可知，地表沉降最大值不大于0.1%H。针对本工程，地表沉降最大值限制值为10 mm。从表5 可见，X 方向最大地表沉降为7.85 mm，Y 方向最大地表沉降为8.98 mm。由于地表沉降的最大值8.98 mm 小于其限制值10 mm，故从地表沉降的数值来看，本支护方案也是合理的。

由上分析可知，从钢管支撑极限稳定承载力、地下连续墙的变形以及基坑周边的地表沉降三方面考虑，基于上海地区基坑变形控制标准，对各自的最大承载力、变形进行对比，结果表明，承载力与变形均在允许范围内。故本支护方案对本工程实际是正确且可行的。

表3 最大支撑轴力Tab.3 The maximum axial force of support

表4 地下连续墙变形Tab.4 Deformation of diaphragm walls

表5 地表沉降最大值Tab.5 The maximum surface subsidence

4 钢支撑预加轴力的探讨

在过去的十多年里，行业内采用的是国家标准《建筑基坑支护技术规程JGJ120-99》，支撑预加压力值不宜大于支撑力设计值的0.4 ～0.6 倍，相对来说是比较保守的。新标准《建筑基坑支护技术规程JGJ120-2012》，预加轴向压力值可以取到其所受到计算轴压的0.5 ～0.8 倍。在预加轴力分别为设计轴力的0.5、0.6、0.7 和0.8 倍的情况下，模拟出支护结构对基坑的支护效果。一方面通过本工程实例来验证预加轴力的效果，另一方面来探讨一下本工程预加轴力的数值，从而找到最优的适合本工程的预加轴力合理数值。本文从X、Y 两个方向的地表沉降以及地下连续墙变形来探讨预加轴力对支护结构的影响。

表6 各道支撑的轴力Tab.6 The axial force on each support

4.1 X 向的地表沉降

如图3 所示，为地表沉降值随X 变化的曲线。

从图3 中可见，距坑边最近的地方，负沉降达到最大为7.9 mm。随着距离坑边的远离，负沉降越来越小，这种状态影响范围距离坑边20 m 左右。过了这个区域之后，随着X 的增加，相应的地表沉降逐渐增加，到65 m 左右的地方，沉降值基本稳定在1.1 mm。从预加轴力之间以及预加轴力与无预加轴力之间的对比可以看出，几种工况的图形几乎是拟合在一起的。因此，预加轴力对于X 方向的地表沉降的影响并不明显。

4.2 Y 向的地表沉降

Y 方向的地表沉降随Y 不同位置的变化曲线，如图4 所示。

图3 地表沉降随X 的变化Fig.3 Surface subsidence with the position of X changes

图4 地表沉降随Y 的变化Fig.4 Surface subsidence with the position of Y changes

从图4 中可见，负沉降的跨越区域在距坑边11 m 左右的范围内，随着Y 的增大，负沉降逐渐减小。跨过此范围后，地表沉降随着Y 的增大呈现递增状态，最终在X 值为38 m 处稳定在2.5 mm。从预加轴力与未预加轴力的比较中可以看出，预加轴力比未预加轴力的沉降值平均要少0.1 ～0.2 mm。从四种预加轴力的各自的影响来看，预加轴力越大，对地表沉降带来的积极影响越大，其中0.6、0.7 和0.8 N的影响要比0.5 N 的稍大，但它们三种的拟合曲线很接近。故采取0.6 倍的预加轴力是最经济而高效的。

4.3 X 向的地连续墙变形

X 向的地下连续墙变形随深度的变化曲线如图5 所示。

当不施加预加轴力时，墙顶部变形量为1.8 mm，随着地下连续墙的入土深度逐渐增大，其X 方向的变形逐渐递增，8 m 处达到最大值，随后逐渐减小。

施加预加轴力后，10 m 处变形量最大，几种预加轴力的效果中，效果最差的变形为5.7 mm，比同深度的变形小0.8 mm。当入土深度达到20 m 之后，五种拟合曲线拟合成了一条直线。得出:在两倍的开挖深度内，预加轴力对地下连续墙的变形有积极影响，而大于两倍开挖深度后，对墙体的变形不产生影响。

最后从四种施加预加轴力的对地下连续墙变形的影响来看，10 m 处的变形量最大，五种工况下的变形量分别减小了0.8 mm、1.0 mm、1.1 mm 和1.3 mm，随着预加轴力的增大，减小的变形量是不断增大的，但从减小的幅度并不明显。考虑到经济因素及变形与预加轴力的关系，选择0.6 N 作为预加轴力的合理数值。

4.4 Y 向的地下连续墙变形

Y 向的地下连续墙变形随深度的变化曲线，如图6 所示。

图5 地下连续墙变形随深度的变化(X)Fig.5 Underground continuous wall deformation Changes with depth(X)

图6 地下连续墙变形随深度的变化(Y)Fig.6 Underground continuous wall deformation Changes with depth(Y)

不施加预加轴力时，从墙顶到-8 m 处，随着Z 的绝对值的增大，Y 向的变形逐渐增大，最大变形量为11.9 mm，最终的地下连续墙的变形量为8.5 mm。

施加预加轴力后使得墙顶位移量减小，并随着预加轴力的增大，其减小量也在增大。四种预加轴力状态下的墙体变形规律是类似的。在开挖范围内，墙体变形与开挖深度近似成正比，到开挖底面，其值达到最大值。效果较差的预加轴力的变形的最大值10.9 mm，比与同一位置处的0 N 相比降低了0.9 mm。当入土深度达到开挖深度的两倍范围内，五种工况的墙体变形曲线图拟合成了一条线。

预加轴力每增加0.1 倍的设计轴力值，其控制变形的幅度并不是很大。从经济因素以及控制变形量的效果考虑，采取0.6 N 作为预加轴力的数值。

5 基坑支护中钢支撑的优化设计

5.1 钢支撑支护方案优化

水平布置优化。钢支撑的间距取为6 m;适当加大角撑的间距，由之前的间距3 m 改为4 m;纵撑所受的最大轴力只占到极限稳定承载力的6.5%，角撑来代替。角撑短边方向的间距分别为4、4、5、4 和4 m，分布均匀。优化支撑的水平布置如图7 所示。

图7 优化钢支撑平面布置Fig.7 Steel support planar arrangement

纵向布置优化。两层支撑，基坑立面仍然采取36 m 的岩土层厚，支撑与地表间、支撑与支撑间、支撑与坑底间的距离分别是:2、4 和4 m。基坑开挖面要在支撑位置处向下开挖1 m，以方便施工，开挖面分别位于-3、-7 和-10 m 处，如图8 所示。

图8 钢支撑支撑立面布置Fig.8 Steel support vertical arrangement

钢支撑尺寸的优化。钢管支撑直径为609 mm，厚度为12 mm。进而计算优化后钢管支撑的极限稳定承载力:N=φfA=0.638×215×106×0.022 5 N=3 086 kN。

5.2 优化钢支撑支护方案的合理性探讨

5.2.1 最大支撑轴力

从表7 及图9 可知，优化前最大轴力值达到1 209 kN，优化后最大轴力值达到1 219 kN，优化后的钢管支撑最大轴力比优化前略有增加;优化前三层支撑的轴力分布差异性很大，较不均匀的，优化后的钢管支撑轴力，总体表现出的状态是第一层支撑轴力小于第二层支撑轴力，但两层支撑轴力的差异性并不大;优化前三层钢管支撑轴力的最大使用效率分别为3.4%、20.6%和12.3%，优化后两层钢管最大轴力使用效率分别为26.6%和39.5%，优化后的钢管支撑轴力的总体使用率得到极大提高，最大使用率由原来20.6%提高到39.5%，提高幅度将近一倍。

表7 优化前后钢支撑轴力Tab.7 Steel support axial force before and after optimization

图9 优化前后钢支撑轴力图Fig.9 Steel support axial force before and after optimization

5.2.2 地下连续墙的变形

地下连续墙变形情况如表8 所示。

表8 优化前后地下连续墙变形Tab.8 Deformation of diaphragm wall before and after optimization

从表8 可见，X 方向地下连续墙的变形，优化前最大变形值为5.5 mm，优化后最大变形值为6.2 mm。Y 向的地下连续墙的变形，优化前最大变形量为11.8 mm，优化后墙体最大变形值为13.2 mm。从基坑等级标准中可知，围护墙最大水平位移不大于0.14%H。本工程地下连续墙的最大位移限制值为14 mm。优化后的方案中，地下连续墙的最大变形值为13.2 mm 小于限制的最大值14 mm，故从地下连续墙的变形来看，本优化方案是可行的。

5.2.3 地表沉降

优化前后地表沉降变形的对比见表9。

表9 优化前后地表沉降变形Tab.9 Surface Settlement before and after optimization

从表9 可见，优化前后，X 方向的沉降从7.9 mm 减小到了7.0 mm，Y 方向的沉降从9.0 mm 减小到了7.9 mm。从基坑等级标准中可知，地表沉降最大值限制值为10 mm，X、Y 方向优化后最大地表沉降为7.9 mm 小于其限制值，故从这点来看本方案也是合理的。

6 结 语

本文以南宁市某工程实例为背景，利用有限元分析软件对其进行精细分析，从钢管支撑的性能出发，得出了几个比较重要的结论:

①利用三层钢管支撑加地下连续墙的支护方案进行数值分析，结果表明:钢管支撑最大轴力、地下连续墙最大变形值以及地表沉降值，都满足了《上海地铁基坑工程施工规程》(SZ-08-2000)关于最大限值的要求。

②钢管支撑施加预加轴力可以更好地实现支护效果，选用0.6 倍的设计轴力作为最佳预加轴力值;预加轴力对控制地下连续墙的变形非常有利，当地下连续墙入土深度逐渐接近开挖深度的两倍时，这种有利作用趋于消失;且随着预加轴力的增加，支护效果成递增趋势，增长的幅度不大。

③优化后的方案是更加合理的。钢管支撑的最大轴力、地下连续墙变形值以及地表沉降值都控制在了允许范围内;支撑材料减少了将近一半，很大程度上节约了材料成本，也节省了施工时间;优化后各层钢管支撑的轴力分布更加均匀，更加合理。

④钢管支撑轴力最大的使用效率由之前的18.5%提高到39.5%，大于目前工程实践中25%左右的使用效率。提高钢管支撑轴力使用效率的途径:一是在有可靠理论与实践依据的基础上，适当减小钢管支撑的截面积;二是增大钢管支撑的实际承受的轴力，可通过增大钢管支撑每一层的竖向间距来实现;三是给予钢管支撑合适的预加轴力。

［1］ 汪一骏，顾泰昌，冯东，等.钢结构设计手册［M］.北京:中国建筑工业出版社，2004.

［2］ 杨光华.深基坑支护结构的实用计算方法及其应用［M］.北京:地质出版社，2004.

［3］ 熊智彪.建筑基坑支护［M］.北京:中国建筑工业出版社，2008.

［4］ GB50021-2001.岩土工程勘察规范［S］.北京:中国建筑出版社，2009.

［5］ GOLDERG D T，JAWORSKI W E，GORDON M D.Lateral support systems and Underpinning Report No.FHWA-RD-75-129，Volume 1［R］.Washington:Federal Highway Administration，1976:127-129.

［6］ CLOUGH G W，O'ROURKE T D.Construction-induced movements of in-situ walls，design and performance of earth retaining structures［C］//Geotechnical Special Publication.New York:IEEE，1990:439-470.

［7］ 徐方京，谭敬慧.地下连续墙深基坑开挖综合特性研究［J］.岩土工程学报，1993，15(6):1290-1294.

［8］ 杨敏，冯虹.深基坑开挖中内支撑体系方案选择及计算［J］.结构工程师，1996(4):19-23.

［9］ 李云安，葛修润，张鸿昌.基坑变形影响因素与有限元数值模拟［J］.岩土工程技术，2001(2):63-68.

［10］姚燕明，周顺华，孙巍，等.支撑刚度及预加轴力对基坑变形和内力的影响［J］.地下空间，2003，23(4):401-404.

［11］何世秀，吴刚刚，朱志政，等.深基坑支护设计影响因素的有限元分［J］.岩石力学与工程学报，2005，24(增2):5478-5484.

［12］孙树林，吴绍明，裴洪军.多层支撑深基坑变形数值模拟正交试验设计研［J］.岩土力学，2005，26(11):1771-1774.

［13］刘润，闫玥，闫澍旺.支撑位置对基坑整体稳定性的影响［J］.岩石力学与工程学报，2006，25(1):174-178.

［14］刘井学，陈有亮，陈剑亮.某深基坑开挖的三维有限元模拟与分析［J］.建筑结构，2007，37(6):66-68.

［15］金雪莲，樊有维，李春忠，等.带撑式基坑支护结构变形影响因素分析［J］.岩石力学与工程学报，2007，26(增1):3242-3249.

［16］程建华，王辉，刘云龙，等.深基坑主被动组合支护结构的协同作用及位移分析［J］.广西大学学报:自然科学版，2014，39(1):191-123.