绍兴地铁一号线深基坑开挖过程数值分析

陈晓鹏， 陈士军， 吴 烈， 李栋伟, b， 鹿庆蕊, b， 蒋潇伊

(1. 东华理工大学 a. 土木与建筑工程学院， b. 核资源与环境国家重点实验室， 江西南昌 330013； 2. 核工业青岛工程勘察院， 山东青岛 266041)

当前地上空间已难以满足我国城市化进程快速增长的用地需求，地下空间的开发和利用在工程界越来越受到重视。我国中东部主要城市人口密度较大，地上空间有限，因此城市地下空间的合理开发极为迫切[1-5]。为了应对以上问题，我国一些发达城市开通了多条地铁线路。截至2020年10月，仅上海市就已开通20条地铁线路，其中地铁17号线延申至浙江省嘉兴市的项目于2021年前动工，基坑工程逐步向超深、超大的方向发展。地铁项目一般处于城市中心，大部分基坑开挖也处于城市建筑物密度较高之处，绝大多数基坑不满足放坡开挖的条件，需要采用深基坑开挖的方式进行，因此在基坑开挖过程中，地下连续墙的水平位移、周边土体沉降、钢支撑轴力监测等成为近5 a地下空间工程中的一个热点问题。深基坑施工边界条件过于复杂，一般很难通过解析法求解基坑支护结构在施工过程中的变形及周边土体的沉降，数值分析法为此提供了有利的解决方法[6-9]。文献[10-18]中通过分析近10 a我国各城市建设的基坑的实测结果，得到了基坑围护结构的变形规律和周边地表沉降的规律，发现长宽比较大的基坑发生较大变形的位置一般在基坑长边中点及标准段端部位置。朱彦鹏等[19]对现场监测数据进行分析和数值模拟，结果表明，当基坑开始开挖时，桩顶水平位移较大，沿桩身呈前倾型分布；随着基坑逐渐向下开挖，位移较大部位不断下移；钢管内支撑施工后，支护桩的水平位移曲线呈弓型分布，最大值位于距离坑底基坑开挖深度的1/2～1/3处。霍润科等[20]对某地铁车站基坑的监测数据进行分析和数值模拟，发现在基坑开挖初始阶段，钢支撑轴力增长较快，随着开挖接近完成，轴力也趋于稳定；相对于混凝土支撑，钢支撑在开挖开始阶段轴力呈现二次曲线增加，增加到一定数值后才开始趋于平稳。

本文中以浙江省绍兴市地铁一号线塔山站工程为背景，基于现场监测数据，利用有限元分析软件ABAQUS模拟基坑开挖及支护过程中各支护结构及周边土体的变形和位移变化规律，并进行对比分析。

1 工程概况

1.1 基坑

绍兴地铁一号线塔山站基坑长度为208.9 m，基坑标准段宽度为19.7 m，深度为16.88～17.3 m；盾构井加宽段宽度为26.3 m，深度为18.3～18.7 m。车站使用地下连续墙、混凝土支撑及钢支撑的围护形式，地下连续墙厚度为800 mm，整个施工过程中自上而下设置5层钢支撑，第1层采用C30钢筋混凝土支撑，截面尺寸为800 mm×700 mm(长度×宽度)，其余4层采用直径与壁厚分别为609、 16 mm的钢(一级钢)支撑， 其中基坑端部4个角采用斜支撑。 基坑标准段支护结构剖面图如图1(a)所示。 标准段混凝土支撑间隔为9 m， 非标准段间隔为7.5 m。 4层钢支撑布设一致，基坑标准段支护结构平面布置图如图1(b)所示。

(a)剖面图(单位为mm)

(b)平面布置图(单位为m)图1 基坑标准段支护结构剖面图与平面布置图

1.2 工程地质条件

基坑区域下覆土层依次为碎石填土、淤泥质黏土、粉质黏土、全风化凝灰岩。基坑开挖过程中揭露土层以淤泥质黏土和粉质黏土为主。根据室内试验结果及勘查经验，淤泥质黏土含少量有机质、腐殖质，有臭味，局部相变为淤泥，为高压缩性土，局部孔段夹杂少量粉土薄层。粉质黏土为软可塑，含少量的铁锰质结核及锈斑。根据地勘报告和现场的室内试验，得到主要土层的物理力学参数，如表1所示。

2 有限元分析

2.1 数值建模

以实际基坑尺寸建立三维有限元模型，模型尺寸(长度×宽度×深度)为350 m×150 m×60 m。土体和地下连续墙采用实体单元建模，如图2所示。支撑采用梁单元建模，实体单元网格类型为三维六节点实体单元C3D8R，支撑为梁单元B31，在保证精度的同时，对地下连续墙附近单元进行加密，距离基坑越远，则网格越少，计算越快。土体与墙体间的接触类型为接触模型，切向为罚函数，法向为硬接触。在接触面创建过程中，按照不同土层分别创建接触面，其中墙体的内表面与外表面设为主面，墙内土体及外部土体的表面为从面[21]。地下连续墙与支撑体系之间选用绑定接触。由于基坑周边无其他工程施工以及大型建筑，因此在计算中主要考虑地表交通荷载。

表1 主要土层的物理力学参数

图2 土体和地下连续墙实体单元建模

2.2 计算参数

整个模型中土体均采用摩尔-库伦理想弹塑性模型。地下连续墙和支撑均选用弹性模型，弹性模量分别为30、 209 GPa，支撑为梁单元。划分后的土层参数如表1所示。

2.3 计算步骤

模拟计算过程按照施工工况进行分析步设计，主要步骤如下： 1)平衡初始地应力场； 2)开挖5层土体，并安装4层钢支撑，其中开挖5层土体的厚度均为3 m。

2.4 计算结果

2.4.1 地下连续墙水平位移

图3所示为基坑开挖完第1、 5层土体后的地下连续墙水平位移云图。从图中可以看出，地下连续墙最大水平位移点的位置逐步下移。每次开挖完和架设支撑后，不同工况时地下连续墙水平位移计算值如图4所示。按照施工顺序，共分为9个工况：工况1为开挖第1层土体，工况2为架设第1层钢支撑，其他7个工况以此类推。挖完最后1层土体后不架设钢支撑。从图4中可以看出，在工况1— 9中， 地下连续墙的最大水平位移发生点均在基坑长边中点范围内， 并且随着基坑开挖深度的逐渐增大， 地下连续墙最大水平位移也逐渐增大， 同时， 地下连续墙最大水平位移发生点也逐步下移。 从图4中还可以看出， 当开挖结束后， 中点处的最大水平位移为13.1 mm， 标准段端部断面的最大水平位移为11.5 mm， 长边中点断面处出现最大水平位移的位置在距离墙顶15.6 m处。 出现该结果的主要原因是长边中点位置承受了最大弯矩值。

(a)完成第1层土体开挖

(b)完成第5层土体开挖图3 基坑开挖完第1、 5层土体后的地下连续墙水平位移云图

2.4.2 基坑周边土体沉降

图5所示为不同工况时土体沉降计算值与基坑距离的关系。 由图可知， 整个基坑周边发生最大沉降的位置在基坑长边中点处， 最大沉降的位置向两端逐渐减小。 随着基坑开挖深度的增大， 产生的沉降对基坑周边土体的影响范围逐渐增大， 直至开挖结束时， 基坑长边中点断面处沉降最大值为9.00 mm， 标准段端部断面处沉降最大值为5.40 mm， 均发生在距基坑边缘6.75 mm处； 周边土体沉降影响范围约为40 m， 主要影响范围约为20 m。

(a)长边中点断面处(b)标准段端部断面图4 不同工况时地下连续墙水平位移计算值

(a)长边中点断面处(b)标准段端部断面处图5 不同工况时土体沉降计算值与基坑距离的关系

2.4.3 钢支撑轴力

数值模拟计算结果表明，每层钢支撑和每个工况的钢支撑轴力峰值均发生在开挖完成后；当第5层土体结束开挖后，4层钢支撑轴力峰值较大的是第1、 4层， 2、 3层峰值次之[21]。

3 监测方案及数据

3.1 监测断面布设

监测内容包括地下连续墙水平位移测量、基坑外地下水位、钢支撑轴力、管线测量、基坑周边土体地表沉降、附件建筑物测量等。地下连续墙上共布设26个测斜孔(编号为ZQT1， ZQT2， …， ZQT26)，以及2个土体测斜孔；土体地表沉降布设5个监测点，与基坑边缘的距离依次为1、 5、 9、 20、 35 m(5个点对应的基坑长边中点断面处地表沉降编号为DBC6-1， DBC6-2， …， DBC6-5；标准段端部断面处地表沉降编号为DBC2-1， DBC2-2， …， DBC2-5)。整个基坑周边土体沉降测量点共布设67个。钢支撑轴力布设共设置12组监测断面(编号为ZCL1， ZCL2， …， ZCL12)，每层监测断面有4层钢支撑，以长边中点断面处第7个轴力断面处钢支撑轴力为例，自上而下4层钢支撑编号分别为ZCL7-1、 ZCL7-2、 ZCL7-3、 ZCL7-4。

3.2 地下连续墙测斜数据

图6所示为不同工况时测斜孔ZQT7、 ZQT3监测断面的地下连续墙水平位移实测值。由图可知，地下连续墙的水平位移随着基坑开挖深度的增大而逐渐增大，当最后1层土体开挖结束后，整个基坑墙体的最大水平位移发生在基坑长边中点处，最大位移达到14.0 mm，发生最大位移的位置在距离基坑顶部14.5 m处；同时标准段端部断面处的墙体最大水平位移为11.5 mm，发生最大位移的位置在距离基坑顶部15.0 m处。

3.3 周边土体沉降

图7所示为不同工况时周边土体沉降实测值。由图可知：在整个基坑开挖过程中，当工况1— 4结束后，基坑周边土体的沉降较小；当工况6结束后沉降开始显著增大； 当工况9结束后， 即开挖结束时，产生沉降最大。 长边中点断面处的最大沉降发生在监测断面地表沉降DBC6-3处， 沉降值为12.9 mm， 该监测断面距离基坑边缘距离为9.0 m；在标准段端部断面处最大沉降发生在监测断面地表沉降DBC2-3处，沉降值为7.5 mm，该监测断面距离基坑边缘8.5 m。工况6结束后沉降开始显著增大的主要原因是随着开挖深度的增大，大量地下水被抽离。

(a)长边中点断面处测斜孔ZQT7监测断面(b)标准段端部断面处测斜孔ZQT3监测断面图6 不同工况时测斜孔ZQT7、 ZQT3监测断面的地下连续墙水平位移实测值

(a)长边中点断面处(b)标准段端部断面处图7 不同工况时周边土体沉降实测值

3.4 钢支撑轴力

以长边中点断面处监测断面ZCL7为中心， 左、 右各取2个监测断面的钢支撑， 编号分别为监测断面ZCL5、 ZCL6、 ZCL8、 ZCL9， 长边中点断面处监测断面ZCL5， ZCL6， …， ZCL9各层钢支撑轴力实测值如图8所示。 由图可知， 钢支撑轴力5个监测断面ZCL5， ZCL6， …， ZCL9每层的钢支撑轴力最大值均出现在ZCL7处。 钢支撑轴力监测断面ZCL7处第1层钢支撑轴力最大， 第3层钢支撑轴力最小。 图9所示为长边中点断面处不同工况时监测断面ZCL7各层钢支撑轴力实测值。 从图中可以看出，每次开挖后，上一层的钢支撑轴力显著增大，而当开挖完成后，下一层钢支撑安装上并且受力后，上一层钢支撑轴力减小。从图中还可以看出，长边中点断面处钢支撑ZCL7-1在工况2— 9时对应的轴力分别为425、 680、 520、 880、 760、 890、 562、 750 kN。 工况3的轴力是工况2的1.6倍， 工况5的轴力是工况4的1.7倍， 工况7的轴力比工况6的增大1.2倍， 工况9轴力的比工况8的增大1.4倍。 由此可知， 在设计中应较多考虑这种因开挖和加钢支撑导致轴力产生较大突变而导致的安全隐患， 同时现场监测应着重考虑开挖每层土体时布设1层钢筋过程中钢支撑轴力的变化。

图8 长边中点断面处监测断面ZCL5， ZCL6， …， ZCL9各层钢支撑轴力实测值

ZCL7-1、 ZCL7-2、 ZCL7-3、 ZCL7-4—长边中点断面处 第7个轴力断面处第1、 2、 3、 4层钢支撑编号。图9 长边中点断面处不同工况时监测断面 ZCL7各层钢支撑轴力实测值

4 有限元结果与监测数据对比分析

4.1 地下连续墙水平位移

地下连续墙的水平位移计算值与实测值对比如图10所示。由图可知，根据计算值得到的地下连续墙变形规律和根据实测值得到的地下连续墙变形规律基本相同， 长边中点断面处测斜孔ZQT7监测断面、 标准段端部断面处测斜孔ZQT3监测断面处地下连续墙水平位移与实测值的差值为0.9、 1 m， 占实测值的比例为7%、 9%， 平均误差为实测值的8%， 数值相差较小， 进而说明了建模和土体参数的合理性， 整体模拟精度更高。长边中点断面处的工况2—5以及标准段端部断面处工况6— 9变形较大的主要原因是施工现场长时间降雨导致该工况时间跨度较大，从而使得变形量增加。实测值和计算值得到的地下连续墙最大水平位移的位置为距离墙顶0.62H、 0.65H处，其中H为地下连续墙深度。由此可知，在现场监测应密切关注开挖面附近地下连续墙水平位移的变化，特殊情况下应进行加密监测，确保围护结构水平位移变化速率在规范允许范围内。

(a)长边中点断面处测斜孔ZQT7监测断面(b)标准段端部断面处测斜孔ZQT3监测断面图10 地下连续墙的水平位移计算值与实测值对比

4.2 周边土体沉降

图11所示为周边土体沉降计算值与实测值对比。 从图中可以看出， 实测值沉降在基坑长边中点断面处和标准段端部断面处发生的最大沉降位置分别为距离基坑9、 8.5 m处， 沉降值分别为12.9、 7.5 mm， 但是该位置并不一定是精确位置， 主要原因是监测断面仅有5个， 密度较小， 但是根据现场布点可以给出沉降范围， 即5～9 m， 该结果与利用有限元计算得到的结果较一致， 即计算的最大沉降点位于基坑6.75 m处， 并且计算得到的沉降结果趋势与实测值也较一致， 因此通过有限元模拟能够较全面地反映基坑开挖周边土体沉降的变形规律。 从图中还可以看出， 长边中点断面处和标准段端部断面处沉降值相对于计算值存在较大的误差， 产生该结果的主要原因如下： 1)数值模拟所建的土体是摩尔-库伦理想弹塑性模型， 该模型的实质是线弹型与摩尔-库伦损坏准则的结合， 能够描述土体塑性的变形，进而反映土体破坏的行为； 但是在达到破坏前， 应力-应变关系始终是弹性的， 因此该模型在非线性变形过程中存在局限。 2)在现场施工过程中， 天气原因使得存在降水过多和地下水抽离不及时的情况， 导致基坑外部土体的地下水位发生明显变化， 进而导致土体沉降明显变化。 3)在现场施工中存在很多不可控因素， 并且施工现场材料进场导致外部临时荷载增大， 而上述情况在模拟过程中未能完全考虑， 也导致实测值相对于计算值存在较大的误差。

(a)长边中点断面处(b)标准段端部断面处图11 周边土体沉降计算值与实测值对比

4.3 钢支撑轴力

数值模拟计算得到的钢支撑轴力及变形趋势与实测值较吻合，在数值大小方面存在一定差异。主要原因是在模拟基坑开挖时设置开挖方式为整体开挖，即开挖每层土体时都进行整个基坑的开挖，但是在现场施工中，钢支撑安装时间以及开挖时间、方式等因素均对实测轴力值产生较大影响。在整体趋势上，计算值与实测值基本吻合。当开挖下一层土体时，钢支撑轴力会在短时间内增大，而当下一层钢支撑安装完成并受力后，上一层钢支撑轴力明显减小，整个开挖过程中的轴力曲线均呈现折线形，存在明显的波峰和波谷。在整个基坑开挖过程中，4层钢支撑中第1层钢支撑轴力实测值相对于其他3层的整体较大，在钢支撑ZCL7-1处出现最大轴力，即长边中点处。同时，在开挖第5层土体后，无钢支撑结构导致第4层钢支撑轴力显著增大，该结果在图9中也有所表现。

5 结论

本文中以绍兴地铁一号线基坑施工过程中的现场监测数据为依据，结合数值模拟进行对比，得到以下主要结论：

1)在基坑开挖过程中，土体使用摩尔-库伦理想弹塑性模型时，发现地下连续墙水平位移变化相对于实测值较准确，在长边中点断面处和标准段端部断面处，平均计算值误差约为实测值的8%。地下连续墙发生最大位移的位置约为0.65H，与根据实测值得到的位置0.62H高度吻合。

2)基坑周边土体沉降的计算值与实测值的变化规律较一致， 但是在数值上计算值相对实测值偏小， 存在较大的误差。 主要原因在于数值模拟具有一定的局限性， 而且模拟的环境与现场施工有所不同。

3)对于深度和长宽比较大的基坑，地下连续墙的变形呈现长边中点断面处和端部断面处较大，因此在工程设计时应对这2个位置单独考虑，设置合理的报警值；在现场监测时，如果该断面存在施工行为，则必须进行加密监测，确保现场施工安全。

4)实测值和计算值均显示，在基坑开挖期间，开挖每层土体时上一层钢支撑轴力会显著增大，因此在设计中应重点考虑这种短时间突变对钢支撑安全储备的影响，在监测过程中应密切监测此过程中钢支撑轴力的变化。