沿海地铁车站深基坑支护体效能数值分析

林剑忠

(中铁二十四局集团福建铁路建设有限公司 福建福州 350013)

1 引言

现阶段我国为了缓解地面交通压力，在地下空间方面的开发利用发展迅速，因此深基坑工程开挖和支护效能成为备受关注的热点[1-2]。地下车站基坑建设面临开挖深度大、周边建筑物相距较近、地下管线错综复杂等一系列问题[3]。福州市位于东南沿海区域，工程地质复杂，存在淤泥、液化砂层、基岩突起及孤石等地质问题。

地下连续墙和围护桩是地下车站基坑施工常用支护形式，为确保新建地下车站在施工过程中的安全与稳定，诸多学者进行了相关研究和分析。廖少明等[4]对比分析了地下车站采用不同挡土结构、不同形状的大尺度深基坑变形性状，结果表明合理选择支护方式可有效控制基坑自身变形并减少开挖对周边环境的影响；张光建等[5]通过建立三维有限元模型，模拟计算地下车站深基坑开挖过程，研究了支撑轴力随基坑开挖时间的变化规律；柴海博[6]采用数值模拟方法分析了地下连续墙水平位移、周边地表沉降和基坑底隆起变化规律，并通过现场监测数据进行验证；林春[7]通过研究深基坑在开挖、支护施工过程中的变形规律，提出采用地下连续墙＋内支撑的组合支护形式可以满足工程要求；王国富等[8]采用FLAC3D有限元软件对紧邻高层建筑结构下基坑多种支护方案进行仿真模拟，研究了各方案下基坑稳定性及支护桩变形规律；黄云龙[9]采用ANSYS有限元软件建立二维模型，分析了基坑支护结构在开挖过程中内力变化和位移的关系；魏祥[10]等通过有限元弹塑性分析，提出桩基侧向变形与有效加固宽度及最优加固深度有关；赵玉华等[11]通过FLAC3D有限差分软件，模拟基坑开挖与支护过程，分析随钢支撑数量施加，围护桩体及基坑周围土体变形规律；计鹏等[12]通过PLAXIS有限元软件反演土体计算参数，数值模拟计算不同地面超载条件下支护结构的受力和位移情况。相关研究成果已经在工程中得到了初步应用，但沿海地区软土基坑支护设计及施工还不够完善，有待进一步研究。

本文以福州机场快线某车站深基坑工程为例，采用ABAQUS有限元数值分析方法，对该深基坑工程地下连续墙成槽开挖过程中槽壁应力和土体位移变化，及在内支撑、地下连续墙和围护桩支护下的开挖过程进行数值分析，进而得到不同开挖阶段下的位移与应力，并总结出基坑支护效能与基坑开挖深度的关系。研究结果可为沿海地区后续深基坑工程设计和施工提供参考。

2 工程背景

福州-长乐机场轨道交通沿线某车站为地下二层曲线岛式车站，采用明挖顺作方案施工。建设场地地层主要包括杂填土、黏土、粉质黏土、坡积粉质黏土、残积砂质黏土、全风化花岗岩、砂土状强风化花岗岩、碎块状强风化花岗岩和中风化花岗岩。车站全长182.4 m，地表以下较大范围内为淤泥，标准段车站轨面埋深16.18 m，顶板覆土1.8～3.25 m。由于该地区地质条件的特殊性，工程经验还不够成熟，因此基坑施工存在一定的安全隐患，需进行安全性分析。

3 地下连续墙成槽数值模拟

3.1 有限元计算模型

依据工程设计资料建立三维基坑模型，考虑到开挖影响范围约为开挖深度的两倍，模型长度方向取100 m，宽度方向取25 m，深度取35 m。地下连续墙深度为25 m，宽度为0.8 m。土体及水泥土采用Mohr-Coulomb屈服条件为破坏准则的弹塑性模型，计算模型底部全部约束，侧向施加水平方向约束，土体承受重力荷载，连续墙开挖面施加静水压力。主要土层岩土力学参数见表1。

表1 主要土层岩土力学参数

3.2 计算结果与分析

3.2.1 地下连续墙槽壁水平剪应力分布

由图1可知，开挖15 m和25 m，槽壁最大剪应力均出现在10 m深度处。10 m以下，剪应力逐渐减小；开挖至25 m时，在18 m深度处出现剪应力零点，此处墙体弯矩值最大。

3.2.2 土体及槽壁变形分析

分析结果表明，地下连续墙开挖深度分别为15 m和25 m时周围土体水平位移变形规律基本一致。土体最大水平位移分布在槽壁两侧，在深度10 m左右，周围土体向槽内发生明显变形。图2为不同开挖深度下槽壁中心线水平变形随深度变化曲线。可以看出，开挖15 m和25 m时，槽壁水平变形随深度先增大后减小，槽壁最大水平变形发生在10 m深度处。开挖25 m时，槽壁最大水平位移达到5 cm。实际施工过程中，可以将地下10 m处水泥土墙侧移作为变形控制条件。

图3为槽壁中心线上垂直槽壁方向地表沉降变化曲线。可以看出，地表沉降呈典型的勺形分布。最大沉降发生位置与开挖深度有关，开挖15 m时，最大沉降发生在距离槽壁4 m左右，最大沉降达1.7 cm；开挖深度增大到25 m时，最大沉降发生在距离槽壁2.5 m左右，最大沉降达2.1 cm。

3.2.3 影响因素分析

(1)槽壁侧向变形与开挖深度关系

取泥浆重度为12.5 kN/m3，槽段开挖宽度为5 m，分别模拟开挖深度为3、15、20和25 m时的开挖工况，得到不同开挖深度对槽壁最大水平位移影响规律，如图4所示。可以看出，槽壁侧向变形随开挖深度增加而增大。当开挖深度较小时，侧向变形随开挖深度变化较快，随开挖深度增加变化趋于缓慢。当开挖深度从3 m增大到15 m时，槽壁侧向变形从2.1 cm增大到5 cm；当开挖深度从15 m增大到25 m时，槽壁侧向变形从5 cm增大到5.8 cm。

(2)槽壁侧向变形及地表最大沉降与泥浆重度关系

分析开挖槽段宽度5 m、开挖深度25 m、地下水位为2 m条件下，泥浆重度分别为10、11、12.5、13和14 kN/m3时，槽壁侧向变形和地表沉降变化规律。图5为槽壁最大水平位移、地表最大沉降与泥浆重度关系曲线。可以看出，槽壁最大水平位移随泥浆重度增加而明显减小。当泥浆重度为10 kN/m3，槽壁最大水平位移达13 cm，当泥浆重度增大至12.5 kN/m3时，最大水平位移减小到5.8 cm。地表最大沉降随泥浆比重增加而呈线性减小。因此在实际施工中，应严格控制泥浆比重，确保槽壁侧向变形和地表沉降不超过限值。

4 不同支护方式效能分析

4.1 有限元计算模型

机场快线地下车站基坑宽18 m，开挖深度为16 m。考虑到边界效应影响，确定模型尺寸为90 m×60 m×30 m。基坑约束采用地面支承约束边界。本构模型采用Mohr-Coulomb弹塑性模型。

4.2 计算结果与分析

分别对地下连续墙和围护桩两种支护结构进行基坑开挖过程分析。基坑分4步开挖，加4道支撑。分析结果表明，开挖至第三步时，围护结构水平位移最大；开挖至第四步时，支撑轴力最大。

图6为地下连续墙和旋喷桩支护结构在开挖第三步时围护结构水平变形。可以看出，地下连续墙支护时，围护结构水平变形最大为3 mm；旋喷桩支护时，围护结构最大水平变形为4.4 mm，地下连续墙支护效果优于旋喷桩。但无论采用哪种支护方式，围护结构水平变形均满足刚度要求。

图7为分别采用地下连续墙支护和旋喷桩支护开挖到第四步时，不同深度处支撑轴力值。距离地面13 m处支撑轴力最大，旋喷桩支护达5 120 kN，地下连续墙支护达4 710 kN。地下连续墙支护支撑轴力略小于旋喷桩支护。

5 抽条加固和裙边加固

5.1 有限元计算模型

基坑开挖前，对基坑范围内软土采取两种加固方式，即抽条加固和裙边加固。考虑到开挖影响范围大约为开挖深度的两倍，模型长度方向取90 m，宽度方向取60 m，深度取30 m。地下连续墙深度为25 m，宽度0.8 m。模型底部全约束，侧向加水平方向约束，土体承受重力荷载。本构模型采用Mohr-Coulomb弹塑性模型。抽条加固每条加固宽度为2.2 m，加固间距为3 m；裙边加固基坑周边加固范围为3 m。

5.2 计算结果与分析

分析结果表明，基坑开挖到第四步时，内部土体所产生的位移最大。抽条加固和裙边加固内部土体最大水平位移分别为4.4 cm和4.9 cm。

图8为不同加固方式下基坑开挖到第四步时基坑周围地表沉降和开挖到第三步时围护结构水平变形。可以看出，采取两种不同加固方式，地表最大沉降发生在距离基坑边缘大约14 m处，地表沉降较小，二者最大沉降值基本相同，最大值为1.6 mm。距离基坑边缘较近处，采取抽条加固方式时，地表沉降较小。开挖深度为13 m时，围护结构最大水平位移发生在距离地表约5 m处。采取裙边加固时，围护结构最大水平位移为9.2 mm；采取抽条加固时，围护结构最大水平位移为3.1 mm。因此，抽条加固效果优于裙边加固。

6 结束语

通过分析地下连续墙成槽过程槽壁应力、土体位移及地下连续墙和旋喷桩支护两种不同支护方案，得到如下结论:

(1)槽壁侧向变形随开挖深度增加而增大，开挖15 m和25 m时，槽壁最大横向变形均发生在地表下10 m位置。

(2)泥浆比重对槽壁横向变形及地表沉降影响显著。当泥浆重度为12.5 kN/m3时，槽壁最大水平位移达5.8 cm。地表最大沉降随泥浆重度增加而呈线性减小。

(3)采取两种支护方式，基坑围护结构水平变形较小。采取旋喷桩支护时，基坑围护结构最大水平变形为4.4 mm；采取地下连续墙支护时，基坑围护结构水平变形为3 mm。两者围护刚度均满足设计要求。

(4)采取地下连续墙支护时，基坑底隆起量及围护结构水平变形均小于旋喷桩支护，地下连续墙支护效果略好于旋喷桩。

(5)增加支撑数，能有效减小围护结构水平变形与支护结构内力。

(6)抽条加固基坑内软土其效果优于裙边加固。采取裙边加固时，围护结构最大水平位移为9.2 mm；采取抽条加固时，围护结构最大水平位移为3.1 mm。