邻近既有线深基坑支护方案优化与施工安全研究

2013-09-05汪龙兵

铁道建筑 2013年4期

关键词：深基坑基坑边坡

汪龙兵

(中铁十二局集团建筑安装工程有限公司，山西太原 030024)

邻近既有线深基坑支护方案优化与施工安全研究

汪龙兵

(中铁十二局集团建筑安装工程有限公司，山西太原 030024)

苏州火车站I期建设中两个地铁出入口深基坑邻近既有京沪线，原支护方案对现场情况考虑不足，施工效率不高，影响工程进度，需要进行优化。静力计算表明，优化方案可明显减小路基中心、边坡坡顶和邻近路基侧连续墙的变形;通过对边坡潜在滑动面和塑性区的模拟，提出相应的加固和防护措施;通过建立列车—轨道耦合动力学模型分析列车动荷载对基坑边坡的影响，计算结果表明，列车动荷载对路基和基坑位移影响在规定范围之内。工程实施过程中，路基沉降和基坑连续墙变形在规定范围之内。

邻近既有线基坑静力学模型列车动荷载支护方案优化边坡稳定

1 工程概况

苏州火车站是一座集铁路站房、城市轨道和城市道路交通换乘功能于一体的现代化大型交通枢纽。整体工程分三期建设，Ⅰ期为北侧城际铁路站房及地下地铁车站建设，Ⅱ期为普速铁路过渡场建设，Ⅲ期为南侧普速铁路站房建设。Ⅰ期工程位于原苏州火车站北侧，地上两层，地下三层，地下负一层以上为铁路站房，地下负二、负三层为地铁车站，地铁3号和4号出入口位于地铁4号线火车站站南端，为地铁站与火车站之间南侧的两个出入口，开挖深度为17 m，局部为21 m。Ⅰ期工程建设中，原苏州火车站保持正常运行。

由于Ⅰ期工程建设的地铁4号线火车站站3号和4号出入口深大基坑邻近既有京沪线，深大基坑支护原方案采用一级放坡深度为3.5 m，在基坑北侧设置反压土台和斜抛撑。考虑到现场情况，这种支护方案将严重影响苏州站Ⅰ期工程建设进度，无法满足与沪宁高铁线路同步开通要求，必须进行优化。京沪线与深基坑剖面如图1。

2 原方案存在的问题及优化方案设计

图1 京沪线与深基坑剖面(单位:mm)

苏州站工程Ⅰ期为北侧城际站房和地下地铁车站合建，原方案中，3号和4号出入口的深大基坑北侧反压土台及临时钢支撑等位置处，设计有大量的站房结构。在3号和4号出入口内部结构施工完成后，方可挖除反压土台范围内的土方、破除上部围护结构，再进行该区域的站房结构施工。由此，此区域将严重影响苏州站Ⅰ期工程建设进度，无法满足与沪宁高铁线路同步开通要求。

经分析，原方案中的反压土台工序是制约工序和工期的关键因素，因此，需对邻近既有线深大基坑支护方案重新研究并优化。优化的前提是保证深基坑施工安全、邻近既有线运行安全，目的是优化工序、节省施工费用，措施是取消反压土台，减少重复开挖。

经初步讨论，对3号和4号出入口邻近既有线深大基坑支护提出了多种方案，较为理想的建议方案如图2所示，1∶1放坡加土钉支护，两级放坡，中间设2 m宽平台，两级边坡平台上设置水泥搅拌桩，坡面采用锚杆加土钉护坡，基坑支护第一道支撑由钢支撑改为混凝土支撑。

图2 出入口优化建议方案

在建议方案中，增加放坡开挖深度，基坑地下连续墙的深度比原方案减少了8.5 m，完全取消了基坑北侧反压土台及临时钢支撑，但边坡顶点与既有铁路线的中心距离从8 m减少到6 m，工程安全风险也随之增加。

3 方案可行性分析

3.1 计算模型及参数选取

利用有限元软件对基坑施工引起的既有线位移及围护结构变形进行分析。模型中岩土体材料采用H-S模型(Hardening Soil Model)，即各向同性硬化塑性模型，使用的是塑性理论，考虑了土体的剪胀性，能较好地模拟开挖土体的卸载特性。

地下连续墙采用Plate单元模拟，混凝土支撑采用Beam单元模拟，钢支撑和支护锚杆采用Anchor单元模拟，坡面面层混凝土采用Plate单元模拟。结构单元与实体单元间设置接触单元，接触面刚度用强度折减系数来模拟，根据经验，本文取0.6。

考虑到基坑施工的边界效应，模型尺寸取为长80 m，高40 m，土层物理力学参数按照表1选取。应用静力学模型计算时，把列车(活)荷载和轨道静荷载的总重简化为与路基土同质的土柱，均匀地作用在路基面上，根据《铁路路基设计规范》(TB 10001—2005)规定，以土体重度18 kN/m3计算，换算土柱宽度为3.7 m，高度为3.4 m。

3.2 计算结果及分析

经静力学模型计算，原方案和优化建议方案的地层和结构变形如表2。

从表2可以看出，新建议方案的路基中心变形、坡顶变形及地下连续墙变形均低于原设计方案，连续墙最大水平位移减少了44.9%，坡顶水平、竖向位移分别减少了66.2%和56.7%，路基中心水平、竖向位移分别减小65.5%和41.6%。

表1 土层物理力学参数

表2 地层和结构变形大小对比 mm

优化建议方案既有线边坡较原方案深且陡，因此对第二级边坡放坡开挖完成后支护未施作之前边坡的潜在滑动面位置及塑性区进行了分析。边坡潜在失稳的区域为沿路基外缘坡脚处引出的一段圆弧，破坏土层至④3粉土夹粉质黏土层之上。二级平台搅拌桩的加固主要是减少该区域土体破坏，提高帷幕止水效果，同时施工中及时喷混凝土护坡，禁止边坡平台荷载超限等，以利于提高边坡稳定性。

3.3 列车动荷载对基坑边坡的影响分析

考虑列车振动对路基边坡稳定的影响，通过车辆—轨道耦合动力学模型计算列车作用于轨道上的轮轨力，然后根据所求的轮轨力，采用非线性数值分析，计算基坑在各工况下线路和基坑的动变形规律。

列车—轨道系统动力分析模型是由车辆模型、轨道模型以及按照一定的轮轨运动关系联系起来组成的系统。对基坑稳定性影响最大的是其竖向动力性能的响应规律，因此本基坑支护稳定性分析采用具有两系悬挂的车辆—轨道垂向耦合模型。列车—轨道系统垂向耦合动力模型见图3。

由于列车的动载作用，基坑支护稳定性需进行动力学模型计算。动力学模型中的激励荷载与时间t有关，相应的位移、应变和应力都是时间的函数，因此在建立单元体的力学模型时，除静态作用力外，尚需考虑动作用力以及惯性力和阻尼力。考虑这些力的影响之后，建立单元体和连续体(组合体)的动力基本方程。系统的动力方程可写为

图3 列车—轨道系统垂向耦合动力模型

式中，［M］e为集中质量矩阵，［C］e为瑞雷比例阻尼矩阵，［K］为弹簧刚度矩阵，{F}为作用力矩阵。

式中，α和β可由结构前两个较小的自振频率 ω1，ω2和相应的振型阻尼比表示为

式中，ξ1，ξ2分别为与 ω1，ω2相关的阻尼比。

求解系统的动力方程通常采用振型迭加法和逐步积分法。但对岩土结构和地下结构物，一般呈非线性受力性态，因此多采用逐步积分法，即采用 Newmark方法计算。

考虑列车通过速度为45 km/h(侧向过岔速度)的振动荷载。采用列车—轨道耦合动力分析模型计算得到列车荷载作用在路基表面上的力的时程曲线如图4，频域曲线如图5。

图4 路基表面荷载时程曲线

在优化建议方案中，分别模拟计算施工过程中的4种工况:①基坑尚未开挖;②第一级边坡放坡开挖完成，而锚杆支护尚未施作;③第二级边坡放坡开挖完成，而锚杆支护尚未施作;④出入口基坑开挖到第二层临时支撑位置，而支撑尚未施作。

图5 单个轨枕作用到地基土表面的荷载频谱

前3种工况路基中心点位置的水平动位移比较接近，最大值约0.30 mm，工况4路基中心点位置的水平动位移突然增大，最大值约为0.67 mm，约为线路容许累计水平位移值(8.00 mm)的8.4%。

路基中心点位置的竖向动位移也有类似规律:前3种工况下路基中心点位置的竖向动位移比较接近，最大值约1.4 mm，工况4路基中心点位置的竖向动位移最大值增大为约2.0 mm，增大43%，约为线路容许累计竖向位移值(20.0 mm)的10%。

列车动载对邻近基坑地下连续墙的附加动位移值较小，最大水平附加动变形仅约为0.004 mm，最大竖向附加动变形仅约为0.300 mm，地连墙最大水平附加动变形仅为允许值的0.03%。

4 优化方案实施效果

在2009年4月—8月该区域采取优化方案施工期间，委托第三方对出入口基坑支撑轴力、围护墙变形及既有线路基变形进行监测，监测结果表明，线路路基累计沉降没有大于20 mm，各项指标均在设计和规范要求范围之内，顺利完成了施工任务。

由于3号和4号出入口基坑单侧超载，连续墙水平位移不同于一般基坑，如图6所示:南侧连续墙主要向坑内发生水平变形，而北侧连续墙上部受南侧连续墙向坑内水平变形的影响，其上部发生了向坑外的水平变形，但下部仍未朝向坑内的水平位移。现场实测规律与计算分析的规律是相同的，且其量值比较接近，连续墙墙身最大水平变形约11 mm，不超过一级基坑最大水平变形的允许要求。