支护顶力对明挖法车站基坑变形及受力特征研究

2021-03-24阚秋红

工程技术与管理 2021年2期

阚秋红

上海建科工程咨询有限公司，中国·上海 200032

1 引言

随着中国上海市轨道交通建设的迅猛发展，地铁隧道、站点不可避免的临近既有建筑物、地下管线或穿越交通繁忙地区[1]。对于这类情况，施工过程中控制基坑及施工场地附近的地层沉降具有重要的意义。在地铁车站的施工过程中内支撑与两侧的支护体系的受力、变形特征是影响附近场地沉降特征的关键因素之一，通过适当的预加载顶力，保证整个支护体系稳定性，以防止施工过程中对既有构筑物产生损害。

高文华与杨林德[2]利用有限元软件对深基坑支护结构内力与变形时空效应进行建模计算，认为基坑围护结构的应力分布与支撑结构的力学参数有关。关于支护结构水平位移的情况，Peck[3]对围护结构的变形进行了相关研究，认为基坑开挖导致围护结构水平变形的最大点应该位于其顶端。Blackburn & Finno[4]在挖掘过程中收集的性能监测数据中观察到了三维效果，并总结了施工程序，对不同形式的围护结构进行了总结。Golden & Gordon[5]发现钢支撑中不同的钢型号、混凝土支撑中支撑的尺寸、支撑布置方式以及整体支撑结构的刚度，直接影响着支撑效果。张忠苗等[6，7]对杭州某建筑基坑进行了监测，对基坑开挖过程水平支撑的轴力进行了对比分析，经过研究发现，每道支撑设置与否都会对周围支撑的受力产生较大影响。单仁亮等[8]模拟了PBA 工法下车站导洞的不同开挖方案，通过分析变形与受力状态，得出了影响最小的开挖方案。孙清与王万庆[9]研究了混凝土支撑情况下深基坑开挖过程中支护及其变形问题，采用软件对灌注桩的变形及受力、水平支撑的轴力、地表和基坑土中各点的变形及受力情况进行了数值模拟，并结合现场实测数据，得到基坑各个开挖过暗挖法地铁隧道的变形情况，为此种方式的施工积累了大量的经验。魏龙海等[10]利用ANASYS 有限元软件对软土地层中隧道开挖模式进行了优化方案研究。杨晓杰等[11]利用FLAC3D 研究了明挖法施工中地下围护桩对基坑稳定性的影响。孙克国等[12]研究了围挡位移变化的规律，结果发现数值模拟值略大于实际测量。

数值模拟作为一种针对明挖法车站基坑支护稳定性研究较为可靠的计算方法，兼备计算精度高、可重复性强等优点。为了保证施工过程与施工后运营期的地铁场站与既有构筑物的安全与稳定，应在施工前期对内支撑预顶力加载方案进行数值模拟研究，以确定其安全性与合理性，并通过研究结果，对受力、变形规律及趋势形成预判。论文采取ABAQUS 有限元模拟软件对施工过程进行模拟，采用多组预顶力加载方案进行模拟，依托上海大世界地铁站明挖法施工，进行基坑及地表位移监测，对方案进行验证。

论文针对中国上海地铁大世界站明挖法施工基坑内支撑顶力加载方案进行模拟及现场实测，确定加载量及加载方式。

2 项目概况及模拟方案

2.1 项目概况

大世界站主体位于金陵东路和金陵中路下，骑跨西藏南路、柳林路，东起云南路，西至龙门路。本站为地下二层岛式站台车站，主体规模227m×19.6m（内径），站台中心处顶板覆土约2.48m，底板埋深约15.62m。大世界西区西端头井基坑净长度16.6m，净宽23.5m，开挖深度17.5m，西段头井设置5 道支撑，西段标准段设置4 道支撑，各支撑位置关系剖面图如图1所示。

图1 各支撑位置关系

2.2 数值模拟方案简介

论文采用ABAQUS 有限元模拟软件，土体采用M-C 弹塑性本构模型。假设最下侧支撑由于基坑底部开挖导致的土体松动对侧壁土无约束作用。计算值以静止土压力为界限，分别对6 种工况进行等效面积顶力计算，并根据现场施工实际方案进行加载。左侧无顶力下主动土压力为边界，右侧为3 倍被动土压力等效面积顶力为界。根据支撑布置位置利用静止土压力公式计算其各项土压力，钢支撑顶力工况设置如表1所示。

表1 钢支撑加载顶力设置参数

共设置19 个分析步，其中包括初始应力平衡分析步、实现自动地应力平衡，地下连续墙开挖作分析部及5 个开挖、5 个支撑、5 个顶力分析步。土体采用M-C 弹塑性准则。具体模型如图2所示。

图2 三维模型简图

其中，黄色为土体，蓝色为地下连续墙，红色为基坑内支撑结构。各部件的力学参数如表2～表4所示。

表2 土体力学参数

表3 连续墙力学及几何参数

表4 支撑力学及几何参数

2.3 现场实测方案简介

论文依照200kN 等压加载进行实际加载，于基坑边缘与各支撑位置上表面设置变形监测标，在每次开挖结束后利用莱卡NA2+GPM3（测量精度±0.3mm/km）全站仪计量数据并记录，该数据用于验证数值模拟结果的可靠性。

3 模拟结果及分析

3.1 不同加载工况下支护结构及土体变形受力特征

图3（a）～（c）为工况1、2、3 下的土体受力图；图4（a）～（c）为工况1、2、3 的支护受力图；图5（a）～（c）为工况1、2、3 的土体水平方向变形图；图6（a）～（c）为工况1、2、3 的土体垂直方向变形图。

从图3中可以看出，应力最大部位集中于基坑底部两侧的位置，应力随着天然土层埋深增大而增大，随着支护结构顶力的增加，土体所受到的力逐渐增大，在基坑底部应力明显增大，基坑两侧的应力较大区域明显扩大，这个现象在侧壁顶端尤为明显。

图3 土体受力状态

从图4中可以看出，不同加载模式影响支护结构及土体变形模式，顶力越大，基坑地面处地下连续墙应力显著增大，这是由于地下连续墙相当于一个悬臂梁，在约束条件变化位置易出现应力集中的现象，可考虑在该位置增加约束或适当采取不等量加载的方式缓解应力集中。同时随着顶力从100kPa 增加至400kPa，地下连续墙在顶力施加位置出现了具有冲切性质的应力集中，如图4（c）所示，因此当顶力增加的同时，不仅需要考虑土体的应力状态由主动土压力状态转化为被动土压力状态，也应考虑到支撑顶力过大时对圈梁及地下连续墙的冲切作用，应适当考虑放大截面、优化材料确保顶力均匀传递。从图5中可以看出，随着支护顶力的增大，基坑两侧土体的总收敛量呈现出先减小后增大的规律。这说明在逐渐增大顶力的过程中，墙后土体并非顶力越大水平位移越小，当大于临界值后，土体水平方向上的变形呈现出随顶力增大而增大的现象。从图6中可以看出，随着顶力的增大，基坑两侧侧壁土体的垂直沉降量呈现出明显减小的规律，且基坑底部隆起量值变化更为剧烈，但总体量值体现出逐渐减小的趋势。这说明地下连续墙上作用的支护结构顶力有效地抑制了基坑底部的隆起趋势。

图4 支护受力状态

图5 土体水平方向变形特征

图6 土体垂直方向变形特征

3.2 不同加载模式变形受力特征

图7（a）～（c）为工况4 下的土体受力、支护受力及土体变形云图。基坑受力最大值出现在基坑底部两侧位置，地下连续墙在顶力加载位置有明显的应力增大现象，远离加载位置，应力较小。变形矢量和最大值出现在基坑底部。对比工况3 与工况4 可以看出支撑架在装置顶力总量一致时，分次加载与一次性加载对整个土体、支护结构的变形受力影响较小，因此在实际施工过程中，可采用合适顶力进行一次性加载。

图7 工况4

3.3 不等压加载模式下变形受力特征

根据前文内容可以判断得知，相同的顶力设置及明挖法基坑的施工方案的支护模式会导致地下连续墙在基坑底部发生应力集中现象，这对施工安全有较大影响，因此论文通过数值模拟软件，考虑计算静止土压力量级，通过设置不等压基坑支护加载模式（工况5），对不等压加载方案进行研究，结果如图8（a）～（c）所示。图8为工况5 下的土体受力、支护受力及土体变形云图。

从图8（a）中可以看出，不等压加载模式对原有土体的应力状态扰动较小，应力随深度增加而增加，最大值出现在基坑底部两侧位置，基坑底部中间位置应力较小。地下连续墙应力最大位置出现在基坑底部位置，顶部及最底部受力均较小。从图8（b）与图4（a）（b）（c）对比可看出，相较于等压加载，不等压加载在满足变形条件的前提下，地下连续墙的应力集中现象得到了明显的改善，并且低压伺服装置较高压伺服装置有更好的经济性。从图8（c）中可以看出土体变形矢量和最剧烈的位置出现在基坑中部，基坑两壁变形矢量和较小，相较工况1～工况3，不等压加载模式在位移总量上没有明显的变化，土体的变形特征较等压加载分布更为平缓。

图8 工况5

4 实测与模拟结果对比分析

表5为实际200kN 加载值与200kN 模拟值对比结果，考虑到边界效应及基坑端头与标准段开挖方式差异性，因此选取基坑标准段中部位移变形情况进行对比，分别于基坑底部中点、各级支撑顶部、基坑边缘、基坑两侧设置水平收敛监测点，距基坑边缘10m、20m 位置设置垂直沉降监测点。

表5 工况2 模拟值与实测值对比

从表中可以看出，数值模拟结果略小于实测结果，但总体规律相符；变形量随着基坑深度的增加逐级增大，最大值达到26.6mm，坑底边缘模拟结果的收敛量远小于实测收敛量，这是由于数值模拟过程中基坑坑底未开挖部分的水平支撑作用充分发挥，而实际开挖过程中对基坑底部水平支撑作用的扰动幅度远大于理论计算值。实测基坑底部隆起变形量值小于数值模拟值，这是由于基坑底部在开挖过程中持续卸荷，基底回弹完全，而数值模拟过程不能很好的反应该过程。