沿江地铁车站基坑支护结构的设计与实测研究

宁茂权,肖明清,贺湘灵,吕春波,关振长

(1.中铁第四勘察设计院集团有限公司,武汉 430064； 2.海峡(福建)交通工程设计有限公司,福州 350004； 3.福州大学土木工程学院,福州 350116)

引言

在城市环境中开挖地铁车站基坑，通常紧邻建筑物及地下管线，周边环境极其复杂，未知因素较多，由此引发工程事故的案例已屡见不鲜[1-3]。尤其是受地形或地层不对称的影响，基坑两侧容易形成偏压，对基坑围护结构的受力性状与变形模式产生更加不利的影响[4]。许多学者采用理论分析、数值模拟、现场实测等手段，对偏压条件下基坑围护结构的施工力学特性展开系列研究。

理论研究方面，史吏等[5]采用多种理论方法计算偏压工况下软土地区基坑抗隆起安全系数，发现Terzaghi法高估了偏压基坑的抗隆起稳定性，而Bjerrum法和规范法则偏保守。袁宗浩等[6]提出了一种考虑偏压作用的基坑抗隆起稳定性极限上限分析方法，在公式推导中考虑了土体各向异性、偏压荷载范围和坑边距等因素的影响。庞小朝等[7]针对偏压基坑，结合工程实例，提出一种偏压基坑多点支撑支护结构的实用设计计算方法。

数值模拟研究方面，林刚等[8]和XU[9]基于PLAXIS数值平台和土体HS本构模型，在基坑两侧施加不同超载，得到围护墙弯矩随基坑两侧偏压状况的变化规律。张杰等[10]利用MIDAS有限元软件，对临河基坑分步开挖进行数值模拟，发现基坑两侧水平位移差值随基坑临河距离呈指数变化关系。刘继强等[11]在FLAC平台上建立了二维数值模型，研究偏压荷载作用位置与围护桩变形量之间的关系，并提出两者之间的近似关系式。孙武斌[12]在FLAC3D平台上建立三维数值模型，探讨了基坑与建筑物距离、建筑物荷载及基坑开挖深度对基坑围护结构两侧最大侧移之比的影响。雷崇[13]运用PLAXIS有限元软件模拟临河大偏压深基坑开挖全过程，发现基坑支护结构位移、内力与普通基坑存在较大差异，并提出加固措施。方浩[14]利用MIDAS有限元软件对某临近铁路路基偏压基坑进行开挖模拟拟合，推导出路基最大水平位移和最大沉降的简化计算公式。刘守花等[15]采用数值软件分析了半盖挖法偏压基坑中立柱受力与变形特征，其向地形较低侧发生水平变形，且沿竖向呈鼓肚形变形模式，承受弯矩和压力的共同作用。GUO[16]使用有限差分方法分析了非对称堆载基坑围护墙受力特性，发现超载效应引起主应力方向旋转，墙体位移在最终开挖底部稍高的位置达到最大值。

现场实测研究方面，姚爱军等[17]通过对某车站基坑实测数据分析，发现偏压基坑两侧出现不对称沉降，支撑受力由轴心受压变为偏心受压，其预紧力损失严重。刘波等[18]通过现场监测资料分析，发现基坑偏压侧的各项变形值均大于另一侧，基坑长边中部是其最薄弱区域。石钰锋等[19]通过对紧邻铁路基坑的实测分析，探讨了偏压基坑围护结构位移和内力特征，对围护结构稳定性作出评价。汪东林[20]对邻近高速公路偏压基坑围护结构监测数据进行分析，路基偏压对围护桩顶的竖向位移影响不大，偏压侧围护桩最大水平位移约为非偏压侧的3倍。

在FLAC3D数值平台上，对福州市地铁5号线农林大学站基坑开挖全过程进行数值模拟，并结合现场监测数据的对比分析，对依山沿江不对称地形条件下地铁车站偏压基坑围护结构的力学特性开展深入研究，以期为类似偏压基坑的设计与施工提供借鉴和参考。

1 工程概况

福州市地铁5号线全长约27.3 km，共设20座车站，19个区间，全线采用地下线方式敷设，是福州市轨道交通线网中心环的组成线路之一。农林大学站位于仓山区上下店路道路下方，呈南北走向；车站基坑全长170 m，标准段宽24.1 m，端头井宽28 m，现状场地高程11.5～12.50 m。车站周边较复杂，建筑物密集分布；车站西北侧为成片民房，车站西侧、西南侧为福建农林大学及福建工业学校，车站东侧紧邻闽江，闽江河堤岸距基坑11～25 m。

1.1 工程地质条件

车站场地属剥蚀残丘地貌单元与海陆交互相冲淤积平原地貌单元，上覆第四纪地层，从上到下分别为粉质黏土、淤泥质土、残积砂质黏性土及全风化花岗岩。各类土层的主要物理及力学指标详见表1，其中，土层的黏聚力及内摩擦角通过固结快剪获得，全风化花岗岩层则为经验估计值[21]。基坑底板位于残积砂质黏性土层中，连续墙端部位于全风化花岗岩中。

表1 各岩土层主要物理力学参数

浅部孔隙性潜水主要赋存于上部填土层及粉质黏土层中，补给来源为大气降水及地表水，实测初见稳定水位埋深1.90～3.10 m。深部承压水含水层主要分布于深部花岗岩和碎块状强风化带中，承压水对工程影响较小。

1.2 支护与开挖方案

车站采用半盖挖法施工，基坑端头井深25.2 m，标准段深23.4 m，最大宽度26.0 m。围护结构采用厚1 000 mm的地下连续墙+5道内支撑体系，其中，第1、第3道为截面800 m×1 000 mm混凝土支撑，其余均采用φ609 mm钢管支撑。围护结构设计如图1所示。

图1 标准段基坑支护剖面(尺寸单位： mm；高程单位：m)

基坑开挖与支护过程分11种工况：(1)施作地下连续墙；(2)施作第1道支撑；(3)基坑开挖至-7.9 m；(4)施作第2道支撑；(5)基坑开挖至-14 m；(6)施作第3道支撑；(7)基坑开挖至-17.4 m；(8)施作第4道支撑；(9)基坑开挖至-20.4 m；(10)施作第5道支撑；(11)基坑开挖至-23.4 m。

2 数值模拟

针对上述设计方案，运用数值仿真手段，分析依山沿江不对称地形条件下，基坑支护结构的受力状态及其对周边地层的变形影响。

选取车站标准段中部里程DK15+912断面为研究对象。利用FLAC3D软件对该断面附近里程DK15+906～DK15+918内开挖与支护全过程进行模拟。数值模型整体尺寸为222 m×12 m×123.4 m(长×宽×高)，局部模型如图2所示。模型顶面取自由边界，在沿江一侧模型上表面施加等效均布力以代替江水压力。模型侧面为法向约束边界，底面为全约束边界。模拟基坑开挖与支护全过程工况与前述设计方案保持一致。

图2 基坑数值模型局部示意

岩土体采用8节点6面体单元模拟，共计1 478 589个单元。土体(包括粉质黏土、淤泥质土、残积砂质黏性土)采用修正剑桥弹塑性本构模型；岩体(全风化花岗岩)采用摩尔-库伦本构模型。根据地勘报告和岩土工程手册，岩土体的主要物理性能参数如表2所示。

表2 岩土体主要物理性能参数

基坑围护墙采用shell单元模拟，混凝土支撑与钢支撑采用beam单元，冠梁与钢围檩则简化为局部加厚的shell单元。上述3种结构单元均采用线弹性本构，其主要物性参数如表3所示。

表3 结构单元物理性能参数

3 施工力学特性分析

3.1 围护墙水平位移

车站中部里程DK15+912断面两侧围护墙深层水平位移的变形曲线如图3所示，规定向闽江侧发生水平位移为正向，以确保基坑两侧围护墙变形曲线的坐标方向一致。

图3 围护墙水平位移分布曲线

随着基坑开挖，围护墙水平位移逐渐增大，挖至坑底后，变形基本趋于稳定。两侧围护墙变形曲线沿深度均呈中间大、两端小的弓形分布，最大水平位移(及发生位置)随开挖步不断增大(及加深)。靠山侧围护墙开挖至坑底时最大位移达到59 mm(发生在15 m深度处)，而对应沿江侧最大水平位移值为34 mm(发生在16 m深度处)。

基坑两侧水平位移出现明显非对称性，沿江侧明显小于靠山侧(约为后者的57%)。尤其需要说明的是，受两侧不对称地形的影响，沿江侧围护墙浅部变形模式与常规基坑不一致，其并未发生朝向坑内部的水平位移，相反发生了朝向坑外(闽江侧)的轻微水平位移，随开挖深度的增大而增大，这使得围护墙整体变形趋于更加不利的状态，对地铁车站基坑施工及后续车站运营都构成了潜在威胁。

进一步将两侧深层水平位移相加，得到基坑围护墙的整体偏移曲线，如图4所示。围护墙整体向闽江侧发生偏移，随着开挖深度的增加，整体偏移量不断增大，当开挖至坑底时，其最大偏移量达到27 mm(发生在12 m深度处)。上述整体偏移变形结果表明，基坑围护结构存在向闽江侧发生倾覆的趋势。

图4 围护墙整体偏移分布曲线

农林大学站基坑于2018年3月初进行围护墙施工，至2019年5月下旬开挖至坑底并完成垫层浇筑，历时14个月。配合现场施工进度，对其围护墙水平位移进行全程跟踪监测。开挖至坑底时，围护墙水平位移及其整体偏移的实测值见图3、图4。

现场监测结果与数值模拟结果的整体规律基本一致。单论围护墙水平位移绝对值，实测值略小于10%～15%；若论围护墙整体偏移，其浅部墙体实测值略大4～8 mm，其深部墙体实测值略小3～4 mm，即围护墙整体倾覆的趋势更加明显。究其原因，可能是因为施工车辆及堆载等因素对基坑整体偏移及倾覆结果产生了更加不利影响。因此，在依山沿江不对称地形中开挖基坑时，需充分考虑这些因素，保证基坑安全稳定。

3.2 支撑轴力

由数值模拟所得5道支撑轴力随开挖工况变化曲线如图5(左侧)所示。施作第3道混凝土支撑后，在工况9时其轴力达到最大值7 453 kN，远大于其他4道支撑，在整个支撑体系中发挥了主导作用。配合现场施工进度，课题组也对5道支撑轴力进行全程跟踪监测，图5(右侧)所示支撑轴力实测值也反映了类似的规律。

图5 支撑轴力随开挖工况发展曲线

相应地，从围护墙整体偏移(图4)可以看出，施作第三道混凝土支撑后，该支撑以下围护墙的整体偏移得到明显抑制，说明混凝土支撑增强了支护结构的整体性，尤其在依山沿江不对称地层条件下，是十分必要的。

3.3 围护墙背后土压力

围护墙背土压力(主动土压力)随开挖过程变化曲线如图6所示。在深度0～8 m内，基坑两侧土压力基本相等；但在基坑中下部(10～23 m内)，沿江侧土压力为70～100 kg，靠山侧土压力为80～160 kg，整体比沿江侧偏大30%～50%，表现出明显的偏压效应。另一方面，围护墙背土压力均随土体开挖而略有减小，尤其在坑底以下部分，受到围护墙整体向沿江侧偏移的影响，靠山侧围护墙土压力显著减小。

图6 围护墙背土压力分布

4 钢支撑与混凝土支撑对比

为进一步探讨第3道混凝土支撑在支护结构体系中的关键作用，在原数值模型基础上，将第3道混凝土支撑替换为钢支撑(其他条件均不变)；重点关注支撑轴力随开挖工况的发展规律(图7)和围护墙整体偏移的分布规律(图8)。

图7 支撑轴力发展曲线(混凝土支撑与钢支撑对比)

图8 围护墙整体偏移分布曲线(混凝土支撑与钢支撑对比)

第3道支撑采用钢支撑时，其最大轴力仅为4 808 kN(与第2道钢支撑相当)，远小于采用原方案的轴力7 453 kN。相应地，坑底以上围护墙的整体偏移量比原方案增大15%～20%，即围护墙整体倾覆角度也随之增大，对基坑的安全稳定构成了威胁。上述结果佐证了第3道支撑选用大刚度混凝土支撑的合理性，即混凝土支撑能有效增强支护结构的整体性，尤其在依山沿江不对称地层条件下是十分必要的。

5 结论与建议

以福州市地铁5号线农林大学站为工程背景，对依山沿江地铁车站不对称地形条件下的深基坑开挖及支护全过程开展了细致的数值模拟分析。并结合现场监测实测数据，探讨了基坑围护结构的整体偏移规律及基坑两侧围护墙背后土压力分布规律，得到以下结论。

(1)计算结果表明，不对称地形条件使得基坑两侧围护墙体产生了明显的不对称变形，围护墙整体发生了向江一侧偏移，其最大偏移量可达27 mm。相应地，基坑中下部靠山侧围护墙背土压力整体比沿江侧偏大30%～50%。

(2)实测结果表明，围护墙整体变形趋势与计算结果保持一致，均沿基坑深度方向呈两端小、中部大的弓形分布，其围护墙的整体偏移量也与计算结果大致吻合。

(3)若将第3道支撑改为常规钢支撑，围护墙整体偏移量和倾覆角度明显增大，可见混凝土支撑能有效增强支护结构的整体性，尤其在依山沿江不对称条件下是十分必要的。