地铁车站深基坑支护体系及应急处置分析

张 召， 张文一， 鲍 凯， 师 海

（1.北京市市政工程设计研究总院有限公司，北京 100082；2.北京交通大学 土木建筑工程学院，北京 100044）

我国城市地下空间开发正由点—线—面向区块化、网络化发展，表现出空间规模大、结构跨度大、地下超深度、围护支护复杂、开挖步序多等特点，城市地下空间的建设已进入全新发展时代[1～2]。基坑工程作为城市地下空间开发的重要组成，通常依靠临时或永久支护结构来承载周围土体压力，在开挖过程中形成安全可靠的地下空间。目前，新的建设理念、建设规模等对基坑工程提出了更高要求，特别是高标准的深、大、异形基坑工程建设尤具挑战[3～4]。城市基坑工程通常处于建筑物和城市生命线工程的密集地区，对基坑的支护结构和控制措施提出了更高要求[5～6]，目前研究已取得一些成果。针对强透水地层深基坑地下水控制问题，在满足抗突涌（抗渗流）稳定性前提下，采用悬挂式止水帷幕+坑内降水的地下水控制方案，可有效止水且能较好地控制周边地面沉降[7～8]；同时，已有研究显示，地下连续墙具有刚度大、可有效控制基坑变形、止水效果好以及施工工艺成熟等诸多优势[9]。不同的地质环境的基坑支护结构和措施各不相同。

本文以太原地铁2号线一期工程晋阳街站深基坑为研究对象，基于基坑开挖过程中地下连续墙墙体变形和地表沉降监测数据，分析了支护结构变形过大的原因并提出采取补撑及坑内水平注浆堵漏的方式对地下连续墙接缝漏水进行处理等应急处置措施。建立数值模型对应急处置措施进行分析，为措施的有效性提供了理论依据，研究成果可为后续类似工程的设计与实施提供参考。

1 工程概况

晋阳街站为太原地铁2 号线与3 号线同期实施的T形换乘车站。2号线车站主体为明挖地下2层（换乘节点处地下3 层）岛式车站，双柱三跨箱型框架结构，总长231.30 m，标准段总宽23.1 m，总高14.99 m，顶板覆土约4.0 m，底板埋深约19.6 m；3 号线车站主体为明挖地下3层岛式车站，双柱三跨箱型框架结构，总长166.78 m，标准段总宽23.3 m，总高22.17 m，顶板覆土约5.4 m，底板埋深约27.9 m，见图1。

图1 晋阳街车站布设

采用明挖法先期施工2 号线部分，基坑长度213.3 m，标准段宽23.1 m，深约19.6 m，采用800 mm地下连续墙+3 道钢支撑；盾构下沉基坑宽27.2 m，深约21.2 m，采用800 mm 地下连续墙+3 道支撑，其中第1道为混凝土撑，第2、3道为钢支撑。见图2。

图2 基坑横剖面

2 深基坑变形监测

先开挖南北两段基坑，再开挖中间换乘节点处基坑，见图3。

图3 基坑平面及测点布置

在施工南侧基坑盾构井段时，监测数据显示：地表沉降监测点DB-04-03 变形突增且有加剧发展趋势，根据GB 50497—2009《建筑基坑工程监测技术规范》要求，围护墙体水平位移监测点3#变形超过预警值。

基坑于3 月25 日开挖至第3 道支撑下0.5 m 位置处，3 月26 日地下连续墙接缝处发生漏水，进行了简单的注浆堵漏处理，但3月29日墙体水平位移突然增至53.55 mm，超过30 mm、最大变形速率3 mm/d 的控制值。3 月26 日—3 月29 日地表沉降从3.6 mm 突增至24.1 mm并持续增加达到56.6 mm，见图4和见图5。

图4 墙体水平位移变化曲线

图5 地表沉降变化曲线

3 深基坑失稳原因和应急处置

3.1 失稳原因分析

除测点DB-04-03 和3#变形超限外；3 月26 日—3月29 日，S2-9 支撑轴力由633.62 kN 突增至2 157.41 kN。根据设计计算书，基坑轴力控制值为1 491 ～1 739.5 kN（60% 承 载力 设计值～70% 承 载 力设 计值），支撑轴力较控制值小，未施加足够的预加力，基坑围护结构变形增大，导致轴力超过控制值，原因如下：

1）该处基坑实施时，预加轴力未达到允许设计值即继续向下开挖，导致该处地下连续墙变形增大，致使两幅墙间接缝漏水；

2）处理漏水过程中向钢支撑S2-9、S2-10 处地下连续墙后土体注浆，产生的附加应力导致轴力增大，基坑变形持续增大。

3.2 应急处置措施

1）在基坑南端第2 道钢支撑S2-9、S3-10 中间位置增加钢支撑S3-9-1，作为安全储备，施加50%设计预加轴力并安装轴力计监测。

2）基坑第3 道钢支撑S3-9、S3-10 立即架设。施工至4月2日，地下连续墙变形及地面沉降减缓，地下连续墙变形控制在54.34 mm 左右，地面沉降控制在55.2 mm 左右。施工结束地下连续墙变形为54.65 mm，地面沉降为58 mm。

4 深基坑应急处置的优化

4.1 数值模型的建立

为分析补撑措施的有效性，采用数值模型的建立二维模型。考虑边界效应，建立的模型尺寸为120 m×48.6 m，模型底边界为固定铰支座，各方向没有位移，模型上边界为自由边界，模型4个侧面为滚轴支座，无侧面的平面法向位移。土体本构采用Mohr-Coulomb理论，考虑坑内土体受基坑开挖卸载的影响，土层弹性参数取值以基坑底部为分界线，基坑底部以上土层的弹性参数取值为实际测量值的3 倍，基坑底部以下土层的弹性参数取值为实际测量值的5倍。地下连续墙及支撑采用梁单元模拟。第1道混凝土撑及地下连续墙的弹性模量取值为30 GPa，泊松比均取0.3。见表1和图6。

表1 土层的基本物理参数

图6 数值模型

4.2 分析工况

为进一步优化补撑措施，分析两种工况。

1）工况一：基坑开挖至第3 道支撑下0.5 m，见表2。

表2 工况一

2）工况二：补充一道钢支撑，基坑开挖至基底，见表3。

表3 工况二

4.3 结果分析

工况一地下连续墙变形呈两端小中间大的抛物线形，最大变形54 mm，与现场实测值53.55 mm吻合且变形规律相同，说明该模型接近实际工况。见图7。

图7 工况一地下连续墙变形

工况二地下连续墙最大变形59 mm。按施工计划，基坑于4月2日可开挖至坑底，变形速率约为1 mm/d，满足地下连续墙变形最大速率3 mm/d的控制要求，表明所采取的应急处置措施可靠、有效。见图8。

图8 工况二地下连续墙变形

5 结论

1）基坑工程中支撑的预加轴力应满足设计要求，如不满足，需分析其原因，在未达到设计要求预加轴力时，不能继续开挖。

2）地下连续墙接缝漏水处理建议采用坑内水平注浆堵漏的方式；墙后土体地面竖向注浆会导致该土体产生附加应力，致使支撑轴力继续增大，支撑有失稳的风险。

3）在基坑施工过程中，应尽量减少无支撑暴露的时间，加快底板浇筑，防止因土体流变而产生过大的位移。

4）数值分析在处理基坑风险时，可作为风险措施的依据，对措施的有效性进行预判。