不同開挖順序下軟土深基坑受力與變形對比分析

劉 偉，吳新宇，彭海燕

（1.中交路橋華南工程有限公司，廣東 中山 528400；2.長安大學公路學院，陜西 西安 710064；3.中國建筑科學研究院有限公司，北京 100013）

0 引 言

近年來，各大城市競相發展地鐵交通，地鐵車站深基坑作為一項重點控制性工程，由于其施工風險高、施工難度大等特點，受到各界高度關注。

一直以來，國內外學者對深基坑的研究高度重視，并取得了豐碩成果。早在 20 世紀 30年代，Peck［1］與Terzighi［2］依據基坑土體變形與支撐軸力之間的關系，提出了總應力法的理論，經過之后不斷修正，該理論發展成受大家認可的基坑變形基本理論，沿用至今。Mana［3］對相同開挖支護形式下的基坑抗隆起系數與地下連續墻最大側向位移之間的關系進行分析，提出用于計算周邊地表最大沉降值與圍護結構側向變形的穩定安全系數法。陳永福等［4］分析了上海地區軟黏土在加載-卸荷過程中對應的土體應力-應變關系，提出了估算全補償沉降值和土體回彈量的計算公式。

為分析不同開挖順序下，對基坑施工周邊環境的影響及其圍護結構的受力特征，本文依托佛山市地鐵三號線大良站深基坑工程，對深基坑在兩端向中間開挖與中間向兩端開挖兩種開挖順序下的基坑變形和圍護結構受力情況進行建模計算，對計算結果進行分析比較，提出分段分層開挖順序的優化方案。為今后同類工程深基坑開挖方案選擇提供參考，具有一定的價值和實際意義。

1 工程概況

佛山市地鐵三號線大良站總長度為 266 m，標準段寬度為 19.9 m，開挖深度為 25.3 m，標準段頂板覆蓋土層厚 3.52 m，基坑安全等級為一級。車站主體圍護結構采用地下連續墻，墻身厚度為 0.8 m，深度為 29～33 m，標準段內支撐采用徑向 4 道支撐，第一道“米”字撐為700 mm×900 mm 的鋼筋混凝土撐，水平間距為 9 m，第二、三、四道為φ609 雙拼鋼管支撐，水平間距為 4.5 m?；蝇F場如圖1 所示。

圖1 基坑現場圖

本車站微地貌屬剝蝕殘丘與沖洪積平原交接地帶，車站西側為緩坡，南側、東側為山前沖洪積平原，地形總體西高東低；該基坑地層自上而下分別為素填土、粉質黏土、全風化泥質砂巖與強風化粉砂巖?；油翆臃植既鐖D2 所示。由圖2 可看出，基坑大里程端，靠近“刀把口”段，全風化泥質砂巖層較厚，與兩端相比，該段土質相對較軟。

圖2 基坑土層分布

2 模型建立及相關參數選取

2.1 模型尺寸及網格劃分

基坑模型的尺寸距離基坑四個邊界約為 2 倍的基坑開挖深度，模型底部邊界至地面距離約為 2 倍的基坑開挖深度。大良站基坑長度為 266 m、全段最大寬度為 25 m，基坑開挖深度為 25.3 m，故模型尺寸為 366 m× 125 m×60 m（X×Y×Z）。

在本章中對基坑幾何模型采用 MIDAS GTS NX 中的網格自動劃分功能，以 3.5 m 為控制尺寸通過混合網格生成器對基坑模型土體進行自動網格劃分。最終模型共劃分為 111 778 個單元和 53 730 個節點，模型尺寸及網格單元劃分示意圖如圖3 所示。

圖3 模型尺寸及網格單元劃分示意圖（單位：m）

2.2 地層劃分及參數選擇

為更接近現場實際地層分布，考慮基坑縱向上不同斷面處土質的不同，基坑模型的地層劃分在實際基坑土層分布的基礎上進行了適當簡化，忽略分布厚度較薄的土層，將參數相近的土層進行了合并，即在基坑縱向的不同斷面處，其地層分布情況均不同。各層土的具體參數如表1 所示，圍護結構參數如表2 所示。

2.3 邊界條件確定

根據基坑變形理論與大量工程實例可知，當超出基坑開挖影響區后，變形大幅減小，可忽略不計。故把模型邊界土體看作不動邊界，使用 MIDAS GTS NX 中靜力/邊坡分析中的約束功能，對模型底部邊界設置豎直向下位移約束，對模型四周邊界設置向遠離基坑方向的位移約束，不對模型上表面進行約束，使模型上表面為自由面。

表1 土體物理參數表

表2 基坑圍護結構相關參數

2.4 開挖順序設置

深基坑開挖采用常見的分段分層開挖法，本文分別對基坑兩端向中間開挖和基坑中間向兩端開挖這兩種開挖順序進行模擬計算。基坑縱剖面開挖示意圖如圖 4 所示。

圖4 基坑縱剖面開挖示意圖

3 兩種開挖順序下計算結果對比分析

本文選取 4 個代表性斷面進行分析，分別為斷面1～斷面 4，如圖5 所示。

圖5 分析斷面平面布置圖

3.1 墻體水平位移對比分析

兩種開挖順序引起的各斷面墻體水平位移量如表3 所示。斷面 1 和斷面 3 的墻體水平位移曲線圖如圖6、圖7 所示（限于篇幅有限，本文僅選取具有代表性的斷面）。

表3 各斷面墻體水平位移量 mm

從圖6、圖7 可以看出，兩種開挖順序下，墻體水平位移曲線形態均屬于中間大兩端小的拋物線形曲線。各斷面墻體水平位移隨著下一步關鍵施工節點的完成而增大，即開挖越深，墻體水平位移曲線的“腹部”越凸出，最大位移點向更深處移動。

通過對墻體水平位移模擬計算結果進行比較，兩種開挖順序下，最大墻體水平位移量均呈現斷面 3＞斷面 4＞斷面 2＞斷面 1 的位移變形規律。4 個斷面在兩種開挖順序下的最大墻體水平位移量相差較小，其中最大水平位移差值出現在斷面 3 右側，由基坑兩端向中間開挖比由基坑中間向兩端開挖的最大水平位移量大 2 mm；其次為斷面 4 右側的位移差為 1 mm，其余斷面位移差均小于 1 mm。斷面 3 墻體水平位移量最大的原因在于，該斷面處于基坑平面中部，受到邊角效應影響最小，且該斷面所處地層土質與斷面 1、2 相比較差。斷面 1 墻體水平位移量最小的原因在于，該斷面處于基坑平面端頭，受到的邊角效應影響很大，左右兩側墻體在地連墻南端短邊的協同受力下，抗變形能力最大，且該斷面所處地質與斷面 3、4 相比較好。

圖6 兩端向中間開挖引起的墻體水平位移曲線圖

圖7 中間向兩端開挖引起的墻體水平位移曲線圖

在地鐵深基坑工程中，由于基坑普遍處在周邊環境復雜的市區中，對基坑施工中引起的圍護結構變形控制要求較高，監測規范中對墻體水平位移量的控制值一般為 30 mm，故雖然經模擬計算后得到兩種開挖順序下的最大墻體水平位移差值僅為 2 mm，但在地鐵深基坑工程中也不可忽視其對基坑安全的影響。本次對兩種開挖順序下墻體水平位移的計算結果說明了在嚴格按照“分段開挖、及時支撐”的原則進行模擬計算下，由基坑兩端向中間的順序開挖與由基坑中間向兩端的順序開挖造成的墻體水平位移量相差較小。

3.2 周邊地表沉降對比分析

兩種開挖順序引起的各斷面周邊地面沉降量如表4 所示。斷面 3 和斷面 2 的地表沉降曲線圖如圖8、圖9 所示（限于篇幅有限，本文僅選取具有代表性的斷面）。

表4 各斷面周邊地表沉降值mm

從圖8、圖9 可以看出，兩種開挖順序下，周邊地表沉降曲線變化均為沉降量隨基坑開挖加深而增大，距離基坑邊緣遠近不同其地表沉降量也不同，地表沉降曲線由距基坑近處至遠處總體呈現出開口朝上的“勺型”或拋物線型變化，且隨著開挖加深曲線“凹陷”越明顯。

通過對周邊地表沉降模擬計算結果進行比較，兩種開挖順序下，周邊地表沉降量均呈現斷面 3 沉降最大，斷面 2 沉降量次之，斷面 1 與斷面 4 的沉降量稍有差異但大體相近。4 個斷面在兩種開挖順序下的沉降差均較小，最大沉降差出現在斷面 3 左側，由基坑中間向兩端開挖的最大沉降量比由基坑兩端向中間開挖的最大沉降量大 0.42 mm；其次為斷面 3 右側的最大沉降差值為 0.25 mm，其余斷面在兩種開挖順序下產生的最大沉降差均小于 0.2 mm。

圖8 兩端向中間開挖引起的周邊地表沉降曲線圖

值得一提的是，模擬計算結果各斷面的最大沉降點出現在距基坑邊緣 10～15 m 處，即 0.4 H～0.6 H（H 為基坑開挖深度），但現場監測結果的最大沉降點分布范圍在 0.2 H～0.4 H 處。模擬計算結果與實際監測結果存在一定差別，造成此差別原因為現場地質復雜、施工因素眾多，基坑模型無法完美模擬出現場各方面條件，但沉降曲線變化形態相近，該誤差屬于合理現象。此外，模擬計算結果中周邊地表沉降量呈現出在基坑兩端較小，中部較大的規律，與現場監測得到的周邊地表沉降規律一致。

圖9 中間向兩端開挖引起的地表沉降曲線圖

由于城市中高層建筑物分布密集，眾多地下管線錯綜復雜地埋設于地下，在一定條件下較小的地表不均勻沉降量便能使建筑物開裂甚至傾斜，使剛性地下管線受剪折斷而出現安全隱患。因此，在城市中進行深基坑開挖施工對地表沉降的控制要求非常嚴格，根據監測規范中規定地表沉降控制值為 25 mm。本次對兩種開挖順序下周邊地表沉降的模擬計算得到的 4 個斷面中最大沉降差值為 0.42 mm，說明在嚴格按照“分段開挖、及時支撐”的原則進行開挖圍護施工的模擬計算下，由基坑兩端向中間開挖與由基坑中間向兩端開挖造成的基坑周邊地表沉降值相差不大。

3.3 墻體彎矩對比分析

兩種開挖順序引起的各斷面各段面墻體彎矩值如表5 所示。各斷面墻體彎矩曲線圖如圖10、圖11 所示。

表5 各斷面墻體彎矩值 mm

由圖10、圖11 可看出，兩端向中間開挖時，4 個斷面的墻體彎矩范圍在 -400～800 kN·m 之間；中間向兩端開挖時，4 個斷面的墻體彎矩范圍在 -400～700 kN·m 之間；彎矩曲線分布形態近似呈關于基坑中線軸對稱分布。

通過對比 4 個斷面的墻體彎矩最大值，發現斷面 1、斷面 2、斷面 4 在開挖全過程中的左右兩側墻體彎矩最大值均出現在最后一個施工節點，即四道支撐架設完成并開挖至基底，而斷面 3 在開挖全程的墻體彎矩最大值出現在第二個施工節點，即架設第二道支撐并挖除第二層土體時；另外，對比分析 4 個斷面在最后一個施工節點即架設第四道支撐并開挖至基底時的最大墻體彎矩點所處深度，可看出斷面 2 與斷面 4 的最大彎矩點在地面以下 26 m 處，而斷面 1 在開挖至基底時的最大彎矩點深度為地面以下 20 m 處，斷面 3 的最大彎矩點出現在地面以下 18 m 處。

圖10 兩端向中間開挖時墻體彎矩曲線圖

圖11 中間向兩端開挖時墻體彎矩曲線圖

對圖10（a）與 11（a）比較可知，斷面 1 兩側除了在深度為 24 m、25 m 處的彎矩差為正值外，其余深度范圍的彎矩差均為負值，即由基坑兩端向中間開挖的墻體彎矩均小于由基坑中間向兩端開挖的墻體彎矩，最大彎矩差出現在架設第一道支撐時地面以下 20 m 深度處，斷面 1 左右兩側的最大彎矩差絕對值分別為 37.4 kN·m 與 35.6 kN·m，隨著開挖繼續，彎矩差漸漸減小至 20 kN·m 以下。

對圖10（b）與 11（b）比較可知，斷面 2 兩側在全深度范圍內的彎矩差除了在個別深度為負值，其余深度范圍的彎矩差均為正值，即由基坑兩端向中間開挖的墻體彎矩均大于由基坑中間向兩端開挖的墻體彎矩，最大彎矩差出現在架設第二道鋼支撐時地面以下 20 m 深度處，且斷面 2 左右兩側的最大彎矩差絕對值分別為 146.8 kN·m 與 126.2 kN·m。

對圖10（c）與 11（c）比較可知，在斷面 3 兩側全深度范圍內的彎矩差值有正有負，左側的最大正彎矩差值為架設第一道鋼支撐時地面以下 16 m 深度處的 289.2 kN·m，最大負彎矩差值為架設第二道鋼支撐時地面以下 16 m 深度處的 -197.5 kN·m；右側的最大正彎矩差值為架設第一道鋼支撐時地面以下 16 m 深度處的321.65 kN·m，最大負彎矩差值為架設第二道鋼支撐時地面以下 16 m 深度處的 -186.42 kN·m。

對圖10（d）與 11（d）比較可知，在斷面 4 兩側全深度范圍內的彎矩差值有正有負，左側的最大正彎矩差值為架設第一道混凝土支撐時地面以下 1 m 深度處的29.52 kN·m，最大負彎矩差值為架設第四道混凝土支撐時地面以下 20 m 深度處的 -75.64 kN·m；右側的最大正彎矩差值為架設第一道鋼支撐時地面以下 1 m 深度處的 31.32 kN·m，最大負彎矩差值為架設第二道鋼支撐時地面以下 20 m 深度處的 -60.8 kN·m。

以上對 4 個斷面的兩種對比結果說明圍護墻體在開挖過程中受力情況復雜，圍護墻體并非都是在開挖至基底時出現最大彎矩，最大彎矩點也并非都是在基底處。故對墻體彎矩進行分析時，應將各施工節點的各段深度處彎矩極大值都納入考慮范圍，才能全面了解開挖過程中圍護墻體受力情況并及時采取相關措施進行控制，防止墻體彎矩過大發生結構失穩破壞。

4 結 論

本文通過兩種不同開挖順序下基坑周邊地表沉降、地連墻水平位移及其受力彎矩分布計算結果的分析，可以得到以下主要結論。

1）墻體水平位移計算結果與現場監測數據變化規律基本一致；兩種開挖順序下，基坑周邊地表沉降最大值出現在基坑外側 10～15 m 范圍內，周邊地表沉降曲線最終呈現出由基坑邊緣向遠離基坑方向沉降先增大后減小的“勺”形分布；且開挖深度越大，基坑外土體沉降影響范圍越大，影響距離大于 50 m。

2）墻體水平位移的最大值均出現在基坑深度中部區域，其中最大水平位移為 26 mm，小于設計容許值，墻體水平位移整體呈現出兩端小中間大的拋物線形分布規律。

3）兩種開挖順序下，墻體彎矩值相差較大，兩種開挖順序對墻體彎矩的影響程度有一定差別，故開挖順序是影響圍護結構強度安全的重要因素。

4）同步開挖順序下，墻體水平位移分布相似，且位移量相差很小，即開挖順序對周邊環境的影響程度基本相同，即開挖順序并不是影響周邊環境的重要因素；從結構強度安全性的角度考慮，建議采用使地連墻結構受力彎矩較小的開挖順序。Q