鋼支撐伺服系統地鐵深基坑微變形控制技術研究

任一恒，李恒一，何晟亞

（廣州地鐵設計研究院股份有限公司，廣東廣州 510010）

1 前言

地鐵車站基坑支護方式主要有地連墻與支撐、支護樁與支撐、吊腳樁、吊腳墻等；其中，周邊環境位移控制嚴格情況下所適用的基坑支護方式，主要是地連墻與支撐的方式。由于現在較多地鐵車站基坑鄰近高速公路、高速鐵路、城際鐵路等位移控制嚴格的建（構）筑物，該方面的研究也日漸成熟，但采用上述傳統方式支護仍無法滿足部分情況下的嚴格位移要求。

在基坑支護結構發展過程中，越來越多的學者開始研究不同的基坑支護問題。陳璟斌[1]研究不同深基坑開挖過程對鄰近樁基的影響；吳士德[2]研究地鐵車站基坑開挖對鄰近樁基礎的影響；萬鵬[3]研究軟土中基坑開挖對既有高架樁基礎的影響；鄭燦政[4]研究基坑降水對高鐵樁基礎的影響；黃艷珍[5]研究基坑降水及孔隙比隨深度變化對基坑周邊樁基礎的影響；李睿峰[6]研究復合地層基坑開挖對周邊既有建（構）筑物的影響。國外學者亦有相關研究，Finno[7]研究基坑開挖對群樁的影響；Poulos[8]研究無支護開挖情況下，基坑側向土體位移對樁基礎的影響；Leung[9]研究基坑開挖對樁基礎變形的影響；Ong[10]研究采用地連墻支護過程中，基坑開挖對周邊土體的影響等。但以上相關研究很少涉及鋼支撐伺服系統。

鋼支撐伺服系統是在現代基坑支護方式的發展過程中衍生出的新型支護形式；支撐受力方式由原來被動受力，調整為主動受力；由此更好地控制周邊土體的位移，并有效地控制基坑開挖過程中周邊重要建（構）筑物的變形。本文對鋼支撐伺服系統的研究主要從鋼支撐的建模模擬方式、采用伺服系統的各工況位移值計算等方面進行。

2 模型建立與條件假設

2.1 數值模擬軟件選取

Midas/GTS NX軟件是用于土木工程等領域的有限元分析軟件；它基于最新分析理論設計而成，具有施工階段的應力分析和滲透分析等巖土和隧道所需的幾乎所有分析功能，是巖土和隧道分析與設計的解決方案之一。

巖土分析一般對材料進行非線性分析。材料的非線性特性可從巖土的初始條件，即施工前的原場地條件獲得。后續信息通過按施工順序進行施工全過程分階段分析得到。現場的實際施工條件非常復雜且經常變化；通常將其簡化，取比較重要的階段進行分析。

Midas / GTS NX的施工階段分析采用的是累加模型，即每個施工階段都在繼承上一個施工階段分析結果的基礎上繼續累加本施工階段的分析結果，也就是說上一個施工階段中結構體系與荷載的變化會影響到后續階段的分析結果。本研究利用Midas / GTS NX建立的基坑支護計算模型研究鋼支撐伺服系統。

2.2 模型建立

本文依托工程為深圳地鐵12號線和平站基坑工程，具體站位情況如圖1所示。在實際工程中，由于變形控制要求及工程成本考慮，僅對穗莞深城際鐵路高架下穿段（9～16軸）采用伺服鋼支撐（布置于第二～五道，第二道23根、第三道26根、第四道23根、第五道23根；共95根），故本文僅以和平站基坑下穿段作為研究對象，通過數值模擬來驗證雙控法思路指導下的基坑支護效果。

按照工程實況建立和平站基坑下穿段三維模型。地層主要為淤泥和黏土。為避免邊界效應對計算結果的影響，模型大小為90 m×120 m×100 m （X×Y×Z），基坑開挖深度為16.8 m，開挖寬度為21 m，兩側分布有穗莞深城際鐵路高架30號、31 號橋墩；其中，31號橋墩距基坑邊緣約22.5 m，30號橋墩距邊緣約7.5 m，兩橋墩的承臺尺寸為10.5 m×18.5 m×3 m，加臺尺寸為5 m×15.6 m×1 m。橋墩與基坑之間的土體采用隔離樁和旋噴樁進行加固，如圖 2所示；旋噴樁作用效果可通過將區域土體的彈性模量提升為原來的2倍來等效模擬。整個模型共有18142個節點，33871個單元，如圖3所示。

2.3 條件假設

本文為簡化模型及減少計算量，對模型的建立及分析提出以下假定。

（1）模型初始地應力平衡只考慮自重應力，忽略構造應力的影響。

（2）依據擬建基坑與穗莞深城際鐵路30號及31號橋墩空間位置關系，近似認為基坑走向與橋梁軸線正交。

（3）依據地質勘測資料，近似認為地面為平面，忽略地形起伏的影響。

（4）基坑施工時井點降水已施工完畢，地下水位位于主體結構底板以下，因此不考慮基坑施工過程中降水固結的影響。

（5）根據設計資料，隔離樁直徑800 mm，間距1000 mm，通過旋噴樁進行咬合；故為方便建模，將隔離樁按剛度等效原則，等效為與之受力形式相近、具有一定厚度的地下連續墻，計算公式為：

式（1）中，D0為等效地下連續墻厚度；L為樁間距；D為樁徑。故隔離樁等效地下連續墻的厚度為0.623 m。

依據《公路與市政工程下穿高速鐵路技術規程》[11]（TB 10182-2017）要求，受下穿工程影響的高速鐵路橋梁墩臺頂位移限值為2 mm，由相似三角形推導出樁基位移限值為5 mm。

3 鋼支撐伺服系統研究

3.1 鋼支撐模擬方式

伺服鋼支撐采用雙控法確定設定軸力，傳統鋼支撐采用彈性基點法確定預加軸力，具體取值見表1。需要注意的是，由于本部分研究的工況較多，故不再采用雙控法對各工況逐一調試；各道伺服鋼支撐的設定軸力應取調整歷程中的最大值。實踐工程經驗及總結表明，各根支撐的受力之間存在相互關系，某根支撐的卸荷會帶來臨近支撐受力的增加。因此，在穗莞深下穿段的伺服系統實際使用過程中，只要支撐軸力不超過鋼支撐安全上限，原則上不予卸載。在基坑開挖推進過程中，將已施加的伺服鋼支撐軸力嚴格控制在設定軸力值上，以等效模擬伺服系統對支撐軸力的補償性能；傳統鋼支撐僅在初設時通過施加預加軸力進行一次干預，后續施工過程中的軸力由軟件根據土體及支護受力平衡自行計算得出。

表1 2類鋼支撐軸力表 kN

3.2 各工況伺服系統計算研究

依據如表2所示的工況，分別分析采用伺服系統鋼支撐的地鐵基坑在開挖過程中的基坑變形及穗莞深樁基礎變形情況。

表2 伺服鋼支撐布置方式研究工況

全部采用鋼支撐伺服系統的情況下，相關計算結果如圖4所示。

當全部采用伺服鋼支撐時，南、北兩側地下連續墻的最大側向位移值分別為4.8 mm和4.0 mm，均滿足規范要求[11]中的微變形控制要求（5 mm）；整體而言，基坑南側（31號橋墩側）的地下連續墻變形量大于基坑北側（30號橋墩側）。當進行開挖-5和開挖-6時，標高在-23.0～-17.0 m范圍內的地下連續墻側向位移發生較明顯的增長，需要給第四、五道伺服鋼支撐提供較大的設定軸力才能保證其滿足微變形控制要求。

全部不采用鋼支撐伺服系統的情況下，相關計算結果如圖5所示。

當不采用伺服系統時，基坑南、北兩側地下連續墻的側向位移均呈明顯增長趨勢；最大位移值分別為 6.2 mm 和5.4 mm，不滿足規范[11]中的微變形控制要求。對于標高-15.0 ～0.0 m范圍內的地下連續墻，其側向位移值要比全部采用伺服系統時明顯減小。但該標高范圍內的伺服鋼支撐設定軸力與傳統鋼支撐預加軸力的取值相近；這說明，伺服系統可對鋼支撐軸力進行補償，保證支撐體系能夠對地下連續墻起到較穩定的支撐作用；而傳統鋼支撐的軸力難以進行靈活調控，只能在初設支撐時通過施加預加軸力的方式進行一次性加載，無法對施工過程中多方面因素導致的軸力損失及時有效地進行補償，難以實現理想支撐效果。

間隔采用鋼支撐伺服系統的情況下，對第二、四道鋼支撐采用伺服系統時，南、北兩側地下連續墻的最大側向位移值分別為5.6 mm和4.8 mm，南側地下連續墻不滿足規范[11]中微變形控制要求（5 mm）；對第三、五道鋼支撐采用伺服系統時，南、北兩側地下連續墻的最大側向位移值分別為5.4 mm和4.6 mm，不滿足規范中[11]微變形控制要求。從變形控制效果來看，對第三、五道支撐采用伺服系統要優于對第二、四道支撐采用伺服系統。這是因為地下連續墻結構的深部側向位移要大于淺部，當伺服鋼支撐的整體布置標高偏低時，可對地下連續墻的最大位移起到有效抑制作用。

單獨采用鋼支撐伺服系統的情況下，當對第二道、三道、四道、五道鋼支撐采用伺服系統時，南側地下連續墻的最大側向位移值依次為5.9 mm、5.9 mm、5.6 mm、5.4 mm，北側地下連續墻的最大側向位移值依次為5.1 mm、5.1 mm 、 4.8 mm、4.6 mm 。

相鄰采用鋼支撐伺服系統的情況下， 當對第二、三道，三、四道，四、五道鋼支撐采用伺服系統時，南側地下連續墻的最大側向位移值依次為5.6 mm、5.5 mm、5.1 mm，北側地下連續墻的最大側向位移值依次為 4.8 mm、4.7 mm、4.2 mm。其中，南側地下連續墻均不滿足規范[11]微變形控制要求，北側地下連續墻均滿足規范[11]微變形控制要求。對第四、五道鋼支撐采用伺服系統時（計算結果如圖6所示），南側地下連續墻最大側向位移值為5.1 mm，與控制要求較為接近；這也是所有研究工況中，除全部采用伺服系統外的最優布置方式。

4 結論

通過數值模擬分別計算各工況下，穗莞深城際高架樁基礎位移，得到以下結論。

除工況1滿足規范[11]微變形控制要求（5 mm），其余工況均不滿足微變形控制要求（5 mm）。這說明對于穗莞深下穿段基坑，有必要采用伺服系統對兩側地下連續墻變形進行嚴格控制，且在不改變其他變形控制措施的前提下，全部采用伺服系統是唯一保證兩側均滿足微變形控制要求的布置方式。另外，不采用伺服系統時地下連續墻位移值最大的情況側面反映伺服系統可有效改善地下連續墻變形控制效果。

當對兩道鋼支撐采用伺服系統（間隔、相鄰布置）時，對二、四，二、三道采用伺服系統時的南側（北側）地下連續墻位移值為5.6 mm（4.8 mm），三、四道采用時位移值為5.5 mm（4.7 mm），三、五道采用時位移值為5.4 mm（ 4.6 mm），四、五道采用時位移值為5.1 mm（4.2 mm）；當對第二～五道鋼支撐單獨采用伺服系統時，南側（北側）地下連續墻最大位移值依次為5.9 mm、5.9 mm、5.6 mm、5.4 mm （5.1 mm、5.1 mm、4.8 mm、4.6 mm）。

地下連續墻最大側向位移與伺服系統平均標高關系如圖 7所示。由該圖可得出以下結論。

（1）當間隔或相鄰布置伺服系統時，地下連續墻的變形控制效果由兩道伺服系統的平均標高來決定；總體來看，平均標高越低，變形控制效果越好，且隨著平均標高降低，最大位移值衰減速率增大，當平均標高由-10.5 m降至-12.0 m時，變形控制效果明顯提升。

（2）對于單獨布置伺服系統的情況，當支撐架設標高由-4.5 m降至-7.5 m時，最大側向位移值無明顯變化；隨著標高進一步降低，位移值衰減速度增大，但在平均標高為-10.5～-13.5 m時，位移衰減速度小于采用雙伺服系統的情況。

（3）隨著伺服系統的平均標高降低，地下連續墻側向位移控制效果得到明顯改善。這說明對于穗莞深下穿段基坑，對地下連續墻深層位置側向變形的控制是關鍵；而在淺層位置布設伺服系統的控制效果欠佳，可通過適當調低第四、五道鋼支撐的架設位置來進一步優化控制效果。另外，當對第四、五道鋼支撐采用伺服系統（平均標高-12.0 m）時，南、北兩側位移值分別為 5.1 mm和 4.2 mm，已十分接近位移控制標準。鑒于鋼支撐伺服系統的價格昂貴，可嘗試對第一、二道鋼支撐酌情不采用伺服系統，并進一步加強其他變形控制措施，以實現在變形量滿足要求的基礎上盡可能降低工程成本的目的。

當僅對第五道鋼支撐采用伺服系統時，南、北側地下連續墻最大側向位移值分別為5.4 mm和4.6 mm；其變形控制效果優于對第二和四道、第二和三道、第三和四道鋼支撐采用伺服系統的情況。這說明，伺服系統數量并不是越多越好，若布置方案設置不合理，也難以發揮伺服系統的變形控制效果。