林劍忠
(中鐵二十四局集團福建鐵路建設有限公司 福建福州 350013)
現階段我國為了緩解地面交通壓力，在地下空間方面的開發利用發展迅速，因此深基坑工程開挖和支護效能成為備受關注的熱點[1-2]。地下車站基坑建設面臨開挖深度大、周邊建筑物相距較近、地下管線錯綜復雜等一系列問題[3]。福州市位于東南沿海區域，工程地質復雜，存在淤泥、液化砂層、基巖突起及孤石等地質問題。
地下連續墻和圍護樁是地下車站基坑施工常用支護形式，為確保新建地下車站在施工過程中的安全與穩定，諸多學者進行了相關研究和分析。廖少明等[4]對比分析了地下車站采用不同擋土結構、不同形狀的大尺度深基坑變形性狀，結果表明合理選擇支護方式可有效控制基坑自身變形并減少開挖對周邊環境的影響；
張光建等[5]通過建立三維有限元模型，模擬計算地下車站深基坑開挖過程，研究了支撐軸力隨基坑開挖時間的變化規律；
柴海博[6]采用數值模擬方法分析了地下連續墻水平位移、周邊地表沉降和基坑底隆起變化規律，并通過現場監測數據進行驗證；
林春[7]通過研究深基坑在開挖、支護施工過程中的變形規律，提出采用地下連續墻＋內支撐的組合支護形式可以滿足工程要求；
王國富等[8]采用FLAC3D有限元軟件對緊鄰高層建筑結構下基坑多種支護方案進行仿真模擬，研究了各方案下基坑穩定性及支護樁變形規律；
黃云龍[9]采用ANSYS有限元軟件建立二維模型，分析了基坑支護結構在開挖過程中內力變化和位移的關系；
魏祥[10]等通過有限元彈塑性分析，提出樁基側向變形與有效加固寬度及最優加固深度有關；
趙玉華等[11]通過FLAC3D有限差分軟件，模擬基坑開挖與支護過程，分析隨鋼支撐數量施加，圍護樁體及基坑周圍土體變形規律；
計鵬等[12]通過PLAXIS有限元軟件反演土體計算參數，數值模擬計算不同地面超載條件下支護結構的受力和位移情況。相關研究成果已經在工程中得到了初步應用，但沿海地區軟土基坑支護設計及施工還不夠完善，有待進一步研究。
本文以福州機場快線某車站深基坑工程為例，采用ABAQUS有限元數值分析方法，對該深基坑工程地下連續墻成槽開挖過程中槽壁應力和土體位移變化，及在內支撐、地下連續墻和圍護樁支護下的開挖過程進行數值分析，進而得到不同開挖階段下的位移與應力，并總結出基坑支護效能與基坑開挖深度的關系。研究結果可為沿海地區后續深基坑工程設計和施工提供參考。
福州-長樂機場軌道交通沿線某車站為地下二層曲線島式車站，采用明挖順作方案施工。建設場地地層主要包括雜填土、黏土、粉質黏土、坡積粉質黏土、殘積砂質黏土、全風化花崗巖、砂土狀強風化花崗巖、碎塊狀強風化花崗巖和中風化花崗巖。車站全長182.4 m，地表以下較大范圍內為淤泥，標準段車站軌面埋深16.18 m，頂板覆土1.8～3.25 m。由于該地區地質條件的特殊性，工程經驗還不夠成熟，因此基坑施工存在一定的安全隱患，需進行安全性分析。
3.1 有限元計算模型
依據工程設計資料建立三維基坑模型，考慮到開挖影響范圍約為開挖深度的兩倍，模型長度方向取100 m，寬度方向取25 m，深度取35 m。地下連續墻深度為25 m，寬度為0.8 m。土體及水泥土采用Mohr-Coulomb屈服條件為破壞準則的彈塑性模型，計算模型底部全部約束，側向施加水平方向約束，土體承受重力荷載，連續墻開挖面施加靜水壓力。主要土層巖土力學參數見表1。
表1 主要土層巖土力學參數
3.2 計算結果與分析
3.2.1 地下連續墻槽壁水平剪應力分布
由圖1可知，開挖15 m和25 m，槽壁最大剪應力均出現在10 m深度處。10 m以下，剪應力逐漸減??；
開挖至25 m時，在18 m深度處出現剪應力零點，此處墻體彎矩值最大。
3.2.2 土體及槽壁變形分析
分析結果表明，地下連續墻開挖深度分別為15 m和25 m時周圍土體水平位移變形規律基本一致。土體最大水平位移分布在槽壁兩側，在深度10 m左右，周圍土體向槽內發生明顯變形。圖2為不同開挖深度下槽壁中心線水平變形隨深度變化曲線?？梢钥闯?，開挖15 m和25 m時，槽壁水平變形隨深度先增大后減小，槽壁最大水平變形發生在10 m深度處。開挖25 m時，槽壁最大水平位移達到5 cm。實際施工過程中，可以將地下10 m處水泥土墻側移作為變形控制條件。
圖3為槽壁中心線上垂直槽壁方向地表沉降變化曲線。可以看出，地表沉降呈典型的勺形分布。最大沉降發生位置與開挖深度有關，開挖15 m時，最大沉降發生在距離槽壁4 m左右，最大沉降達1.7 cm；
開挖深度增大到25 m時，最大沉降發生在距離槽壁2.5 m左右，最大沉降達2.1 cm。
3.2.3 影響因素分析
(1)槽壁側向變形與開挖深度關系
取泥漿重度為12.5 kN/m3，槽段開挖寬度為5 m，分別模擬開挖深度為3、15、20和25 m時的開挖工況，得到不同開挖深度對槽壁最大水平位移影響規律，如圖4所示?？梢钥闯?，槽壁側向變形隨開挖深度增加而增大。當開挖深度較小時，側向變形隨開挖深度變化較快，隨開挖深度增加變化趨于緩慢。當開挖深度從3 m增大到15 m時，槽壁側向變形從2.1 cm增大到5 cm；
當開挖深度從15 m增大到25 m時，槽壁側向變形從5 cm增大到5.8 cm。
(2)槽壁側向變形及地表最大沉降與泥漿重度關系
分析開挖槽段寬度5 m、開挖深度25 m、地下水位為2 m條件下，泥漿重度分別為10、11、12.5、13和14 kN/m3時，槽壁側向變形和地表沉降變化規律。圖5為槽壁最大水平位移、地表最大沉降與泥漿重度關系曲線。可以看出，槽壁最大水平位移隨泥漿重度增加而明顯減小。當泥漿重度為10 kN/m3，槽壁最大水平位移達13 cm，當泥漿重度增大至12.5 kN/m3時，最大水平位移減小到5.8 cm。地表最大沉降隨泥漿比重增加而呈線性減小。因此在實際施工中，應嚴格控制泥漿比重，確保槽壁側向變形和地表沉降不超過限值。
4.1 有限元計算模型
機場快線地下車站基坑寬18 m，開挖深度為16 m?？紤]到邊界效應影響，確定模型尺寸為90 m×60 m×30 m?；蛹s束采用地面支承約束邊界。本構模型采用Mohr-Coulomb彈塑性模型。
4.2 計算結果與分析
分別對地下連續墻和圍護樁兩種支護結構進行基坑開挖過程分析?；臃?步開挖，加4道支撐。分析結果表明，開挖至第三步時，圍護結構水平位移最大；
開挖至第四步時，支撐軸力最大。
圖6為地下連續墻和旋噴樁支護結構在開挖第三步時圍護結構水平變形?？梢钥闯?，地下連續墻支護時，圍護結構水平變形最大為3 mm；
旋噴樁支護時，圍護結構最大水平變形為4.4 mm，地下連續墻支護效果優于旋噴樁。但無論采用哪種支護方式，圍護結構水平變形均滿足剛度要求。
圖7為分別采用地下連續墻支護和旋噴樁支護開挖到第四步時，不同深度處支撐軸力值。距離地面13 m處支撐軸力最大，旋噴樁支護達5 120 kN，地下連續墻支護達4 710 kN。地下連續墻支護支撐軸力略小于旋噴樁支護。
5.1 有限元計算模型
基坑開挖前，對基坑范圍內軟土采取兩種加固方式，即抽條加固和裙邊加固。考慮到開挖影響范圍大約為開挖深度的兩倍，模型長度方向取90 m，寬度方向取60 m，深度取30 m。地下連續墻深度為25 m，寬度0.8 m。模型底部全約束，側向加水平方向約束，土體承受重力荷載。本構模型采用Mohr-Coulomb彈塑性模型。抽條加固每條加固寬度為2.2 m，加固間距為3 m；
裙邊加固基坑周邊加固范圍為3 m。
5.2 計算結果與分析
分析結果表明，基坑開挖到第四步時，內部土體所產生的位移最大。抽條加固和裙邊加固內部土體最大水平位移分別為4.4 cm和4.9 cm。
圖8為不同加固方式下基坑開挖到第四步時基坑周圍地表沉降和開挖到第三步時圍護結構水平變形?？梢钥闯?，采取兩種不同加固方式，地表最大沉降發生在距離基坑邊緣大約14 m處，地表沉降較小，二者最大沉降值基本相同，最大值為1.6 mm。距離基坑邊緣較近處，采取抽條加固方式時，地表沉降較小。開挖深度為13 m時，圍護結構最大水平位移發生在距離地表約5 m處。采取裙邊加固時，圍護結構最大水平位移為9.2 mm；
采取抽條加固時，圍護結構最大水平位移為3.1 mm。因此，抽條加固效果優于裙邊加固。
通過分析地下連續墻成槽過程槽壁應力、土體位移及地下連續墻和旋噴樁支護兩種不同支護方案，得到如下結論:
(1)槽壁側向變形隨開挖深度增加而增大，開挖15 m和25 m時，槽壁最大橫向變形均發生在地表下10 m位置。
(2)泥漿比重對槽壁橫向變形及地表沉降影響顯著。當泥漿重度為12.5 kN/m3時，槽壁最大水平位移達5.8 cm。地表最大沉降隨泥漿重度增加而呈線性減小。
(3)采取兩種支護方式，基坑圍護結構水平變形較小。采取旋噴樁支護時，基坑圍護結構最大水平變形為4.4 mm；
采取地下連續墻支護時，基坑圍護結構水平變形為3 mm。兩者圍護剛度均滿足設計要求。
(4)采取地下連續墻支護時，基坑底隆起量及圍護結構水平變形均小于旋噴樁支護，地下連續墻支護效果略好于旋噴樁。
(5)增加支撐數，能有效減小圍護結構水平變形與支護結構內力。
(6)抽條加固基坑內軟土其效果優于裙邊加固。采取裙邊加固時，圍護結構最大水平位移為9.2 mm；
采取抽條加固時，圍護結構最大水平位移為3.1 mm。