翟小军

(中铁一局集团有限公司，陕西西安 710054)

为提高城市综合承载能力，美化城市空间，国内许多城市陆续规划修建地下综合管廊，用于铺设市政公用管线。地下综合管廊施工方法主要有明挖法和暗挖法。其中明挖是较常采用的施工方法，因城市地下综合管廊线路较长，开挖时常会遇到各种复杂的施工条件，当基坑一侧存在既有高边坡或建筑物时，偏载效应会对基坑稳定性造成一定影响[1]。已有许多学者进行了相关研究，王启云等以邻近高边坡的深基坑工程为背景，在基坑开挖过程中对基坑及周边环境变形发展进行动态监测，研究高边坡对基坑的影响规律，预测基坑变形趋势[2-5]；雷用等通过数值模拟的方法研究既有高边坡对深基坑的影响[6-7]；黄承忠以62 m高边坡下的15 m深基坑开挖工程为依托，结合规范、数值模拟和工程类比法对支护结构进行优化设计和效果评价[8]；吴俊基于某深基坑开挖工程，研究“围护桩+微型钢管桩+临时锚喷网”的支护方案[9]。尽管关于既有高边坡下深基坑的相关研究报道不少，但与工民建基坑不同，综合管廊开挖的基坑多呈“狭长”状，其支挡结构无法四面闭合，易受到两侧不平衡土压力的作用而影响基坑稳定性[10-11]。关于地下综合管廊内支撑的优化方面，乔稳超等依托于实际案例工程，通过对内支撑平面、竖向优化比较，提出内支撑优化方案，一定程度上提高了经济社会效益[12-13]。

以下基于既有高边坡下综合管廊基坑实例，为减少基坑安全隐患，解决原支护方案中钢筋混凝土内支撑拆除工序繁琐且成本高等问题[14-15]，采用有限元的方法模拟计算管廊基坑支护结构以及周边地表变形情况，并通过现场监测，以验证内支撑优化的合理性。

1 案例工程概况

1.1 案例工程背景

平潭地下综合管廊工程总长约22.577 km，里程号为GA0+00～GA22+576.988。选取1标段GA1+180～GA1+480(300 m)区间进行研究，该段基坑宽12.7 m，设计深度为8～9 m。基坑北侧为既有环岛路，南侧为既有高边坡，坡高为10～20 m，斜坡坡度为45°～55°；沿线分布有通讯、供电、供水等地下管线。

1.2 地质概述

区间段基坑主要穿越素填土，砂土状、碎块状强风化花岗岩。工程地质剖面如图1所示。

该区段内地下水类型为基岩裂隙水，地下水总体由高处残丘坡地向残丘间凹地方向渗流排泄，水位埋深为1.2～3.2 m。

图1 工程地质剖面(高程单位：m)

1.3 原基坑支护设计

该管廊基坑围护结构采用“φ800 mm@1 200 mm钻孔灌注桩+1道内支撑”形式。其中，灌注桩桩长13.7 m(桩端嵌入中风化层不少于2 m且进入坑底不少于5 m)，挂φ8 mm@200×200 mm钢筋网，喷射100 mm厚的C20混凝土护面，桩顶冠梁断面尺寸为1 000 mm×800 mm；冠梁处设置1道800 mm×800 mm@8 000 mm的钢筋混凝土撑。基坑围护结构剖面见图2。

图2 基坑支护结构剖面(单位：mm)

2 内支撑优化方案

本次研究的深基坑与工业与民用建筑常出现的大面积方形或圆形基坑不同，管廊基坑呈“窄长”形，其支护结构体系沿纵向无法闭合。因此，当基坑一侧出现高边坡时，若不尽快封闭回填，土体的偏压作用将会对基坑的稳定性造成不利影响。原支护方案中，内支撑设计为钢筋混凝土结构，不仅浇筑速度慢，后期的破除也会降低施工效率，增加了施工成本。鉴于钢支撑架设灵活和可重复利用等特点，提出将原设计的钢筋混凝土撑替换为φ609 mm(t=12 mm)@4 000 mm钢管撑。

3 内支撑优化分析

3.1 有限元模型

借助PLAXIS 3D有限元软件，构建邻坡深基坑开挖支护模型，模型总尺寸为长(y)×宽(x)×高(z)=67 m×12 m×40 m。模型的边界条件为：四周法向约束，底部固定约束，顶面不设约束。土体网格划分采用10节点高阶四面体单元，共划分13 127个单元，22 464个节点。根据土体性质和深度的不同，采用不同的材料本构模型：表层素填土和碎块状强风化岩采用理想弹塑性模型(MC)，砂土状强风化层采用小应变土体硬化模型(HSS)。基坑开挖支护三维数值模型如图3所示。

图3 基坑开挖支护三维数值模型

各土层物理参数综合地勘报告、地区经验得出(见表1)，参数包括：重度γ、杨氏模量E、泊松比v、黏聚力c、内摩擦角φ。

表1 岩土体物理力学参数

基坑支护结构物理力学参数如表2所示。

表2 支护结构力学参数

3.2 模拟工况

围护桩施工开挖至-1.0 m，记为CS1；施作内支撑，记为CS2；开挖至-6.0 m，记为CS3；开挖至设计深度，记为CS4。

3.3 计算分析

将优化前、后模型分别记为Model-1和Model-2。

(1)支护桩侧移分析

Model-1和Model-2方案下支护桩侧移极值见表3。

表3 支护桩侧移极值 mm

由表3可知，基坑开挖至设计深度，支护桩侧移极值原设计为8.53 mm，优化后为9.80 mm，即改用钢支撑替换钢筋混凝土支撑后，围护墙最大水平侧移增长14.9%，不过变形量总体上都比较小。还可以看出，邻路基侧围护墙侧移量明显低于邻边坡侧，基坑开挖到底时，原设计邻路基侧围护墙最大侧移为3.15 mm，大大低于邻边坡侧的最大侧移(-8.53 mm)，说明邻边坡侧偏载效应对围护墙侧移影响显著。

优化前后围护墙水平位移分布如图4所示。

图4 基坑开挖到底时围护墙水平位移

从图4可以看出，钢筋混凝土撑变更为钢管撑后，围护墙水平位移极值基本不变，墙体侧移形态也基本一致。围护墙侧移形态近似呈抛物线形，由于内支撑的限制作用，围护墙最大水平位移发生在基坑偏下部位。

(2)周边地表沉降分析

优化前后支护方案模型各施工阶段周边地表沉降极值如表4所示。

表4 地表竖向位移极值 mm

由表4可知，钢筋混凝土撑变更为钢管撑后，地表沉降极值略有增加，基坑开挖到底后，尽管地表沉降极值从原设计的-4.14 mm增大到-5.20 mm，但沉降量值总体上仍然较小。

优化设计方案(Model-2)随基坑开挖过程的地表沉降分布见图5。

图5 优化设计方案邻坡基坑竖向位移云图(Model-2)

从图5可以看出，随基坑开挖深度增大，地表沉降逐渐增加，不论是采用钢筋混凝土支撑还是钢支撑，地表沉降极值都出现在邻坡一侧紧邻围护墙的部位，斜坡偏载效应显著。

(3) 支撑内力结果分析

Model-1和Model-2方案下支撑内力最大值如表5所示。

表5 支撑内力极值

从表5可以看出，支撑内力随着基坑开挖深度增加而逐渐增大，不论采用何种支撑，内支撑在基坑开挖过程中始终处于受压状态(轴力以受拉为正)。结合2种方案下的支撑轴力可以发现，缩短内支撑间距，支撑轴力会有所减小，待开挖至设计深度，支撑轴力的降幅在9.3%左右。根据表5，Model-1和Model-2中钢支撑所受的最大轴力为-1 205 kN，支撑所受的最大弯矩为92.97 kN·m/m，按受压、受弯复合受力构件核算钢管的截面强度，可得钢支撑截面最大应力为81.8 MPa(φ609,t=12 mm)的Q235钢管的抗拉、抗压和抗弯截面强度设计值为215 MPa>81.8 MPa，故截面强度满足要求。

4 现场监测数据分析

选取GA1+220～GA1+260区间进行现场实测数据分析，监测平面如图6所示。

图6 测点平面示意

4.1 围护墙侧移实测分析

CX1、CX2的围护桩侧移曲线如图7所示。

图7 支护桩深层水平位移监测曲线(以向坑内移动为正)

从图7可知，围护墙侧移随着基坑开挖深度的增加而增大，在开挖至一定深度后，侧移形态呈近似“△”，但在支护桩1/3以上部分的变化情况差异较大。邻斜坡侧(南侧)主要表现为土体朝坑内移动，而邻路基侧(北侧)恰恰相反，这是因为受到斜坡侧偏载效应的影响。南侧的侧移量大于北侧，累计最大侧移为10.32 mm，出现在桩身-4～-6 m之间；邻路基侧的最大侧移量为4.25 mm(不到南侧侧移极值的1/2)，说明邻边坡侧偏载效应对围护墙侧移影响较大。

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4.2 地表沉降实测分析

地表沉降随距离变化曲线如图8所示。

图8 地表沉降随距离变化曲线

由图8可知，地表沉降值与基坑开挖进程呈正相关，累计最大沉降出现在邻边坡一侧，极值为5.7 mm，发生在距坑边3～6 m范围内；从图8(b)还可以看出，邻路基一侧紧邻围护墙的地层出现略微隆起，当距离增大至15 m左右时，基坑对地层的影响逐渐减小。因此，待基坑开挖到底后，基坑北侧的地表沉降形态呈现出近似“漏斗”的形状。由此可见，基坑同一监测断面南北两侧的沉降形态具有如此差异，正是因为受到邻近高边坡偏载的影响。

地表沉降随时间变化曲线如图9所示。

图9 地表沉降随时间变化曲线

由图9可以看出，基坑南侧的沉降速率与基坑开挖深度呈正相关，待开挖至设计深度后逐渐稳定；基坑北侧靠近基坑一侧的地表出现隆起，极值为2.1 mm。总体上，南侧的累计沉降均较北侧大，可见基坑南侧现状高边坡的偏压荷载对地表沉降的影响较大。

5 结论及建议

针对平潭某区间段既有高边坡下管廊深基坑支护体系优化设计展开研究。通过建立三维数值模型模拟基坑施工过程，计算基坑支护结构及周边环境的响应情况，主要得出以下结论。

(2)监测数据表明，管廊基坑支护桩深层水平位移形态主要呈近似“△”，最大位移出现在邻近高边坡一侧，累计最大值为10.32 mm，与数值模拟计算结果相近；坑外地表沉降极值为5.7 mm，邻边坡侧的沉降值均较邻路基侧大，受既有高边坡偏载效应影响显著。总的来说，综合管廊基坑安全稳定，优化后的内支撑设计合理。

(3)工程实践表明，将地下综合管廊基坑的内支撑优化为钢管支撑，成功缩短工期近20 d，且钢管撑可以重复利用，故经济效益较高。