深基坑支护受力体系转化技术

在深基坑土方开挖中，支撑是确保基坑稳定和围护体不变形的重要保障，是施工各方监控监测的重点，但地质条件的复杂性和不确定性、周边环境和各类管线的影响、施工过程中的不规范等，都会对支护受力体系产生影响，特别是在拆撑换撑阶段，对受力体系的转化尤为重要。结合某地铁车站基坑工程实例，对钢支撑和混凝土支撑的拆撑、换撑过程进行了优化研究，论述了深基坑开挖中换撑、拆撑优化对确保支护体系稳定的重要性。

1工程概况

某地铁车站位于苏州文昌路中段，跨文昌路南北走向。车站总长156.6m，标准段宽19.7m。车站北侧是京杭运河码头的公共绿地，南侧是苏州高新区综合保税区，周边建（构）筑物较少。车站基坑开挖范围内的土层主要有：①1杂填土、①3浜填土、③1粉质黏土、③3粉质黏土、④2a砂质粉土、④2b粉砂层。地下水层主要有潜水和微承压水。本工程地下2层，基坑深度为17.05m，采用地下连续墙挡土兼止水，地下连续墙厚度800mm，深度为29.75m，混凝土强度等级为C35，抗渗等级为P8。基坑标准段设置4道支撑，其中第1道采用混凝土支撑，其余3道采用φ609mm×16mm钢支撑；异形端区域采用3道混凝土支撑；南扩大端设置5道支撑，其中第1道采用混凝土支撑，其余4道采用φ609mm×16mm钢支撑。

2深基坑支护体系换撑方案优化技术研究分析

在车站结构主体施工过程中，往往在底板上部侧墙位置施加换撑，来增加基坑稳定性，但此位置增加换撑有如下几项缺点[1-2]：1）底板至中板侧墙分2次浇筑，不能一体浇筑，降低施工效率，影响工期。2）在车站基坑主体结构错综复杂的工序施工过程中，拆撑过程容易破坏上部既有钢支撑和满堂脚手架。在本车站基坑支撑体系的应用过程中，拟将换撑上移至中板以上位置，该方案有如下优点：1）中板及以下侧墙可一体浇筑，降低施工难度，缩短工期。2）中板以下无钢支撑，避免与既有钢支撑和满堂脚手架发生碰撞。

2.1换撑方案优化分析对比

1）原有设计工况换撑流程（图1）为：基坑底板浇筑、拆除第4道钢支撑（工况1）→部分侧墙浇筑、加换撑（工况2）→拆第3道钢支撑（工况3）→中板及剩余侧墙浇筑，拆第2道钢支撑及换撑（工况4）→侧墙、顶板浇筑，拆第1道钢支撑（工况5）。2）优化设计工况换撑流程（图2）为：基坑底板浇筑、拆除第4道钢支撑（工况1）→在中板以上、第2道钢支撑以下位置施加换撑（工况2）→拆第3道钢支撑（工况3）→地下2层中板及侧墙一体浇筑，拆第2道钢支撑及换撑（工况4）→侧墙、顶板浇筑，拆第1道钢支撑（工况5）。

2.2有限元模型数值分析研究

2.2.1模型建立整个模型根据工程实际尺寸选定如下：x方向取156.6m，y方向标准段取19.7m，z方向取17.05m。基坑围护结构及主体按照实际尺寸建立三维模型，Solid65单元模拟地下连续墙、二衬结构、围檩结构等混凝土材料，Link188单元模拟钢支撑材料。为了提高计算精度，模拟中混凝土单元与钢材单元采用点对点连接方式，ANSYS程序运行中可以自动搜索相近节点进行耦合以保证共同发生位移。赋予单元混凝土及钢材属性，混凝土单元模型为三轴受压下的等向强化MISO模型以及Willam-Warnker五参数强度准则模型。

该模型结构基本按设计尺寸模拟，构件连接处不规则形状居多，切割实体细部较为不规则，为实现模型网格划分单元节点耦合，网格尺寸定义未采用映射网格，而全部采用自由网格划分，使得实体网格多以六面体呈现，并混合有部分四面体以及五面体（图3）。边界以及荷载的施加如下：自重通过程序里的荷载-自重施加，对模型单元施加面荷载进行土压力荷载模拟，模型底部将x、y、z这3个方向的线位移进行约束。

2.2.2地下连续墙水平位移对比分析地下连续墙的水平位移是基坑开挖需要重点分析的内容，由2种方案的地下连续墙水平位移对比（图4）可知，钢支撑上移方案使墙体水平位移最大值增加，墙体的最大水平位移值较原换撑方案增加14mm。换撑优化后，墙体的最大位移值为40.47mm，且小于最大变形允许值±55mm。

2.2.3钢支撑轴力对比分析由不同施工方案钢支撑轴力对比数据（表1）可知，换撑优化方案较原换撑方案的最大钢支撑轴力增加16.67%，最大值为1330kN，小于钢支撑轴力最大允许值。2.2.4混凝土支撑轴力对比分析2种方案工况中，混凝土支撑的轴力最大值易发生在异形端东西走向的3根混凝土支撑中，分析其原因为异形端东西走向跨度达53.57m，土压力传输到混凝土支撑上的应力较为复杂，混凝土支撑内应力无法找到快捷路径释放，使得其承受较大应力并伴随较大变形。由不同施工方案混凝土支撑轴力对比数据（图5）可知：1）同种方案模拟中，混凝土支撑轴力最大值发生在拆第3道钢支撑阶段。2）不同方案模拟中，换撑优化方案较原方案的混凝土支撑轴力增加百分比最大为18.36%，在换撑优化方案中，最大混凝土支撑轴力为9860kN。

2.3模拟数值与监测数据对比分析

2.3.1地下连续墙水平位移数据与监测数据对比分析根据换撑优化方案进行实际施工的监测数据（图6）可知，墙体的最大水平位移值为38.22mm，小于理论计算值40.47mm，且小于容许值±55mm。理论分析值大于实际施工监测值，在实际施工中可参考理论值进行实际变形控制。

2.3.2钢支撑轴力数据与监测数据对比分析由模拟与实测钢支撑轴力对比（表2）可知：优化方案施工工况模拟数值较实际监测数据偏高，高出40～60kN，且实际监测中钢支撑轴力未超出允许值。有限元模拟中因单元定义及材料性能与实际有所差距，故导致轴力计算与实际有所偏差，但偏差值仅为3%左右，可以作为实际工程的参考。

2.3.3混凝土支撑轴力数据与监测数据对比分析由模拟与实测混凝土支撑轴力对比（表3）可知：优化方案模拟的混凝土支撑轴力最大值较实际监测数据偏高，高出90～250kN，且实际监测中钢支撑轴力未超出容许值。有限元模拟中因单元定义及材料性能与实际有所差距，故导致轴力计算与实际有所偏差，但偏差值仅为2.5%左右，可以作为实际工程的参考。

3深基坑异形端支护体系拆撑方案优化技术研究

3.1拆撑方案优化分析对比

车站基坑异形端位置的顶板设计标高和第1道混凝土支撑标高重叠，在实际施工过程中无法施工。根据基坑顶板浇筑施工段划分（图7），需要将1区施工段位置混凝土支撑提前拆除，与设计要求先浇筑顶板后施工方案不符，造成混凝土支撑受力不对称，继而导致内力重分布。

3.2有限元模型数值分析研究

3.2.1模型建立结构模型整体尺寸、模型单元划分、边界条件及荷载施加同2.2.1章节。原方案为车站结构顶板浇筑后拆撑方案，优化方案为车站结构施工段先拆撑后浇筑顶板方案3.2.2地下连续墙水平位移对比分析基坑异形端先拆撑后浇筑顶板位置，由于浇筑顶板之前失去混凝土支撑支护，故在墙体与土压力平衡过程中，会出现墙体的变形协调，导致该位置墙体发生一定程度的侧斜，因此墙体位移程度为2种方案对比点。理论分析中，2种方案的墙体位移走向分布大致相同，且异形端最大位移均发生在同一位置。

优化方案中负值最大为-32.10mm，正值最大为33.46mm；原方案中负值最大为-26.46mm，正值最大为31.47mm。原方案绝对位移值均小于优化方案，最大差距仅为5.64mm，在可控范围内。根据理论计算，判断车站主体结构顶板浇筑施工段内可以先拆撑后浇筑顶板。优化方案中，由于施工顶板之前，将施工区域内混凝土支撑提前拆除，故导致地下连续墙失去混凝土支撑支护，相当于此处地下连续墙额外受力，且增加力方向与土压力方向相同。在增加外力的作用下，地下连续墙位移增加，最大增加值5.64mm。

3.2.3混凝土支撑轴力对比分析2种方案中混凝土支撑最大轴力均发生在东西走向的混凝土支撑中，优化方案中混凝土支撑围檩受力较原方案增加，说明在局部拆撑后，土压力由围檩分担的内力增加。模型模拟局部提前拆撑工况中，混凝土支撑轴力最大值（3280kN）较原方案（2290kN）增加43.23%，说明优化方案拆撑位置混凝土支撑承担外界力较为突出。

3.3模拟数值与监测数据对比分析

3.3.1地下连续墙水平位移数据与监测数据对比分析根据局部拆撑方案进行实际施工的监测数据可知，墙体的最大水平位移值为30.84mm，小于理论计算值33.46mm，且小于容许值±55mm。理论分析值大于监测值，在实际施工中可参考理论值进行实际变形控制。3.3.2混凝土支撑轴力数据与监测数据对比分析根据监测数据，优化方案工况模拟的混凝土支撑轴力最大值（3280kN）较实际监测数据（2986kN）偏高，且实际监测中钢支撑轴力未超出允许值，可作为实际工程参考。有限元模拟中因单元定义及材料性能与实际有所差距，故导致轴力计算与实际有所偏差。

本文通过对取消换撑方案以及局部拆撑方案进行数值模拟分析，并结合实际施工中的监测数据，对比研究得到以下结论[3-4]：1）有限元模拟中，换撑上移后，不同工况下的地下连续墙最大水平位移值增加14mm；钢支撑轴力最大增加幅度为16.67%；混凝土支撑轴力最大增加幅度为18.36%。2）换撑上移方案中，地下连续墙水平位移、钢支撑轴力、混凝土支撑轴力理论模拟数据大于实际监测数据，且实际监测数据未超出容许值，在实际施工中可参考理论值进行实际变形控制。3）有限元模拟中，局部拆撑方案的墙体最大水平位移的绝对值大于先浇筑施工段顶板后拆撑方案，差值为5.64mm；混凝土支撑轴力最大增加幅度为43.23%。4）局部拆撑方案中，地下连续墙水平位移、混凝土支撑轴力理论模拟数据大于实际监测数据，且监测数据未超出容许值，在实际施工中可参考理论值进行变形控制。

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