王國粹，梁志榮，魏 詳

（現(xiàn)代設(shè)計集團(tuán)上海申元巖土工程有限公司，上海 200040）

1 引言

隨著城市地下空間的大規(guī)模開發(fā)，位于城市中的深基坑越來越多，在基坑的設(shè)計和施工中需要考慮更加復(fù)雜的環(huán)境因素。為控制圍護(hù)結(jié)構(gòu)以及周圍土體的變形、保護(hù)周邊環(huán)境，兩墻合一的逆作法得到了廣泛應(yīng)用。該方法將圍護(hù)結(jié)構(gòu)與主體結(jié)構(gòu)相結(jié)合，利用地下室外墻兼做圍護(hù)結(jié)構(gòu)，利用地下室梁板結(jié)構(gòu)兼做內(nèi)支撐體系，由于梁板系統(tǒng)剛度較高且無需另設(shè)內(nèi)支撐，逆作法不僅節(jié)約了工程造價，還提高了基坑的安全性，降低了基坑開挖對周邊環(huán)境的影響。

對于上海等軟土層分布廣泛的地區(qū)，土體強(qiáng)度低、含水量高，有很大的流變性[1]，土體變形和內(nèi)力都隨時間而變化。而逆作法施工工序較為復(fù)雜，土體開挖與地下結(jié)構(gòu)施工交替進(jìn)行，延長了基坑開挖的工期?；娱_挖中土體卸載和暴露時間的增加意味著軟土流變變形的積累，因此，對于軟地區(qū)逆作法基坑的設(shè)計計算需要重點(diǎn)考慮基坑開挖的時間效應(yīng)。目前，對基坑開挖時間效應(yīng)的研究成果較多，一些學(xué)者考慮土體流變和固結(jié)本構(gòu)模型，對順做法基坑的時間效應(yīng)進(jìn)行了數(shù)值模擬和工程實測研究[2-3]。對逆作法施工的研究多為工程實踐和施工方法研究[4]，有關(guān)逆作法基坑的時間效應(yīng)的分析大多缺少與現(xiàn)場實測結(jié)果的對比驗證。本文結(jié)合上海中山醫(yī)院工程，采用土體流變模型模擬上海軟土中逆作法基坑時間效應(yīng)，并與實測數(shù)據(jù)進(jìn)行了比較和分析，為研究逆作法基坑周邊環(huán)境影響和圍護(hù)結(jié)構(gòu)變形等提供了參考。

2 工程概況

中山醫(yī)院項目位于上海市徐匯區(qū)清真路以南、小木橋路以西、斜土路以北、楓林路以東。整個基坑開挖面積22 278 m2，周長736 m，普遍開挖深度為15.5 m。本項目周邊環(huán)境圖如圖1所示，基坑四周被市政主干道和既有建筑包圍，周邊以道路及地下管線為主、局部距離保留建筑非常近，環(huán)境保護(hù)要求非常高。

圖1 基坑周邊環(huán)境示意圖Fig.1 Plane view of foundation pit

考慮本基坑開挖深度和環(huán)境要求，采用兩墻合一逆作法方案，地下連續(xù)墻厚度為800 mm，長度為33 m；利用剛度較大的地下室梁板作為水平支撐，首層及地下各層梁板面標(biāo)高分別為：-0.050、-5.500、-9.900，底板面標(biāo)高為-14.250。支撐體系剛度較大，能夠承擔(dān)基坑挖土?xí)r通過地下連續(xù)墻傳遞來的水平向水土壓力。各層梁板局部缺失區(qū)域采用臨時鋼筋混凝土支撐，以加強(qiáng)梁板作為水平支撐的剛度。逆作施工階段頂層結(jié)構(gòu)梁板需承受車輛荷載和施工堆載的區(qū)域，進(jìn)行了局部加強(qiáng)處理。

本工程采用鋼管混凝土柱作為立柱，待逆作施工完成后，主樓區(qū)域鋼管砼柱外包鋼筋混凝土形成勁性柱。其余區(qū)域除地下一層鋼管柱外包鋼筋混凝土作為柱的轉(zhuǎn)換層，地下二層及地下三層鋼管柱同時作為地下室結(jié)構(gòu)的永久使用柱。結(jié)構(gòu)永久受力要求，考慮采用Φ500 mm×12 m鋼管混凝土柱，立柱樁采用Φ700 mm鉆孔灌注樁，頂部5 m擴(kuò)徑至800 mm，鋼管插入鉆孔灌注樁3 m。

圖2 基坑開挖剖面圖Fig.2 Cross section of excavation

本項目基坑南側(cè)共布設(shè)4個測斜點(diǎn)，如圖1所示，至監(jiān)測工作結(jié)束，該側(cè)所有測斜管均保持正常工作，得到完整的監(jiān)測數(shù)據(jù)。因此本基坑關(guān)于圍護(hù)墻體的實測位移均采用南側(cè)4個測斜孔的平均值，分析計算同樣采用本側(cè)土層分布。

3 工程地質(zhì)條件

本工程位于長江三角洲入?？跂|南前緣，其地貌類型屬于典型的上海地區(qū)四大地貌單元中的濱海平原類型。場地內(nèi)第③、④層屬于具有含水量高、孔隙比大、壓縮模量小等特性的軟弱土層。呈飽和、流塑狀態(tài)，這層土抗剪強(qiáng)度低，靈敏度高，具有觸變性和流變性特點(diǎn)，是上海地區(qū)最為軟弱的土層；同時也是導(dǎo)致基坑圍護(hù)體變形、內(nèi)力增大的土層。

第③、④層軟土在本場地內(nèi)厚度近10 m，在基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計和施工中，應(yīng)注意這兩層土對基坑開挖的影響，盡量避免對主動區(qū)土體的擾動；并采取適當(dāng)、合理的措施對被動區(qū)土體進(jìn)行加固，控制圍護(hù)結(jié)構(gòu)體的變形在允許的范圍之內(nèi)。

4 考慮土體流變的有限元模型建立

4.1 模型尺寸以及網(wǎng)格劃分

采用平面有限元對本項目基坑圍護(hù)變形以及時間對其影響進(jìn)行分析。分析模型的水平方向為X 向，豎直方向為Y 向。考慮一定的開挖影響范圍，模型水平方向總長取100 m，豎直方向則取地表以下90 m。模型左邊界施加X 向位移約束，底邊界施加X、Y向約束，考慮基坑的對稱性，右邊界施加對稱約束。同時考慮20 kPa的坑邊超載。本次分析模型中，土體采用三角形15節(jié)點(diǎn)單元進(jìn)行模擬，模型以及網(wǎng)格劃分見圖3。本計算模型共有8 721個節(jié)點(diǎn)，劃分為956個單元。

圖3 有限元模型Fig.3 Sketch of FEM model

對于軟土層（第③、④層）采用流變模型進(jìn)行分析，其他土層采用摩爾-庫侖模型進(jìn)行分析；地連墻、立柱樁、梁板結(jié)構(gòu)均采用梁單元模擬，采用線彈性模型進(jìn)行分析；地連墻、立柱樁與土體之間設(shè)置的接觸面。土體參數(shù)見表1，表中：λ、μ、κ分別為修正的壓縮指數(shù)，回彈指數(shù)和蠕變指數(shù)可通過三軸試驗得到：

其中，Ce、Cr、Ca分別為固結(jié)試驗得到的壓縮指數(shù)，回彈指數(shù)和蠕變指數(shù)。無試驗數(shù)據(jù)時，可根據(jù)下列經(jīng)驗公式得到：

結(jié)構(gòu)模型參數(shù)見表2。

4.2 模型計算過程

本次分析按照實際施工工況設(shè)置計算工況，見表3。由于在計算模型中，每一道支撐（即各層地下室梁板）需要一次性添加，無法考慮梁板結(jié)構(gòu)強(qiáng)度增加的過程，因此，將結(jié)構(gòu)施工并達(dá)到設(shè)計強(qiáng)度的工況劃分為兩個計算工況，首先添加地下室梁板，持續(xù)時間為1 d，其后僅考慮土體流變固結(jié)，持續(xù)時間根據(jù)實際添加。

表1 土體參數(shù)表Table 1 Physico-mechanical parameters of soil

表2 結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 2 Physico-mechanical parameters of structure

5 計算結(jié)果與實測分析

5.1 水平向變形

圖4為不同工況下地連墻水平向位移監(jiān)測值。該監(jiān)測值為基坑南側(cè)4個測點(diǎn)的平均值，該側(cè)土層與有限元計算模型多采用土層相一致。本項目中地連墻的變形通過預(yù)埋在地下連續(xù)墻內(nèi)的測斜孔進(jìn)行監(jiān)測，在地下連續(xù)墻施工到設(shè)計位置時，將PVC測斜管綁扎在鋼筋籠骨架迎土面一側(cè)，測孔深度為25 m，頂?shù)酌芊?。施工過程中采用HCX-2B型數(shù)顯型測斜儀對圍護(hù)結(jié)構(gòu)內(nèi)的測斜管自下而上進(jìn)行測試，每隔0.5 m為一個測點(diǎn)，測得不同深度處的地墻傾角通過計算和換算得出基坑各深度位置處的地墻水平位移量。

表3 實際施工工況Table 3 Actual construction conditions

由圖4可以看出，各工況下地墻的變形基本上呈現(xiàn)兩頭小中間大的分布模式，隨著開挖深度的增加，地墻的水平向位移最大值不斷增加，最大值所在位置不斷下降，但位移最大值基本出現(xiàn)在開挖面附近。在同一開挖深度處，在開挖間歇期間（即施工底板、中樓板并達(dá)到設(shè)計值期間），最大位移也隨時間的增加而增加，且最大位移發(fā)生的位置略有下降，表現(xiàn)出明顯的時間效應(yīng)。

圖4 實測地連墻側(cè)向位移Fig.4 Measured horizontal displacements of diaphragm wall

模型計算得到開挖至坑底時，土體水平向位移云圖見圖5，可以看出，基坑開挖引起地連墻后土體發(fā)生較大的水平向位移，位移最大值為70.15 mm，最大位移發(fā)生在開挖面附近，在地面下15 m左右。模型計算得到地連墻水平向位移以及樁身彎矩如圖6、7所示，開挖至坑底以及底板達(dá)到設(shè)計強(qiáng)度前（工況8和9）地連墻計算位移與實測值（見圖5）之比如圖8所示。

圖5 土體側(cè)向位移云圖Fig.5 Horizontal displacement contours of soil

圖6 地連墻側(cè)向位移計算曲線Fig.6 Calculated horizontal displacements of diaphragm wall

圖7 地連墻彎矩計算曲線Fig.7 Calculated moments of diaphragm wall

圖8 地連墻水平向位移計算值與實測值對比圖Fig.8 Calculated vs.measured displacements of diaphragm wall

由圖5～7可以看出，本模型計算的到地連墻水平向位移與實測值在量級和變化趨勢上較為一致，且彎矩也隨開挖深度的增加和持續(xù)時間的增加而增加，同時彎矩最大值所在位置也隨之下降。也體現(xiàn)了基坑開挖的時間效應(yīng)。由圖8可以看出，基坑開挖到底時，計算得到的樁身位移最大值與最大值所在位置均與監(jiān)測值較為吻合。

每個間隔工況（即施工底板并達(dá)到設(shè)計值工況）持續(xù)時間以及圍護(hù)墻最大水平位移的監(jiān)測值和計算值見表4。可以看出間隔工況產(chǎn)生的地連墻最大水平向位移（即土體流變引起的位移）與其持續(xù)時間和開挖工況的位移水平有關(guān)，其值隨時間的增加以及開挖工況位移的增加而增大，同時，間隔工況側(cè)移的增加速率也隨著開挖工況位移的增加而增大。

表4 開挖間隔工況圍護(hù)墻最大水平位移增量Table 4 Maximum horizontal displacement increment of interval condition

5.2 豎向變形

本基坑四周沿垂直圍護(hù)結(jié)構(gòu)方向布置一組地表斷面沉降觀測點(diǎn)，每組5個測點(diǎn)，測點(diǎn)間距2.5 m。共布設(shè)6組30個測點(diǎn)，坑邊監(jiān)測點(diǎn)（J1-J6）。采用蘇光水準(zhǔn)儀配合精密銦鋼水準(zhǔn)尺，按國家二等水準(zhǔn)要求觀測。以附合或閉合路線在水準(zhǔn)路線上聯(lián)測各監(jiān)測點(diǎn)，以水準(zhǔn)控制點(diǎn)為基準(zhǔn)，測算出各監(jiān)測點(diǎn)標(biāo)高。土體最終沉降值見表5，可以看出在距離坑邊10 m區(qū)域，各斷面沉降均達(dá)到最大值，坑邊10 m以外的土體沉降有所減小。在現(xiàn)有實測數(shù)據(jù)中，J1和J2組數(shù)據(jù)中在，均在距離坑邊7.5 m處出現(xiàn)沉降減小的情況，這可能是因為該側(cè)基坑周邊存在建筑和其他環(huán)境因素的影響或由于該側(cè)土層分布的影響。

表5 坑邊土體最終沉降監(jiān)測值Table 5 Final settlements of soil outside pit

開挖至坑底時，土體豎向位移云圖如圖9所示，可以看出，基坑開挖到底時，基坑底部產(chǎn)生隆起，坑邊產(chǎn)生沉降?？拥茁∑鹱畲笾导s為68.6 mm，坑邊沉降最大值為14.19 mm。

圖9 土體豎向位移云圖Fig.9 Vertical displacement contours of soil

各測點(diǎn)沉降平均值與沉降計算對比曲線見圖10，可看出計算得到坑邊土體沉降趨勢實測平均沉降值較為符合。計算得到坑邊土體沉降僅在坑邊一定區(qū)域內(nèi)發(fā)生，最終沉降的最大值處距離地連墻約10 m左右，這也與實測值相吻合。隨著到地連墻距離的增加，坑邊土體沉降迅速減小，到離地連墻距離在40 m（約為2.5倍開挖深度）以外時，基坑開挖影響不大，這與已有的研究結(jié)果是一致的[3]。

圖10 坑外土體沉降計算值與實測值對比圖Fig.10 Calculated vs.measured settlements of soil outside pit

圖11為各工況坑邊土體沉降曲線，可以看出隨著開挖深度的增加和間隔時間的增加，坑邊土體沉降量和沉降范圍也持續(xù)增加。表現(xiàn)出與圍護(hù)結(jié)構(gòu)水平向變形類似的時間效應(yīng)。說明土體中應(yīng)力和變形并不是一次性釋放的，而是隨著時間的增加而逐漸釋放。

5.3 開挖過程的時間效應(yīng)

本項目實際施工中，由于外部因素和分塊挖土以及結(jié)構(gòu)施工原因造成各挖土間隔工況持續(xù)時間不一致，從而引起各工況下圍護(hù)變形有所差別。為研究不同開挖方案的時間效應(yīng)，采用兩個對比開挖方案與實際開挖方案進(jìn)行對比分析。對比方案1每次開挖以及間隔時間均相等，總時長為140 d，約為實際開挖方案總時長的45%。對比方案2總時長與實際開挖方案一致，僅將工況3與工況7的持續(xù)時間對調(diào)。3種開挖方案工況見表6。

圖11 坑外土體沉降計算值Fig.11 Calculated settlement of soil outside pit

表6 不同開挖方案計算工況Table 6 Actual construction conditions for different excavation scheme

不同挖土方案引起的地連墻最大水平向位移隨時間變化曲線見圖12。可以看出，基于實際挖土方案的模型計算結(jié)果與實際值最為接近，地連墻最終位移約為71.1 mm。對比方案1地連墻最終位移約為57.5 mm，比實際方案減小約19%，表明合理的控制施工速度，可有效的控制基坑變形，減小基坑對周邊環(huán)境的影響。對比方案2地連墻最終位移約為87.9 mm，比實際工況增加約23%，表明相同的時間間隔作用下，開挖深度越深，基坑產(chǎn)生的變形越大，因此若有外部因素導(dǎo)致基坑開挖過程中停工，應(yīng)盡量減小停工期間基坑的開挖深度，并及時設(shè)置支撐。

圖12 地連墻最大側(cè)移隨時間變化曲線Fig.12 Maximum horizontal displacement of diaphragm walls with time

6 結(jié)論

以上海中山醫(yī)院基坑為例，考慮軟土的流變特性對逆作法基坑進(jìn)行有限元分析，并與基坑監(jiān)測結(jié)果進(jìn)行對比驗證，得到以下結(jié)論：

（1）對于面積較大的逆作法基坑，由于土體分區(qū)開挖以及結(jié)構(gòu)施工周期較長，考慮基坑開挖的時間效應(yīng)對圍護(hù)變形以及周邊環(huán)境的影響十分必要。

（2）采用流變模型可較好的反映軟土地區(qū)基坑開挖過程中的時間效應(yīng)，模擬基坑開挖以及結(jié)構(gòu)施工過程中土體和圍護(hù)樁基的變形和內(nèi)力分布，為實際基坑圍護(hù)設(shè)計和施工提供參考。

（3）挖土間隔期間，土體流變引起的圍護(hù)結(jié)構(gòu)側(cè)移和周邊土體沉降隨時間增加而增加，且變形速率隨開挖深度的增加而增大，因此，應(yīng)合理控制施工速率，盡量減小施工間隔，尤其是開挖深度較深時的施工間隔。

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