沿海地区复杂地质条件下三角形深大基坑变形实测分析与数值模拟研究

刘 颖，相斌辉，扶名福

(1.南昌大学 建筑工程学院，江西 南昌330031； 2.南昌工程学院 江西省水利土木特种加固与安全监控工程研究中心，江西 南昌 330099)

1 研究背景

随着我国经济社会的飞速发展，城镇化进程日益加快，近几十年来各大城市建设项目数量和规模迅速增大。城市内部建设用地也越来越紧张，城市的发展逐渐开始向空中和地下寻求空间，但无论是高层建筑还是地下建筑，均需要通过大量技术复杂的基坑工程项目来实现[1-5]。例如，至2019年上海地区新建的商业综合体地下项目达几十个，开发面积均超过10×104m2，单个基坑工程的开挖面积一般超过2×104m2，上海虹桥综合交通枢纽工程基坑开挖面积达35×104m2。在基坑工程大规模飞跃发展的同时，市区密集的建筑也使得这些基坑周围的环境越来越复杂，场地红线经常紧靠已有的高层建筑、运营的轨道交通、雨水电力管线、城市道路与高架等建(构)筑物，从而导致基坑形状呈现越来越不规则的趋势。同时基坑施工过程中周边环境越来越复杂，使得基坑的环境保护要求也越来越高[6-7]。一方面由于我国东部沿海地区地质条件复杂，地下水位高，土体具有强度低、变形大等特点，在上海市区开挖深大基坑时，基坑围护结构和周围地层的变形会导致基坑发生倾覆、隆起等失稳破坏以及围护结构严重漏水、突涌、流土等难题；另一方面，繁华市区基坑工程开挖引起的周围土体变形不可避免地对邻近既有建(构)筑物和地下管线产生不良影响，如引起邻近建筑物产生不均匀沉降，导致上部结构开裂等。若在基坑施工过程中对基坑变形控制措施不到位或支护体系承载力不足时，基坑变形会超过周围环境所能承受的最大值，将引起周围建筑物倒塌、地下管线断裂等工程事故，造成重大的经济损失和不良的社会影响[8-10]。

目前，国内外针对软土地区常见的矩形基坑自身稳定性和开挖引起的地层变形问题开展了较为丰富的研究，在理论分析[11-13]、现场实测[14-17]和数值模拟[18-21]等方面均取得了一定的研究成果，对于常规矩形基坑的变形机理和设计优化有了一定的认识。但针对异形基坑变形规律的研究以及基坑阳角、长边、短边等尺寸因素对于基坑围护结构及周围地层变形规律影响的研究还鲜有报道。以往对于基坑开挖变形的研究，大多基于平面应变假设，将基坑开挖引起周围地层变形分析简化为二维模型，忽略了基坑的空间效应[22]。且在城市密集建筑群中施工的基坑，由于用地紧张等因素，大多呈现不规则的形状，其变形规律受到基坑形状的影响较大，基坑变形空间效应明显。可以看出，如何在保证基坑自身安全和变形要求的前提下，控制由于基坑施工引起的周围地层变形，结合基坑具体几何形式分析施工过程中基坑围护结构及周围地层的变形机理，提出软土地层复杂环境下的基坑设计、施工优化技术，是确保沿海地区复杂环境条件下基坑工程施工安全的重要手段，具有前瞻性和重大的现实意义。

基于此，本文以上海市虹桥商务区核心区03北地块项目2三角形基坑工程为依托，综合采用现场动态监测和数值模拟方法，对沿海地层复杂环境条件下三角形基坑施工引起的围护结构和周围地层变形规律展开系统研究，揭示异形基坑开挖过程中围护结构和周围地层变形的空间效应。同时，结合上海地区其他基坑工程动态监测数据，分析三角形基坑变形特点与常规基坑变形特点的差别，以期指导后续类似工程的施工。

2 工程概况

2.1 基坑概况

本次所研究的基坑工程场地位于虹桥综合交通枢纽中心的西侧，分为项目2和项目3两个直角三角形基坑，基坑的平面布置和测点分布如图1所示。两基坑呈直角三角形长边相对，直角部位紧贴红线，两个基坑之间相距约51 m，为轨道交通17号线隧道区间。其中，项目2基坑面积约10 000 m2，东西向长100 m，南北向长156 m，基坑普遍挖深约17.90～19.40 m，基坑安全等级为一级。基坑围护结构采用800 mm厚地下连续墙(两墙合一)，深36 m，坑内沿竖向设4道钢筋混凝土支撑，底板厚为1.1 m。止水帷幕采用Φ850@600三轴搅拌桩，止水帷幕深入坑底下约11 m；支撑立柱桩为Ф850钻孔灌注桩。

2.2 水文地质情况

本工程的场地土层地质条件及土层参数如图2所示。

本基坑工程场地潜水水位主要受到大气降水和蒸发的影响，因此潜水水位主要随季节变化。地质勘测报告表明，本基坑工程场地年均地下水高水位埋深为0.50 m，低水位埋深为1.50 m。

2.3 开挖步骤

根据基坑的形状、挖深和周边环境，确定总的挖土原则是“分层、分区、留土护壁、盆式开挖，尽早形成支撑或底板”。基坑分5层开挖，土体开挖后立即进行支撑和底板施工，基坑开挖步骤总结如表1所示。

图1 基坑平面布置和测点分布图

图2 工程场地土层地质条件及土层参数

表1 基坑开挖步骤

2.4 监测方案

本文主要讨论基坑开挖影响范围内地层变形以及围护结构的变形，主要包括地下连续墙墙身水平位移(墙体测斜)、墙后地表沉降等，监测点布置示意图如图1所示。

3 基坑开挖数值模型建立

3.1 有限元软件及材料本构模型

本文选用大型岩土工程有限元软件Plaxis3D进行建模，土体本构模型选用HSS小应变模型。HS模型是Schanz最先提出的，该模型在p-q平面内由一个双曲线型的剪切屈服面以及一个椭圆型的盖帽屈服面组成。Benz将小应变范围内土体剪切刚度与应变的非线性考虑进HS模型，提出了Harding soil small-strain model (HSS模型)。HSS模型不仅可以考虑土体的剪切硬化和压缩硬化，还可以描述剪切模量在微小应变范围内随应变衰减现象。将HSS模型用于基坑工程的数值计算中，可以得到更为合理的土层变形和围护结构变形，这表明HSS模型更适合于模拟基坑开挖问题。本文各土层HSS模型参数如图2所示。

3.2 模型建立

基坑开挖影响范围在水平方向上为开挖深度的3～5倍，在竖直方向上为开挖深度的2～4倍，在影响范围之外，基坑开挖引起的周围地层变形可以忽略不计。为了更加真实地模拟基坑，本文建模过程中严格按照实际基坑尺寸建立有限元模型，其中南北方向直角边长156 m，东西方向直角边长100 m，基坑开挖深度18.4 m。深度方向土体计算取前7层土的厚度。模型南北方向取300 m，东西方向取250 m, 均满足基坑开挖影响范围的要求。建模模型为长×宽×高=300 m×250 m×51.9 m的三维立体求解域，如图3所示。

为了更好地模拟基坑开挖全过程，需要对该基坑的支护结构进行模拟。图4为基坑内部支护结构模型示意图。基坑支护结构包括地连墙、地下室底板、支撑梁和立柱桩等。

4 实测结果与有限元计算结果分析

4.1 地下连续墙水平位移

图5所示为地下连续墙水平位移监测点C26和 C34(监测点位置见图1)的实测值与数值模拟结果对比。

图3 数值模拟三维模型图 图4 基坑内部支护结构模型图

图5 地下连续墙C26和C34监测点侧向位移实测值与数值模拟结果对比

由图5中可以看出：(1)从地下连续墙侧向变形随深度变化规律来看，实测数据和数值模拟结果均呈现上、下两端小中间大的“鼓肚型”模式，这表明基坑的第1层支撑具有足够的刚度限制了上部地下连续墙的位移。同时，地下连续墙具有足够的嵌固深度，有效地限制了墙底的位移。(2)地下连续墙侧向位移最大值随着开挖深度的增加而增大。随着坑内土体的开挖卸荷，地下连续墙所受到的坑外部土体的土压力逐渐增大，从而使得地下连续墙的侧向位移不断增加。同时可以发现开挖第4、第5层土体引起的侧向位移增加明显，这表明相同厚度的深层土体的开挖卸荷对于地下连续墙变形的影响更为显著。(3)地下连续墙侧向位移最大值位置随着开挖深度的不断增加而逐渐下降，基本位于开挖面附近。从以上分析可以看出，本文所建立的数值模型可以很好地预测基坑开挖过程中围护结构的变形，可以将其运用于基坑设计的优化分析之中。

图6所示为地下连续墙变形云图。由图6可以看出，其变形模式与上文分析的“鼓肚型”模式一致，发生的均为向基坑内侧的变形。同时可以发现，三角形基坑两长边的地下连续墙侧向位移明显大于短边的地下连续墙侧向位移。且角点处的地下连续墙侧向位移也明显小于长边中点处的地下连续墙侧移值。

图6 地下连续墙变形云图

图7所示为现场实测的C26、C28、C31和C34处侧向位移随土层开挖的发展规律，对比图1测点位置可以看出，位于锐角角点处的测点C28的侧向位移明显小于位于长边中点处测点C26的侧向位移。同时位于直角角点处的测点C31侧向位移也大于锐角角点处测点C28的侧向位移。对比测点C26和C34的侧向位移可以看出，距离角点越近，侧移值越小。以上分析表明地下连续墙的侧向位移呈现出明显的空间效应，锐角角点可以有效地限制围护结构变形的发生；越靠近角点，地下连续墙抵抗变形的能力越强。围护结构变形的空间效应可以为地下连续墙刚度的设计以及内部支撑的布置提供参考。 图8所示为本工程所有地下连续墙侧向位移监测点在不同开挖阶段测得的最大侧移值与开挖深度之间的关系，同时也将已有相关文献[23, 25-26]中两者经验关系曲线与本项目实测数据进行了比较。由图8可以看出，本项目地下连续墙侧移最大值δh max介于(0.173%～0.355%)H之间。这一范围小于已有文献中给出的范围。同时图8还表明，开挖深度12 m之前侧向位移与开挖深度的比值小于开挖深度12 m以后的比值。这与前文观测到的深层土体开挖引起的地下连续墙侧移值大于浅层土体开挖引起的侧移值的规律一致。

4.2 墙后地表沉降和坑底隆起

图9所示为墙后地表沉降数值模拟结果云图。由图9可以看出，墙后地表沉降在距离地下连续墙一定位置处出现沉降槽，即沉降随着距地下连续墙距离的增大呈现先增大后减小的趋势。当距离达到足够远时，墙后的地表沉降可以忽略。图10为现场实测所得的墙后D17和D18测线(位置见图1)的地表沉降，与图9对比可以看出，数值模拟所得到的结果与现场实测数据在变化规律和量值上均保持了较好的一致性。

图7 不同位置地下连续墙随土层开挖的侧向位移

图8 地下连续墙最大侧移与开挖深度的关系以及与相关文献两者经验关系曲线的比较

同时从图9中还可以看出，墙后地表沉降也呈现明显的空间效应。首先，对比本三角形基坑3条边地下连续墙后地表沉降可以看出，最长的斜边中点处产生的地表沉降最大，最长边地下连续墙后的地表沉降影响范围也最远。这表明地下连续墙边长越长，其抵抗变形的能力越低。因此在基坑围护结构设计时，对于边长较长的地下连续墙，应进行隔断处理或者采取增加横向支撑的措施来提高变形刚度。其次，本基坑角点处墙后地表沉降值明显小于边中点处墙后地表的沉降值。同时，比较本基坑三个角点后地表沉降值可以发现，直角角点后的地表沉降值明显大于其他两个锐角角点后的地表沉降值，这表明角点角度越小，其后产生的沉降值也越小。分析原因，这是由于锐角角点具有较大的变形刚度导致的。

图9 地下连续墙后地表沉降和坑底隆起云图

图10 地下连续墙后D17和D18测线地表沉降实测值

图11为本项目实测墙后地表最大沉降与基坑开挖深度的关系，并与已有文献[23-25]中的经验关系曲线进行了比较。可以看出，本项目基坑测点在各个开挖阶段的最大沉降值δv max介于(0.089%～0.2%)H之间，这一范围位于已有文献经验关系之内。但是以往文献所提出的对应于常规矩形基坑的范围明显大于本项目三角形基坑的范围，这表明本项目中的三角形基坑与常规矩形基坑相比，具有更强的抵抗变形的能力。

图11 墙后地表沉降最大值与开挖深度的关系以及与相关文献两者经验关系曲线的比较

5 结 论

本文综合运用现场实测和数值模拟两种方法，对沿海地区三角形深大基坑围护结构和周围地层的变形特征进行了研究，得出以下结论：

(1)本文建立的三维有限元模型可以很好地预测基坑开挖过程中围护结构和周围地层的变形。现场实测和数值模拟均表明地下连续墙侧向位移和墙后地表沉降均随开挖深度的增加而增加。

(2)地下连续墙侧向位移和墙后地表沉降表现出显著的空间特性，在三角形长边中点处变形达到最大值；在基坑角点附近的变形相对较小。角点角度越小，测点距角点越近，则变形越小。

(3)三角形基坑与常规矩形基坑相比，在开挖各个阶段地下连续墙侧向位移最大值、墙后地表最大沉降与开挖深度的比值范围均较小，这表明本项目三角形基坑具有较好的抵抗变形能力。