分类：建筑论文 时间：2022-01-05 热度：702
摘 要：为了更深入地了解软土深开挖引起地铁车站深基坑工程围护结构及邻近建筑的变形特性，结合深厚软黏土地区某个地铁车站深基坑工程进行了系统性监测及结果分析。结果分析表明：地连墙成槽会引起邻近土体侧向位移，最大土体侧向位移值占基坑开挖期间土体侧向位移值 20%左右;土体开挖期间南侧(桩基础建筑一侧)、北侧(浅基础建筑一侧)围护结构邻近土体最大侧向位移平均值分别为 0.091% He和 0.120% He;y/He值(y 为垂直连续墙方向上与连续墙的距离，He为开挖深度)小于 0.92 时，基坑开挖引起土体沉降值及沉降差较大;地表变形与浅基础变形较为接近，桩基础建筑变形值明显小于浅基础建筑变形值且嵌岩桩基础建筑变形值最小;邻近浅基础建筑及桩基础建筑均受到空间效应影响，在 x/He值(x 为平行连续墙方向上与端部的距离)小于 1.5 时，空间效应较为明显，x/He值大于 2.0 时，邻近建筑及围护结构邻近土体变形接近平面应变状态。
关 键 词：地铁车站;深基坑;建筑;沉降;空间效应
1 引 言
随着我国地下空间开发的不断深入，作为地下空间开发重点的城市轨道交通建设方兴未艾。据统计，目前我国已有 60 余座城市的城轨线网获得了审批，规划线路达到 7 000 余公里，杭州作为 2022 年亚运会举办城市，城市轨道交通更是发展迅速，到亚运前，杭州将开通 10 条地铁线路且地铁里程达到 400 km 以上。作为轨道交通重点的地铁车站深基坑工程，将遇到越来越多的工程难题和受到学者们的关注，主要体现在：①部分地铁换乘点达到 3 条甚至 4 条线路同时汇集，因此，地铁车站基坑开挖深度不断增大，30 m 以上深度的地铁车站深基坑工程不断涌现;②地铁车站往往设置在城市繁华地带，城市密集区各种设施鳞次栉比，深基坑变形引起的既有设施的变形问题越来越凸显。基坑设计也转向变形控制设计，该设计方法需要对地铁基坑的围护结构变形以及邻近设施变形的认识更加透彻。在杭州、上海等东南沿海地区，地表以下分布着深厚软黏土层，对地铁深基坑工程的实践提出了更严峻的考验。
对于深基坑开挖对邻近设施的影响，基本遵循如下规律：①基坑开挖导致围护结构两侧土压力的不平衡，进而造成围护结构变形;②围护结构变形导致邻近土体位移场变化;③土体位移场作用下邻近设施产生附加变形及附加内力。郑刚等[1]结合前人研究成果系统性地提出了不同围护结构模式作用下的邻近土体位移场规律。袁静[2]、郑刚[3]、陈昆[4]、李忠超[5]、丁智[6]等结合软土地区基坑安全特性及变形问题进行了深入探讨，同时提出了软土地区邻近土体的变形预测方法。张治国[7]和王卫东[8]等结合上海地区工程特点，分析了深基坑开挖对邻近浅基础沉降的影响规律并给出了沉降预测方法。对于桩基础建筑变形预测，张爱军等[9]提出两阶段分析法，该方法首先根据影像源法计算由于基坑开挖地层损失引起的坑外土体位移场，并推导基坑开挖对临近桩基侧向响应影响的数学解析解矩阵表达式。 Poulos等[10]采用三维有限元法分析了桩基与基坑间距、桩基刚度、桩基竖向荷载和约束条件等因素对桩身附加弯矩、位移的影响，并进行了影响因素评价分析。梁发云等[11]研究了基坑开挖引起土体位移场对邻近既有桩基承载性状的影响，并提出了上海发生的某小高层楼房整体倒覆事故的一种可能原因。对于地铁深基坑工程，由于其特殊的形状，其变形特性与普通基坑变形特性有所不同，任小峰[12]、程琪[13]、郑俊杰[14]、李卓峰[15]等结合各自地区的地铁车站深基坑工程对其变形特性及影响因素进行了深入研究。对于基坑的变形特性，研究表明，其变形受到空间效应的影响，Lee 等[16]通过数值模拟及现场实测数据分析了基坑工程空间效应的主要影响因素。Finno[17]和 Roboski[18]等结合大量的数值模型分析结果给出了由平面应变状态下土体的位移推测三维条件下基坑不同位置处土体位移的经验公式。张伏光等[19]通过离散元模拟基坑开挖过程中结构性与卸荷形式对坑周土体宏微观力学特性的影响。魏刚[20]收集国内大量工程实例，分析基坑对下方隧道的影响。
为了更好地实践基坑工程变形控制设计理念，对于城市密集区域深基坑围护结构及邻近建筑变形问题还需进一步研究，主要包括：①软土地区地铁车站围护墙往往采用地下连续墙，连续墙成墙期间邻近土体变形规律;②地铁深基坑工程围护结构及邻近土体变形的相关性;③围护结构、邻近土体以及邻近不同类型建筑变形的空间效应特性;④邻近桩基础建筑(嵌岩桩、摩擦桩)变形特性，以及围护结构-土体-桩基共同作用下的围护结构及土体变形规律。本文结合杭州城市密集区域某地铁车站深基坑工程对上述问题进行了探讨，为类似地铁车站深基坑工程提供指导。
2 工程及地质概况
该地铁站为地下三层双柱三跨岛式车站，为地铁换乘站，主体结构采用地下连续墙作为基坑围护结构、止水帷幕及使用期的地下车站结构外墙。二墙合一的地下墙结构满足承受施工及正常使用状态下的荷载作用的要求，满足基坑和车站隔水防渗要求，连续墙厚度为 1.0 m。车站长宽为 137.8 m× 22.1 m，车站采用半盖挖顺作法施工，在开挖至 2.6 m 深度时进行部分顶板浇筑，顶板另一端与混凝土内支撑连接，顶板浇筑完成后进行覆土回填并恢复道路，上覆土层厚度约 2.23 m，其余同顺作法施工。主体基坑标准段开挖深度为 24.78 m，地下连续墙深度为 41.88 m;端头井基坑开挖深度为 26.38 m，地下连续墙深度为 43.88 m。基坑内部设置两排抗浮桩，采用为 Ф1 200 mm 钻孔灌注桩，桩长在底板以下 18 m。内支撑采用混凝土支撑和钢支撑结合的型式。
2.1 工程地质情况
拟建场地为第四系地层，场地土种类较多，有填土、黏性土、砂性土、粉性土等;场区分布有第四系孔隙潜水、承压水，按《岩土工程勘察规范》[21] (GB 50021-2001)规定，本场地属中等复杂场地，土体物理力学参数如表 1 所示，黏聚力及内摩擦角通过固结快剪获得，土体不排水抗剪强度采用经验取值方法获得[22]。基坑底板主要位于⑤2粉质黏土层中，连续墙端部主要位于(22)2强风化泥质粉砂岩中。
土层中主要包含孔隙性潜水以及承压水，浅部地下水属孔隙性潜水类型，主要赋存于上部①层填土、②2 层黏质粉土中，补给来源主要为大气降水及地表水，地下水位随季节性变化，勘探期间测得水位埋深为 1.90～2.50 m，在基坑开挖过程中水位略有下降，在开挖至基底时水位下降 3.2 m，根据杭州市类似工程经验及场地环境，结合本工程场地环境，地下潜水流速较小。
承压水含水层主要分布于(12)3层砾砂中，层厚为 0.90～1.20 m。含水层厚度较小，水量一般。隔水层为上部的淤泥质土和黏性土层(④、⑤、⑦、 ⑧、⑨)，承压含水层顶板埋深为 39.40～40.00 m。承压水对工程影响较小。
2.2 工程周边建筑情况
该地铁车站周围建筑较为密集，主要以商用建筑和住宅小区为主，建筑物与基坑相对位置关系如图 1 所示。建筑物与该地铁车站较近，建筑 A 距离连续墙外墙最近 5.6 m;建筑 B 距离连续墙外墙最近 2.6 m;建筑 L 距离连续墙外墙最近距离约 4.8 m;建筑 Z 距离连续墙外墙最近距离约 8.1 m。总体上，车站北侧主要为浅基础建筑;南侧主要为桩基础建筑，建筑物 Z 为钻孔灌注桩基础，桩长达到 47 m，为嵌岩桩基础，桩端持力层为中风化泥质粉砂岩;建筑物 L 为预制桩基础建筑，桩端为⑤2 粉质黏土层，为摩擦桩基础。邻近建筑物的位置、建筑层数、基础形式等详细信息见表 2。
3 地铁车站深基坑施工工序及现场监测
3.1 地下连续墙施工顺序
导墙—成槽和泥浆护壁—下马蹄形锁口、钢筋笼—插入导管—浇灌混凝土—拔马蹄形锁口—下一幅槽段循环，成槽过程中采用泥浆护壁的作业方式以避免连续墙塌孔，连续墙成槽宽度为 1.0 m。
3.2 土体开挖顺序
基坑开挖遵循限时支撑、先撑后挖，分层分段、对称、平衡、留土护壁，严禁超挖的原则。基坑截面共架设八道支撑，水平间距约 3 m 间隔布置，基坑围护结构典型剖面如图 2 所示。在施工过程中按照设计要求对钢支撑施加预应力，基坑标准段自上而下五道钢支撑预加轴力值分别为 350、300、250、 700、450 kN。
3.3 现场监测
为了指导施工，该地铁车站进行了系统性监测，主要相关监测项目为：墙顶水平位移、墙顶竖向位移、墙体侧向变形、地表沉降、地下水位、建筑沉降 / 倾 斜 / 裂缝。主要测试仪器包括：水准仪 DSZ2+FS1，读数精度±0.7 mm/km;全站仪，读数精度±1″，±2 mm+2×106 D(D 为测量的距离，因此后面一项是与距离有关的误差。);测斜仪，读数精度±0.02 mm/0.5 m;水位计，读数精度±1 mm，土体测斜位移采用墙顶处全站仪读数作为基准。
3.4 基坑开挖引起的邻近建筑变形机制
基坑开挖会造成邻近土体的变形，在土体位移场作用下邻近设施会产生附加内力及变形，围护结构与邻近浅基础建筑、桩基础建筑结构相互作用如图 2 所示。当围护结构周围存在桩基础时，土体位移场规律较为复杂，涉及到复杂的围护结构-土体受荷桩基相互作用问题：一方面，桩基础将上部荷载传递至土体中，进而增加了围护结构主动区土压力;另一方面，受荷桩基会阻碍主动区土体位移，形成加筋效应[23]，限制邻近土体位移。
4 结果分析
4.1 地下连续墙成槽期间土体侧向位移
基坑开挖导致临近建筑的变形，主要影响因素包括：①围护墙(桩)施工;②基坑内部土体开挖; ③后期土体蠕变及围护刚度减小;④基坑开挖降水引起邻近土体固结沉降[24]。Finno 等[25]结合芝加哥地区一地铁车站深基坑，对不同阶段施工阶段邻近建筑物的侧向位移进行了监测，监测表明，邻近建筑物最终侧向位移为 40 mm，10 mm 发生在围护桩施工过程中，18 mm 发生在土体开挖过程中，12 mm 发生在隧道施工以及车站改造过程中，该位移值主要是由于土体蠕变和围护系统刚度减少导致。软黏土地区连续墙施工期间往往采用泥浆护壁方式进行成槽，本工程泥浆高度在地表以下 1.0 m，由于水土压力的不平衡，连续墙成槽期间不可避免地会产生侧向位移。在连续墙成槽期间，土体会产生侧向位移，土体位移均向连续墙槽内部移动，为了方便对比，取成槽期间土体位移绝对值进行对比分析。从图 3 可以看出，土体侧向位移在地表处较小，对应北侧和南侧土体位移，在地表以下 5.0 m 以及 9.5 m 附近处达到最大值，最大土体侧向位移值分别为 8.15 mm 和 10.26 mm，当深度大于 18.0 m 时土体侧向位移接近为 0。可见，连续墙成槽主要对上部 18.0 m 深度以内土体侧向位移产生影响，最大侧向位移值分别占基坑开挖期间侧向位移值的 24.3%和 17.4%，结合图 2 地质剖面可以看出，④1 及④2淤泥质土中土体侧向位移值较大。为了更加精确地分析基坑开挖对邻近土体及设施的影响，需要考虑连续墙成槽时邻近土体的变形值及土体变形范围。
4.2 土体开挖时围护墙邻近土体侧向位移
图 4 给出了对应图 1 所示基坑南侧(CX4)及北侧(CX3)不同开挖深度下土体侧向位移值，土体向北侧移动为正，向南侧移动为负。可以看出，基坑两侧土体侧向位移值变化趋势较为接近，在地表处及连续墙端部处侧向位移值较小，在中部附近处侧向位移值较大。随着开挖深度的增大，土体侧向位移值呈不断增大的趋势，在最终开挖深度时，地表以下 19.0 m 深度附近处土体侧向位移值达到最大值。对于嵌入围护墙结构，邻近土体位移主要由围护结构变形引起，因此，对于变形控制较为严格的一级基坑，北京、深圳、湖北、浙江等地方深基坑支护技术规程[2629]对围护结构侧向位移值作了明确规定，其对侧向位移值控制值分别为 0.2% He、0.2% He与 30 mm 较小值、30 mm、0.2%～0.5% He(周围环境复杂时取低值)。同时对比最终开挖深度下的连续墙位移值与邻近土体侧向位移值分析发现，连续墙侧向位移值略大于土体侧向位移值，在地表以下 20 m 深度附近相差较大，最大相差值分别为 2.6、3.4 mm，主要是由于测斜管自身刚度了限制了土体侧向位移值。由于受到开挖顺序、支撑预应力值、土层分布、连续墙深度等多种因素影响，土体侧向位移值往往具有较大的离散性。图 5 给出了该地铁深基坑在开挖至基底时不同位置处邻近土体最大侧向位移值分布。
从图 5 可以看出，围护结构邻近土体最大侧向位移值呈现出一定的空间效应，但呈现出一定的离散性，在端头井附近处，虽然开挖深度较大，土体最大侧向位移值相对较小，端头井处土体侧向位移值变化范围为 0.047%He～0.138%He，平均值为 0.068% He，远小于规范规定的变形控制值。可见，由于端部围护结构变形的空间效应作用，土体位移值较小。最大土体侧向位移值位于基坑北侧中间附近处，最大土体侧向位移值为 0.233%He。李大鹏等[30]分析了空间效应机制并对土应力进行了研究，认为在坑角附近处，土拱效应的屏蔽作用导致土压力的减小，进而导致围护结构及邻近土体变形减小。可见，对于地铁深基坑狭长型的平面尺寸，虽然端头井处开挖深度较大，但其变形值相对较小，而对于中间标准段连续墙的侧向位移控制为围护结构变形控制的重点。
为了更好地对杭州等深厚软黏土地区围护结构邻近土体侧向位移进行分析，将现场试验结果与 Clough 等[31]给出的极限侧向位移与 FOS 的关系曲线进行了对比分析，如图 6 所示( hm 为最大土体侧向位移值)，FOS 计算公式为
4.3 基坑邻近土体沉降
从 4.2 节统计结果可以看出，基坑邻近土体侧向位移值受到邻近建筑类型的影响。图 7 给出了基坑两侧地表沉降沿垂直于连续墙方向上的沉降变化趋势，可以看出，基坑两侧土体沉降呈现出显著的凹槽型变化趋势。从图 7 可以看出，基坑两侧土体沉降值变化趋势较为接近，在距离围护结构约 0.38He(9.0 m)时土体沉降值达到最大值，超出 0.92He(22.0 m)时土体变化较为平缓。Hsieh 等[35] 将基坑开挖引起周围土体沉降区域分成两部分：主影响区域和次影响区域，中间对应一临界值 y/He，当y/He小于该临界值时土体沉降值较大且沉降变化明显，当 y/He大于该临界值时，土体沉降值较小且沉降变化缓慢。该实测结果发现，在 y/He值大于 0.92 (距离围护结构 22.78 m)时，北侧土体沉降差变化较小，但沉降值仍然较大。在 y/He值大于 2.0(距离围护结构 49.56 m)时，南北两侧土体沉降近似为 0。结合图 7 分析结果发现，基坑北侧土体沉降值明显大于基坑南侧土体沉降值，距离围护结构 9.0 m 位置处两侧基坑地表沉降值均达到最大值，主要影响区域内，北侧地表沉降平均值为 69.8 mm，南侧地表沉降平均值为 32.0 mm，北侧最大地表沉降值达到南侧地表沉降值的 2.18 倍，可见，桩基础存在时，其对邻近地表土体沉降的影响远大于其对围护结构邻近土体侧向位移的影响。
4.4 基坑邻近浅基础建筑沉降
图 8 给出了车站基坑北侧浅基础建筑 A、B、C、 D 的沉降与地表沉降的相关关系，建筑沉降监测点位于靠近基坑长边中心处附近以避免基坑空间效应的影响，北侧地表沉降呈现出三折线变化趋势，北侧建筑主要为浅基础建筑，基础形式如表 2 所示。从图 8 可以看出，北侧浅基础建筑沉降与地表沉降变化趋势较为一致且地表沉降值略大于建筑沉降值。王卫东等[8]认为可以将地表沉降作为建筑沉降的预测方法，一方面，建筑物自身刚度具有抵抗变形的能力;另一方面，建筑物在自重作用下，土体实际沉降略大于自由地表的沉降，两种因素综合作用下可以认为建筑沉降接近地表沉降。从该深基坑工程建筑物的沉降值统计分析可以看出，在主要影响区域内地表沉降平均值为 68.2 mm，建筑沉降平均值在 83.0 mm，地表及建筑沉降值分别达到北侧围护墙侧向位移值的 2.37 倍、2.88 倍，Mana 等[36] 建议的 vm =0.5 hm ～1.0 hm ( vm 为最大土体沉降值)以及 Wang 等[37]建议的 vm =0.2 hm ～0.6 hm 。对于该地铁车站深基坑，工期较长、土体蠕变、地表汽车动荷载以及水位的下降可能为地表沉降值较大的原因。在 15～20 m(0.625 He～0.833 He)范围内建筑及地表差异沉降较大，应充分重视该区域地表差异沉降对建筑结构安全的影响。
4.5 不同类型建筑沉降随时间变化曲线
基坑邻近建筑变形值受建筑基础类型影响较大，分别选取浅基础建筑 A、摩擦桩基础建筑 L 以及嵌岩桩基础建筑 Z 进行分析。从图 9 可以看出，随着开挖的进行，浅基础建筑 A、桩基础建筑 L、桩基础建筑 Z 沉降值均呈不断增大的趋势，在开挖至 120 d 左右时进行底板浇筑。总体上，北侧浅基础建筑变形值显著大于南侧桩基础建筑变形值，摩擦桩基础建筑沉降值显著大于嵌岩桩基础建筑。对于浅基础建筑，四角监测点 M78、M79、M80、M81 的沉降值分别为 86.9、89.7、66.2、77.9 mm;对于摩擦桩基础建筑，四角监测点 M6、M10、M12、 M17 的沉降值分别为 13.0、27.6、17.5、14.6 mm;对于端承桩基础建筑，四角监测点 M23、M25、M28、 M30 分别为 6.02、3.69、5.20、3.89 mm。端承桩基础建筑沉降值相对较小且该建筑监测期间正在营业，导致建筑沉降值有一定的波动。结合监测点对应位置可看出，靠近基坑长边中心处的建筑沉降值大于围护结构角落处建筑沉降值，同时，由于桩基的屏蔽作用，靠近基坑一侧建筑沉降值显著大于远离基坑一侧建筑沉降值。
4.6 连续墙位移以及邻近建筑沉降的空间效应
支撑结构的类型、支撑结构竖向和横向间距、支撑结构是否预加荷载等因素均能影响基坑变形的三维效应。
5 结 论
(1)连续墙成槽时邻近土体会产生一定的侧向位移，受影响土体主要在地表以下 18.0 m 深度范围内，监测点处最大侧向位移值分别占基坑开挖期间侧向位移值的 24.3%和 17.4%。
(2)邻近建筑类型对围护结构邻近土体最大侧向位移值产生一定的影响，浅基础一侧围护结构邻近土体平均侧向位移值为 0.120%He;桩基础一侧围护结构邻近土体平均侧向位移值为 0.091%He，桩基础的存在限制了围护结构邻近土体侧向位移。
(3)在 y/He >0.92 时，北侧土体沉降差变化较小，北侧最大地表沉降值达到南侧地表沉降值的 2.18 倍，桩基础对土体沉降的影响远大于其对围护结构邻近土体侧向位移值的影响。
(4)浅基础建筑沉降值及变化趋势与地表沉降较为一致，桩基础建筑的沉降远小于浅基础建筑沉降，嵌岩桩基础建筑沉降小于摩擦桩基础建筑。
(5)受土体位移场影响，邻近浅基础及桩基础建筑沉降均受到基坑变形空间效应的影响，在 x/He <1.5 时建筑差异沉降较为明显;在 x/He值达到 2.0 以上时，建筑沉降及围护结构邻近土体侧向位移接近平面应变状态。——论文作者：刘念武 1, 2, 3，陈奕天 1 ，龚晓南 2 ，俞济涛 3
