基坑开挖对坑内工程桩影响的实测及有限元分析

郑 刚 ，张立明，王 琦，刘庆晨

(1. 天津大学建筑工程学院，天津 300072；2. 滨海土木工程结构与安全教育部重点实验室(天津大学)，天津 300072)

城市中进行深基坑开挖、基坑降水及开挖卸荷会对临近建筑物桩基以及坑内工程桩产生不良影响，很多学者对基坑开挖导致临近建筑物桩基础的影响做过研究，得出了很多有意义的结论[1-3]．

然而基坑降水及开挖对坑内工程桩的影响也不可忽视，由于开挖导致工程桩桩身出现拉力甚至导致工程桩被拉断的情况国内外均有学者报道．

文献[4]报道了名古屋地铁的一个既有隧道及 3层地下商场下修建新的地铁隧道，首先把拟建隧道上方的既有隧道和商场采用桩进行托换，然后在其下直接开挖新建隧道．托换范围内地基土开挖后，地下结构荷载逐渐转移至托换桩，但随着开挖深度的增加(最大开挖深度 22.75,m)，在桩身下部出现了很大的拉应力，且该拉应力随开挖深度的增加而增加．该文献作者分析其原因为桩身下部因土回弹对桩身上部产生上拔作用而使桩身受拉．

文献[5]报道了上海某工程基坑开挖 13,m，工程桩有效桩长 37,m，钢筋笼长 13,m，基坑开挖完毕后发现 30%工程桩在钢筋笼底处断裂．文献[6]报道了厦门市某工程也出现了由于基坑开挖导致大量工程桩被拉断的事故．

文献[7]采用轴对称有限元模型，对常规试桩法、套管试桩法和坑底试桩 3种不同试桩方法进行了模拟．与常规试桩法和套管试桩法中的基坑底以下相同桩长的桩相比，超深开挖产生的影响效应使桩的极限承载力降低，竖向刚度减小，相同荷载下沉降加大，且其沉降中桩整体刺入所占的比例显著大于其他两者．

文献[8]研究了不同开挖深度对坑内工程桩的影响，得出了基坑开挖对桩周侧摩阻力的分布、基桩刚度与承载力的影响，并认为采用覆土条件下的基桩承载力与刚度值是偏于不安全的．

本文结合天津站后广场一标段逆作法基坑工程实测，采用有限元方法对其进行分析，得到与实测拟合较好的结果．在此基础上对逆作法基坑开挖过程中坑内工程桩因深开挖产生的内力与变形进行了分析.

1 工程概况及监测结果

1.1 场地概况

天津站交通枢纽工程是集普速铁路改造、京津城际铁路、津秦客运专线、地铁 2号、3号、9号线和公交中心及城市地下通道为一体的大型综合型项目，第1标段为该工程后广场区域中心标段．

该场地埋深 58.3,m范围内，分布土层主要为粉质黏土、粉土和粉砂．地下水埋藏较浅，主要由大气降水补给，勘测期间地下水埋深0.5～2.9,m．

1.2 基坑工程概况

第 1标段长约 264,m，宽约 73～105,m，占地面积约 23,500,m2，为地下 3层结构，总建筑面积约70,000,m2．

第1标段结构地下1层至地下3层层高分别为7,m、6.5,m和6.7,m，结构顶板上覆土1.5,m．地连墙厚1,200,mm，北侧深 43.6,m，南侧(城际站房一侧)深48.6,m；结构顶板、中板和底板厚度分别为1,000,mm、600,mm和1,800,mm．

结构采用单桩单柱的形式，结构柱为φ1,000,mm(壁厚为 20～22,mm)钢管柱，柱内灌 C50微膨胀混凝土，纵向柱距为 9,m．工程桩分为 A、B、C 3种桩型，A 型桩直径 2,200,mm，桩长 55,m；B型桩直径2,000,mm，桩长 50,m；C 型桩直径 1,500,mm，桩长35,m(桩长均从梁底算起)，各类型桩的桩侧及桩端均进行后注浆．

1.3 施工步骤

第1标段采用盖挖逆作法施工，首先进行地连墙和结构柱施工，然后进行顶板底标高以上覆土开挖，接下来进行顶板浇筑，顶板完成后进行负一层开挖，开挖完毕后进行中板浇筑，负2层和负3层与负1层采用相同方式进行施工．

工程中采用φ400,mm 无砂混凝土管井进行降水，施工过程中根据各层开挖情况分 3段进行降水，保证地下水位在开挖面以下1～2,m．

1.4 施工监测

第1标段33轴、34轴各 7根钢管柱，每根柱各布置一监测点，钢管柱竖向位移通过静力水准仪测量．第1标段平面图及监测布点情况如图1所示．

图1 第1标段结构柱沉降监测示意Fig.1 Settlement monitor layout of columns in section one

1.5 监测结果分析

图2为33轴和34轴各结构柱竖向位移随时间变化的曲线，由图中可以观察到随着施工的进行，大多数测点整体呈上升趋势，但有个别点出现下沉现象．各结构柱测点竖向位移均呈往复式隆起，截至负3层底板浇筑完毕最大柱顶隆起值已达到33,mm；北侧边墙两测点竖向位移均在零点附近波动，且幅度较小，均不超过5,mm．

由于监测点在基坑负 1层开挖进行到一定程度时才开始布设，有部分隆起未被监测到，另外基坑降水和上部覆土回填导致中间柱沉降抵消了土体卸荷引起的隆起．基坑负 1层开挖期间，各结构柱隆起量很小，甚至部分柱出现一定量的沉降．

图2 结构柱隆起值随时间变化曲线Fig.2 Curves of column heave vs time

负2层基坑开挖期间，由于土体开挖的卸荷作用，结构柱隆起量有明显的增加．随着层板施做的逐渐完成，结构整体性不断增强，有效地约束结构柱隆起．层板浇筑到一定程度后结构柱隆起不再增加，伴随着负3层开挖前的降水，还出现了一定程度的下沉．

负3层开挖过程中，结构柱出现了较大程度的隆起，并且由于负 3层底板施做时间较长，结构柱一直呈隆起趋势．在负 3层施工后期，各结构柱还有一定程度的隆起，但隆起速率不大，这可能与该段时间负3层堆积土方出土、盆边土开挖、混凝土支撑破除以及第2标段开挖等施工因素有关．

33轴、34轴北侧边墙在整个施工过程中位移在零点附近呈波浪式变化，且变化幅度很小，不超过5,mm；南侧边墙 33轴测点破坏，仅34轴测得数据，南侧边墙竖向位移变化趋势与结构柱类似，但隆起幅度要小于结构柱，最大隆起值约为10,mm．第1标段南侧为城际站房一侧，北侧为第 4标段，当时并未开工，但北侧有较大面积的堆土，相当于很大的荷载压住北侧，故北侧边墙隆起值小于南侧．

图3为33轴、34轴在不同施工阶段的竖向位移曲线，由图中可以观察到下列情况．

(1) 坑内各结构柱均呈隆起状态，各结构柱隆起均呈现出中间大、两边小的现象，表现出了基坑坑底隆起分布及结构变形的空间效应．而基坑北边墙大部分施工阶段内均呈下沉状态，仅在负1层开挖后有小幅度隆起．

(2) 每步基坑开挖后结构柱均产生很大的隆起，至负3层开挖完毕时，33轴最大隆起值33.0,mm，34轴最大隆起32.4,mm．

从以上实测结果可看出，基坑降水及层板浇筑在总体上会导致坑底土体及结构柱的隆起回落，但由于相邻部分的降水、土方开挖及结构施做各施工步交叉进行，很难区分特定位置受特定施工内容的影响．因此，有必要开展数值分析，研究分层降水、分层开挖及分层施做地下结构过程中桩、钢管柱、地下连续墙的竖向变形规律，以及基坑隆起对桩可能引起的附加内力．

图3 不同施工阶段各结构柱隆起曲线Fig.3 Heave of columns at different construction stages

2 有限元模型

本文采用大型通用有限元软件ABAQUS进行建模和计算分析．

2.1 土体

有限元模型中土体采用修正的剑桥模型，单元类型为 8节点三维孔压单元．有限元模型中土体采用有效应力法基于总孔压进行分析，以土体有效重度加孔压的方式进行初始地应力平衡．

土层分布及参数如表1所示，各层土的修正剑桥模型参数均通过室内试验得到．现场取土最大深度为地面下 58.3,m 处，该层为表 1中土层 11．由于58.3,m以下土没有取土样，在数值计算时，地面58.3,m以下土体均按第11层参数计算．素填土层未进行力学试验，其参数选用土层2的参数．

2.2 工程桩、围护结构及结构与土界面

工程桩、结构层板和地连墙混凝土标号为 C30，在有限元模型中采用弹性模型模拟，弹性模量为3.0×104,MPa；结构柱为钢管内灌C50微膨胀混凝土，也将其简化为弹性模型，弹性模量取 3.0×104,MPa．桩和墙的单元类型为 8节点三维减缩积分单元．

表1 土层分布及物理力学参数Tab.1 Mechanical parameters of soil layers and soil distribution

地下结构与土之间的接触通过接触对实现．采用库仑摩擦模型描述接触面之间的相互作用，为了使摩擦接触分析容易收敛，对结构与土接触对采用了综合摩擦系数，根据天津地区经验及多次试算最终确定结构柱(钢管)与土接触面间的综合摩擦系数为 0.2，灌注桩、地连墙与土间综合摩擦系数为0.35．

工程中桩侧进行了后注浆，根据试桩实测，极限侧摩阻力值为 160,kPa，故计算中设置库伦摩擦极限摩阻力值为 160,kPa．根据工程桩基坑开挖深度范围内钢套管的静拔出力结合经验分析，钢管混凝土柱与土之间库伦摩擦极限摩阻力值取80,kPa．

2.3 计算工况

根据实际工程设计及施工情况，在有限元模型中考虑基坑降水、开挖和浇筑层板等过程．为简化计算过程，各次开挖不考虑分层、分段开挖，一次性将土体挖除．基坑降水通过在开挖面以下 1,m的平面上将孔压设置为零来模拟．

具体计算中各施工工况顺序及计算时间见表2．由于实际施工中情况较复杂，基坑降水、开挖及加板过程有很大交叉，表中计算时间为根据实际各施工段时间及工程量对整体时间进行分配而得．

表2 计算工况及时间Tab.2 Calculation conditions and time

2.4 有限元网格及模型尺寸

为减小计算量，取第 1标段 33轴进行计算，见图 1中虚线范围．地下结构纵向柱距为 9,m，根据对称性，取其一半4.5,m进行计算．

土体网格划分采用过渡方式，靠近基坑部分网格尺寸较小而远离基坑部分网格尺寸较大，土体模型共划分 35,618个单元，地连墙以及内部结构共划分8,862个单元．

土体有限元模型尺寸及网格如图 4(a)所示，土体中预留地连墙开槽与桩孔；地下结构有限元模型尺寸及网格如图4(b)所示，为便于分析，对结构柱下的工程桩进行编号，由北向南依次为①～⑧号．

图4 有限元模型及网格Fig.4 Finite element model and mesh

3 有限元计算结果及与实测结果对比分析

3.1 结构柱隆起与实测对比

图 5(a)为 33轴处有限元计算各结构柱及边墙竖向位移曲线．有限元计算结果表明，基坑开挖导致结构柱隆起，至负 3层开挖结束，最大柱顶隆起值超过 45,mm；层板浇筑导致结构柱下沉，每次浇筑层板引起 3～10,mm 的沉降；降水可导致结构柱下沉，但是下沉量较小，沉降值不超过2,mm．

图5 33轴柱顶隆起有限元计算值及与实测值对比Fig.5 Calculated and monitored heaves of columns in axis 33

由于实际工程监测是从负 1层已经部分开挖时开始，将各层开挖隆起计算值扣除有限元计算中负 1层开挖 50,d后柱顶隆起值，与实测柱顶隆起值对比见图5(b)．

由图5(b)可见，负1层与负2层开挖后有限元计算结果与实测值拟合较好，负3层开挖有限元计算值大于实测值，可能由于有限元计算中开挖与浇筑底板分开进行，且底板厚度大，荷载也较大，实际施工中二者交叉进行，导致计算值大于实测值，而负 1层与负2层中板厚度较小，受施工交叉的影响也较小．

实际施工中挖土顺序、坑外堆土、车辆荷载、现场环境变化、测量仪器精度及人为因素等影响也会造成计算值与实测值有些差别．但两者在总体趋势及数值上比较接近，竖向位移分布及变化趋势也较为一致，二者均呈现出中间柱隆起值大、边柱隆起值小的分布规律，说明有限元计算时所取的土体参数基本上能够反映工程实际情况．

3.2 桩身侧阻分布

33轴共 8根桩，选择其中 4根有代表性的进行分析：①号桩和⑧号桩分别位于北侧和南侧边墙附近，分别为B型和A型桩；④号桩位于基坑中部，为A型桩；⑥号桩为C型桩，位于距坑边大概1/4基坑宽度位置．

图6为不同位置处工程桩侧摩阻力分布曲线，图中以桩身侧阻向上为正，由图中可以观察到下列现象.

(1) 第 1步降水后大部分工程桩桩身上部侧阻为负值，下部侧阻为正值，但侧阻绝对值均较小．其原因是由于降水导致土体固结沉降，上部土体相对于桩向下移动，而桩随之向下移动，桩身下部桩相对于土向下移动，故出现上部为负、下部为正的侧阻分布．除第 1步降水外，其他施工过程中侧阻均呈现出上部为正，下部为负的分布形式，中性点大概位于桩身中间1/3范围内．基坑开挖后桩身侧阻整体有较大幅度的增大，加板及再次降水后侧阻略有增大，后续施工步骤中，侧阻也呈现出类似的变化规律，仅在负3层降水及开挖导致侧阻上部减小，中部增大．

基坑降水导致土体产生小幅沉降，带动上部结构柱向下移动，桩侧阻值有所增长，但基坑开挖至负3层后土体卸荷作用直接影响到工程桩，导致其上部侧阻有所减小，而中下部由于桩土相对位移增大而增大．

(2) ①号桩和⑧号桩侧阻分布形式较为相近，基本上呈上部大下部小的形式，至一定深度变为负值；④号桩和⑥号桩分布形式较相近，施工前期呈上部大下部小的形式，后期呈先随深度增大，至桩顶下 15,m左右达到最大值，后随着深度增加逐渐减小，至桩端附近转为负值．

图6 不同位置处工程桩侧摩阻力分布曲线Fig.6 Pile shaft friction of different piles at different positions

① 号桩和⑧号桩距离地下连续墙较近，即使开挖至负 3层，桩周土中仍存在较大的水平应力，加之越靠近坑底桩土相对位移也越大，导致侧阻基本上呈上部大下部小的形式；④号桩和⑥号桩位于基坑中部，受到地连墙的挤压作用相对较小，当基坑开挖到一定深度，桩顶附近桩周土的水平压力减小，其侧阻呈最大值位于桩顶下一定深度的现象．

(3) 各位置处工程桩中性点随着基坑的开挖在逐渐向下移动，至底板浇筑完毕，各位置处工程桩仅在桩端以上大概5～15,m的范围存在负摩阻力．

3.3 桩顶轴力及桩身最大拉力

图7为不同施工步工程桩桩顶轴力分布，图中轴力以正值为压力，负值为拉力，工程桩由左至右依次为①～⑧号桩．从图中可以观察到下列现象．

(1) 各施工步中，仅在覆土开挖后全部工程桩桩顶轴力为拉力，以及负1层开挖后①号桩出现很小拉力，其他各步桩顶均受压，且轴力值基本随着施工的进行逐渐增大．

(2) 负1层开挖后各桩桩顶轴力有所减小，其原因是由于开挖面距桩顶距离较大，土体回弹对上部结构柱上拔作用较大，导致位于一定深度下的桩顶轴力减小；施做负1层中板至第4步降水，各桩桩顶轴力均在增长；负 3层开挖后位于中部的桩顶轴力减小，边部桩顶轴力增大，说明负3层开挖导致了桩顶轴力重分布，上部荷载更多地传给基坑边部的工程桩；施做底板后，底板荷载大部分传给桩，导致各桩桩顶轴力均大幅增加．

(3) 施做顶板前，各桩桩顶轴力分布比较均匀，而覆土回填后各桩桩顶轴力呈中间靠左(北边墙)部分大，基坑两边部分小的分布形式．各施工步中各桩桩顶轴力呈现出③号桩最大，并向两侧递减的现象．但⑥号桩在各施工步中桩顶轴力均较小．

笔者分析其原因为桩顶轴力分布与其在基坑中所处位置以及各桩桩长和桩径有关．③号桩位于基坑北侧，由于北边墙深度较南边墙小，坑底隆起较南侧大，且③号桩为 A 型桩，桩长和桩径均较大，导致其桩顶轴力也较大；而⑥号桩位于基坑南侧，该处坑底隆起较小，且⑥号桩为 C型桩，桩长和桩径均较小，其桩顶轴力在各步中相对其他桩也较小．

图7 不同施工步工程桩桩顶轴力分布Fig.7 Axial force on the top of different piles in different construction steps

图8为各施工步中桩身最大拉力图，图中工程桩由左至右依次为①～⑧号桩，从图中可以观察到下列现象．

(1) 覆土开挖以及负 1层开挖后各施工步桩身才出现拉力，之前其他施工步并未出现拉力，且施工后期各位置处工程桩均出现了较大的拉力．基坑开挖导致桩身拉力增大，基坑降水及加板导致桩身拉力有所减小．

(2) ③号桩、④号桩和⑤号桩桩身出现的最大拉力值均较大，最大值超过 4,100,kN；而其他桩最大拉力值均较小，最大值未超过 2,700,kN．⑥号桩桩身拉力最小，最大值仅 554,kN，这与其桩身长度相对其他桩小得多是一致的．

笔者分析其原因与桩顶轴力分布类似，同时受到所处位置和桩长等因素的影响．③号桩、④号桩和⑤号桩较靠近基坑北边，且桩长桩径均较大，受到隆起作用影响较大，导致桩身拉力也较大．而⑥号桩位于基坑南边，且桩长桩径均较小，大部分桩身位于回弹区内，其桩身最大拉力较小．

(3) 底板浇筑完成后，仍有较多数量的工程桩受到较大的拉力，这些工程桩主要位于基坑中部，而基坑边部的工程桩大都已不再受拉．

图8 不同施工步工程桩最大拉力分布Fig.8 Maximum tensile force of different piles in different construction steps

3.4 结构竖向位移

图9为负2层开挖结束后结构竖向位移云图．图中可以观察到，结构柱竖向位移呈明显的中间大、边部小的分布形式，且对于单独的桩和柱来讲，最大隆起值发生在开挖面附近．

图9 负2层开挖结束后结构竖向位移云图Fig.9 Contour of vertical displacement after the excavation of the second level slab

4 结 论

通过对天津站交通枢纽工程地下换乘中心第 1标段盖挖逆作法基坑工程施工过程的的钢管柱及地下连续墙的竖向位移监测以及进行的数值模拟，得出如下结论．

(1) 盖挖逆作的深基坑工程实测表明，深开挖产生的坑底土隆起可引起显著的结构柱隆起，且结构柱隆起沿基坑宽度方向呈基坑中部柱隆起值大、边部小的分布形式．数值分析进一步表明，基坑降水及结构楼板施工可导致坑内结构柱下沉，降水分层、分段开挖、分层施工结构楼板可引起结构柱的往复上升和下沉．

(2) 基坑开挖期间在桩身上部产生向上的侧摩阻力，下部则相应产生向下的侧摩阻力．基坑中不同位置处的工程桩侧阻呈现出不同的分布形式．随着施工的进行，各工程桩中性点基本上呈现出逐渐向下移动的趋势．

(3) 结构柱的上升是由于结构柱下桩受到坑底以下土体隆起对桩产生的上拔作用引起，工程桩中由此可引起较大的拉应力．工程桩受到的拉力大小与其所处基坑中位置、桩长及施工进度有关，越靠近基坑中心，工程桩受到的拉力越大；其他条件相同时，桩越长，桩身中产生的拉力越大；基坑开挖深度越大，桩身拉力越大．

(4) 软土地区一般是先打桩、后开挖基坑，当基坑开挖深度很大、桩长也较大时，基坑坑内工程桩的桩身配筋长度、配筋量、裂缝控制均要考虑桩身可能产生的最大拉应力．

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