上海中山医院基坑逆作法施工时间效应分析

王国粹，梁志荣，魏 详

（现代设计集团上海申元岩土工程有限公司，上海 200040）

1 引言

随着城市地下空间的大规模开发，位于城市中的深基坑越来越多，在基坑的设计和施工中需要考虑更加复杂的环境因素。为控制围护结构以及周围土体的变形、保护周边环境，两墙合一的逆作法得到了广泛应用。该方法将围护结构与主体结构相结合，利用地下室外墙兼做围护结构，利用地下室梁板结构兼做内支撑体系，由于梁板系统刚度较高且无需另设内支撑，逆作法不仅节约了工程造价，还提高了基坑的安全性，降低了基坑开挖对周边环境的影响。

对于上海等软土层分布广泛的地区，土体强度低、含水量高，有很大的流变性[1]，土体变形和内力都随时间而变化。而逆作法施工工序较为复杂，土体开挖与地下结构施工交替进行，延长了基坑开挖的工期。基坑开挖中土体卸载和暴露时间的增加意味着软土流变变形的积累，因此，对于软地区逆作法基坑的设计计算需要重点考虑基坑开挖的时间效应。目前，对基坑开挖时间效应的研究成果较多，一些学者考虑土体流变和固结本构模型，对顺做法基坑的时间效应进行了数值模拟和工程实测研究[2-3]。对逆作法施工的研究多为工程实践和施工方法研究[4]，有关逆作法基坑的时间效应的分析大多缺少与现场实测结果的对比验证。本文结合上海中山医院工程，采用土体流变模型模拟上海软土中逆作法基坑时间效应，并与实测数据进行了比较和分析，为研究逆作法基坑周边环境影响和围护结构变形等提供了参考。

2 工程概况

中山医院项目位于上海市徐汇区清真路以南、小木桥路以西、斜土路以北、枫林路以东。整个基坑开挖面积22 278 m2，周长736 m，普遍开挖深度为15.5 m。本项目周边环境图如图1所示，基坑四周被市政主干道和既有建筑包围，周边以道路及地下管线为主、局部距离保留建筑非常近，环境保护要求非常高。

图1 基坑周边环境示意图Fig.1 Plane view of foundation pit

考虑本基坑开挖深度和环境要求，采用两墙合一逆作法方案，地下连续墙厚度为800 mm，长度为33 m；利用刚度较大的地下室梁板作为水平支撑，首层及地下各层梁板面标高分别为：-0.050、-5.500、-9.900，底板面标高为-14.250。支撑体系刚度较大，能够承担基坑挖土时通过地下连续墙传递来的水平向水土压力。各层梁板局部缺失区域采用临时钢筋混凝土支撑，以加强梁板作为水平支撑的刚度。逆作施工阶段顶层结构梁板需承受车辆荷载和施工堆载的区域，进行了局部加强处理。

本工程采用钢管混凝土柱作为立柱，待逆作施工完成后，主楼区域钢管砼柱外包钢筋混凝土形成劲性柱。其余区域除地下一层钢管柱外包钢筋混凝土作为柱的转换层，地下二层及地下三层钢管柱同时作为地下室结构的永久使用柱。结构永久受力要求，考虑采用Φ500 mm×12 m钢管混凝土柱，立柱桩采用Φ700 mm钻孔灌注桩，顶部5 m扩径至800 mm，钢管插入钻孔灌注桩3 m。

图2 基坑开挖剖面图Fig.2 Cross section of excavation

本项目基坑南侧共布设4个测斜点，如图1所示，至监测工作结束，该侧所有测斜管均保持正常工作，得到完整的监测数据。因此本基坑关于围护墙体的实测位移均采用南侧4个测斜孔的平均值，分析计算同样采用本侧土层分布。

3 工程地质条件

本工程位于长江三角洲入海口东南前缘，其地貌类型属于典型的上海地区四大地貌单元中的滨海平原类型。场地内第③、④层属于具有含水量高、孔隙比大、压缩模量小等特性的软弱土层。呈饱和、流塑状态，这层土抗剪强度低，灵敏度高，具有触变性和流变性特点，是上海地区最为软弱的土层；同时也是导致基坑围护体变形、内力增大的土层。

第③、④层软土在本场地内厚度近10 m，在基坑围护结构设计和施工中，应注意这两层土对基坑开挖的影响，尽量避免对主动区土体的扰动；并采取适当、合理的措施对被动区土体进行加固，控制围护结构体的变形在允许的范围之内。

4 考虑土体流变的有限元模型建立

4.1 模型尺寸以及网格划分

采用平面有限元对本项目基坑围护变形以及时间对其影响进行分析。分析模型的水平方向为X 向，竖直方向为Y 向。考虑一定的开挖影响范围，模型水平方向总长取100 m，竖直方向则取地表以下90 m。模型左边界施加X 向位移约束，底边界施加X、Y向约束，考虑基坑的对称性，右边界施加对称约束。同时考虑20 kPa的坑边超载。本次分析模型中，土体采用三角形15节点单元进行模拟，模型以及网格划分见图3。本计算模型共有8 721个节点，划分为956个单元。

图3 有限元模型Fig.3 Sketch of FEM model

对于软土层（第③、④层）采用流变模型进行分析，其他土层采用摩尔-库仑模型进行分析；地连墙、立柱桩、梁板结构均采用梁单元模拟，采用线弹性模型进行分析；地连墙、立柱桩与土体之间设置的接触面。土体参数见表1，表中：λ、μ、κ分别为修正的压缩指数，回弹指数和蠕变指数可通过三轴试验得到：

其中，Ce、Cr、Ca分别为固结试验得到的压缩指数，回弹指数和蠕变指数。无试验数据时，可根据下列经验公式得到：

结构模型参数见表2。

4.2 模型计算过程

本次分析按照实际施工工况设置计算工况，见表3。由于在计算模型中，每一道支撑（即各层地下室梁板）需要一次性添加，无法考虑梁板结构强度增加的过程，因此，将结构施工并达到设计强度的工况划分为两个计算工况，首先添加地下室梁板，持续时间为1 d，其后仅考虑土体流变固结，持续时间根据实际添加。

表1 土体参数表Table 1 Physico-mechanical parameters of soil

表2 结构参数Table 2 Physico-mechanical parameters of structure

5 计算结果与实测分析

5.1 水平向变形

图4为不同工况下地连墙水平向位移监测值。该监测值为基坑南侧4个测点的平均值，该侧土层与有限元计算模型多采用土层相一致。本项目中地连墙的变形通过预埋在地下连续墙内的测斜孔进行监测，在地下连续墙施工到设计位置时，将PVC测斜管绑扎在钢筋笼骨架迎土面一侧，测孔深度为25 m，顶底密封。施工过程中采用HCX-2B型数显型测斜仪对围护结构内的测斜管自下而上进行测试，每隔0.5 m为一个测点，测得不同深度处的地墙倾角通过计算和换算得出基坑各深度位置处的地墙水平位移量。

表3 实际施工工况Table 3 Actual construction conditions

由图4可以看出，各工况下地墙的变形基本上呈现两头小中间大的分布模式，随着开挖深度的增加，地墙的水平向位移最大值不断增加，最大值所在位置不断下降，但位移最大值基本出现在开挖面附近。在同一开挖深度处，在开挖间歇期间（即施工底板、中楼板并达到设计值期间），最大位移也随时间的增加而增加，且最大位移发生的位置略有下降，表现出明显的时间效应。

图4 实测地连墙侧向位移Fig.4 Measured horizontal displacements of diaphragm wall

模型计算得到开挖至坑底时，土体水平向位移云图见图5，可以看出，基坑开挖引起地连墙后土体发生较大的水平向位移，位移最大值为70.15 mm，最大位移发生在开挖面附近，在地面下15 m左右。模型计算得到地连墙水平向位移以及桩身弯矩如图6、7所示，开挖至坑底以及底板达到设计强度前（工况8和9）地连墙计算位移与实测值（见图5）之比如图8所示。

图5 土体侧向位移云图Fig.5 Horizontal displacement contours of soil

图6 地连墙侧向位移计算曲线Fig.6 Calculated horizontal displacements of diaphragm wall

图7 地连墙弯矩计算曲线Fig.7 Calculated moments of diaphragm wall

图8 地连墙水平向位移计算值与实测值对比图Fig.8 Calculated vs.measured displacements of diaphragm wall

由图5～7可以看出，本模型计算的到地连墙水平向位移与实测值在量级和变化趋势上较为一致，且弯矩也随开挖深度的增加和持续时间的增加而增加，同时弯矩最大值所在位置也随之下降。也体现了基坑开挖的时间效应。由图8可以看出，基坑开挖到底时，计算得到的桩身位移最大值与最大值所在位置均与监测值较为吻合。

每个间隔工况（即施工底板并达到设计值工况）持续时间以及围护墙最大水平位移的监测值和计算值见表4。可以看出间隔工况产生的地连墙最大水平向位移（即土体流变引起的位移）与其持续时间和开挖工况的位移水平有关，其值随时间的增加以及开挖工况位移的增加而增大，同时，间隔工况侧移的增加速率也随着开挖工况位移的增加而增大。

表4 开挖间隔工况围护墙最大水平位移增量Table 4 Maximum horizontal displacement increment of interval condition

5.2 竖向变形

本基坑四周沿垂直围护结构方向布置一组地表断面沉降观测点，每组5个测点，测点间距2.5 m。共布设6组30个测点，坑边监测点（J1-J6）。采用苏光水准仪配合精密铟钢水准尺，按国家二等水准要求观测。以附合或闭合路线在水准路线上联测各监测点，以水准控制点为基准，测算出各监测点标高。土体最终沉降值见表5，可以看出在距离坑边10 m区域，各断面沉降均达到最大值，坑边10 m以外的土体沉降有所减小。在现有实测数据中，J1和J2组数据中在，均在距离坑边7.5 m处出现沉降减小的情况，这可能是因为该侧基坑周边存在建筑和其他环境因素的影响或由于该侧土层分布的影响。

表5 坑边土体最终沉降监测值Table 5 Final settlements of soil outside pit

开挖至坑底时，土体竖向位移云图如图9所示，可以看出，基坑开挖到底时，基坑底部产生隆起，坑边产生沉降。坑底隆起最大值约为68.6 mm，坑边沉降最大值为14.19 mm。

图9 土体竖向位移云图Fig.9 Vertical displacement contours of soil

各测点沉降平均值与沉降计算对比曲线见图10，可看出计算得到坑边土体沉降趋势实测平均沉降值较为符合。计算得到坑边土体沉降仅在坑边一定区域内发生，最终沉降的最大值处距离地连墙约10 m左右，这也与实测值相吻合。随着到地连墙距离的增加，坑边土体沉降迅速减小，到离地连墙距离在40 m（约为2.5倍开挖深度）以外时，基坑开挖影响不大，这与已有的研究结果是一致的[3]。

图10 坑外土体沉降计算值与实测值对比图Fig.10 Calculated vs.measured settlements of soil outside pit

图11为各工况坑边土体沉降曲线，可以看出随着开挖深度的增加和间隔时间的增加，坑边土体沉降量和沉降范围也持续增加。表现出与围护结构水平向变形类似的时间效应。说明土体中应力和变形并不是一次性释放的，而是随着时间的增加而逐渐释放。

5.3 开挖过程的时间效应

本项目实际施工中，由于外部因素和分块挖土以及结构施工原因造成各挖土间隔工况持续时间不一致，从而引起各工况下围护变形有所差别。为研究不同开挖方案的时间效应，采用两个对比开挖方案与实际开挖方案进行对比分析。对比方案1每次开挖以及间隔时间均相等，总时长为140 d，约为实际开挖方案总时长的45%。对比方案2总时长与实际开挖方案一致，仅将工况3与工况7的持续时间对调。3种开挖方案工况见表6。

图11 坑外土体沉降计算值Fig.11 Calculated settlement of soil outside pit

表6 不同开挖方案计算工况Table 6 Actual construction conditions for different excavation scheme

不同挖土方案引起的地连墙最大水平向位移随时间变化曲线见图12。可以看出，基于实际挖土方案的模型计算结果与实际值最为接近，地连墙最终位移约为71.1 mm。对比方案1地连墙最终位移约为57.5 mm，比实际方案减小约19%，表明合理的控制施工速度，可有效的控制基坑变形，减小基坑对周边环境的影响。对比方案2地连墙最终位移约为87.9 mm，比实际工况增加约23%，表明相同的时间间隔作用下，开挖深度越深，基坑产生的变形越大，因此若有外部因素导致基坑开挖过程中停工，应尽量减小停工期间基坑的开挖深度，并及时设置支撑。

图12 地连墙最大侧移随时间变化曲线Fig.12 Maximum horizontal displacement of diaphragm walls with time

6 结论

以上海中山医院基坑为例，考虑软土的流变特性对逆作法基坑进行有限元分析，并与基坑监测结果进行对比验证，得到以下结论：

（1）对于面积较大的逆作法基坑，由于土体分区开挖以及结构施工周期较长，考虑基坑开挖的时间效应对围护变形以及周边环境的影响十分必要。

（2）采用流变模型可较好的反映软土地区基坑开挖过程中的时间效应，模拟基坑开挖以及结构施工过程中土体和围护桩基的变形和内力分布，为实际基坑围护设计和施工提供参考。

（3）挖土间隔期间，土体流变引起的围护结构侧移和周边土体沉降随时间增加而增加，且变形速率随开挖深度的增加而增大，因此，应合理控制施工速率，尽量减小施工间隔，尤其是开挖深度较深时的施工间隔。

[1]刘建航，侯学渊.基坑工程手册[M].北京:中国建筑工业出版社，1997.

[2]陈乐意，周立，吴兵.考虑时间效应的基坑变形数值分析[J].南昌航空大学学报:自然科学版，2013，27(3):87-92.CHEN Le-yi，ZHOU Li，WU Bing.Numerical analysis of deformation of foundation excavation considering influences of time-effect[J].Journal of Nanchang Hangkong University:Natural Sciences，2013，27(3):87-92.

[3]应宏伟，谢康和，潘秋元，等.软黏土深基坑开挖时间效应的有限元分析[J].计算力学学报，2000，17(3):349-354.YING Hong-wei，XIE Kang-he，PAN Qiu-yuan，et al.FEM analysis of time-effects of deep excavations in soft clay[J].Chinese Journal of Computational Mechanics，2000，17(3):349-354.

[4]王卫东，王建华.深基坑支护结构与主体结构相结合的设计、分析与实例[M].北京:中国建筑工业出版社，2007.

[5]李琳，杨敏，熊巨华.软土地区深基坑变形特性分析[J].土木工程学报，2007，40(4):66-72.LI Lin，YANG Min，XIONG Ju-hua.Analysis of the deformation characteristics of deep excavations in soft clay[J].China Civil Engineering Journal，2007，40(4):66-72.