0.   引言

随着城市地下空间开发进程的不断推进，越来越多的深基坑工程需要在城市密集城区内施工，这将对基坑变形控制提出更高的要求^[1]。相比常规深度基坑，超深基坑开挖将伴随着更大的变形、更大的地层影响范围^[2]。目前众多学者通过理论解析^[3]、数值模拟^[4-5]和模型试验^[6-8]等手段对基坑围护结构变形特性展开了研究并取得了丰富的成果。然而鉴于深基坑工程的复杂性和综合性，基于现场观测的半理论半经验方法更具实用性和指导性^[9-10]。徐中华等^[11]统计分析了上海地区93个深度为10~20 m的基坑工程实测数据，研究表明墙体最大侧移基本分布在（0.1%~1.0%）H_e，H_e为开挖深度，且墙体最大侧移与开挖深度和墙底以上软土厚度呈正相关，与坑底抗隆起稳定系数呈负相关，与支撑系统刚度关系不大。廖少明等^[12]通过对苏州地铁车站基坑的实测分析，表明墙体最大侧移为（0.04%~ 0.40%）H_e，墙后地表沉降为（0.04%~0.27%）H_e，指出插入比或支撑系统刚度的增加对减小围护结构变形的作用有限。Tan等^[13]通过对上海大尺度深基坑与该地区其他33个基坑的施工数据进行分析比较，指出基坑平面尺寸是影响基坑开挖变形性状的关键因素，基坑尺寸越大，墙体变形和地表沉降也越大。由此可见基坑变形特性具有明显的地域性，且影响因素众多。

然而，根据文献[14]统计的近20年来上海地区592例深基坑工程数据库，超过30 m以上的深基坑仅有5例，占比不足1%，因此对于深度超过30 m超深基坑的变形特性的认识依然有限。同时，现有研究鲜有关注围护结构沿基坑边长方向的横向挠曲特征。尤其对于地下连续墙结构，由横向挠曲引起的接缝张开问题将对结构的抗渗性能造成不利影响，在工程中同样需要重点关注。此外，作为深基坑开挖的前置条件，疏干降水多采用在开挖前将坑内水位降低至最终开挖面以下的方式，即“一次性超前降水”。由于常规深度基坑的降水影响不甚显著、抑或未及时监测，“一次性超前降水”卸荷导致的挡墙先期变形往往在工程实践中被忽视。殊不知，超前降水相当于无支撑条件下的坑内侧向卸荷，对于超过一定深度的深基坑而言，其产生的先期变形是十分显著的，对于环境敏感的超深基坑工程施工安全将尤为不利。郑刚等^[15]、曾超峰等^[16]通过工程实测与数值模拟手段研究了软土基坑开挖前预降水引起的支护结构变形性状，结果表明预降水不仅会导致支护结构产生较大的初始变形，还会进一步引起周边地表和建（构）筑物沉降。

结合上海中心城区某超深基坑工程案例，基于地下连续墙侧向变形、立柱和墙顶回弹变形、坑内外水位等大量实测数据，探究上海软土地层中超深基坑在开挖和超前预降水耦合作用下地下连续墙的空间变形规律；同时，与上海其他常规深度（16~20 m）的基坑工程实测数据进行对比，考察它们的内在差异性及成因，从而发掘软土超深基坑围护结构特有的空间变形特征与规律，为今后软土超深基坑设计与施工优化提供借鉴或指导。

1.   工程概况

1.1   基坑安全等级与支护结构

本项目为上海市区某大型通道工程深基坑项目，基坑平面尺寸为74.8 m×（24.4~34.4）m，开挖深度约为31.5 m，超过一般地铁或民用基坑的开挖深度，为软土超深基坑。施工场周边环境十分复杂，分布有多处邻近建筑物及市政管线等重要设施（图 1）。按照上海市基坑工程规范^[17]，该基坑安全等级及环境保护等级均为1级。图 2为基坑剖面。

图  1  基坑平面及周边环境

Figure  1.  Site plan of excavations and surrounding environment

下载: 全尺寸图片 幻灯片

图  2  基坑典型位置A-A剖面图

Figure  2.  Typical cross section of A-A

下载: 全尺寸图片 幻灯片

基坑围护结构采用地下连续墙，厚度1.2 m，深度70 m，其中受力段为63 m，受力段以下7 m为加长段，墙底位于硬土层，用以隔离坑内外水力条件，减小坑内降水对坑外水位的影响。地下连续墙接头采用工字钢接头形式。基坑共设6道钢筋混凝土内支撑（第一~第三道支撑断面为1 m×1 m，第四道支撑断面为1.2 m×1 m，第五、六道支撑断面为1.3 m×1 m），土方分为7层开挖，除第一层悬臂开挖深度为1.3 m外，其余各层土方开挖深度为4.2，5.3，5.1，5.0，4.6，4.8 m。

1.2   地质及水文条件

根据项目地质勘察报告，拟建场地在95.0 m深度范围内，主要包括填土、粉质黏土、淤泥质黏土、黏土、粉质黏土与粉砂互层以及粉砂层（图 2）。地层中缺失上海滨海软土典型地层中的⑥硬黏土层、⑦₁砂质粉土和⑦₂砂层。图 3为场地范围内土体的基本物理学参数，坑底开挖面位于⑤_3-1粉质黏土层，开挖范围内的土层大部分均为工程性质较差的软土地层，尤其是④淤泥质黏土和⑤₁黏土层厚度较大，其压缩性高、灵敏度大，易于受到周围施工的扰动而导致土体强度降低。另外，坑底以下由于局部土层的缺失，导致坑底以下也分布有较厚的黏土层，因此，本工程地连墙深度较大，达到70 m才进入硬土层。

图  3  土层基本物理力学参数

Figure  3.  Basic physical and mechanical parameters of soil layers at site

下载: 全尺寸图片 幻灯片

此外，场地内分布有潜水和承压水，潜水水位埋深为0.5~0.7 m；⑤_3t为微承压含水层，⑧₂、⑧_2t和⑨为承压含水层并呈连通状态。根据上海地区工程经验，⑤_3t微承压含水层水位埋深在3~11 m，⑧_2t和⑨承压含水层水位埋深在3~12 m。

2.   施工工况及监测点布置

表 1为基坑实际开挖施工工况。除春节假期停工约17 d之外，其余开挖阶段均连续进行。此外，值得指出的是，基坑从基坑第一层土方开挖前开始采用真空降水对坑内进行预降水疏干，使水位降低至坑底以下1~2 m以保证土方开挖。对于⑤_3t微承压含水层，以及⑧_2t和⑨承压含水层采用管井按需降水，保证坑底土体满足抗承压水稳定性要求。

表  1  深基坑开挖工况

Table  1.  Construction process of ultra-deep excavation

工况编号	施工活动	起止时间
S1	第1层土方	2021/01/06—2021/01/16
S2	第2层土方	2021/01/17—2021/01/22
S2b	停工（春节）	2021/01/22—2021/03/09
S3	第3层土方	2021/03/09—2021/03/30
S4	第4层土方	2021/03/30—2021/04/16
S5	第5层土方	2021/04/16—2021/04/30
S6	第6层土方	2021/04/30—2021/05/12
S7	第7层土方	2021/05/12—2021/05/20
S8	底板浇筑	2021/05/20—2021/05/26

下载: 导出CSV 

| 显示表格

由于该施工场地位于上海市区，周边环境复杂，保护对象众多，因此进行了广泛地监测，监测项目包括墙体测斜、墙顶及立柱竖向变形、坑内外水位（图 4），利用这些测点得到的大量实测数据，能够充分展示超深基坑地下连续墙的空间变形性状。

图  4  地下连续墙监测布点平面图

Figure  4.  Layout of instrumentation for diaphragm wall

下载: 全尺寸图片 幻灯片

3.   基坑开挖过程的实测分析

3.1   地连墙侧向变形

（1）地连墙侧向变形随工况变化规律

图 5为测斜点CX1~CX8在各开挖阶段的侧向变形，其中横坐标δ_h表示墙体侧移，纵坐标D为地下连续墙深度。可以看出各点墙体侧移均呈“鼓腹型”变形形态，符合内支撑基坑墙体侧移曲线的一般规律。随着开挖深度的增加，墙体向坑内的最大侧移值和对应深度均不断增加：在开挖结束时，位于地下连续墙两个长边中点处的墙体（CX2，CX6）最大侧移较为接近，分别达到21.2，20.5 cm；最大侧移对应深度位于坑底开挖面以下0~3 m。同时，由于施工场地内局部土体缺失，坑底以下分布大范围的软黏土层，坑底开挖面以下深层位置的墙体位移较为显著，可延伸至坑底以下超过30 m。至硬土层后，墙体位移快速收敛。

图  5  墙体侧向变形曲线（CX1~CX8）

Figure  5.  Deflections of diaphragm wall (CX1~CX8)

下载: 全尺寸图片 幻灯片

图 6为各测点最大墙体侧移δ_hm随时间变化曲线。可以看出，在停工S2b阶段，各测点处δ_hm随着时间推进持续上升，而后达到稳定，这种发展趋势与坑内水位的逐步下降有密切联系，后文会通过坑内水位变化进行补充解释。同时，由各测点最大侧移发展变化来看，尽管在S4~S7阶段土方开挖和支撑施工速度加快更有利于控制变形，但墙体最大侧移的变化速率却相比S2，S3开挖阶段要快，但开挖至坑底完成底板浇筑，则明显放缓并逐渐稳定。其原因可归结于：①在S4~S7阶段，开挖土体主要为高压缩性饱和淤泥质黏土和黏土层，土体本身抗剪强度较低，抵抗墙体侧向变形能力差，且该类土体灵敏度高，易受扰动，进一步导致了墙体变形增加；②由于该基坑平面尺寸小，底板施工后能提供足够的横向刚度，其自重作用于坑底土体，也有利于抑制对墙体变形。

图  6  墙体最大侧移随时间及工况的变化

Figure  6.  Development of maximum wall deflections with elapsed time

下载: 全尺寸图片 幻灯片

（2）地连墙空间变形特性

地下连续墙变形的三维空间特性主要表现为坑角效应，即坑角部位附近受到边界约束而呈现出与基坑中部平面应变不同的局部受力和变形状态。研究学者^{[2, 18-20]}认为坑角效应与基坑围护结构长深比、长宽比和支护结构刚度有关。Finno等^[20]通过有限元参数化分析认为，基坑长深比相较于长宽比而言对于坑角效应的影响更为显著，当长深比大于6时，可认为基坑中部与二维平面应变状态相当。对于本工程，基坑长深比和长宽比分别为2.4，2.6，空间效应显著。图 7总结了开挖结束时，地下连续墙最大侧移δ_hm沿基坑边缘的平面分布，可以看出较小的长深比和长宽比使得基坑围护结构由中部向坑角快速收敛变形，呈现显著的坑角效应。此外，工程中通常利用坑角效应设置角部斜撑以扩大角部的空间效应，因此事实上基坑的坑角效应与角部的支撑布置密切相关。从工程实用角度，坑角效应的范围可以大致认为是角部支撑的有效作用范围。

图  7  地下连续墙最大侧向变形轮廓线

Figure  7.  Profile of maximum wall deflection

下载: 全尺寸图片 幻灯片

进一步利用墙体沿深度侧向变形实测数据，通过插值可得基坑南北两侧地墙面的变形分布云图（图 8）。为便于直观分析，取出CX1~CX3（北墙）及CX5~CX7（南墙）对应剖面的δ_h纵向分布曲线，以及深度H为10，20，31.5（H_e），45，60 m对应剖面的横向分布曲线。观察可以发现：①受基坑尺寸和坑角效应影响，δ_h由墙面中心至四边逐渐收敛，呈现显著的三维效应；②越接近开挖面，位于同一水平剖面上的墙体最大侧移δ_hm越大，由中部向坑角的变化也更显著；③南墙东侧距坑角约0.15L处存在一约171°的阴角（图 8（b）），在该阴角处墙体变形有加速收敛的趋势，因此南墙变形的横向分布也相对更加集中。

图  8  地连墙侧向变形空间分布

Figure  8.  Spatial distribution of deflection of diaphragm wall

下载: 全尺寸图片 幻灯片

此外，从图 8也可以看出，墙体西侧的变形稍大于东侧，这可能与本例的土方开挖以及结构不对称性等因素有关：①西侧土体先于东侧开挖，暴露时间相对更长；②南墙东侧转角有利于墙体对抗坑外土体向内的挤压作用，地下连续墙东侧局部刚度大于西侧；③基坑角部受力复杂，西墙相对刚度大、变形小，在变形协调作用下，南北墙西侧变形则相对较大。

围护结构整体失稳破坏形式与变形模式密切相关，可采用3个竖向变形斜率来表征（图 9）：坑底以上斜率k₁反映开挖面以上变形模式及大小，即常规的墙体受力变形安全控制指标，坑底以下斜率k₂反映墙底稳定及踢脚程度，整体斜率k₀反映墙体这个整体倾覆模式（前倾或后倾）。同时，以横向倾斜率表示地下墙平面水平弯曲程度及空间效应（具体将在下节阐述）。

图  9  围护结构变形模式表征

Figure  9.  Characterization of deflection mode of retaining structures

下载: 全尺寸图片 幻灯片

Tan等^[14]对于上海地区基坑工程的统计结果显示，随着开挖深度增加，围护结构插入比R_p有下降趋势，这与上海地区深部土质相对浅部更好有关。利用地连墙侧向变形实测数据，计算各剖面H=0~63 m的整体倾斜度k₀，H=0~H_e以及H=H_e~63 m的局部倾斜度k₁，k₂，结果如表 2所示。可以看出：①位于基坑围护结构两个长边的墙体整体和局部倾斜度均远大于位于两个短边的墙体，墙体中部的整体和局部倾斜度大于两侧；②本工程开挖结束时，地连墙体顶部和底部向坑内位移均较小，最大墙顶、墙底位移分别为2.3 mm（0.07‰H_e）、23.0 mm（0.73‰H_e），墙体整体倾斜度k₀最大值仅为0.45‰，说明对于本工程开挖深度达31.5 m的超深基坑，插入比R_p=1.2便能够满足抗倾覆稳定要求，符合上述Tan等统计的结果；③地连墙位于开挖面以上部分最大局部倾斜度为6.64‰，开挖面以下部分最大局部倾斜度为5.94‰。

表  2  地下连续墙倾斜度

Table  2.  Inclinations of diaphragm wall

墙体	测点	k0/‰	k1/‰	k2/‰
北墙	CX1	0.18	6.08	5.64
	CX2	0.30	6.64	5.94
	CX3	0.11	4.86	4.55
东墙	CX4	0.02	1.63	1.56
南墙	CX5	0.07	3.69	3.48
	CX6	0.45	6.51	5.52
	CX7	0.23	4.89	4.35
西墙	CX8	0.03	1.25	1.22

下载: 导出CSV 

| 显示表格

（3）地连墙横向挠曲与接缝张开

地下连续墙施工工艺决定了相邻两幅地墙接缝处为地下水渗漏的薄弱部位。本工程开挖深度大，变形大，同时地下连续墙长深比小，坑角效应影响范围大。过大的横向挠曲可能会引起接缝张开，造成渗漏安全隐患。工程分析时若将本例简化为平面应变问题，将会忽略该潜在风险。工程中常用挠跨比Δ/L衡量结构的挠曲程度，横向挠跨比可间接衡量地连墙接缝张开度。在同一水平剖面上，利用墙体3个相邻测点可计算出横向挠跨比Δ/L，相应计算公式为

式中：x为水平面上该点到墙端的距离；δ为该点处墙体水平位移大小。

图 10为地下连续墙南北两侧的墙体，在深度H为10，20，31.5（He），45，60 m对应剖面的横向挠跨比分布。其中整体挠跨比为中部最大侧向变形与地连墙整跨的比值，CX1局部挠跨比由CX1测点与其相邻两个点计算所得，其它类同。可以看出：①横向挠跨比以开挖面处最大，并向墙顶和墙底两端逐渐减小，对应了内支撑围护结构“鼓腹型”变形形态；②受到坑角效应影响，靠近坑角两侧的局部挠跨比会大于中部，最大局部挠跨比接近于整体挠跨比，最大误差为17.9%，表明整体挠跨比能够一定程度上体现墙体各处的最大挠曲程度，具备一定的工程意义；③基坑围护结构形状的不对称以及施工先后顺序导致了地连墙体东西两侧变形及挠跨比不对称。

图  10  地连墙各深度水平剖面横向挠跨比

Figure  10.  Deflection-span ratios of horizontal section at various depths

下载: 全尺寸图片 幻灯片

本例南北侧地墙长深比分别为1.04，1.03，墙体沿横向及纵向的挠曲展现出了相似的分布特征（图 8）。图 11为墙体横向挠跨比Δ/L与无量纲化侧向变形δ_h/H_e之间的关系。可以看出，地连墙沿横向的挠曲与无量纲化侧向变形呈正相关，横向挠跨比Δ/L主要分布为0.05δ_h/H_e~δ_h/H_e。墙体跨中位置（CX2，CX6）的横向挠跨比相对较小，平均值约为0.15δ_h/H_e~0.23δ_h/H_e；靠近坑角两侧的横向挠跨比则明显更大，平均值约为0.32δ_h/H_e~0.56δ_h/H_e。上述结果表明：①对于长深比接近1的地连墙，局部横向挠曲最大可达δ_h/H_e，接近纵向挠曲，其所引起的地连墙接缝张开可能对结构的局部抗渗性能产生不利影响，在工程中需要密切关注；②受坑角效应影响，接近坑角位置以及墙体侧向变形较大位置处，易伴随较大的横向挠曲。

图  11  墙体横向挠曲比与无量纲化侧向变形的关系

Figure  11.  Relationship between horizontal deflection-span ratio and normalized lateral deflection of diaphragm wall

下载: 全尺寸图片 幻灯片

（4）地连墙最大变形与开挖深度的关系

图 12（a）为围护墙最大侧移δ_hm与开挖深度H之间的关系。对于本工程而言，开挖阶段引起的墙体最大侧移主要分布为（0.18%~0.7%）H，平均值约为0.54%H，远超过基坑工程规范中环境保护等级为1级时所对应的墙体最大侧移控制值（0.18%H），也超过环境保护等级为2级时控制值（0.3% H）。与世界上其他案例进行对比，可以发现本案例实测数据处于Peck^[21]给出的的上限之内，其原因为Peck所统计的数据大多来源于采用柔性支护结构的软土基坑，而本工程采用地下连续墙和钢筋混凝土支撑作为支护结构，其刚度更大，能有效抵抗坑外水土压力。本案例与Kung等^[22]统计得到的结果较为接近，他们统计了33个世界范围内软土-中可塑性黏土地层中的基坑案例，基坑开挖深度处于10~30 m，黏土层厚度为16~55 m，这与本案例所处地层条件中包含深厚黏土层的特点较为一致。与上海软土地层中地铁车站基坑实测数据比较，本例上限值明显大于Tan等^[23]所统计的0.45%H，这可能与本案例所采用的支撑结构形式、单层土方开挖深度，以及降水方式有关：①相较于地铁车站常用的一道钢筋混凝土支撑与多道钢支撑的支撑结构形式而言，本例各道支撑均采用钢筋混凝土支撑，形成结构强度所需时间相较于前者更长，不利于控制地下连续墙变形；②本例平均每层土方的开挖深度约为5 m，较一般地铁车站开挖平均开挖深度3~4 m更大，这也导致支撑竖向间距增加，刚度下降；③从图 5，12（a）可以清楚地观察到在第二层土方开挖结束后的停工期间，挡土墙侧移持续发展，位于地下连续墙长边中部的CX2，CX6点最大侧移从第二层土方开挖结束时1.5，1.2 cm分别增至停工结束时5.6，4.7 cm，增长约2.7倍，2.9倍，这种增长方式与停工期间持续降水直接相关。

图  12  最大侧向变形与最大侧向变形所在深度和开挖深度H的关系

Figure  12.  Relationship between excavation depth and (a) maximum wall deflection and (b) depth of maximum wall deflections

下载: 全尺寸图片 幻灯片

图 12（b）为地下连续墙最大侧移对应深度H_m和开挖深度H的关系。整体上，随着H的增加，H_m也不断增加，这与内支撑基坑开挖所呈现的一般规律一致，但H_m/H分布范围较广。Ou等^[24]通过实测数据的分析认为除初始的悬臂开挖阶段外，墙体最大侧移的位置通常发生开挖面附近，也即H_m=H。就本例而言，在不考虑停工影响的情况下，H_m/H位于H_m=H-6和H_m=H+10之间。从变化过程来看，H_m呈现阶段性特征：当H < 12 m时，H_m与开挖面深度相差较大，H_m/H位于H_m=H+6和H_m=H+10之间，对应④淤泥质黏土层和⑤₁软塑黏土层；当H > 12 m时，H_m逐渐回归到开挖面附近一定范围内，H_m/H主要位于H_m=H和H_m=H+6之间。文献[25]认为对于上海软土基坑，当开挖深度H > 16 m，随着开挖深度增加，开挖面已进入较硬土层，最大侧移深度有位于开挖面以上的趋势，这种趋势也反映在地铁车站基坑实测数据的分布；反观本例，可以发现当H > 20 m时，大多数点位依然位于开挖面以下。这种差异可能是由地层分布状态造成：由于本基坑场地内从地表至地下以下60 m内分布有深厚黏土层，尽管最终基底深度达到30 m，但坑底以下仍分布有较厚黏土层，且这些黏土大多都成软塑状，工程性质较差，无法提供较大的被动土压力，因此墙体侧移向更深处转移。另外，由于坑内降水导致的水位持续下降，也会导致朝向更深层土体发展，H_m的上限由H_m=H+10扩大到H_m=H+16.5。

3.2   支撑立柱及地连墙顶回弹变形

图 13为立柱和墙顶竖向变形与开挖深度H的关系。在本工程中，立柱竖向变形位于（0.02%~0.2%）H，墙顶竖向变形位于（-0.08%~0.1%）H。通过与上海地铁车站基坑工程比较，可以发现本工程基坑开挖引起的立柱和墙顶竖向变形，其上限值均明显大于Tan等^[13]所统计给出的（-0.08%~0.10%）H（立柱）和（0.06%~0.03%）H（墙顶）。这种差异可能主要由以下两个因素导致：①本基坑坑底以下分布有厚度较大且压缩性较高的饱和黏土层，其回弹模量较硬黏土层或粉砂层低，在坑底大范围竖向卸荷作用下，坑底隆起量也会更大；②立柱桩桩端嵌入硬土层深度较小，桩端约束小，因此坑底土体卸荷隆起时对立柱桩的整体向上拖拽作用较强。

图  13  立柱及墙顶竖向变形与开挖深度的关系

Figure  13.  Relationship between excavation depth and vertical displacement of columns and walls

下载: 全尺寸图片 幻灯片

3.3   周边地表沉降与基坑变形的关系

基坑土方开挖卸荷引起地下墙向坑内的侧向挠曲变形的同时也引起坑底土体发生竖向回弹变形，两者共同导致周边地层运动，形成坑外地表沉降。为揭示其间的关系，图 14绘制了地连墙侧移δ_h、地表沉降δ_v1以及坑内土体隆起δ_v2包络图。图内局部坐标均作无量纲化，其中D₁为坑外距离基坑边缘的垂直距离，D₂为坑内距离基坑边缘的垂直距离，H为距离地面深度，H_e为基坑开挖深度。从图 14中可以看出，基坑挡土墙侧移呈现出典型的“鼓腹型”，坑外地表沉降呈“勺状型”。由于施工场地内地层缺失第⑥层硬黏土层、第⑦粉砂等坚硬持力层，坑底以下（H > 31.3 m）分布较厚黏土层，被动区范围内墙体仍有较大侧移，且最大侧移达0.67%H_e，同时本基坑宽度B≈H_e（< 2.5H_e），属狭窄基坑^[26]，且地下墙插入深度大，二者均导致坑内土体在水平方向受到较大挤压，增加了坑底土的竖向回弹。因此可以发现，本工程超深基坑的变形大小及影响范围与常规地铁深基坑存在较大不同：①地下墙最大侧移大幅增加，达到0.67%H_e；②基坑外地表沉降大小及范围增大明显，分别达到0.44%H_e，3H_e；③坑底回弹量大幅增大，最大隆起值约为0.20%H_e；④坑底隆起变形与地下墙侧移密切相关，δ_h，δ_v1以及δ_v2三者大小关系为δ_h > δ_v1 > δ_v2，由于基坑外沉降影响范围扩大，导致坑外地表最大沉降与地下墙侧移的关系，与传统软土深基坑相比，并没有发生较大的变化，即δ_v1=0.6~0.7δ_h^[27]。由此可以进一步推断，隆起对地表沉降的范围产生了影响，但对其大小的贡献并不明显。

图  14  地连墙变形、地表沉降与坑底隆起包络线

Figure  14.  Envelope curves of wall deflection, ground settlement and bottom uplift

下载: 全尺寸图片 幻灯片

此外，值得指出，本工程坑内降水深度大（约32 m），且地下连续墙有效隔绝了内外水力联系，导致坑内大范围土体随着孔隙水压消散而发生沉降，与一部分回弹量相互抵消。综合作用下，最终坑底隆起的回弹量δ_v2约为0.30δ_h。

4.   超深基坑坑内超前预降水影响分析

4.1   坑内外水位变化的相关性

图 15反映了开挖期间坑内外降水井和观测井水位的变化发展情况，其中纵坐标表示相对于初始水位的变化值，正值表示水位上升，负值表示水位下降。其中G1，G4分别为潜水层疏干井和观测井，K1，K6分别为承压含水层降压井和坑外观测井，W1，W2分别为坑外潜水水位的两处监测点。从图 15可以看出，在S2，S2b阶段，坑内疏干井G1水位变化量基本稳定在-35 m，这表示在此期间内坑内持续抽水，并引起坑内潜水观测井G4水位的持续下降至约-28 m。由于观测到地下连续墙变形量在此期间内显著上升，施工方停止抽水，此时G1，G4井水位均快速回升。在S3开挖阶段，为满足坑内土方开挖作业需要，G4观测井水位又开始逐渐下降，后续水位下降速度与开挖速度相匹配。

图  15  坑内外水位随时间发展

Figure  15.  Development of water level inside and outside excavation with elapsed time

下载: 全尺寸图片 幻灯片

观察K1井水位，可以发现承压水降水从开挖第6层土方开始，并一直持续到底板浇筑完成。在K1降水的整个过程中，坑外承压含水层观测井K6的水位下降不超过2 m，可知坑内抽降承压水对坑外承压含水层水位影响有限，这与地下连续墙墙底以下加长段的设置以及承压水抽降时间的控制有关，它们增加了坑外水位绕墙底的渗流路径和抽水量。由于坑外潜水水位被隔水层隔断，因此坑外W1和W2井，在整个开挖和降水过程中，水位变化量均在±1 m内浮动，这也证明本工程地下连续墙施工具有良好地整体性和密封性。

4.2   坑内预降水对地下连续墙变形的影响

本基坑在第二层土方开挖（S2）结束后，由于春节假期而停工一个半月时间（S2b）。前文中发现，停工期间内墙体侧向变形较第二层土方开挖结束时显著增加（图 5，6），结合坑内降水工况，不难发现其与坑内大幅度抽降潜水存在密切关联。图 16直观显示了坑内降水与开挖工况对地连墙侧向变形（以CX2测点为例）的影响。可以看出，在S2~S2b期间，地连墙最大侧移δ_hm不断增大，最大侧移所在深度H_m不断下移。尤其在S2b期间，尽管开挖面维持不变，但随着坑内潜水位的不断下降，原本应该处于开挖面附近的H_m不断下移，当坑内潜水位降至深度27.08 m时，H_m距开挖面已达到约15 m，同时δ_hm相应增加了267.5%（40.39 mm），占最终变形量的19.2%，其作用类似超挖现象，原因主要是坑内被动区水土压力在井点降水的作用下不断下降：①坑内潜水位大幅下降，而坑外水位几乎不受影响，导致地下连续墙两侧出现较大的地下水压力差；②坑底降水范围内分布厚度较大的④淤泥质黏土和⑤₁黏土层土体，受坑内抽降水扰动后，被动区土体抗力下降；③随着孔隙水压力消散，长时间的停工导致土体大量固结沉降，地应力重分布。停止抽水后，随着坑内水位回升，地下墙变形逐渐趋于稳定，H_m维持在开挖面以下15 m处，进一步说明了坑内抽水与地下连续墙变形的相关性。S3~S7开挖阶段，控制降水水位与开挖进度匹配，被动区水土压力相对恢复正常，但由于前期大深度预降水的影响，地连墙变形发展速率仍持续增加，且H_m在S5开挖阶段前仍处于远离开挖面的深处。此外，S6~S7阶段坑内承压水位大幅下降，但并未引起地下连续墙变形出现明显异常。因此对于超深基坑，过度抽降坑内潜水会造成地下连续墙侧向变形显著增加，工程中应尽量避免，做到按需、有节奏地抽降潜水。

图  16  坑内降水与开挖耦合作用下地连墙侧移变化

Figure  16.  Development of wall deflection under coupling effects of dewatering and excavation

下载: 全尺寸图片 幻灯片

5.   结论和建议

基于实测数据，探究了上海软土地层31.5 m超深基坑在开挖和降水耦合作用下地下连续墙围护结构的三维变形特性，得到4点结论和建议。

（1）受基坑尺寸及坑角效应影响，地下连续墙由中部向坑角快速收敛变形，呈现显著的三维效应；另外由于基坑形状不规则且土方开挖存在先后顺序，导致沿长边变形分布出现较为明显的不对称。

（2）靠近坑角两侧的局部挠跨比大于中部，最大局部挠跨比接近整体挠跨比；墙体跨中位置横向挠跨比平均值约为（0.15~0.23）δ_h/H_e，靠近坑角两侧的横向挠跨比平均值约为（0.32~0.56）δ_h/H_e；过大的横向挠曲可能会引发地连墙接缝渗漏，在设计和施工中应引起重视。

（3）地下连续墙最大侧移位于（0.18%~0.7%）H，立柱和墙顶竖向变形分别位于（0.02%~0.2%）H和（-0.08%~0.1%）H，均明显大于上海地铁标准车站基坑统计数据，且最大侧移所在深度H_m向下移动。该差异与基坑深度及超前预降水深度存在显著相关性。

（4）大幅度坑内超前预降水会造成地连墙先期变形显著增加267.5%，占最终变形量的19.2%，也导致基坑开挖累计变形的大幅增加。因此预降水的先期卸荷效应在超深基坑施工过程中应引起特别注意，应尽量采用分步降水方式，避免一次性预降水。

本文有关地连墙空间效应及超前预降水影响的讨论，可对类似超深基坑设计和施工提供的一定参考。然而，预降水的影响与控制、地连墙横向挠曲分布特性与接缝张变形渗漏的关系仍有待进一步研究。本文结论建立在较小尺寸形状影响下，存在一定局限性，需要进一步积累其他基坑案例实测数据，进行对比验证。