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某深基坑工程围护结构设计与实测分析

文档作者：颜建平文档来源：上海市城市建设设计研究院		点击数：	更新时间： 2025年11月01日
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20ll No．344 颜建平：某深基坑工程围护结构设计与实测分析33
2工程地质条件
根据勘察资料，场地地基土在60．45m深度范
围内主要由饱和黏性土和粉性土组成。场地土层属
古河道沉积区，各土层物理力学性质如表l所示。
①一⑤，层均为Q4沉积物，⑦：层为Q3沉积物。
表1土层物理力学性质
Table 1 Physical and mechanical properties
土层
土层厚度／
m
拟建场地浅部地下水属潜水类型，②。层为浅
部主要含水层；主要补给来源为大气降水及黄浦江。
勘察期间所测钻孔地下水位为浅部土层潜水水位，
本次对取土样(兼标贯)孔的地下水静止水位进行
测量，埋深1．2一1．9m。
地基深部主要分布有⑦：层承压含水层，为本
地区第l承压含水层，本次勘察期间测得承压水位
埋深12．1m。据上海区域水文地质资料，承压水头
呈年周期性变化，承压水位埋深一般为3—11m。
3围护结构设计
根据周围环境条件，本基坑安全等级为一级，要
求地面最大沉降量≤0．1％日，围护结构最大水平位
移≤0．14％日(H为基坑深度)。
本工程基坑开挖深度较深，距离黄浦江较近，土
体渗透性强，且周边有保护建筑，环境保护要求高。
工程中采用地下连续墙作为深基坑的围护结构，同
时出于对工程经济性的考虑，地下连续墙在使用阶
段作为主体结构的一部分，与内衬共同受力，并且作
为主体结构的抗浮措施之一。
3．1地下连续墙
采用地下连续墙作为基坑围护结构，墙厚
l 000ram。本工程基坑开挖深度范围内所涉及的
②。层为江滩土，渗透系数较高，对地下连续墙施工
不利，极易造成槽壁坍塌。为保证槽壁稳定、围护墙
的工程质量以及基坑开挖时围护墙防渗止水的可靠
性，设计考虑在地下连续墙两侧采用三轴tf'650mm
水泥土搅拌桩护壁，同时考虑槽段接缝处的止水性
能，该水泥土搅拌桩深度至③。层以下2m。
地下连续墙作为地下结构的外壁，槽段间可采
用圆形锁口管接头，该接头构造简单，止水性能较
好，施工适应性较强。
3．2地基加固
为控制基坑变形，减少基坑开挖过程中对周边
环境的影响，采用旋喷桩对基坑被动区土体进行加
固，以提高坑底被动区土体抗力，同时对坑内土体进
行抽条加固，加固范围为坑底以下4m。
坑外阳角处连续墙因支撑较多，承受的荷载比
较大，因此考虑对坑外阳角处进行旋喷桩加固，加固
范围为地表下2m至坑底以下4m。坑内有高差处
采用旋喷桩挡墙围护。
3．3支撑系统
整个基坑工程采用顺作法施工，坑内设置1道
钢筋混凝土支撑，4道钢管支撑，在土方开挖和支撑
施工时应充分利用时空效应的规律，根据分区、分
块、对称、平衡的原则进行，同时在施工过程中尽可
能缩短围护体无支撑暴露时间、宽度和深度。
立柱桩采用咖800mm钻孔灌注桩，桩长为30m，
桩端持力层为⑦，粉砂层。
4围护结构计算与分析
4．1基坑稳定性
地下连续墙入土深度考虑环境条件、地质条件、
围护结构的抗隆起、抗滑移、抗倾覆及稳定性等因
素，并结合上海地区软土深基坑的施工经验确定，墙
趾插入⑤，层灰色粉质黏土层，入土比约为0．85。
根据土层的力学指标，设计按《基坑工程设计
规程》DBJ08“l一97进行了墙体的抗倾覆、整体稳
定及基底土体的抗隆起等验算，均满足设计要求。
4．2围护结构内力计算
4．2．1计算模型
采用计算机程序MIDAS／GTS 1．5．6，采用平面
应变弹塑性本构模型进行分析，土体采用四边形实
体单元模拟，支撑采用二维杆单元模拟，连续墙、内
衬、各层板采用二维梁单元模拟。在有限元分析中，
土体材料假设为各向同性，屈服准则选用Druker—
Prager准则，并选用相关联流动法则进行计算，假设
材料超过抗拉强度。此外，混凝土连续墙、钢支撑、
混凝土内衬等支护和结构材料均假设为弹性体。
土体自重应力模拟采用程序中初始应力功能，
应力为地基土自重应力，但初始位移归零。根据上
海地区经验，地基土弹性模量一般为2—5倍压缩模
量。本次计算对基坑底以上土层弹性模量取实际自
重应力下土层压缩模量的2倍，而基坑底以下土层
的弹性模量取自重应力下的土层压缩模量的4倍。
程序通过设置不同的施工阶段来模拟开挖阶段
警m 嚣㈩ 比
缩量m 橙p 压模／
重y他一m 度／小1
万方数据
施工技术第40卷
与顺作阶段，并通过在各阶段加设支撑、内部混凝土
结构来模拟整个基坑的施工过程。
根据以往经验，当计算模型平面达到一定范围
时，基坑开挖对基坑边界及其附近区域的影响非常
小，可忽略不计。因此计算模型边界范围取：上边界
至地表自由面；下边界至坑底距离为4倍开挖深度；
左右边界距基坑距离为3倍基坑宽度。
4．2．2边界条件
边界条件取为：地表为自由边界，两侧边界节点
加水平方向约束，底部边界节点加竖直方向约束。
4．2．3土体开挖、支撑安装、内部结构的模拟
为更真实地模拟支护结构与土体之间的共同作
用及顺作施工过程，采用有限元程序中的单元“激
活”、“钝化”功能模拟土体开挖和支撑安装工况。
所谓“钝化”单元，就是将钝化单元的内力全部
分配给留下的其他单元，这些单元不再发挥作用。
利用这种功能，对应土体不同的开挖情况，“钝化”
对应的挖除土体单元，较为真实地模拟实际工程的
土体开挖工况。而“激活”单元，就是恢复原来单元
的刚度和质量，该单元初始应力状态为零，在下阶段
参与内力分配。利用“激活”单元的功能来模拟各
道水平支撑的安装，同时也通过“激活”单元的功能
来模拟内部主体结构(板、柱、梁)，通过替换将两墙
合一的叠合墙替代原地下连续墙，以模拟整个顺作
过程。按照上述原则建立计算模型如图2所示。
图2围护结构计算模型
Fig．2 FEM model of retaining structure
4．3计算结果与实测数据的比较分析
4．3．1连续墙水平位移
墙体最大变形是控制基坑围护结构变形性状的
重要指标之一。施工过程中，监测单位对地下连续
墙的水平位移进行了连续观测，根据观测结果与计
算值的比较，可以得出如下结论。
1)地下连续墙最大水平位移控制值为<
26．04ram，理论计算值为32．4ram。经监测，实测最
大水平位移为30．9mm，与计算值的误差为4．6％，
墙体最大水平位移与坑深的比值为0．166％。
2)理论计算表明，地下连续墙的最大水平位移
发生在坑底以上1m左右，与实测结果较为一致。
3)随着开挖深度的增加，最大水平位移的位
置、最大变形速率发生的位置均相应逐渐下移。当
基坑开挖到底时，基坑底面附近的水平位移和变形
速率均达到最大值。
4)在坑底垫层到底板浇注完成的过程中，墙体
位移逐渐趋于稳定。
5)在顺作过程中，顺着拆撑及各层板浇注，连
续墙的位移会反复变大变小，但最大位移不会超过
开挖过程中的最大位移。
4．3．2连续墙墙后地面沉降及水平位移
墙后地面沉降及不均匀沉降是影响周围建筑物
安全的重要因素，监测结果如下。
1)连续墙后最大地面沉降控制值<18．6mm，理
论计算值为20mm。经过监测发现，连续墙的实测
最大地面沉降为21．5mm，与计算值的误差为
7．5％，墙体最大地面沉降与坑深的比值0．15％。
2)此处黄浦江防汛墙为拉锚板桩形式，板桩桩
长约16m。实测发现，防汛墙最大水平位移为
18．8mm，最大垂直位移为6mm，不均匀沉降约为
1／5 000，均小于规定值，确保了防汛墙的安全。
3)5层保护建筑的最大垂直位移为3．4mm，纵
向不均匀沉降约为1／10 000，横向不均匀沉降约为
1／705，均在安全范围以内，可见基坑施工对其影响
并不显著。
4．3．3立柱沉降
通过设置立柱加强支撑的稳定性，控制围护结
构的位移。但立柱的下沉或由于坑底回弹而上抬，
以及相邻立柱间的差异沉降等因素导致水平支撑产
生次应力，同时削弱支护结构的平面刚度。施工过
程中对立柱的变形进行了监测，结果如下。
1)在施工过程中，立柱在不断交替沉降和上
抬，但总体表现为上抬，最大上抬量为16．2mm。
2)在挖土过程中，立柱上抬量与坑底隆起量尽
管数值有差异，但规律一致，本工程最终开挖面的隆
起量大约是立柱上抬量的2．4倍。
3)立柱沉降或上抬比较剧烈的阶段支撑轴力
也会发生明显的改变。
4．3．4支撑轴力
影响支撑轴力的因素有土压力、温度变化、混凝
土收缩与徐变、立柱沉降与隆起及施工条件等。本
工程对5道支撑均布置了观测点，结果如表2所示。
1)支撑轴力计算值均大于实测值，计算值约为
实测值的1．05—1．43倍。
2)待第3道支撑开始受力后，第1道支撑轴力
逐渐减小，直至开挖完成。
(下转第50页)
万方数据
施工技术第40卷
当冻土温度上升时，孑L隙冰、接触冰和薄膜冰发
生融化，这保证了液态水的补充，提高了水的迁移
率。这种条件下在冻结时脱水的土团聚体中发生局
部水分迁移，同时伴随有土团聚体的水化和膨胀。
在冰融化过程中土颗粒有可能在自重作用下自由迁
移到冰化成的水中。因孔隙冰和冰层融化出现的水
在快速融化并无水分迁移时，消耗在土粒的水化作
用上或在重力作用下向融化带发生渗透。当含有大
的冰包裹体的土快速融化时，在融化带形成空隙和
开敞裂缝，其结果是形成已融土特殊的冷生后构造。
冻土接近融化界面处的负温不大，因而在荷载
作用下融化时具有很高的压缩性。在初期，外荷载
完全被传递给水，然后荷载随着水的挤出重分布于
土骨架上。当土骨架上的荷载进一步增大时，土颗
粒的聚积更加密实。此时大孔隙消失，被发生变形
的土颗粒所填充。当荷载相当大时。土团聚体的孔
隙度不大，矿物颗粒本身由于挤出水分而更加密实。
以上所述，证实了在正融地基土中发生着相当
复杂的远未完整地被研究过的多解过程。
4结语
在高温多年冻土及正融或已融地基上进行建
设，计算正融土中桩(桩端处于非冻结环境)的承载
力时必须考虑负摩擦作用。
考虑冻土工程性质的变化，进行室内冻土与混
凝土圆柱间负摩擦力试验，分析活动层的融沉及负
摩擦力的发展对桩基承载力衰减的影响。得出负摩
擦力与土融沉量变化关系曲线工=fCS)，说明在试
验初期观测到负摩擦力快速增大，当土的沉降量为
S，n。。时，负摩擦力达到最大值正．⋯；当土的沉降量
进一步增加时，负摩擦力逐渐减小到某个值工．晌。
并说明在土极大融沉之后，随着土的沉降变缓，负摩
擦力缓慢增加，达到最大值工⋯。后，随着土的沉降
固结，负摩擦力开始有所减小。分析不同含水量条
件下S=以￡)Z=以t)关系曲线的3个阶段及含
水量对负摩擦力、融沉量的影响，得出随着冻土含水
量的增大，工．m．。值减小，而s，n⋯值增大。夏季冻土
融化时，正融土中桩的承载能力衰减了8％左右。
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(上接第34页)
表2支撑轴力计算值与实测值
Table 2 Calculation and measured values of brace foroe
3)坑底垫层及底板浇注完成后，支撑轴力趋于
稳定，之后随着整个顺作及拆撑过程，支撑轴力有变
化，但不显著。
4)在施工过程中按设计要求对钢支撑施加了
70％一80％的预应力，施加预应力后支撑轴力会短
时间内衰减，但之后又会开始增加并趋于稳定。
5 结语
1)针对某深基坑周边环境复杂的特点，建立了
二维弹塑性有限元模型对施工全过程进行了分析。
2)围护结构及墙后地表实测变形与计算值接
近，对周边建(构)筑物影响均在安全范围内。
3)立柱变形对支撑轴力及基坑安全影响较大，
设计时应使立柱桩具有足够的插入深度，并选择可
靠的持力层，同时施工过程中应加强对立柱的保护。
并采取一定措施减小立柱的变形。
4)支撑轴力影响因素较多使实测值产生一定
的不确定性。由于这些因素在理论计算中很难量化
考虑，因此在支撑截面验算时应有一定的安全系数。
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