滨海含淤泥层深基坑的变形分析及超载作用影响

周洪涛

(深圳市勘察研究院有限公司，广东 深圳 518026)

1 引 言

在我国南方滨海地区，大量海相淤泥场地通过吹填、预压及填土处理成为建设用地，以满足日益增长的城市用地需求。在建设过程中，需要在含淤泥层的场地上进行基坑开挖，地铁车站深基坑即为其中的典型代表。由于淤泥的性质较一般的滨海软土场地更为恶劣，因此，给基坑的开挖带来了严峻挑战。

当前研究中，针对深厚软黏土基坑已经有较多报道[1，2]。同时，对支护结构的形式[2～6]、支护结构上的土压力[7]、支护结构的变形形式[8，9]也有较为深入地探讨。就变形特征而言，悬臂式支挡结构的位移自下而上逐渐增大；对于支撑式挡土结构，位移-深度曲线呈弓形，在开挖面附近有最大位移[7]。当前研究中还包括深厚软土区深基坑开挖中的坑底卸荷回弹、坑外土体沉降、支护结构的内力以及嵌固深度等方面的讨论。但在含有相对较薄、极软淤泥层的深基坑开挖中，淤泥层的存在对基坑变形的影响以及潜在风险尚未有深入理解。

本研究结合深圳地区含淤泥层深基坑的开挖工程案例，通过分析实测变形规律和有限元数值模拟，进一步理解其变形机理，以期为未来该类型工程实践提供必要的参考。

2 工程实例

本研究拟结合深圳地铁前海湾站工程实例进行基坑变形实测数据分析，并开展数值模拟，研究变形发展的机理。

2.1 工程概况

前海湾站的地铁1号线和5号线的换乘车站，车站主体结构采用明挖顺筑法施工。1号线和5号线的结构断面形式均为双层双柱三跨钢筋混凝土矩形框架。本研究针对明挖法基坑的设计宽度为 19.10 m，深度为 15.5 m，维护结构采用直径为 1 000 mm、中心距为 800 mm的钻孔咬合桩，桩长 20.5 m。

2.2 地质条件

由表1可见，在6 m厚的填土下方，存在厚 3.5 m的淤泥层。淤泥层的基本性状为灰黑色、流塑状、含有机质及贝壳碎片，有臭味，具高压缩性，其微观形貌如图1所示。该淤泥层前期经过一定的堆载预压处理，但仍然非常软弱。

图1 淤泥微观形貌

2.3 基坑开挖支护步骤

开挖支护分4个步骤进行：第一步为基坑开挖至 -3.0 m(地表为 +0.0 m)的位置，在 -3.0 m处设置第1层钢支撑；第二步为基坑开挖至 -7.5 m的位置，在 -6.5 m处设置第2层钢支撑；第三步为基坑开挖至 -12.5 m的位置，在 -11.5 m处设置第3层钢支撑；第四步为基坑开挖至 -15.5 m处。

2.4 基坑变形监测点

该基坑的变形监测布点如图2所示。位移测点距基坑边缘的距离分别为 2 m、10 m、和 20 m。

图2 变形监测点布置图

2.5 超载作用

基坑边缘的超载作用主要是由施工车辆荷载引起的，其作用位置距基坑边缘 3 m、宽度为 3 m，作用时间为整个施工阶段。在数值分析中，超载作用假定为条形均布荷载，大小为 20 kPa。

3 有限元模型

该基坑为规则矩形组成，基坑的长度远大于基坑的宽度，按平面应变问题考虑：依据对称性，基坑部分的计算宽度B1取整个开挖宽度的1/2，坑外土体部分的计算宽度B2按基坑开挖深度H的约2.5倍取为 40.5 m；竖向土体计算深度按基坑开挖深度H的约3倍取为 50 m。即最终模型总尺寸为 50 m×50 m，如图3所示。模型中土体采用摩尔—库伦弹塑性本构模型。实际土层的分布情况由设计剖面图给出，土层参数及地下水位取自勘查报告，如表1所示。

图3 模型示意图

4 分析与讨论

结合实测数据和有限元分析结果，对基坑变形规律及其机理展开分析。

4.1 实测结果

(1)基坑边缘土体变形

图4 随时间变化的累积沉降值

图4显示了距离基坑周边不同距离位置处的土体累计沉降值。从图中可见，不同距离的土体沉降规律相差较大。距基坑边缘最近的D93、D94位移传感器显示，土体在开挖初期，即90天内，基本处于隆起状态，隆起值先增大后减小，最大值达到 5 mm左右。随后，逐渐转为向下沉降，最大累计沉降量稳定在 10 mm左右。D92和D95测点(距基坑边缘 10 m)从开挖起即快速沉降，最大沉降值接近 30 mm。D91和D96测点数据差异较大，一个(D91)先隆起后沉降，另一个(D96)未有隆起变形，沉降快速累积，可能与具体测点(D96)处的外部超载有关。同时，基坑边缘的隆起也与外部超载有关，由于开挖造成了基坑边缘土体的围压降低，在外部超载的左右下，基坑边缘土体有向上滑移的趋势。从图中可以看出，累积沉降值在150天左右达到最大值，此时基坑开挖至预定深度，之后累积沉降值变化幅度大幅减小，可见，累积沉降值的最大值与基坑开挖深度密切相关。

从图4中可以看出，沉降累积速率随着工期的推移发生变化，图5总结了各个测点的沉降速率。可见随着工期的推移，沉降速率逐渐降低，最终趋于稳定。其中，在绝大多数施工期内，变形速率不超过 0.5 mm/d，可见土体处于相对稳定的状态。

图5 沉降速率-时间曲线图

(2)桩体位移

随着基坑的开挖，在土压力的作用下，支护桩发生侧向位移，这也是基坑周边土体发生沉降变形的原因。

图6 WS32桩体水平位移-深度曲线图

图6展示了在不同施工期的支护桩沿深度方向的侧向位移值。在施工期仅有8天时，尚未设置第一道支撑，支护桩为悬臂状态，同时开挖深度尚浅，土压力绝对值不大，因此，桩体的侧向位移并不显著。表现为桩顶出现最大位移，约为 4 mm，随深度增加位移逐渐减小。之后在 3 m处设置了钢支撑，可见围护桩的侧向变形模式发生变化，即最小侧向位移处为 3 m深度的钢支撑所在处，随着深度的增加，侧向位移先增加后减小，最大位移发生在 12 m～15 m之间，即基坑底部。在深度超过 15 m后，由于桩体嵌固在土中，因此，侧向位移逐渐减小。如图7所示，工期在159天以后，基坑已经开挖至所需深度，围护桩的变形模式不发生变化，侧向位移缓慢增加，最大位移为 20 mm左右。

图7 桩顶水平位移-时间曲线图

图7显示了WS30和WS31桩顶位移随工期的变化。相对于WS32桩，该处桩顶位移较大，在基坑开挖至最深处时桩顶位移达到最大值，最大值约为 12 mm左右。之后，可见桩顶位移有一定程度的减小，主要原因可能在于土压力在支撑和桩之间发生了重分布，基坑底部的桩体水平位移增大，桩体有可能绕着顶部支撑发生转动，使桩顶位移有小幅减小，该变化趋势与图6中的WS32桩一致。

4.2 数值分析结果

为更好地理解基坑变形的机理，采用有限元数值分析方法对基坑进行建模分析。需要说明的是，该方法结果主要用于理解变形机理，预测值与实测值之间有一定偏差，主要可能原因在于土层参数、桩体刚度、以及支撑刚度的准确性有待进一步分析，但不影响对变形趋势的把握。

(1)桩体水平位移

图8显示了在不同开挖阶段土体的最大水平位移。可见，在施加了第一道水平支撑后，最大位移开始逐渐向下传递，在接近开挖下界面的位置(约 15 m处)出现水平位移的峰值，与实测值的规律相同，数值比实测值较大，但其绝对值仅有 35 mm，是稳定状态。产生差别的主要原因可能是砂质黏性土的参数取值较实际情况偏小，造成土层对桩端的嵌固作用减弱。从图8可以看出，支撑的存在限制了墙顶端的水平位移，使得在后续开挖步骤中，顶端的位移值保持 -20 mm的位置，该值接近实测桩顶(WS30)水平位移的最大值 -16.1 mm。

图8 不同开挖阶段桩体位移

(2)桩后土体水平位移

图9显示了桩后1.5 m处土体在不同开挖阶段的水平变形。可见，在前两步开挖阶段，桩后土体的最大水平位移发生在淤泥层，随着开挖的进行，在第三、四阶段，土体的最大位移转至桩端的砂质黏性土。可见，砂质黏性土发生了整体平移，进而造成支护桩的平移，进一步说明模型中所采用的砂质黏性土土层的力学参数低于实际情况。

图9 不同开挖阶段桩后1.5 m处土体水平位移

(3)超载引起地面沉降

图10显示了距基坑边缘5 m的宽度为 3 m、大小为 20 kPa的竖向超载对地面沉降的影响。可见，在不同开挖阶段，沉降大小不同。超载作用位置的地面沉降逐渐增加，增加的地面沉降主要来自支护结构的侧向位移，造成土体侧向移动，进而导致竖向位移增加。在超载作用范围内，由荷载和基坑开挖的共同作用，产生沉降最大，计算值与实测值较为接近。随着距基坑边缘距离的增大，地面的沉降值逐渐减小，主要在于开挖和超载的影响逐渐减小。

图10 不同开挖阶段距坑边3 m超载引起的地面沉降

在基坑边缘，由于超载的作用，造成土体隆起，这与实测值一致。基坑边缘隆起量与淤泥层的存在和开挖卸荷有较大关系。由于淤泥层的存在，在基坑边缘竖向荷载以及开挖卸荷作用下，造成基坑边缘的土体隆起量大于普通基坑。而随着开挖深度的增加，尽管超载作用位置的地面沉降逐渐增加，但边缘的隆起量不再变化，说明边缘量主要是由于淤泥层的存在造成的。

5 结 论

本研究针对滨海含淤泥层的深基坑的变形规律，采用变形监测分析和数值分析共同进行，探讨了地面、支护桩、桩后土体的变形特性。得到以下结论：

(1)随着开挖深度的增大和支撑的设置，桩体位移和土体水平位移的竖向分布发生变化。设置支撑前，支护桩成悬臂结构，桩顶位移最大，随深度位移逐渐减小。设置支撑后，结构形式发生变化，桩体最大水平位移向下传递，最大位移的大小与桩端嵌固区的土体强度密切相关。

(2)在开挖深度的前两个阶段时，淤泥层的水平位移最大，淤泥层的存在是水平位移的主要影响因素。随着开挖深度的增加，土体嵌固端土体的刚度和强度对水平位移的影响起控制作用。

(3)超载的作用是引起基坑边缘附近土体隆起的主要原因，隆起幅度的大小与基坑开挖深度无关。超载作用位置处土体的沉降是开挖和超载共同作用的结果。