超深圓形基坑順-逆結合施工優化及變形性狀分析

龔振宇，胡開富，徐前衛，孫梓栗，賀 翔

(1.中鐵五局電務城通公司，湖南 長沙 410205；2.云南省滇中引水工程建設管理局昆明分局，云南 昆明 655600；3.同濟大學 道路與交通工程教育部重點實驗室，上海 201804)

隨著我國經濟的迅速發展，城市地下工程建設的速度也逐漸加快，基坑的開挖深度越來越深，其地質條件和周邊環境也越來越復雜，無論是工程規模還是技術難度都越來越大，這對基坑開挖方案設計合理性與安全性的要求也越來越高[1]。現階段基坑工程的施工方案按照其開挖順序可分為順作法和逆作法[2]，其各有利弊[3-4]，而如何合理地把順作與逆作相結合已成為目前研究的重點。

針對“順逆作”基坑開挖，國內外已有大量的研究。例如，宋林等[5]和黃俊等[6]采用有限元軟件建立三維數值模型，對基坑明挖順作法和蓋挖逆作法兩種施工方案以及不同土方開挖順序進行動態研究，分析比較得出不同施工方案對基坑變形的影響規律。楊博維[7]、程澤海等[8]運用有限差分軟件FLAC3D模擬了基坑在不同支護方案下開挖過程，對不同方案開挖過程所引起的基坑坡頂和坡底的位移、坑壁水平方向的位移進行了分析。沈玉濤[9]、丁毅等[10]通過有限元數值模擬的方法,分析深大基坑的分區開挖力學效應及其對周邊環境影響。程明進[11]、向俊宇等[12]采用主樓順作與裙房逆作相結合的總體施工方案，介紹了地下室順逆結合后澆帶部位關鍵節點處理措施。楊鷺等[13]提出單純的順作法較難控制基坑開挖對周邊環境的變形影響，而單純的逆作法施工難度較大，可采用了上部順作下部逆作的順逆結合法。Tan等[14]研究調查了上海地鐵車站基坑，順逆結合開挖的變形特征，指出其抗變形能力優于順作法，工期短于逆作法。

雖然國內外學者已開展了大量的研究工作，但對于大多數研究仍集中于矩形基坑，對于小直徑圓形基坑研究很少，其受力變形特性尚未明確，開挖方法仍有優化空間。因此，本文結合滇中引水龍泉倒虹吸接收井基坑的工程案例，通過數值模擬的手段，研究小直徑圓形基坑施工力學特性，而后采用“順逆結合”的思路，對原有開挖方案進行優化設計，最終通過計算比選出合適的開挖方案，以更好的指導設計與施工。

1 工程概況

龍泉倒虹吸為滇中引水工程昆明段輸水工程的其中一段，主要位于昆明市盤龍區境內，其中倒虹吸接收井位于昆曲高速與灃源路交叉口西側綠化帶內。工程附近分布有昆曲高速和龍泉路、灃源路、北京路、穿金路等多條市政道路等，交通便利。

接收井建基高程為1 886.700 m，地面高程為1 964.000 m，地連墻頂高程為1 961.400 m，基坑開挖深度77.3 m。基坑圍護結構為R=10 m圓形結構，采用1.5 m厚地下連續墻，地下連續墻墻成槽深度96.6 m，分Ⅰ期槽和Ⅱ期槽施工，接頭型式為銑接頭，墻頂設鎖口圈梁，連續墻嵌入基巖，內襯墻為R=8.5 m圓形結構，厚度1 m。如圖1所示，接收井地下連續墻采用銑槽機成槽，共劃分14個槽段，一、二期槽段各7個。一期槽段三銑成槽，二期槽段一銑成槽。一、二期槽段間采用銑接頭。

工程勘察表明，該段接收井基坑開挖深度范圍內涉及的地層主要為：<1>素填土、<2>粉質黏土、<2-1>黏土、<2-2>粉土、<3>粉質黏土、<3-1>黏土、<3-2>粉土、<3-3>泥炭質土，地下連續墻成槽深度范圍內除上述地層外，還涉及到<4>強風化白云質灰巖，其地質縱斷面圖如圖2所示。

圖1 接收井基槽分幅圖

根據本工程的原始設計資料，該接收井基坑擬采用逆作法施工，每3 m為一段，共計26段，開挖完一段后隨即施工一段襯砌，待襯砌強度達到80%以上方可繼續向下施工。

2 工程重難點分析

(1) 接收井地連墻插入地層地質復雜，基坑開挖深度達77 m，系國內目前開挖深度最大的基坑，尚無相關施工經驗借鑒，不可控因素多。

(2) 由于基坑開挖深度大，擋墻圍護結構變形是否因過大而超限，是施工成敗的重要影響因素之一。

(3) 接收井地下連續墻下穿人工雜填土、中細砂、黏土、礫質土、淤泥質黏土、砂卵礫石，墻底下穿白云巖夾頁巖及石英砂巖夾頁巖，如何合理安排基坑開挖施工方案，對于確保基坑結構安全至關重要。

圖2 接收井基坑地質縱斷面圖

3 圓形基坑無支撐順作法施工模擬

為優化基坑開挖方案，需研究圓形基坑開挖過程中的力學變形特性。為此，首先以明挖順作法作為基準施工方案進行分析(僅施作鎖口圈梁，不施作支撐，開挖至坑底之后再澆筑內襯)，根據該方案的研究結果，再對開挖方案進行針對性調整，從而優化出具有更合理的施工方案。

3.1 模型建立

(3)結構材料力學參數。在滇中引水倒虹吸接收井施工中，地連墻及主體結構內襯澆筑混凝土設計強度等級均為C35，混凝土參數見表2。地連墻與內襯墻均采用彈性本構模型的二維板單元進行模擬，地連墻與內襯墻之間既傳遞剪力也傳遞彎矩，無相對滑動即位移耦合。

表1 各土層物理力學性質

表2 結構單元材料參數

依據“兩墻合一”的思路，模型中地連墻與側墻為一整體，即內襯墻施工通過改變地連墻厚度來實現，其彎矩、剪力按照地下連續墻與內襯墻的剛度分配。

選取單位寬度(b=1 m)的圍護結構為研究對象，其對應的地連墻和內層墻厚度分別為h1、h2，面積分別為A1、A2，對應的慣性矩分別為I1、I2，圍護結構彈性模量為E，則地連墻彎矩分配系數：

(1)

相應的地連墻剪力分配系數為：

(2)

(3)邊界和荷載施加。綜合考慮基坑施工對周邊影響范圍，取模型范圍為長200 m、寬200 m、深度120 m，如圖3所示。

圖3 三維有限元計算模型

模型邊界條件為側面和底面設置位移邊界，模型四周設置法向水平位移約束，底部設置X、Y、Z方向的位移約束，頂部邊界為自由表面。模型荷載為地面超載，在基坑周邊場地范圍內施加20 kPa的場地超載。

(4)開挖過程模擬。參照現場施工計劃的安排，在計算中對順作法施工過程模擬的內容參見表3。

表3 順作法工況施工步驟簡述

3.2 結果分析

對于順作法施工計算結果，主要從以下三個方面進行分析：豎向位移、水平位移、塑性區分布。因是圓形基坑，故本次計算中未考慮支撐架設。

3.2.1 豎向位移

本方案中基坑開挖及主體結構施工完成后土體豎向位移如圖4所示。可以看出，在坑內土體全部開挖完成后，基坑周圍土體會出現沉降現象，而在基坑底部會出現隆起現象。最大沉降發生在地表面處，約為3.77 mm，最大隆起發生在基坑底部，約為15.35 mm。

圖4 施工完成后土體豎向位移變化云圖

地表沉降隨施工變化如圖5所示，其中X=8.5 m處為地連墻頂位置。由圖5可知，在施工過程中，當開挖至23 m深度之前，擋墻外側地表呈沉降趨勢，最大沉降發生在開挖至8 m深度時，沉降峰值約為0.44 mm，發生在地連墻頂處；而后在開挖至基坑底部過程中，因回彈卸荷的影響，地表逐漸隆起，最大隆起值為0.59 mm，發生在開挖至47 m深度處，與此同時，地連墻頂最大隆起達到2.99 mm。出現隆起的原因，一方面是由于圓形地連墻剛度較大導致變形較小，故很少因圍護結構變形而帶動地表沉降；另一方面是由于本次模型計算中未考慮降水引起的固結沉降。總體而言，基坑開挖過程中，地表變形很小，且隨著與擋墻距離的增大而減小，即基坑開挖對擋墻外50 m范圍外的地表土體變形影響很小。此外，當內襯墻澆筑后，由于結構自重影響，地表產生比較大的沉降變形。

圖5 施工過程中地表豎向位移變化圖

3.2.2 水平位移

基坑開挖及主體結構施工完成后所引起的土體水平方向位移如圖6所示，地連墻水平位移隨施工變化如圖7所示。可以看出，在開挖深度47 m以上時，地連墻水平位移均勻增加，增速較小且側向位移較小；在開挖47 m～65 m深度附近時，擋墻變形速率呈增大趨勢；而在開挖深度65 m以下時，基坑開挖至巖層，地連墻側向位移基本不變。此外，擋墻出現較大變形主要是在開挖至57 m深度之后。因此，在57 m深度以上可考慮采用順作法，而57 m深度以下宜采用逆作法或加密布設支撐以保證施工安全。

3.2.3 塑性區分布

基坑開挖及主體結構施工完成后所引起的土體塑性區分布如圖8所示。由圖8可知，基坑在開挖完成后，在土、巖交界面深度處的基坑周邊土體中存在局部塑性區，且在開挖面之上的土體亦有一倒錐形的塑性區形成，與水平面近似成45°+φ/2，該倒錐面隨著基坑開挖而逐漸向下移動，并相應增大。因此，在巖土交界面附近施工時應注意采取控制措施，防止土體整體剪切破壞。

圖6 施工完成后土體X方向位移變化云圖

圖7 施工過程中地連墻水平位移變化圖

圖8 施工完成后土體塑性區云圖

3.2.4 地連墻及內襯墻應力

基坑開挖及主體結構施工完成后所引起的地連墻與內襯墻內力如圖9所示，其中剪力為正值代表朝向基坑內側，剪力為負值代表朝向基坑外側，彎矩正值代表受拉，彎矩負值代表受壓。可以看出，基坑施工完成后，地連墻與內襯墻中最大彎矩為437.2 kN·m，位于65 m深度處，最大剪力為59.8 kN，位于73 m深度處，按照上文所求彎矩及剪力分配系數可得，地連墻中最大彎矩為333.6 kN·m，內襯墻中最大彎矩為103.6 kN·m，地連墻中最大剪力35.8 kN，內襯墻中最大剪力為23.9 kN，均滿足結構設計要求。

圖9 施工過程中地連墻與內襯墻內力包絡線

4 基坑開挖方案優化

4.1 開挖方案擬定

基于前述對基坑“順作無支撐”基準方案的施工過程力學特性的分析，可知對于圓形基坑，其地連墻變形較小，最大值僅有16.0 mm，遠低于一級基坑圍護結構要求值，這說明圓形圍護結構環向受壓作用明顯，基坑施工安全性較高。因此兼顧施工技術及類似工程經驗，現初步提出以下4種方案，用以對比分析。

(1)方案1。采用“明挖順作法”施工，在施工過程中加設支撐。0～16 m深度范圍內，每8 m設一道環梁作為支撐，環梁截面1.0 m×1.5 m(寬×高)，共設2道支撐；16 m～57 m深度范圍內，間距6 m左右，共設8道支撐；57.0 m～77.3 m深度范圍內，支撐形式與之前相同，間距4 m，共設4道支撐。包括鎖口圈梁在內，共設14道支撐。

(2)方案2。根據3.2節計算結果，基坑開挖至59 m～69 m時屬于較為危險的區域，故考慮采用在地表直至灌漿平臺(0～57 m)深度范圍內采用明挖順作法施工，在平臺以下57.0 m～77.3 m范圍內采用逆作法施工，即“順-逆結合法”施工。順作部分加設支撐，包括鎖口圈梁在內共設10道支撐，間距由8 m逐漸減至6 m，逆作部分共設5段，間距4 m。

(3)方案3。采用“順-逆-順結合法”施工，在地表以下0～57 m深度范圍內采用明挖順作法施工，步距由8 m逐漸減至6 m，在57 m～69 m深度范圍內采用逆作法施工，步距為4 m，在69.0 m～77.3 m深度范圍內采用順作法，施工步距為4 m。其中，順作法部分加設支撐，包括鎖口圈梁在內共設11道支撐，逆作部分共設3段。

(4)方案4。采用“全逆作法”施工，施工步距根據深度增加逐漸減小，由8 m逐漸減小至4 m，共設14段，開挖一段，內部襯砌一段。

4.2 不同方案結果分析

對于上述不同方案，分別對豎向位移、水平位移、土體最大主應力、土體最大剪應力、塑性區分布、地連墻應力和內襯墻應力等方面的結果加以比較分析。對于不同方案，以上幾個方面的變化趨勢基本相同，差別主要體現在各個方面的最大值及最小值。

表4給出了基準方案(順作無支撐的開挖方案)、方案1(順作加支撐)、方案4(全逆作)的計算結果對比，其中應力為負代表壓應力，應力為正代表拉應力。對比基準方案、方案1和方案4可以發現雖然加設支撐可減少施工完成后地連墻水平位移，但采用逆作法施工的地連墻水平位移仍為最小，且相對于順作無支撐，采用順作加支撐可減少8.4%地連墻位移，而采用逆作法施工可減少21.6%的地連墻位移；其次，對于地表沉降、地連墻與內襯墻應力，逆作法所得結果也比順作法相對要好一些；此外，采用逆作法施工，基坑周圍土體塑性區范圍亦相對較小。由此可見，對于超深圓形基坑，逆作法施工比順作法施工更安全。

表4 各方案綜合對比表1

根據第3.2.2節分析結果可知，基坑開挖47～65m深度范圍內土體屬于較危險的區段，采用逆作法較為適宜。故在方案2、方案3、方案4中，綜合考慮模板支架懸吊位置等因素，對位于57 m～69 m深度危險處均采用逆作法施工，而對0～57 m以及69.0 m～77.3 m范圍分別采用了順作的方法。這三種方案的計算結果如表5所示，其中應力為負代表壓應力，應力為正代表拉應力。可以發現，三種方案最終施工完成后數值模擬結果相差很小，因此可以說非危險區段的開挖方案對于危險段(60 m～70 m深度)影響不大。

綜上所述，考慮到施工工期及下部圍巖性質，優先推薦方案3，即在危險段采用逆作法、在非危險段采用順作法，即在地表以下0～57 m深度范圍內采用明挖順作法施工，在57 m～69 m深度范圍內采用逆作法施工，在69.0 m～77.3 m深度范圍內采用順作法施工。其次，出于安全考慮，推薦方案2，即上順下逆。

表5 各方案綜合對比表2

5 實測數據分析

5.1 實際開挖方案

接收井基坑開挖采取對上部-4.1 m～-50.0 m順作法施工，開挖一段后分兩段進行內襯施工，利用工序銜接縮短混凝土的等強時間，對下部-50.0 m～-77.6 m，采用全逆作的方法分層開挖并施工內襯。整體開挖步距如表6所示。

表6 接收井基坑實際施工分層開挖步距表

5.2 監測點布設

為了保證盾構接收井施工的順利進行，并驗證數值計算模擬結果的合理性，在基坑開挖過程中進行自動化監測，根據基坑的平面位置關系設置了測斜監測點JSJ-IN-01—JSJ-IN-04，其平面位置如圖10所示。

圖10 各測斜監測點平面位置示意圖

5.3 監測數據分析

取對向的兩測斜點JSJ-IN-02與JSJ-IN-04，取在開挖至30 m、60 m深度時監測數據與數值模擬方案2結果(上順下擬)對比，如圖11所示。

圖11 監測數據與數值模擬對比圖

由圖11可得如下結論：

(1) 隨著基坑逐漸開挖，地連墻變形逐漸增大，最大值點逐漸下移。JSJ-IN-02測點最大變形達到3.03 mm，發生在60.5 m深度處，JSJ-IN-04測點最大變形達到3.39 mm，發生在51.5 m深度處，而當開挖至60 m深度時，數值模擬所得地連墻最大變形為2.60 mm，發生在48 m深度處，與實測數據較為接近，但有一定誤差，原因為數值模擬未能考慮到地連墻施工質量的差異以及地連墻槽端接頭的影響。

(2) 對比JSJ-IN-02測點與JSJ-IN-04測點，兩測點位于圓形基坑對立兩側，在開挖至30 m深度時，兩測點所得地連墻變形較為接近，均呈現弓形分布，最大位移量分別為2.79 mm和2.30 mm，分別位于20 m深度和24.5 m深度。而當開挖至60 m深度時，兩測點所得地連墻變形有所差異，主要體現在70 m以下巖層內地連墻位移，JSJ-IN-04測點70 m深度以下仍有接近3 mm的變形量，這一方面與地層的空間變異性有關，一方面與地連墻垂直度控制有關，側面體現了超深地連墻垂直度控制的重要性。

6 結 論

(1) 對于小直徑超深圓形基坑，基坑施工過程中地連墻變形很小，數值模擬結果顯示變形最大值僅有4.84 mm，實測數據顯示變形最大值為3.39 mm，遠低于一級基坑圍護結構要求值139.1 mm，且剪力彎矩均較小。這說明圓形圍護結構環向受壓作用明顯，變形小，基坑施工安全性較高，采用順作法施工代替逆作法施工是可行的。

(2) 數值模擬與監測數據表明，基坑開挖過程中地連墻最大變形位置逐漸下移，最終集中在63 m深度巖土交界面附近，且巖土交界處由于應力集中更容易發生塑性破壞，這說明對于巖土交界區域，在開挖方案擬定時要偏安全考慮。

(3) 通過對比不同方案，可以發現逆作法施工比順作法施工更安全，但效果不明顯。相對于順作無支撐時地連墻最大變形，采用加設環撐可減少8.4%，而采用逆作法施工可減少20.4%；這說明對于類似小直徑圓形基坑，其圍護結構已具有足夠支撐強度，改變開挖方式對基坑變形影響有限。

(4) 因此綜合以上結論，推薦對于類似小直徑超深圓形基坑，采用“順逆結合”的開挖方式，在上部采用順作法，在下部采用逆作法，兼顧施工安全性的同時提高施工便利性，獲得良好的施工效果。