逆作法超深基坑實測土壓力分析

基坑圍護結構上的土壓力為其主要的荷載形式，如何準確計算圍護結構上的土壓力關系到工程的安全性與經濟性。不同計算指標和計算方法的選取對計算結果影響較大。對于不同地區、不同土性以及不同施工方法，其計算指標和方法的選取可能會有一定的適用條件。對順做法基坑土壓力的計算和實測，已經積累了很多經驗，而逆作法作為一種比較新式的施工方法，其土壓力計算及實測積累經驗不多。

工程實踐中確定土體抗剪強度的方法有兩種，即總應力法和有效應力法。對于正常壓密飽和粘土地基來說，不少人喜歡采用前者。

在利用總應力法確定土體的抗剪強度時，有兩種強度指標可供選用，即不排水總強度指標Cu（φu=0），和固結不排水總強度指標Ccu和φcu。Cu、φu可以用三軸不排水試驗測得，對于滲透系數k＜1×10-7cm/s的粘土，也可通過直接快剪試驗測定。k＞1×10-7cm/s的土在直剪儀中即使受到快速剪切，仍會發生部分排水或吸水，從而歪曲試驗結果。如果k＜1×10-7cm/s，又是正常壓密飽和土，則還可以通過無側限抗壓強度試驗或十字板剪力試驗測得。

Ccu和φcu可以通過三軸固結不排水試驗測定，對k＜1×10-7cm/s的土，才允許采用直接固結快剪試驗測得。否則直剪和三軸試驗給出的結果相差較大，對于正常壓密土而言，直剪成果偏于危險；對超壓密土而言，直剪成果偏于安全。

在利用有效應力法確定土體抗剪強度時，其指標C＇、φ＇可通過直接慢剪或三軸排水試驗測定。如果k＜1×10-7cm/s，則直徑為4 cm的三軸試樣和厚度為2 cm的直剪試樣僅在剪切階段約分別需持續數十小時和數小時。為減少麻煩，既可采用測定孔壓的三軸固結不排水試驗，也可采用應力控制式直剪儀[1]。

土壓力計算方法有水土分算與水土合算。水土分算是指水壓力和土壓力分開計算，即有效應力σz＇將在擋土結構上產生土壓力，而孔隙水壓力u是各向等壓的，故直接作用在擋土結構上。

水土合算計算土壓力時考慮土體自重的總應力σz，不再計及水壓力影響，即土壓力中包含了水壓力。

國內有部分學者傾向于水土分算，而另外一部分學者則傾向于水土合算，對于該問題曾有過激烈的討論[1～4]。有的學者認為：采用總應力強度指標應該用水土合算。而也有學者認為：總應力法應該是指將土骨架應力和超靜水壓力綜合在一起考慮，而不包括靜水壓力，故即使用總應力法測定的指標也應該采用水土分算。

水土分算符合有效應力原理，比較容易讓人接受；而水土合算違背有效應力原理，但有一定微觀基礎[5]。沈珠江[6]推導了以常規三軸固結不排水剪參數Ccu和φcu表達的垂直擋土墻上的主動土壓力和被動土壓力公式，通過分析認為即使采用總強度理論，也必須采用水土分算的方法。

本文以實測數據為基礎，對實測土壓力與不同方法以及不同指標計算所得主動土壓力進行對比，分析了逆作法基坑對于不同性質的土層，不同基坑開挖階段，采取何種試驗指標以及計算方法更與實際接近，希望能為天津地區設計積累經驗。筆者還對基坑開挖過程中土壓力變化過程，土壓力變化及分布的影響因素進行了分析。

1 工程概況與現場監測

1.1 工程概況

天津站交通樞紐工程后廣場工程是天津地鐵2號線、天津地鐵3號線、天津地鐵9號線（津濱輕軌）、京津城際鐵路及國鐵的換乘樞紐。該工程主要采用明挖順作法和蓋挖逆作法（與城際鐵路施工結合部位）施工。地下3層結構底板埋深約23.5m，局部4層結構底板埋深約29.5m。實測結果來自一標段。

1.2 土質條件及土層參數

天津站交通樞紐工程場區地層為第四系全新統人工填土層、第Ⅰ陸相層（第四系全新統上組河床～河漫灘相沉積）、第Ⅰ海相層（第四系全新統中組淺海相沉積）、第Ⅱ陸相層（第四系全新統下組沼澤相沉積層、河床～河漫灘相沉積）、第Ⅲ陸相層（第四系上更新統五組河床～河漫灘相沉積）、第Ⅱ海相層（第四系上更新統四組濱海～潮汐帶相沉積）、第Ⅳ陸相層（第四系上更新統三組河床～河漫灘相沉積）、第Ⅲ海相層（第四系上更新統二組淺海～濱海相沉積）、第Ⅴ陸相層（第四系上更新統一組河床～河漫灘相沉積）、第Ⅳ海相層（第四系中更新統上組濱海三角洲相沉積）。場區內各土層分布及土層參數見表1。

表1 土層分布及參數

1.3 監測布點情況

一標段共布置3個土壓力測孔，編號為TY1、TY2、TY3。每個測孔深35m，每隔5m設置一測點，每孔共7測點，見圖1。

圖1 土壓力監測點平面布置

3個測孔在施工過程中不同程度的受到影響，測孔TY1在開始進行監測時已經被破壞；測孔TY2由于受到施工的影響而無法進行監測；測孔TY3在施工過程中最下面點受到破壞，至負二層開挖完畢時，全部測點無法進行監測。監測從基坑開挖開始，至負二層基本開挖完畢，已進行部分混凝土層板澆筑，監測頻率為每周一次。

2 實測土壓力與計算對比分析

采用固結快剪指標與三軸固結不排水指標分別進行水土合算和水土分算，三軸固結不排水有效指標進行水土分算。計算結果表明，采用同一種計算方法，不同試驗指標計算的主動土壓力值非常接近，而采用不同計算方法，相同指標，計算所得的土壓力值有很大差別。

圖2為采用不同試驗指標，水土分算以及水土合算計算所得的主動土壓力與基坑開挖各階段實測土壓力的對比。

圖2 實測土壓力值與計算土壓力值曲線

由圖2可以觀察到實測土壓力均隨著深度的增加呈波狀增長。基坑開挖2m時，10m以上的土層，主動區土壓力實測值與水土分算計算值非常接近，而在15m以下部分，主動土壓力實測值則與水土合算值非常接近。由表1可知，該深度范圍內的土層主要為粉土和粉質粘土，夾雜一些粘土和粉砂，上下并沒有明顯的土性的區別。其原因可能是由于逆作法基坑變形模式的影響。

基坑開挖至負一層底面（開挖9m）時，30m以上深度范圍內實測土壓力整體減小，而35m深度處實測土壓力則相對增大。上部實測土壓力值介于水土分算和水土合算的主動土壓力值之間，中部普遍小于水土合算的主動土壓力值，但相差不多，而下部則還是非常接近水土合算值。

基坑開挖至負二層底面（開挖15.5m）時，實測土壓力繼續整體減小，其分布特性則與開挖至負一層底面時的情況基本相同。

導致圖2中實測土壓力與計算值的差異的原因可能是：圍護結構在開挖面附近向坑內變形較大，而由于頂板支撐作用以及被動區土體約束作用，圍護結構頂部和下部向坑內變形較小，中部產生土拱效應[7]。

值得說明的是，雖然上述實測土壓力與計算的主動土壓力值比較接近，但是主動土壓力為墻后土體達到主動極限狀態下的土壓力。在開挖2m時，實測土壓力雖然與計算值較為接近，但該實測土壓力并非主動土壓力。只能認為該實測土壓力介于靜止土壓力與主動土壓力之間。在開挖9～15.5m的過程中，實測土壓力呈減小的趨勢，也說明了墻后土體還未達到主動極限狀態。

3 開挖過程中土壓力變化分析

1）基坑開挖過程中，土壓力整體呈減小趨勢。基坑開挖過程中，基坑內部土體逐漸被挖空，開挖深度范圍內基坑內側土壓力逐漸減小，直至為零，地連墻向坑內變形，坑外土體由靜止狀態逐漸向主動極限狀態發展，土壓力也從靜止土壓力向主動土壓力發展，最終實測土壓力值趨于水土合算的主動土壓力值。由圖3可知，負一層開挖過程中，實測土壓力值減小了2.0%～38.4%，負二層開挖過程中實測土壓力值減小了2.4%～39.2%，圍護結構上部其變化比例較大，隨著深度增加，變化比例逐漸減小。

圖3 土壓力隨深度變化曲線

2）承壓含水層抽水，導致該土層主動土壓力突然減小。在開挖至負一層底面，局部底板已經澆筑完畢，準備進行負二層開挖前，需進行提前降水。在大概20m深度處有一承壓含水層，厚度大概為5m，此次降水在該土層中抽水。雖然承壓水層較薄，設計上地連墻把承壓水層完全隔斷，但是由于一標段與二標段相連，一標段進行基坑開挖的過程中，二標段地連墻還未施工完畢，故坑內和坑外的承壓水層還是連通的。

由圖4可知，在進行降水的過程中，土壓力在該土層處急劇變化，該層土壓力減小到原來的51%，而對于其他土層土壓力的影響卻很小。這種土壓力的急劇變化可能對基坑的穩定性產生不利的影響，工程中不可忽視。

圖4 承壓水層抽水導致土壓力變化曲線

4 土壓力與圍護結構變形的關系

由圖5可知，基坑開挖過程中，土壓力有時呈現出上部土壓力增大，而下部土壓力減小的現象。負一層開挖時土壓力增大與減小的拐點大概在16m處，而負二層開挖過程中其拐點大概在26m處。

圖5 土壓力分布受圍護結構變形影響曲線

這與圍護結構的變形發展趨勢有關。由于與本文所采用的土壓力計相對應位置的地連墻測斜管被破壞，只能與其他位置地連墻變形作示意性對比分析。

圖6為在負一層開挖過程中另一處地連墻測斜結果。在進行土方開挖時，開挖面上下一段范圍內向基坑內部變形，而地連墻墻頂下一段范圍內卻是向基坑外變形。這個趨勢與基坑開挖過程中的土壓力變化相符合：上部由于地連墻向坑外變形，其土壓力增大，而下部分地連墻向坑內變形，其土壓力減小。

高偉[8]等通過有限元計算和實測對比，認為坑底以上主動區大體是穩定的，而坑底以下的主動被動區則呈不斷變化的。而本文中的實際觀測結果表明，在坑底以上的部分也有可能出現被動區。其原因可能是本工程采用逆作法，而且以頂板作為支撐，其剛度比較大，導致基坑開挖的過程中上部地連墻向坑外變形。而對于負一層與負二層開挖過程中土壓力變化“拐點”的位置與開挖深度以及支撐數量和位置有關，開挖深度的增加以及支撐（在此工程中為層板）的增加導致拐點的下移。

由圖5還可以觀察到，基坑開挖過程中，土壓力大致呈“R”形分布，這種土壓力分布形式與圖6所示圍護結構發生了“繞墻趾轉動+鼓脹”[7]的變形模式相對應，與王保健等得出的結果一致。而對于這種分布形式，虞建華[9]解釋為：墻后土壓力隨開挖深度增加，土壓力分布在支撐作用下發生重分布，即產生了“土拱”效應。由土壓力分布趨勢可以看出“土拱”形成范圍大概在10～24m之間。

圖6 圍護結構變形曲線

5 結論

1）本工程采用逆作法施工，場地土層主要為粉質粘土和粉土，其圍護結構上作用的土壓力與計算值較為接近，圍護結構上部，大概10m以上的范圍內，土壓力與水土分算的朗肯土壓力較為接近，而下部分，大概15～35m的范圍內，則更接近于水土合算值。

2）在基坑還未完全封閉，承壓水沒有被完全隔斷的情況下，承壓水層抽水會導致該承壓水層范圍內土壓力的急劇減小，該層土壓力減小到原來的51%。這種土壓力的變化可能對基坑的穩定性產生不利影響，工程中不可忽視。

3）圍護結構上的土壓力隨著基坑的開挖，整體呈減小趨勢，每一步開挖過程土壓力大概減小2%～38%。而圍護結構的變形很大程度上影響著土壓力的變化和分布，存在著圍護結構上部減小，下部增大的現象。負一層和負二層的開挖過程中，土壓力變化的拐點從16 m下移到26m。

[1]陳愈炯，溫彥鋒.基坑支護結構上的水土壓力[J].巖土工程學報，1999，21（2）：139-143.

[2]魏汝龍.總應力法計算土壓力的幾個問題[J].巖土工程學報，1995，17（6）：120-125.

[3]魏汝龍.開挖卸載與被動土壓力計算[J].巖土工程學報，1997，19（6）：88-92.

[4]陳愈炯.總強度指標的測定和應用[J].土木工程學報，2000，33（4）：32-34.

[5]李廣信.基坑支護結構上水土壓力的分算與合算[J].巖土工程學報，2000，22（3）：348-352.

[6]沈珠江.基于有效固結應力理論的粘土土壓力公式[J].巖土工程學報，2000，22(3）：353-356.

[7]王保健，熊巨華，朱碧堂.圍護結構變形模式對土壓力的影響[J].巖土工程學報，2006，28(S1）：1475-1480.

[8]高 偉，竇遠明，周曉理，等.分步開挖過程中基坑支護結構的變形和土壓力性狀研究[J].巖土工程學報，2006，28(S1）：1455-1459.

[9]虞建華.深挖基坑的支擋結構形狀及土壓力分析[D].天津：天津大學，1996.