针对基坑开挖围护结构体系性状，国内外学者进行了大量的研究工作，取得了许多有益的成果. 吴忠诚等[4]、徐中华等[5]、楼春晖等[6]、吴昌将等[7]基于现场实测数据，分别对复合土钉墙、灌注桩围护墙、SMW围护桩及地下连续墙基坑围护结构变形性状进行研究，反映了不同围护结构型式对基坑性状的影响差异较大. 蔡袁强等[8]、徐长节等[9]、郑刚等[10]研究了基坑开挖深度对围护结构受力及变形的影响，发现挖深越大，性状差异越明显，对围护结构越不利. 郑刚等[11]分析了坑内降水时间、水位降深及土性对基坑开挖变形性状的影响，认为降水能明显改善土体力学特性，减少坑底回弹变形，改善基坑变形性状. 许四法等[12]研究了基坑开挖对临近既有运营隧道的变形规律. 丁勇春等[13]探讨了基坑分区开挖、坑内加固、水位变化等对基坑围护墙变形及支撑轴力的影响程度. Ou等[14-15]针对台北地区软土基坑监测数据统计发现墙体最大侧移位置深度基本位于开挖面附近. 程康等[16]、魏仕锋等[17]及应宏伟等[18]总结了杭州软土地区基坑案例监测资料，认为施工方法及开挖面积对围护结构变形及周边环境影响较大. 万星等[19]、廖少明等[20]针对江苏地区深基坑工程案例统计分析，发现SMW工法桩围护效果最差，地连墙与灌注桩围护效果相当，插入比越大，围护墙侧移量越小，对围护结构越有利. 徐中华等[21]统计了上海软土地区基坑地连墙围护结构变形性状，得出其最大侧移量平均值为0.42%H(H为基坑开挖深度)，相比康志军等[22]及张震等[23]的研究结论偏大，表明即使在相同地区，不同基坑开挖尺寸、不同围护类型的基坑性状也存在较大差异.
不难发现，基坑围护体系性状与围护结构类型、基坑形状、开挖深度、施工方法、地层性质、降水条件及周边环境影响等密切相关. 另外，考虑到基坑所处环境的复杂性及明显的地域性特点，不同地区基坑开挖对围护结构体系性状影响差异较大，很难具有普适性. 广州地处珠三角冲积平原，为我国典型的沿海软土地区之一，广泛分布有流塑~软塑状淤泥及淤泥质土，层厚普遍在20~40 m，最深达58 m，远高于其他同类地区，土层具有“北强南弱”、“北浅南深”的分布特点. 广州南沙港区为近年来对外港口贸易发展要塞，有关该地区深厚软土基坑实测研究报道甚少，缺乏系统的分析与探究. 鉴于此，本研究以广州南沙港铁路明挖隧道采用地下连续墙+多层内支撑作为围护结构的狭长深基坑为研究对象，通过对基坑开挖过程的墙体变形、墙体竖向钢筋应力、内支撑轴力及墙体外侧土压力等变化规律进行动态追踪，并结合现场大量墙体测斜实测数据统计分析，深入研究基坑开挖对围护结构体系性状的影响，为广州软土地区类似工程的设计与施工提供参考.
1. 工程概况及地质条件
新建广州南沙港铁路隧道位于南沙区珠江口龙穴岛海港大道，其中暗埋段长4500 m，隧道共划分为10个工区（A~J），采用明挖法施工. 基坑开挖深度为0 ~14.9 m，标准段开挖宽度为7~9 m，最小工区施工长度为170 m，具有开挖深度大（宽深比小）、长宽比大及变形控制要求高等特点，属典型的狭长深基坑工程. 沿线周边环境复杂，右侧紧贴海港大道，距基坑边缘最近不到20 m，左侧紧接港区码头，距基坑边缘最近不到15 m，同时下穿众多地下管线，基坑施工安全等级为一级.
场区地貌以珠江三角洲冲积平原为主，地势平坦开阔，海拔高程为0~5 m. 根据地勘报告，从地表往下揭露各土层参数如表1所示. 表中，d为土层厚，γ为重度，c为黏聚力，φ为内摩擦角，Es为弹性模量. 另外，基坑开挖深度范围内主要为淤泥及淤泥质土，局部含淤泥质粉砂. 场地水位埋藏浅，平均水位埋深约为1.7 m，局部含承压水，主要赋存于细砂、粗砂及细圆砾土中，承压水和潜水水力联系紧密. 考虑各分区施工工序、围护结构及基坑开挖深度等影响，基坑降水采用分段降水设计，其中疏干井在坑内按间距15 m布置，降压井在坑外按间距30~50 m布置，基坑开挖过程保证地下水位于安全水位以下，降水过程须注意流砂、涌水现象. 基坑施工及周边环境如图1所示.
表 1 土层物理力学参数
Tab.1
| 地层 | d/m | γ/(kN·m−3) | c/kPa | φ/(°) | Es/MPa |
| 素填土 | 3.9 | 18.5 | 10.2 | 7.0 | 3.5 |
| 淤泥 | 21.1 | 17.1 | 7.8 | 7.5 | 2.1 |
| 淤泥质土 | 10.3 | 17.5 | 10.6 | 9.0 | 2.4 |
| 淤泥质粉砂 | 5.8 | 18.1 | 0 | 15.5 | 3.8 |
| 粉质黏土 | 14.0 | 18.7 | 16.0 | 18.0 | 4.8 |
| 粉砂 | 6.4 | 19.0 | 0 | 25.6 | 12.0 |
| 细砂 | 12.2 | 19.0 | 0 | 27.2 | 16.5 |
| 中砂 | 3.5 | 19.5 | 0 | 28.0 | 21.0 |
| 粗砂 | 4.8 | 20.0 | 0 | 29.5 | 24.0 |
| 砾砂 | 5.2 | 21.0 | 0 | 32.0 | 30.0 |
| 细圆砾土 | 2.9 | 21.0 | 0 | 34.0 | 32.0 |
| 花岗片麻岩 | 18.0 | 24.0 | 120.0 | 39.0 | 400.0 |
图 1
2. 现场监测设计
2.1. 基坑支护方案
考虑基坑开挖深度大、地质条件差（软土层厚及含承压水）及周边环境影响大（右侧紧贴海港大道及左侧紧接三期码头出入口）等因素，选取NBDK4+724典型试验断面，该断面采用0.8 m厚地下连续墙+首道钢筋砼支撑（800 mm×800 mm）+2道Ф609钢支撑组成的围护结构体系（见图2），墙深h为43 m，基坑开挖深度H为14.6 m，开挖宽度为8.3 m，地下水位埋深1.9 m，地面标高4.2 m. 为了保证隧道主体结构及基坑开挖稳定性，在基坑开挖前，进行地基加固处理，分别如下：1）采用
图 2
2.2. 基坑开挖
基坑采用“竖向分层、纵向分段、线路分区、台阶法作业、先撑后挖、明挖顺筑”的开挖方式，开挖至基底标高，随后从下往上依次施作垫层、底板之类的主体结构，基坑主要施工步骤如表2所示.
表 2 基坑主要开挖台账
Tab.2
| 施工内容 | 开始日期 | 完成日期 | 备注 |
| 地下连续墙施工 | 2019/11/1 | 2019/11/3 | 左幅 |
| 2019/11/10 | 2019/11/12 | 右幅 | |
| 首道钢筋砼支撑 | 2019/12/5 | 2019/12/21 | − |
| 第1层土体开挖 | 2020/1/2 | 2020/1/7 | 停工 |
| 第1道钢支撑架设 | 2020/3/21 | 2020/3/23 | − |
| 第2层土体开挖 | 2020/3/26 | 2020/4/2 | − |
| 第2道钢支撑架设 | 2020/4/4 | 2020/4/6 | − |
| 第3层土体开挖 | 2020/4/10 | 2020/4/21 | 存在停滞 |
| 垫层浇筑 | 2020/4/23 | 2020/4/25 | − |
| 底板浇筑 | 2020/4/28 | 2020/5/5 | − |
| 侧墙浇筑 | 2020/5/22 | 2020/5/30 | − |
| 顶板浇筑 | 2020/6/15 | 2020/6/25 | − |
2.3. 监测内容
表 3 基坑监测内容一览表
Tab.3
| 监测项目 | 测点数 量/个 | 测试设备 | 控制指标 | ||
| 日变量 | 预警值 | 报警值 | |||
| 墙顶竖向位移 | 2 | 水准仪 | ±3 mm | ±16 mm | ±20 mm |
| 墙顶水平位移 | 2 | 全站仪 | ±3 mm | ±24 mm | ±30 mm |
| 墙体测斜 | 2 | 测斜仪 | ±3 mm | ±40 mm | ±50 mm |
| 墙体竖向 钢筋应力 | 10 | 钢筋计 | − | − | − |
| 钢筋砼支 撑轴力 | 4 | 钢筋计 | 砼支撑设计值1792 kN， 第1道钢支撑设计值2237 kN, 第2道钢支撑设计值2874 kN， 报警值均取设计值的70% | ||
| 钢支撑轴力 | 2 | 轴力计 | |||
| 墙外侧土压力 | 10 | 土压力盒 | − | ||
2.4. 测点布置
图 3
图 4
图 5
图 6
3. 监测结果分析
3.1. 墙顶竖向位移
针对墙顶竖向位移监测，在冠梁浇筑达到设计强度之后，在墙顶通过电钻钻孔埋设十字测钉，采用水准仪进行数据采集，得出基坑两侧墙顶竖向位移变化时程曲线，如图7所示. 可以看出，1）在基坑开挖支护阶段，两侧地连墙墙顶竖向位移变化趋势基本一致，呈“波浪状”变化. 在基坑浅层开挖过程中，土体应力释放有限，坑底回弹较弱，由于围护结构自重，加上降水过程引起软土固结沉降，墙体出现下沉趋势. 2）随着开挖深度的增加，坑底土体回弹加强，墙体出现缓慢上浮，在支撑架设完成后，受支撑约束、坑底加固及抗拔桩共同作用，结构的整体性增加，对坑底回弹起到一定控制作用，墙体缓慢沉降，表现出同步性，可见墙体在开挖期间以沉降为主. 3）在主体结构施工阶段，联合围护结构体系自重进一步产生沉降，其中靠海港码头的墙顶竖向沉降幅度变化很小，最终稳定在−4.68 mm，靠海港大道一侧，出现短暂的加速沉降现象，墙体两侧出现不均匀沉降，表现出明显的空间差异性，与庄海洋等[25]研究结论相符. 值得注意的是，文献[25]认为不均匀沉降产生主要是由于邻近建筑物及近接已施工工区基坑的影响，而本案例分析认为是由于坑外堆载及施工车辆荷载作用，反映了非对称荷载作用对围护结构体系产生的不利影响，现场及时采取限载措施，最终墙体竖向位移稳定在−8.2 mm，未超出预警值，处于安全范围.
图 7
3.2. 墙顶水平位移
针对墙顶水平位移监测，测点布置与墙顶竖向位移测点共用，采用全站仪进行数据采集，得出基坑两侧墙顶水平位移时程曲线，如图8所示.可以看出：1）在基坑开挖过程，两侧地连墙墙顶水平位移变化趋势基本一致，主要表现为向坑内挤压，随着钢支撑架设，预加支撑轴力抑制墙体向坑内变形，有效地抵抗了相对位置处围护结构的墙顶水平位移，最大水平位移不超过9 mm，且随开挖支护过程保持相对稳定. 2）在主体结构施工阶段，与地连墙“二墙合一”，围护结构刚度及整体性明显提升，但由于靠海港大道一侧坑外堆载及运输车辆荷载影响，墙体向坑内挤压，其水平位移向着迎土面发展，受支撑约束传递作用，靠海港码头一侧向坑外倾斜，整体出现单侧偏压现象，最大偏移量为9.6 mm，未超出预警值，现场及时采取限载措施，围护体系整体有所回弹. 3）建议基坑周边严禁过量堆载、超载，避免非对称荷载不利影响.
图 8
图 8 墙顶水平位移时程曲线
Fig.8 Time history curve of horizontal displacement of wall top
3.3. 墙体测斜
针对墙体测斜监测，在钢筋笼制作过程布设测斜管，采用测斜仪进行数据采集，得出基坑两侧地连墙不同施工工况下的墙体测斜变化曲线，如图9所示. 可以看出：1）在基坑浅层开挖阶段，墙体变形较小，墙体侧向变形表现为“勺”状，即中间大，两头小，随着基坑开挖深度的增加，墙体各测点侧向变形逐渐增大，且最大值位置逐渐下移，当基坑开挖完成时，靠海港码头一侧的墙体最大侧移位置位于开挖面以上约2 m，靠海港大道一侧的墙体最大侧移位置位于开挖面附近，与Ou等[14]及庄海洋等[25]研究结果一致，但与程康等[16]提出的位于开挖面之上相悖，主要原因是单侧受重型集装箱及渣土车辆之类的动力荷载累积作用，加上深厚淤泥地层有利于荷载向更深层传递，墙-土相互作用致使墙体应力动态调整以协调侧移变形而继续向下发展. 2）基坑两侧地连墙变形趋势基本一致，在不同工况下墙体变形相差较小，最大侧移量为37.69 mm（靠海港大道），约为0.26%H（H为开挖深度），与程康等[16]统计结果均值较接近. 须说明的是，文献[16]的工程案例是采用直径1.2 m的地连墙，基坑深度高达30.2 m的宽大深基坑，而本案例采用0.8 m直径的地连墙，基坑开挖深度为14.6 m的狭长深基坑. 由此可见，墙体最大侧移值实际是围护型式、基坑挖深及开挖面积等多因素综合影响的结果. 3）墙体变形主要发生在第2、3层土体开挖阶段，其变形量分别占累积变形的32.6%、40.1%，深部土层开挖应力释放更显著，反映了基坑开挖具有“深度效应”，表明深基坑分层开挖对墙体变形控制非常重要，墙体主要影响深度范围约为基坑开挖深度的2倍，与任彦华等[26]所提结论一致，具有显著的空间效应，表明深厚淤泥土层开挖对墙体变形影响较大. 4）随着主体结构施工，与墙体形成“二墙合一”，结构刚度整体提升，侧向变形略有减小，主要原因是受坑内主体结构自重及满堂支架荷载反压影响，被动土压力增大，产生一定的水平作用力，使墙体产生向坑外挤压作用，有利于提高墙体稳定性.
图 9
结合现场B、C区共115个监测断面的墙体测斜实测数据统计分析，对比其他地区研究成果，得出墙体最大侧移量δm以及墙体最大侧移位置深度Hδm与基坑开挖深度H的关系，如图10、11所示. 可以看出：1）本研究墙体最大侧移量δm变化范围为0.07%H~0.38%H，平均值为0.22%H，与万星等[19]、庄海洋等[25]统计结果均值相差较小，但相比Ou等[14]及徐中华等[21]的统计结果，本研究得出的
图 10
图 10 墙体最大侧移与开挖深度的关系
Fig.10 Relationships between maximum lateral displacement of wall and excavation depth
图 11
图 11 墙体最大侧移深度与开挖深度的关系
Fig.11 Relationships between location of maximum lateral displacement of wall and excavation depth
为了更好地说明规律，针对本工程狭长基坑与宽大基坑围护结构侧移实测数据统计结果对比分析，如图12所示. 可以看出，本研究墙体最大侧移量δm的平均值略小于程康等[16]的统计结果，但相比徐中华等[21]及Wang等[30]的统计均值明显要小. 主要原因如下：1）本案例地连墙插入比为1.4~2.7，平均值为2.0，而徐中华等[21]及Wang等[30]收集的地连墙插入比平均值小于1.0，相差近2倍，较大的插入比可以有效地减少墙体侧移量. 2）本案例坑底被动土均进行了加固处理，另外，受坑内抗拔桩“约束作用”，围护结构体系整体刚度有较大提高，增强了坑底抵抗侧向变形的能力. 3）宽大基坑由于开挖面积大，支撑长度较长，刚度相对较小，受空间效应影响强烈，而狭长基坑支撑长度相对较短，整体刚度较大，变形控制能力较强. 因此，狭长基坑相比宽大基坑抵抗侧向变形能力要强，整体稳定性要好.
图 12
图 12 狭长基坑与宽大基坑围护结构最大侧移对比
Fig.12 Comparison of maximum lateral wall displacement between long-narrow pit and wide pit
3.4. 墙体竖向钢筋应力
针对墙体竖向钢筋应力监测，在钢筋笼制作过程中，根据监测方案要求按设定间隔沿主筋方向焊接钢筋计，采用频率仪进行数据采集，得出基坑两侧墙体竖向钢筋应力变化曲线.
3.4.1. 不同测点墙体竖向钢筋应力
如图13所示为不同测点的墙体竖向钢筋应力变化时程曲线. 可以看出：1）在基坑开挖支护过程中，墙体竖向钢筋应力处于拉伸与压缩状态，整体表现为基坑开挖迎面以受拉为主，开挖背面以受压为主. 其中在靠海港大道一侧的3#测点前期受压，在第2道支撑架设后则表现为受拉，分析原因是认为该测点位于支撑架设点附近，而该侧同时进行钢支撑轴力计安装布置，在预加轴力作用下产生局部应力集中致使受力突变. 2）随着基坑深度开挖，土体卸载导致两侧土压差增大，使地连墙向坑内产生挤压变形，墙体竖向钢筋应力增大，诱发墙体应力动态调整以协调变形发展. 随着钢支撑架设，围护结构体系应力重分布，墙体竖向钢筋应力迅速减少，揭露了基坑开挖变形与应力动态调节过程，直至开挖完成逐渐趋向稳定. 3）在主体结构施工阶段，钢筋应力仅产生微小浮动，主要原因是与墙体“二墙合一”以及底板浇筑，围护体系整体刚度明显提高. 4）在靠海港码头一侧，由于钢筋笼下放或混凝土浇灌过程泥浆阻力牵制作用，不可抗力因素致使5#测点数据无法读取，其最大拉应力出现在3#测点位置，最大值为45.94 MPa，距离地表9 m，最大压应力出现在4#测点，最大值为23.83 MPa，距离地表12 m，表明墙体侧向变形最大位置出现在9~12 m. 在靠海港大道一侧，最大拉应力出现在4#测点位置，最大值为47.15 MPa，距离地表12 m，最大压应力出现在5#测点，最大值为46.58 MPa，距离地表16 m，表明墙体侧向变形最大位置出现在12~16 m，进一步说明墙体最大应力与深部测斜规律基本一致，位于开挖面附近.
图 13
图 13 不同测点的墙体竖向钢筋应力变化时程曲线
Fig.13 Time history curve of stress variation of vertical reinforcement of wall at different measuring points
3.4.2. 不同工况下墙体竖向钢筋应力
如图14所示为不同工况下墙体竖向钢筋应力变化曲线. 可以看出：1）在基坑开挖初期，不同深度位置测点的墙体竖向钢筋应力变化较小，沿深度均匀变化. 2）随着基坑深度开挖，墙体内外土压差增大，墙体向坑内侧移，竖向钢筋应力逐渐增大，在支撑架设过程中，支撑轴力抑制墙体向坑内变形，围护结构体系整体刚度及稳定性明显提高，使得开挖面以下测点的钢筋应力增长相对较小，表现为开挖面附近的钢筋竖向应力最大，与墙体测斜变化规律基本吻合，当基坑开挖至坑底位置，钢筋应力变化趋向稳定，反映了不同工况下墙体应力动态调整以协调变形发展. 3）在主体结构施工阶段，与墙体“二墙合一”，坑内被动土压力有所增大，墙体钢筋竖向应力略有减少，有利于墙体变形稳定.
图 14
图 14 不同工况下墙体竖向钢筋应力变化曲线
Fig.14 Stress curve of vertical reinforcement in wall underdifferent working conditions
3.5. 钢筋混凝土支撑轴力
针对钢筋混凝土支撑轴力监测，在钢筋笼制作过程中，分别在钢筋笼跨中4个边角主筋部位焊接钢筋计，采用频率仪进行数据采集，得出钢筋混凝土支撑轴力变化时程曲线，如图15所示. 可以看出：1）在混凝土支撑浇筑完成后，在基坑浅层开挖阶段，墙体仅发生微小变形，支撑轴力缓慢增加，随着开挖深度不断增加，基坑两侧土体卸载，土压力差增大，地连墙发生不可忽略的变形，混凝土支撑轴力加速增长且变化显著，受下道支撑约束承担地连墙传递的主动土压力，造成支撑轴力产生重分布，共同承受外荷载作用，支撑轴力逐渐减少，随着基坑深度开挖，对远处支撑轴力的影响越来越小，在隧道主体施工阶段，支撑轴力快速减少至趋向平稳. 2）基坑在第2~3层开挖过程中，深部土层开挖释放更多应力，钢筋混凝土轴力最大值达到2232.2 kN（2#上右），约为设计值的1.2倍，与康志军等[22]实测结果较近，墙后土压力主要由钢筋混凝土支撑承担，进一步说明基坑开挖具有“深度效应”. 值得注意的是，虽然存在实测超预警值现象，但由于下道钢支撑的及时架设，共同承担外部土压力荷载，支撑轴力动态调整，混凝土支撑轴力快速降低，最终轴力稳定在约1300 kN，约为设计值的0.73倍，支撑体系一直处于正常工作状态，未出现结构裂缝、失稳迹象.
图 15
图 15 钢筋混凝土支撑轴力变化时程曲线
Fig.15 Time history curve of axial force variation of reinforced concrete support
3.6. 钢支撑轴力
针对钢支撑轴力监测，当基坑开挖至设计钢支撑位置时，在对应钢支撑端部的活络头侧安装轴力计，且保证轴线对齐，采用频率仪进行数据采集，得出钢支撑轴力变化时程曲线，如图16所示.可以看出：1）钢支撑轴力在支撑架设完成之后较短时间内快速增长，历时2周左右即基本达到最大值，随基坑深度开挖表现出即时性，分析原因认为是土层开挖应力快速释放，主要由支撑承受外荷载，而深部开挖卸载对较远处的支撑轴力影响较小，这一点与程康等[16]提出的观点基本一致. 2）在下一道钢支撑架设完毕后，抑制了地连墙的侧向变形发展，受支撑约束共同承担地连墙传递的主动土压力荷载，造成支撑体系轴力重分布，使上一道支撑轴力有所减少，呈“波浪”状，反映了多层支撑结构中各支撑轴力大小随着基坑开挖和支撑架设过程动态调整. 3）随着基坑挖深增加，对远处支撑轴力影响变得很小，基本保持稳定. 现场实测第1、2道钢支撑最大轴力分别为其设计值的0.63、0.56倍，当基坑开挖完成，最终趋于稳定的第1、2道钢支撑轴力分别为其设计值的0.40、0.31倍，位于Tan等[31]提出的0.28~0.51倍设计荷载范围之内，分析原因认为是底板浇筑后提供较大的水平推力，墙体产生坑外挤压，同时围护结构刚度和整体性提高，较好地控制了墙体挠曲变形. 根据程康等[16]、康志军等[22]的观点，对于大多数钢支撑而言，现场实测最大轴力仅为设计值的约50%. 因此，本案例钢支撑设计偏保守，在保证支撑稳定的前提下，可以考虑支撑方案优化设计.
图 16
图 16 钢支撑轴力变化时程曲线
Fig.16 Time history curve of axial force change of steel support
3.7. 墙体外侧土压力
针对墙体外侧土压力监测，在地连墙钢筋笼制作过程中，根据监测方案要求，沿基坑开挖背面按设定间隔在主筋上绑扎土压力盒，采用频率仪进行数据采集，得出基坑两侧墙体外侧土压力变化曲线.
3.7.1. 不同测点墙体外侧土压力
如图17所示为不同测点的墙体外侧土压力变化时程曲线. 可以看出：1）在基坑开挖之前，坑内降水及地连墙成槽施工扰动影响，改变了土体结构性状，土压力发生一定幅度下降，但总体上基本保持平稳状态. 2）随着基坑开挖卸载，土体应力释放致使墙体产生向坑内挤压变形，土压力逐渐减少，且由静止土压力状态向主动土压力状态转变. 随着基坑深度开挖，墙外土压力明显下降，在支撑架设过程中，墙体应力迅速调整以协调变形发展，越接近开挖面，土体位移越大，越有可能处于主动土压力状态. 其中沿深度方向靠海港码头一侧土压力分别由开挖前的29.353、72.337、125.057、157.210、227.352 kPa下降到开挖完成后的21.742、56.798、81.067、109.249、158.110 kPa，下降幅度分别为25.9%、21.5%、35.2%、30.5%、30.4%，进一步说明基坑开挖具有“深度效应”. 3）在主体结构施工阶段，底板浇筑促使坑内被动土压力增大，提供了较大的水平支撑力，产生外侧挤压，墙体外侧土压力有所增大，随着主体侧墙施工与地连墙“二墙合一”，结构刚度整体提高，更好地控制了墙体变形，土压力变化趋向稳定.
图 17
图 17 不同测点的墙体外侧土压力变化时程曲线
Fig.17 Time history curve of earth pressure change outside wall at different measuring points
3.7.2. 不同工况墙体外侧土压力随深度分布
如图18所示为不同工况下墙体外侧土压力随深度变化曲线. 可以看出：1）不同位置测点的墙体外侧土压力沿深度变化近似线性分布关系，与程康等[16]提及结论一致，但与Wong等[32]提及的土压力分布模式不同，分析原因认为是开挖土层性状差异及邻近土体位移影响，本案例基坑开挖深度范围均为淤泥及淤泥质土，土层性状差异较小，正如程康等[16]的工程案例为30.2 m软黏土一样，实测土压力沿深度几乎呈线性分布. 2）随着基坑开挖深度增加，墙体内外侧土压差增大，墙体向坑内侧移，土压力减少，在支撑分层架设过程，支撑轴力抑制墙体向坑内变形，围护结构体系整体刚度及稳定性明显提高，墙外土压力在挖深8~11 m范围出现增大现象，主要原因是深厚软土基坑多层支撑支护结构土压力在支撑深度范围存在“土拱效应”，这一观点与应宏伟等[18]所提结论相同. 3）在主体结构底板施工过程中，受坑内反压推力影响，墙外土压力有所回弹，在底板完成后，联合墙体更具结构完整性，抗变形能力明显提高，土压力基本保持稳定，反映了不同工况下墙外侧土压力动态调整以协调墙体变形发展.
图 18
图 18 不同工况下墙体外侧土压力随深度变化曲线
Fig.18 Variation curve of earth pressure outside wall with depth under different working conditions
4. 结 论
（1）随着基坑深度开挖，墙体侧向变形最大值的位置逐渐下移，呈“勺”状，墙体最大侧移量变化范围为0.07%H~0.38%H（H为基坑开挖深度），平均值约为0.22%H，最大侧移位置深度位于Hδm为H－6~H＋3，且大多数位于开挖面以上.
（2）墙体变形主要发生在第2、3层土体开挖阶段，其变形量分别占累积变形的32.6%、40.1%，反映了深部土体开挖应力释放更显著，基坑开挖具有“深度效应”，深基坑分层开挖对墙体变形控制非常重要，墙体主要影响深度范围约为基坑开挖深度的2倍，具有明显的“空间效应”，表明深厚淤泥土层开挖对墙体变形影响较大.
（3）在基坑开挖支护过程中，墙体竖向钢筋应力状态表现为开挖迎面以受拉为主，开挖背面以受压为主. 墙体竖向钢筋应力与侧斜位移变化规律基本相似，随着基坑深度开挖，最大值位置逐渐下移，最大应力位于开挖面附近，揭露了墙体变形与应力动态调节过程，墙体应力动态调整以协调变形发展.
（4）基坑深部开挖对较远处的支撑轴力影响较小，支撑轴力发展主要在支撑架设后2周左右完成，随基坑开挖过程表现出即时性. 多层内支撑结构中各支撑轴力大小随基坑开挖和支撑架设过程动态调整，钢筋混凝土支撑轴力最终稳定值约为设计值的0.73倍，主要承担墙后土压力荷载，钢支撑轴力最终趋于稳定的第1、2道钢支撑轴力分别为其设计值的0.40、0.31倍，钢支撑设计偏保守，在保证基坑稳定的前提下，可以考虑支撑方案优化设计.
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