随着经济的快速增长，城市地下轨道交通因具有运行通畅、不易受恶劣天气影响、缓解地面交通拥堵等优势得到大力发展^[1-2]. 在轨道交通建设的过程中，深基坑开挖引发的一系列问题逐渐引起人们的重视，尤其是在地下水位较高、承压水头较大的地层中经常遇到的基坑渗漏问题^[3-5]. 一旦处理不当，基坑围护结构易形成透水通道并引发周围土颗粒流失，导致邻近敏感建筑物产生不均匀沉降、市政管道破裂、路面塌陷等一系列耦联灾变事故^[6-7].

针对基坑渗漏事故，不少学者利用案例分析和数值模拟手段展开研究. 在案例分析方面，秦尚林等^[8]通过分析汉口某基坑渗漏问题，发现止水帷幕缺陷及邻近管道破损是渗漏的主导因素. 蒋锋平等^[9]指出地连墙成槽质量差、预埋接驳器位置钢筋加密也是墙体漏水的重要原因. Tan等^[3]通过对上海某基坑渗漏事故进行反演分析，提出分别在地连墙渗漏点内外侧施作高压旋喷桩和搅拌桩来阻断渗流通道的有效建议. 赵云非等^[10]结合水文地质、施工因素以及水位监测3个方面，针对基坑渗漏问题提出“提早发现、及时堵漏”的综合预防措施. 在数值模拟方面，Wu等^[4]通过建立三维流固耦合有限元模型分析软土基坑止水帷幕存在缺陷的情景，发现漏水引起的地表沉降变化与漏水点埋深密切相关. Wu等^[11]探讨在基坑开挖降水期间止水帷幕渗水带来的影响，指出渗水量、坑外水位、地表沉降等与渗水处的渗透系数紧密相关. 黄帆等^[12]利用Midas/GTS建立数值模型分析基坑漏水，强调漏水点位置对渗流量及渗流路径有明显影响.以上研究对基坑渗漏事故的诱因、相应补救措施及灾害机理进行了深入分析，但主要集中在渗透系数较小的软土基坑，关于渗透系数较大的砂土基坑渗水、漏砂灾害的相关研究却鲜有报道^[13-14]. 砂性地层由于渗透性强、水力补给快且砂土颗粒黏聚力较小，止水帷幕一旦出现缺陷，结构松散、自稳性较差的砂粒往往会沿透水通道涌入坑内造成严重水土流失，威胁基坑稳定性及周边环境安全.

本研究依托东部沿海某深厚富水砂土基坑工程实例，通过实时监测2起墙体严重渗水灾害事故发生前后基坑地连墙侧向位移、周边敏感建筑物（电视塔）以及地下水位等变化数据，分析和总结事故的原因. 建立三维流固耦合有限元数值模型，深入分析深厚富水砂土基坑墙体渗水的变形特征及灾变机理，并根据实际情况中可能遇到的多种复杂情景（如不同渗水位置、有无隔离桩以及不同桩长）开展变参数研究，总结各情景下渗水事故对周边环境的影响规律.

渗水事故基坑为某滨海城市地下轨道交通换乘车站工程，基坑1（换乘基坑）开挖深度H_e=26.5 m，基坑2标准段开挖深度为17.6 m，端头井段开挖深度为21.1 m，车站东侧临近河道. 车站周边密布敏感建构筑物、地下电力-燃气-输水管线，其中基坑2南侧的电视塔属于需重点保护的建筑物. 电视塔塔高193.5 m，采用短桩筏板基础，桩长11.6 m，距基坑1及基坑2分别为42.0 、45.0 m，不超过3倍的基坑开挖深度影响范围^[15]. 基坑平面布置和电视塔构造如图1所示.

车站场地水资源丰富，地处长江下游冲积平原，地下水类型主要为上层潜水和承压水. 潜水主要赋存于浅部粉土、粉砂和填土层中，含水层总厚度大，含水量较大，场地潜水与周边河道水存在一定水力联系，平均水位埋深为1.8 m. 承压水赋存于④-2层以下的砂土、粉土层中，场地④-2t和⑤-1层承压水静止水位埋深分布为4.0 m，⑤-2和⑤-3层承压水静止水位埋深分布为4.3 m. 第⑤-2层透水性较差，可作为相对弱隔水层. 车站场址的地层分布如图2所示，各土层主要物理力学参数详见表1. 图中，D_b为埋深. 表中，w为水的质量分数，γ为土体容重，e为孔隙比，E_s0.1~0.2为0.1~0.2 MPa的土体压缩模量，c为黏聚力，φ为摩擦角，K_H为水平方向渗透系数，K_V为竖直方向渗透系数.

场地承压含水层厚度高达50~100 m，基坑邻近电视塔的变形保护标准较高，因此围护结构选用地下连续墙兼作止水帷幕，并且在墙底以下增设素混凝土墙来延长地下水绕流路径. 由于隔离桩能够有效控制基坑开挖和隧道掘进对周边建筑物的影响^[16-17]，本工程在基坑2与电视塔间布置隔离保护桩（如图1所示），以期保证电视塔的安全. 基坑1和基坑2均采用半盖挖顺作法施工，同时选用地下连续墙+混凝土支撑+钢支撑的支护方案，基坑2渗水处的典型剖面如图3所示.

2020年11月1日，基坑2第6道支撑已完成架设，此时东侧端头井开挖深度为20.0 m，接近坑底. 上午7点40左右，突发墙体严重渗水事故，渗水点平面位置如图1标记所示，前后累计发生2次渗水且渗水裂隙处的埋深有所不同，具体过程见表2. 第1次渗水期间（2020-11-01, 7:40~12:00），墙体渗漏水严重但未观测到明显的土体流失现象，渗水墙体处的测斜监测点Cx1的最大侧向位移由渗水前的60.7 mm突增到渗水后的85.4 mm，日变化速率为24.7 mm/d，远超基坑变形监测控制值（速率控制指标为±3 mm/d，累计控制值为±30 mm）. 第2次渗水期间（2020-11-03, 10:00~11:00），墙体再次严重漏水且仍未观测到明显的砂土流失现象，Cx1的最大侧向位移由85.5 mm突增到134.2 mm，日变化速率达48.7 mm/d，再次远超基坑变形监测控制值. 由于及时采取堵漏和加固措施（渗水事故及现场止渗照片如图4所示），渗水事故虽然造成地连墙侧向位移大幅增加，但避免了墙后地层大量土体流失，地表并未出现明显的开裂或塌陷迹象.

为了探究深厚富水砂土基坑渗水引起的基坑本体及周边环境的变形特征，本研究重点分析渗水期间地连墙侧向位移、电视塔沉降及地下水位等监测指标的变化规律，并深入探究富水砂土基坑的渗水灾害，以期为后续的类似渗水事故处理提供可靠依据.

如图5所示为渗水期间墙体侧向位移时变曲线，如图6所示为渗水期间墙体侧向位移最大值时变曲线. 图中，H为埋深，δ_h为地连墙侧向位移，δ_hm为地连墙最大侧向位移.

如图6所示渗水前（2020-10-31），渗水墙体处的测斜点Cx1和Cx1对侧的测斜点Cx2最大侧向位移分别为53.1 、43.0 mm，即渗水前墙体变形已经超过控制值（±30 mm）. 渗水后，测点Cx1最大侧向位移在第1次事故（2020-11-01）后增大24.7 mm，第2次事故（2020-11-03）后再次突增48.7 mm，在11月4日后才逐渐趋于稳定. 测点Cx2最大侧向位移在2次渗水事故期间均无明显突增，受事故影响较小. 对于软土基坑，渗漏事故后地连墙侧向位移在短时间内往往无明显变化^[3]；本研究的深厚富水砂土基坑与之相反，渗水后墙体侧向位移会立即大幅增加. 通过对比2次渗水事故后墙体侧移的突增量，可以看出：开挖面以上一定位置墙体渗水（第2次渗水）造成的墙体侧移变化量明显大于开挖面以下一定位置墙体渗水（第1次渗水），即开挖面以上墙体渗漏水对基坑稳定性和周边环境的危害更大.

地表沉降测点D1-1~D1-3、D2-1~D2-7由于经常受到周边交通重荷载、工程材料堆放影响，监测点遭到破坏，对实时变形数据的捕捉不够敏感. 本研究不分析坑外地表沉降在渗水期间的时变规律. 但根据现场调查结果，发现基坑2发生的2次墙体渗水事故期间均未引起地表出现明显的开裂和塌陷显著灾害. 可见，富水砂土基坑发生渗水事故后如能及时采取堵漏和加固措施，能够大幅降低事故对坑外地表沉降的影响.

电视塔作为重点保护建筑，须严格控制其沉降量，有必要评估渗水事故对电视塔造成的影响. 如图7所示为电视塔沉降测点Jc1~Jc8的沉降时变曲线. 图中，S_t为电视塔沉降量. 可以看出，基坑2发生的2次渗水事故均未对电视塔造成明显影响，电视塔沉降最大增量为0.6 mm (测点Jc7)，其他测点无明显变化. 此外，渗水期间电视塔最大沉降为23.9 mm，最大倾斜量为0.116%，均小于监测控制值（沉降量为±30 mm；倾斜量为0.2%），即电视塔变形处于可控范围，表明墙体渗水期间电视塔仍处于安全状态.

如图8所示为地下水位测点Sw1随时间的变化曲线. 图中，G_L为测点的地下水位. 可以看出，基坑2第1次渗水导致水位大幅下降0.61 m；现场及时采取措施控制住事故发展后，2020-11-01—2020-11-03水位逐渐回升；第2次渗水导致地下水位出现一定回落，但堵漏完成后水位继续回升并恢复至渗水前水位.

基坑2开挖深度为17.6~21.1 m，开挖土层主要涉及②砂质粉土、③-1砂质粉土夹粉砂和③-2粉砂，其中土层③-1、③-2均为中等透水层且渗透性较强，渗透系数如表1和图9所示. 图中，K为渗透系数. 基坑2地连墙第1次和第2次渗水位置均位于③-2粉砂层，在基坑土方开挖涉及的所有土层中，该层竖直向渗透系数最大，水平向渗透系数仅次于③-1层. 基坑2紧邻河道，水力联系较为紧密，富水砂土深基坑止水帷幕面临坑内外高水头差及地层强渗透性的不利条件，一旦墙体出现缺陷，渗流路径显著缩短，渗水处动水力的突增将导致地连墙侧向位移迅速增加，严重危及基坑和邻近建筑物的安全.

基于对深厚富水砂土基坑渗水事故案例的详细分析，总结事故成因和相关经验如下. 1）深厚富水砂层结构松散、土体自稳性差，地连墙在成槽及浇筑过程中土颗粒易受扰动，因此泥浆护壁过程常伴有泥砂不断掉入槽内，在墙体接缝处产生一定缺陷（如微小裂缝）. 地连墙侧向位移的增长会逐渐加大墙体接缝处的错开量，使既有缺陷进一步发展，最终成为贯通的透水通道. 2）富水砂层的地下水位高、强渗透性及水力补给较快等特点为渗水灾害的快速发展提供了便利条件，尤其对于挖深较大的深基坑工程而言，坑内降水导致坑内外水头差很大，一旦渗水通道贯通，渗水处流速加快，大量地下水涌入坑内，将对基坑及邻近敏感建筑安全造成严重危害. 3）与软土基坑不同，富水砂土基坑一旦发生严重渗水事故将导致墙体侧向位移明显突增，如能及时采取措施进行堵漏和加固，可大大降低渗水事故对周边环境的影响. 4）为了降低富水砂土基坑渗水带来的不利影响，一方面地连墙施工时可以通过调节适当的泥浆比例，保证泥浆护壁质量，提高墙体的止水性；另一方面从基坑设计角度，可以通过增设支撑数量、调整支撑布置及优化工法等措施控制墙体侧向位移，减少地连墙接缝处的错开量.

通过上述分析，不难发现基坑地连墙在不同埋深位置发生渗水时，造成的墙体侧向位移增量有所差异. 同时，对于富水砂土深基坑在实际开挖过程中常遇到的多种渗水灾害衍生情景（如墙体不同渗水位置、事故前是否设置隔离桩、隔离桩的有效桩长），仍缺乏规律性的研究. 本研究的渗漏事故案例仅涉及墙体渗漏水问题，未出现明显的砂土流失情况，因此采用基于连续介质理论的有限元数值手段（不考虑渗漏期间的土体流失）对多种复杂工况开展进一步的规律性探究.

应用Midas GTS NX软件建立三维流固耦合精细化有限元模型，结合实际施工过程进行全过程模拟. 由于基坑开挖具有一定的坑外影响范围^[15]，选取4倍开挖深度，模型尺寸为260 m×240 m×70 m，节点数量为185 481，单元数量为319 979，如图10所示.

电视塔桩、立柱桩、混凝土支撑和钢支撑等构件均采用梁单元模拟，结构具体尺寸详见图3. 为了提高计算效率，采用等效刚度法^[18]将隔离桩等效为一定厚度的墙体（600 mm），和地连墙一同采用实体单元进行模拟，上述结构单元均服从线弹性模型，结构参数详见表3. 表中， $ {\gamma }_{\mathrm{s}\mathrm{e}} $为结构构件容重， $ E $为弹性模量，υ为泊松比. 采用界面单元考虑土体与结构间的相互作用，强度折减系数R_int详见表4. 表中， $ {E}_{50}^{\mathrm{r}\mathrm{e}\mathrm{f}} $为三轴试验割线刚度， $ {E}_{\mathrm{o}\mathrm{e}\mathrm{d}}^{\mathrm{r}\mathrm{e}\mathrm{f}} $为主压密试验的切线刚度， $ {E}_{\mathrm{u}\mathrm{r}}^{\mathrm{r}\mathrm{e}\mathrm{f}} $为卸载弹性模量，R_f为失效率，p^ref为参考压力，m为应力相关幂指数，ψ为最终膨胀角，R_int为界面单元强度折减系数. 硬化土体（HS）模型用于描述软土和较硬土层的双硬化（剪切硬化、压缩硬化）行为，能够区分加荷和卸荷阶段（如基坑开挖）的刚度差异，被广泛应用于基坑方面相关数值模拟研究^[19-21]. 本数值模型中各土层服从硬化土体模型并采用实体单元模拟，土体强度参数选取表1中的固结快剪值c、φ，其他模型参数基于文献[18]、[21]~[23]提供的参考范围，再结合现场监测数据通过不断试算获取.

当基坑止水帷幕存在局部渗水时，坑外地下水通过渗水通道流入坑内. 本研究通过调整渗水区域地连墙实体单元的渗透系数来实现局部渗水的模拟^{[4, 11]}. 渗水单元如图11所示，单元尺寸参考现场目测值进行设定，为0.02 m×0.8 m×1.0 m（宽×厚×高），通过对模型进行试算后确定的单元渗透系数为2.0×10⁻³ m/s.

1）假设流场为稳定渗流，渗流规律符合达西定律；2）假设各土层厚度沿水平方向均匀分布，并且土体均质、各向同性；3）模型侧向设置水平向约束，底部设置竖直向和水平向约束，顶部不设置约束；4）坑内潜水位设为开挖面以下1.0 m处，承压水位依据坑底抗突涌公式进行计算，利用设置水头条件实现.

结合基坑实际工序，本模型按以下步骤进行模拟：设置初始渗流场→平衡既有电视塔和土体的初始地应力→施作隔离桩→基坑1和基坑2依次施工→基坑2开挖至埋深20.0 m时地连墙发生局部渗水. 其中各层土开挖施工顺序为坑内降水（潜水和承压水）→施作支撑→开挖土体.

在模拟的过程中，以基坑2第1次渗水前后测斜点Cx1（渗水墙体处的测斜点）的地连墙侧向位移量作为校核依据. 如图12所示，渗水前墙体侧移最大值的实测和模拟结果分别为60.3、61.4 mm，渗水后墙体侧移最大值的实测和模拟结果分别为84.8 、86.2 mm. 可以看出：数值模拟结果与现场实测结果从量值大小而言误差较小，为1.7%~1.8%；从变化趋势而言，两者大致吻合，均呈鼓肚状，并且最大值出现在开挖面附近，与实测结果较为相符. 这说明该参数合理、模型有效，可以利用该数值模型开展后续的变参分析.

如图13所示，当基坑止水帷幕存在局部缺陷（如渗水裂隙）时，渗流路径缩短，在坑内外高水头差作用下，坑外地下水易通过渗水通道快速流向坑内，导致墙后渗水点附近的总水力梯度 i_T出现明显突增（量值约为渗水前的9~12倍），渗水处的动水力（水的容重 $ \times $水力梯度）随之大幅增长. 如图14所示，地连墙受到土体和水的共同作用，突增的动水力会对墙体产生明显冲击效应. 因此，渗水处附近的墙后水土压力 p_SW也出现显著增长（量值约为渗水前的3.0~3.6倍），最终导致地连墙侧向位移迅速增加. 由图13、14可以看出，设置隔离桩可以降低渗水后墙后水力梯度和水土合力的突增量，引起的地连墙侧向位移突增量也明显降低（23.4 mm<33.9 mm）. 上述结果表明，动水力突增是深厚富水砂土深基坑渗漏水后墙体侧向位移量大幅增加的重要因素.

为了探究地连墙渗水点不同埋深对周边环境的影响规律，同时为了排除隔离桩的存在对结果的影响，在不考虑隔离桩的前提下，对8种墙体渗水埋深工况进行变参数分析，分别是5、10、15、20、21.5、25、30和35 m. 重点分析渗水引起坑外地表沉降增量的变化规律，如图15所示. 图中，δ_vi为渗水后坑外地表沉降增量，D为与坑边的距离.

1）当墙体渗水点埋深不大于一定值（如 $\leqslant $5 m）或不小于一定值（如 $ \geqslant $30 m）时，基坑渗水对坑外地表沉降影响不明显. 前者是由于渗水点埋深较小，渗水后坑内外水位差较小；后者是由于渗水点位于坑底以下一定深度时，坑内被动区的存在会使渗水引起的水力梯度变化不明显. 2）当开挖面（挖深20.0 m处）及以上发生墙体渗水时，引起的坑外地表沉降增量随渗水裂隙处埋深的增加呈增大趋势；当开挖面以下发生墙体渗水时，引起的坑外地表沉降增量随渗水裂隙处埋深的增加呈先增大后减小的趋势. 3）开挖面及以上墙体渗水引起的坑外地表沉降最大增量值明显大于开挖面以下的墙体渗水工况（埋深为5.0 m的工况除外）. 这也论证了基坑2第2次渗水事故（开挖面以上）引起的地连墙侧移增量明显大于第1次墙体渗水事故（开挖面以下）的分析结论. 4）当开挖面及以上墙体发生渗水时，坑外地表沉降最大增量处距坑边约1.0~2.0 m，且影响范围较大；当开挖面以下墙体发生渗水时，坑外地表沉降最大增量处距坑边较远，约6.0~10.0 m，且影响范围相对较小.

由于隔离桩能够承载及隔断变形，在减小基坑开挖或隧道掘进对周边环境影响的应用场景中被广泛应用^[16-17]. 对于在基坑开挖过程中发生渗水后是否仍有类似的保护效果，还缺少相关研究. 为了验证基坑渗漏水后隔离桩能否对桩后的建构筑物起保护作用，通过对是否设置隔离桩2种工况进行对比分析，得到渗水引起的坑外地表沉降增量变化规律，如图16所示. 与未设置隔离桩相比，设置隔离桩不仅能够有效降低桩后的地表及建筑物沉降增量，还能够降低隔离桩与坑边的地表沉降增量，减小基坑渗水对周边环境的不利影响.

如图17、18所示，为了探究隔离桩的作用机理，分析2种工况下的水力梯度、墙后水土压力、流径及测压管水头分布结果. 图中，H_w为孔隙压力水头，标注图例的百分数为不同颜色对应数据区间的占比分布情况. 1）未设置隔离桩时，坑外地下水将沿与墙体渗水点的最短流径发生渗流，这会明显降低坑外水位，使地层固结沉降更加明显. 2）设置隔离桩时，桩后区域地下水位将绕过隔离桩流向墙体渗水点，减少了水位降深，且渗水后引起的总水力梯度突增量更小（见图13），这表明隔离桩通过延长地下水绕流路径，削弱了动水力的作用. 3）有隔离桩相较无隔离桩而言，渗水后地连墙背部的水土压力和侧向位移突增量均更小（见图14），这表明隔离桩起到一定的承载和变形隔断作用，实现基坑渗水时对周边环境的保护.

由上述分析可知，基坑渗漏水时隔离桩主要通过隔断地层变形及延长地下水绕流路径的方式对周边环境起到保护作用. 对于不同的隔离桩桩长而言，其嵌入地层的深度以及延长的渗流路径均不同，必然会对保护效果造成一定影响. 关于基坑渗水时隔离桩桩长对周边环境保护效果的影响研究较少，为此开展关于0、H_e、1.2H_e、1.4H_e、1.6H_e、1.8H_e、2H_e、2.2H_e和2.4H_e共9种桩长工况的变参数分析.

由于电视塔离坑边存在一定距离（45 m），当基坑发生渗水后，虽然无隔离桩时的电视塔沉降最大增量比有隔离桩时更大，但绝对量仍较小（小于3 mm）. 为了更好地分析隔离桩桩长对周边环境保护效果的影响规律，选取桩后点P作为分析对象，进行无量纲化处理:

(1) $ {\eta ^x} = \frac{{\Delta \delta _{\text{v}}^x}}{{\Delta \delta _{\text{v}}^{32}}} . $

式中： $ {\eta ^x} $为隔离桩桩长为x m时渗水后点P无量纲的相对增量， $ \Delta \delta _{\text{v}}^x $为隔离桩桩长为x m时渗水后点P沉降增量， $ \Delta \delta _{\text{v}}^{32} $为隔离桩桩长为32 m时渗水后点P沉降增量. 渗水后点P沉降的无量纲相对增量随隔离桩桩长变化规律如图19所示. 图中，L为隔离桩桩长. 可知：1）随着隔离桩桩长的增加，点P相对增量不断减小，说明隔离桩的保护效果越来越好；2）当隔离桩桩长为0~1.6H_e时，点P相对增量曲线斜率较陡；当隔离桩桩长为1.6H_e~2.4H_e时，曲线斜率逐渐平缓，这说明隔离桩的保护效果并非随着桩长的增加而无限增加，而是存在最优临界值，当桩长大于该值，其保护效果改善不大. 因此工程中为了兼顾保护效果和施工成本，针对本基坑工程模拟案例，设计时建议选取1.6H_e作为适宜长度.

（1）富水砂层由于结构松散、自稳性差、渗透系数较大等特性，深基坑发生墙体渗漏水时具有突发性，使得渗水点墙后动水压力和水土压力发生突增（如地连墙1.075H_e处渗水使墙后总水力梯度和水土压力分别突增至事故前的9~12倍和3~3.6倍），渗流速度加快，大量地下水涌入坑内，导致坑外水位大幅下降、墙体侧向位移迅速增加，致使地面发生较大沉降.

（2）当开挖面及以上墙体渗水时，地表沉降增量随渗水点埋深的增加呈增大趋势；当开挖面以下墙体渗水时，地表沉降增量随渗水点埋深的增加呈先增大后减小趋势，且超过一定深度后，地表沉降增量不再明显.

（3）相较于开挖面以下渗水工况，开挖面及以上渗水引起的坑外地表沉降突增量更大、最大增量处距坑边更近、地层影响范围更大.

（4）当基坑墙体渗水时，设置隔离桩不仅能起承载和隔断变形的作用，而且能够延长地下水绕流路径，有效削弱动水力对墙体的作用. 隔离桩桩长存在最优临界值（1.6H_e），当大于该值后，其保护效果改善不再明显.

（5）本研究利用有限元数值方法从墙体侧移、地表沉降和水土压力等方面对富水砂土基坑渗水事故灾害进行宏观分析，但渗水过程中存在细小土颗粒的迁移变化，后续将从细观角度对渗水灾变机理展开进一步探讨.