0 引言

伴随我国经济发展和城市化推进，地下空间的开发利用已成为城市发展的重点，深大基坑工程随之大量出现。基坑开挖卸荷过程中，施工场地的原有应力状态发生改变，导致基坑和周围岩土体产生变形，变形过大则可能致使基坑本体产生破坏，进而影响周围建(构)筑物的安全。因此，基坑开挖过程中多通过监控量测保证其安全施工，并利用这些监测数据分析基坑及其周边变形规律^[1-4]。随着计算机技术的普及，监测数据与数值模拟相结合的分析方法成为研究的主流。例如：叶帅华等^[5]分析了兰州市某深大基坑开挖过程中基坑变形性状及基坑开挖对邻近建筑的影响；张新东等^[6-7]分析了某深基坑围护桩的水平位移和钢支撑轴力的变化规律，探讨了钢支撑对基坑支护结构侧向位移的抑制作用及其影响因素；张明聚等^[8]对比分析了基坑开挖过程中多种预加轴力加载方案下桩身的水平变形，研究了支撑刚度、围护桩刚度与围护结构变形的关系，并给出了钢支撑预加轴力的建议值；刘杰等^[9]探讨了基坑施工过程中围护结构的水平变形随基坑开挖深度和时间的变化规律，分析了围护形式对基坑变形的影响；胡德省等^[10]通过对比某基坑工程现场监测数据与数值模拟结果，分析了基坑的变形特征；王丽丽^[11]利用Midas数值模拟和现场监测相结合的方法对某深基坑围护结构方案进行了优化分析。

由于功能设计的需要，地铁基坑开挖过程中需要在某些部位设置通风井、出入口等，导致基坑平面上表现出局部不对称。长春某已建地下车站在基坑开挖过程中，通风井处围护桩的桩身变形和桩顶水平位移达到报警标准，严重影响了基坑的安全和施工的正常推进。本文聚焦于该基坑施工险情进行回顾性分析，通过系统分析通风井段的监测数据，归纳该段基坑的变形特征和险情发生原因，并利用ABAQUS有限元软件对该基坑施工过程进行数值模拟，研究通风井段险情的发生机制，以期为后续类似工程积累经验，预防施工事故发生。

1 工程概况 1.1 工程简介

长春某已建地下车站基坑为修建平行换乘地下车站而挖设，基坑宽36.1 m、长163.6 m、最大开挖深度22.0 m(图 1)。采用φ1000@1200钻孔灌注桩与钢管内支撑结合、桩间网喷混凝土保护的支护形式，钻孔灌注桩桩长33.65 m，入土深度13.6 m。灌注桩桩顶浇筑1.2 m×1.0 m冠梁，基坑开挖过程中进行桩间网喷保护。钢支撑型号为φ609(厚度为16 mm)，钢支撑布设间距为2.5~3.0 m。采用明挖顺作法施工，基坑安全等级为一级，通风井侧有铁路线侧穿。图 2揭示了车站标准剖面与地层关系。

1.2 工程地质条件

工程场地处于城市中心地带，地势北高南低，地层由上到下依次为人工堆积杂填土、第四系冲积黏性土、第四系冲洪积砂土以及白垩系泥岩(图 2)。场地地下水为第四系潜水，稳定地下水位埋深为2.9~5.5 m，一定条件下地下水表现出一定的微承压性。根据地质勘察报告及相关文献[6, 12]，基坑开挖范围内的土体物理力学参数取值如表 1所示，其中黏聚力和内摩擦角采用静三轴试验获得。

2 通风井险情及其诱因分析 2.1 通风井险情

图 3为基坑通风井段监测点平面布置图。监测发现，2010年6月26日开挖至20 m，施作第四道支撑时，该段136#桩的桩身位移和CZ5-ZE监测点的桩顶位移日变化量较大；至2010年7月4日垫层施作过程中，136#桩桩身最大水平位移超过29.56 mm，超过了控制标准(40.00 mm)的70%，CZ5-ZE监测点的桩顶水平位移达到29.53 mm，接近控制标准(30.00 mm)。监测数据表明通风井段的变形程度达到了本基坑工程的预警标准，对基坑安全造成了影响。

2.2 诱因分析

险情出现在地下车站通风井段基坑处，为更好地揭示该险情发生机理，利用通风井附近的监测数据对险情诱因进行系统分析。

前已述及，本基坑工程采用围护桩-内支撑体系进行防护。随着基坑向下开挖以及钢支撑的架设，防护体系的结构形式由竖向放置的悬臂梁演变为多跨连续梁。图 4为136#桩桩身水平位移曲线。由图 4可知，该桩的桩身变形符合典型的围护桩-内支撑体系沿基坑深度方向的变形模式：第一道钢支撑施加之前，围护桩为竖向放置的悬臂梁，受桩后岩土压力作用，其顶部变形最大，且向坑内倾斜，围护结构变形呈“前倾型”；第一道钢支撑架设完成之后，由于钢管内支撑的限制，防护体系演变为底端固定、支撑处近铰接的连续梁，在桩后岩土压力的作用下，桩身变形呈“鼓肚”的抛物线形式，最大挠度变形点移至第一道支撑点下方；随着基坑向下开挖，约束间跨度增大，挠度变形逐渐增大，最大挠度位置向下转移；随着其余几道钢支撑的架设，防护体系转变为多跨连续梁结构，桩身变形受内支撑、桩身嵌入坑底段和桩后岩土压力共同控制。136#桩处4道钢支撑(即52#监测断面处钢支撑)的架设时间分别为6月7日、6月13日、6月19日和6月23日。第一道钢支撑架设后至第二道钢支撑架设，最大水平位移变化量为8.51 mm；第二道钢支撑架设后至第三道钢支撑架设，最大水平位移变化量为10.01 mm。10月31日之后，桩身变形表现为冠梁至其下10 m范围内急剧变形，其原因为冬季岩土体冻胀造成围岩土体向基坑内膨胀。温度影响不在本文研究考虑范围，故此，只对10月31日前的监测数据进行分析。

图 5为136#桩身不同位置处的变形时程曲线。由图 5可知，随着基坑开挖的进行，136#桩身变形出现了规律性变化。具体表现为：1)136#桩身不同位置的变形趋势基本一致，钢支撑架设后桩身变形出现短暂的稳定后再增加。第一道钢支撑架设完成后桩身变形出现短暂稳定，随后表现为持续增加，直至第二道钢支撑架设；第二道钢支撑架设后出现类似的变形规律，即保持一段时间的变形稳定，随后变形持续增加，直至第三道钢支撑的架设。2)冠梁对桩身变形的约束影响逐渐减小。第一道钢支撑架设前，由地表向下桩身变形逐渐变小，但受冠梁整体性约束影响，冠梁顶面下0.5 m处变形小于第一道和第二道支撑位置处变形；随着后续基坑开挖的推进和各道钢支撑的架设，冠梁顶面下0.5 m处的变形逐渐超过了钢支撑部位处的变形。3)随基坑开挖和钢支撑架设，桩身变形的最大挠度位置逐渐下移。第一道钢支撑架设后，由于钢支撑的约束，第一道钢支撑位置处的变形小于第二道钢支撑位置处的变形。同样，第二道钢支撑架设后，由于第一道钢支撑和第二道钢支撑的约束作用，这两道钢支撑位置处的变形被第三道支撑位置的变形超过，即桩身变形的最大挠度位置向下转移。第三道钢支撑和第四道钢支撑架设后变形仍在持续增大，但变形速率有所减缓。受桩端土体约束的影响，第四道支撑位置的变形未超过第三道支撑位置的变形，即桩身变形的最大挠度位置位于第四道支撑位置的上方。

图 6为136#桩桩身最大变形速率随时间变化曲线。由图 6可以看出：第一道钢支撑架设前，变形速率多为正值，表明桩身变形以指向坑内方向的变形逐渐增大为主，且有几天的变形速率达到了2.0 mm/d左右；第一道钢支撑架设后，钢支撑将桩体推向坑外，之后，基坑继续向下开挖，桩后岩土压力推动桩体发生指向坑内的变形，且变形增长平稳，连续几天出现了变形速率约为2.0 mm/d的情况；第二道钢支撑架设后，变形出现暂时减小，进而保持短时间的平稳低速增加，最后呈现为高速增长；第三道钢支撑架设后仍不能阻止桩体指向坑内变形的持续发展；第四道钢支撑架设后，桩体仍出现较大速率的变形。

图 7为52#监测断面钢支撑轴力变化曲线。由图 7可知：除了第三道支撑架设外，钢支撑架设时，已架设钢支撑的轴力出现明显的增大，而后出现轴力损失；在4道钢支撑全部架设完成后，只有第一道钢支撑保持较高的轴力，其余3道钢支撑的轴力与预加轴力相差不多，说明除第一道钢支撑外，其余3道钢支撑在控制基坑变形方面没有起到应有的作用。究其原因，该现象与钢支撑的架设时间有关。工作日志表明，6月7日第一道钢支撑架设时，土方开挖已经到第三道围檩处(即第三道钢支撑位置)，围护桩以悬臂梁的形式长时间暴露于坑壁，在桩后岩土压力的作用下产生了较大的挠度变形，桩后岩土体趋于不稳定状态。钢支撑架设完成后，围护桩的结构形式变为连续梁，6月13日开挖至基坑底部，梁跨度达到最大，桩后岩土压力随之变大，桩身挠度变形增加，进而加剧了桩后岩土体的不稳定状态，第一道钢支撑的轴力出现快速增长。之后，第二道钢支撑才安装就位，桩身变形保持几天的稳定后，于6月17日由于钢支撑轴力损失，变形再次增大；6月19日、6月23日分别架设第三道钢支撑和第四道钢支撑，但依然不能完全限制桩体向坑内的变形。此现象与图 5结果相呼应。

由上分析可知：136#桩出现较大变形的主要原因是没有按设计要求及时架设钢支撑，造成基坑坑壁长时间暴露所致；待到架设钢支撑时，桩后岩土体已趋于不稳定状态，故此，架设的钢支撑无法有效地遏制岩土体的变形。

车站通风井的设置造成施工中出现基坑阳角。构成阳角的两个侧面为竖直临空面，其应力分布不同于基坑其他的规则开挖面，对应力水平、地下水位变化以及支护体系刚度等因素更为敏感^[13-14]，稳定性较差，是变形控制的不利位置。因此，本工程136#桩出现较大变形亦可能有邻域变形的影响。

图 8为基坑东侧坑壁桩顶水平位移分布曲线(正值表示位移指向坑内)。图 8表明，随着基坑开挖及钢支撑的架设，沿坑壁延伸方向，桩顶水平位移呈现有规律的变化：即由通风竖井位置向北，位移先增大后减小，最大位移出现于CZ5-ZE处，其原因可能为通风井阳角处的变形导致。

图 9为通风井外侧铁路路肩部分断面沉降差的分布曲线。图 9中，监测断面的沉降差值为该断面位于铁轨西侧监测点的沉降量减去位于铁轨东侧监测点的沉降量。例如，T38断面的沉降差为T38-W点的沉降值减去T38-E点的沉降值，正值表示向基坑方向倾斜。由图 9可以看出，通风井所在位置处的铁路路肩沉降差最大，且向基坑方向倾斜；表明基坑开挖与铁路响应之间具有明显的相关性，且空间效应较为显著。

由上分析推测，本工程通风井段基坑变形过大的诱发因素包括：1)基坑开挖速度过快，没有及时架设内支撑；2)基坑开挖过程中钢支撑的布设方式不合理，造成基坑施工过程中变形的空间效应显著；3)近邻铁路路基的偏压影响。本文将对诱因1)和2)进行数值模拟验证。

3 数值模拟 3.1 数值模型

数值仿真模拟是基坑开挖力学响应研究的重要手段。孙超等^[15]利用Midas GTS/NX软件探讨了基坑开挖时周边环境的变形规律；杨丽春等^[16]针对基坑开挖的空间效应进行了数值模拟。就基坑变形而言，三维数值模型更加符合实际，具有更强的经济性和实用性^[17]，故本文利用ABAQUS有限元软件建立三维模型对基坑开挖过程进行模拟。根据工程概况及计算机的计算能力，取基坑开挖长度100.0 m，开挖宽度36.0 m，开挖深度20.0 m。基坑开挖影响范围受开挖区的大小和形状以及地质条件的影响，为降低计算中边界效应的影响，计算模型一般取开挖尺寸的2~3倍^[18]，故最终模型尺寸取160.0 m×100.0 m×50.0 m(长×宽×深)，如图 10所示。模型侧面采用水平约束，即约束法线方向的位移，底面采用固定约束，顶面为自由约束。

采用如下分析步序对真实的施工过程进行数值重现：1)初始地应力平衡，建立初始应力场；2)在相应位置布置围护桩；3)开挖过程模拟。基坑开挖原设计方案为分层开挖，开挖深度依次为3.0、6.0、7.0、4.0 m，每层开挖完成后底面以上0.5 m处设置一道钢支撑。但根据施工日志记录，架设钢支撑出现了延迟，本文采用应力释放法对该实际施工过程进行模拟^[19]。模拟施工工序如下：1)开挖第一层土体，并将该土层开挖面的节点应力全部释放；2)开挖第二层和第三层土体，释放这两层开挖面30%的初始节点应力；3)架设第一道钢支撑；4)第二层开挖面处节点应力完全释放，并释放第三层开挖面处60%的初始节点应力，开挖第四层土体，释放第四层开挖面30%的初始节点应力；5)架设第二道钢支撑；6)第三层土体开挖面处节点应力全部释放；7)架设第三道钢支撑；8)释放第四层开挖面60%的初始节点应力；9)架设第四道钢支撑；10)释放第四层开挖面节点全部应力。

由于实际基坑所处的环境和条件复杂，在数值模拟中进行了如下简化：1)基坑分4层开挖，假设同一岩土层一次性完成开挖；2)假定所有岩土层均为各向同性的弹塑性材料；3)岩土体呈均质水平层状分布。岩土体的应力应变关系采用摩尔-库伦模型描述，参数取值如表 1所示；围护桩与钢支撑均采用弹性模型模拟，计算参数按文献[6, 12]取值，如表 2所示。

3.2 致险机制

图 11对比了136#桩的实测水平位移与数值模拟结果。图 11表明，随着基坑开挖过程的推进，围护结构的水平位移逐渐增大，位移沿深度呈“鼓肚状”分布，最大挠度位置从基坑顶部向下转移。与监测数据相比，数值模拟结果偏小。其原因在于：数值模拟中采用应力释放方法模拟支撑架设前坑壁暴露而产生的变形，与实际施工开挖相比偏于保守；其次，由于施工现场条件限制，数值模拟中未考虑实际工程基坑周围所受人力、机械的影响，以及实际开挖时该地区降雨量较大等。但数值结果和监测结果所得位移的变化趋势基本一致，基本重现了基坑开挖及钢管内支撑架设过程中的基坑围护结构及周边场地的变形规律。因此，本文所建立的数值模型可以为该工程通风井段变形致险机制分析提供参考。实测数据与数值结果均表明，在第二道钢支撑架设之后至第三道钢支撑架设之前，136#桩产生了显著的变形，模拟过程表明136#桩位移过大的主要原因是桩身暴露时间过长，导致桩后岩土体的应力过度释放造成的。

图 12为通风井侧和非通风井侧的基坑外侧地面沉降曲线。对比发现：随着基坑的开挖，基坑周边场地地面沉降都逐渐增大，两者变化趋势大致相同；但是通风井侧的最大地面沉降16.0 mm，明显大于非通风井侧的最大地面沉降10.0 mm，沉降最大值出现位置距离坑壁较近，表明通风井设置导致的基坑平面不对称对场地地面沉降有较为显著的影响。

图 13为通风井段基坑壁的水平位移矢量图。由图 13可知：东西方向位移主要发生在通风井东侧壁，最大位移出现在坑壁中间位置(即实际工程中136#桩所在位置)，且向两侧逐渐减小；南北方向位移沿南北向临空面分布，在阳角处位移达到最大；东西方向位移和南北方向位移耦合使通风井处支护结构产生指向通风井内的扭转(图 13c)，通风井附近区域出现不均匀变形，导致宏观上表现出图 8所示的桩顶变形分布规律，即由通风井处向北，桩顶水平位移先增大后减小。对比图 13a、b可知，南北方向位移较之东西方向位移小1个数量级，通风井处主要还是受指向基坑内侧的东西方向位移的控制。

综上所述，通风井处基坑产生变形过大的原因为：1)基坑开挖速度过快、钢支撑架设不及时、围护桩长时间处于悬臂梁状态，从而使其变形过大，钢支撑不能发挥其应有的作用；2)通风井处基坑三面临空，且没有设置斜撑，导致岩土体变形的空间效应显著，产生难以控制的变形。故此，实际工程中通过在通风井处增设了东西和南北2个方向的钢支撑，降低基坑的变形速率；同时，加快施作基坑底板，使围护体系成为整体，保证了基坑的安全。

4 结论

依托长春某地下车站深基坑工程，针对基坑开挖过程中通风井段基坑变形过大问题进行了深入研究。利用现场监测数据结合数值模拟手段，揭示了通风井段基坑过大变形的发生机制。

1) 围护桩-内支撑体系基坑变形规律为：第一道内支撑架设前，围护结构顶部水平位移最大，桩身变形呈“前倾型”；内支撑架设后，随着基坑向下开挖，围护结构的最大水平位移位置逐渐下移，桩身变形呈“鼓肚型”。

2) 通风井内未安装斜撑，导致通风井阳角处基坑变形的空间效应显著，降低了通风井围护结构抗变形能力。实际工程中应采取措施削弱基坑阳角处变形的空间效应。

3) 基坑开挖速度过快、围护桩暴露时间过长，因过多应力释放致使桩后岩土体趋于不稳定状态，支撑架设滞后导致支撑不能发挥其应有的作用。故此，基坑开挖过程中应及时施作支护措施，减少围护桩的暴露时间。