天津地区地铁深基坑施工安全控制标准研究

文章编号：1000－7598－(2007) 07－1511－07

天津地区地铁深基坑施工安全控制标准研究

刘 润1，闫澍旺1，张启斌2，王 翠1

（1.天津大学 建工学院岩土所，天津 300072；2.天津市市政工程设计研究院，天津 300051）

摘 要：软土地区的深基坑施工中，确定合理的基坑安全的控制标准至关重要。由于不可能通过现场的全比尺试验确定这一控制标准，为此以大量的工程实测数据为基础，准确确定模拟基坑施工过程的有限元分析模型和计算参数。通过数值模拟方法，实现对基坑破坏过程的研究。分别计算当基坑即将发生整体稳定破坏时，支护结构变形量与地表最大沉降量和坑深的比值，确定适合于天津地区地铁深基坑施工安全的控制标准。 关 键 词：地铁；深基坑；稳定性；控制标准 中图分类号：TU 43 文献标识码：A

A study of control criterion for safe construction of deep

foundation pit of underground in Tianjin area

LIU Run, YAN Shu-wang, ZHANG Qi-bin2, WANG Cui1

1

1

(1. School of Civil Engineering, Tianjin University, Tianjin 300072, China; 2. Tianjin Municipal Engineering Design ＆ Research Institute, Tianjin 300070, China)

Abstract: Since large scale construction of underground railways was carried out in Tianjin, more and more deep foundation pits have been to be excavated in soft soils. In the period of excavation activities, it is very important to give a suitable control criterion to ensure the pit stability. To find out the recommended criterion value, some comprehensive measurements have been made in some typical pit engineering during the construction of No.1 Line. The observed data of earth pressure, retaining structure displacement, ground surface settlement and water pressure have been picked up and analyzed. A finite element method has been adopted to simulate the procedure of pit construction. By comparing the calculation results with the observed data, the calculation model has been optimized; and calculation parameters have been determined. The established approach has been applied to simulate the failure procedure of deep foundation pit. The main influence factors including the displacement of retaining structures, the length of retaining structures and the force in braces, have been analyzed. The ratio of retaining structure displacement and maximum ground surface settlement over pit depth are recommended as the control criterion of pit stability during construction. Key words: underground; deep pit; stability; control criterion

1 引 言

正在建设中的天津市地铁1号线工程多位于市中心的繁华地区，基坑的最大设计深度超过18 m，且基坑四周毗邻房屋、道路及地下管网，这些都对基坑的变形控制提出了严格的要求

[1－3]

质条件不同，将该标准用于天津地区的地铁建设将造成浪费。

为了提出适合于天津地区深基坑开挖支护结构变形的控制标准，本文对天津地铁1号线南楼车站的基坑工程进行了全面的施工监测，获得实测数据，并以实测数据作为选择数值模拟方法和确定计算参数的依据，实现对基坑开挖过程的准确模拟。由于不可能进行基坑失稳的全比尺试验，在准确模拟实际工程的基础上，通过数值计算，模拟基坑的破坏过程，从而找到基坑发生整体失稳的临界破坏点。经多个工程的计算验证，最终提出推荐的基坑安全

。但一味的

提高支护体系刚度不允许基坑变形是不经济的。这就需要在基坑的施工过程中观测支护结构的变形，将变形值限制在某一合理的范围内。因此，确定适当的基坑支护体系变形控制标准至关重要。上海地区曾提出有关的控制标准，但由于天津与上海的地

收稿日期：2005-08-10

作者简介：刘润，女，1974年生，博士，副教授，主要从事岩土工程方面教学与科研工作。E-mail: liurun@tju.edu.cn

1512 岩 土 力 学 2007年

控制标准。 管、土压力盒、水压力传感器、轴力计，并在相应的断面上布置地面沉降观测点，进行重点监控。基坑断面俯视图及测点布置图如图2所示。

2 工程实测数据分析

工程实测数据是确定数值模拟方法和计算参数的重要依据，以南楼车站工程为重点，采用了国际先进的仪器设备，连续、自动采集支护结构变形和受力、周围地表沉降等数据。 2.1 工程简介

天津市地铁1号线工程南楼站位于天津市大沽南路与爱国道交口。结构全长205.6 m。车站主体标准段基坑深度16.2 m，支护结构采用800 mm厚地下连续墙，墙长27.5 m，入土深度11.3 m；横撑采用φ600 mm预应力钢管，标准段共设4道支撑，剖面图见图1。车站毗邻商场、商店、超市，地面交通繁忙。根据该工程的地质勘察资料，地基土的土层情况及相应的物理力学指标见表1。

3 250 3350 4000 4059 1500 +3.09 m(设计地面高程)

800 Q13 地表沉降测点·测斜管 土压力计 水压力计 轴力计图2 测点布置

Fig.2 Map of measuring point layout

2.3 实测数据整理

在实际监测过程中随基坑开挖的进程每天测量Q13断面的支护结构变形、土压力，水压力和地表沉降，因此，得到的观测数据很多，数据分析和整理中主要以以下4个工况为主：工况1（9月8日～9月11日），挖第2层土地表下2～5.9 m，打第2道支撑，标高地表下5.4 m。工况2（9月12日～11月12日），挖第3层土地表下5.9～9.9 m，打第3道支撑，标高地表下9.4 m。工况3（11月

φ 600钢管支撑 φ 600钢管支撑 φ 600钢管支撑 φ 600钢管支撑 -13.064m

13日～11月14日），挖第4层土地表下9.9～13.3 m，打第4道支撑，标高地表下12.8 m。工况4（11月15日～12月20日），挖第5层土地表以下13.3～ 16.2 m，浇注底板，标高地表下16.2 m。

（1）地表沉降观测数据

基坑开挖时，地连墙外侧地面发生沉降，随着开挖深度的增加，沉降不断增大。图3为地面沉降在不同工况下与距坑边距离的关系曲线。由实测数据可知，基坑开挖引起的坑周围地表沉降呈“抛物线”型，最大沉降位于距基坑边缘约10 m处；基坑周围各点地表沉降值随着开挖深度的增加不断增大。

00-10-20-30 工况 1 工况 2 工况 3 工况 410位置/ m20304050800 19 300 800

图1 基坑标准段剖面(单位: mm)

Fig.1 Sketch of pit section

表1 地基土的物理力学指标

Table 1 Physico-mechanical indexes of foundation soils

层号 1

岩土 名称

层厚 / m

天然 重度

压缩 模量

渗透 系数

天然快剪 黏聚力 内摩擦角

/ kN·m-3 / MPa / m·d-1 c / kPa

—

—

—

ϕ / (°)— 10.5 11.9 7.8 14.3

杂填土 3.0 —

2 粉质黏土 3.6 19.97 5.26 0.1 3 粉质黏土 5.0 19.26 4.47 0.1 4 粉质黏土 3.6 20.16 5.17 0.1 5 7

6 粉质黏土 1.1 20.96 7.59 0.1

24.4 13.3 26.6 45.7

粉土 6.2 20.38 11.31 0.2 22.8 28.6 粉砂 20.15 32.36 — 19.5 37.6

2.2 测点布置

由于基坑各个断面土体开挖参数具有相似性，为了便于研究，选择基坑中部的Q13断面埋设测斜

沉降/ m图3 地表沉降变化曲线

Fig.3 Map of ground surface settlement curves

第7期 刘 润等：天津地区地铁深基坑施工安全控制标准研究 1513

（2）支撑轴力观测数据

在基坑开挖到一定深度后逐步安装支撑，提供支撑力保证基坑的稳定性，减少支护墙体的变形。图4给出了4道钢支撑的支撑轴力在不同工况下的观测结果。

（3）墙背土压力观测数据

为了量测基坑开挖过程中，墙背主动侧土压力的分布情况，从地连墙顶开始每间隔3 m安置了土压力盒。将土压力（pa）观测数据按不同的工况整理如图5。图中同时给出了静止土压力、规范法和朗肯理论方法计算得到的主动土压力值。由图5可知，随挖土深度（h）的增加，墙背上部主动土压

工况1 工况2 工况3 工况4

1 000 800 轴力/ kN 600 400 200 0 0

5

10

力呈较小趋势，墙背下部的土压力减小不明显，出现土拱现象。观测值明显大于朗肯理论和规范方法的计算值。

20

25

pa / kPa

-100 0 100 200 300 400 500 600

15

时间/ d

(a) 第1道支撑

5

6 000 5000 轴力/ kN 4 000 3 000 2 000 1 000 0 0 5 10 时间/ d

(b) 第2道支撑

工况1 工况2 工况3 工况4 10h/ m 规范法pa 朗肯法pa 静止土压力pa工况1 工况2 工况3 工况4

15开挖面 202515 20

30

轴力/ kN 图5 主动土压力随施工工况的变化

Fig.5 Active earth pressure vs. construction procedure

2 000 1 600 1 200 800 400 0 0

5 时间/ d (c) 第3道支撑

10

15

工况2 工况3 工况4

（4）地连墙侧向变形观测数据

图6为不同工况时地连墙侧向变形（y）随深度（h）的发展过程。

y / mm -40-30-20-10001020

工况 1 工况 2 工况 3 工况 4h/ m

2 000 1 500 1 000 500 0 0

2

4 时间/ d (d) 第4道支撑

坑底 5工况4 10轴力/ kN 15206

8

25图4 支撑轴力随施工工况的变化

Fig.4 Brace force vs. construction procedure

图6 地连墙侧向位移随施工工况的变化

Fig.6 Lateral displacement of retaining structure vs.

construction procedure

1514 岩 土 力 学 2007年

由图可见，地连墙的侧向变形随基坑开挖深度的增大而增加，在基坑底部达到了最大值。墙顶的侧向位移出现正值，表明向坑外移动。分析原因，是由于支撑预应力过大所致。

（5）墙外水压力观测数据

（主动侧）从墙顶下3～25 mQ13断面地连墙后

每隔2 m布设了水压力传感器，监测了各个施工阶段水压力的变化情况（图7）。为了减少基坑抽水对周围建筑的影响，施工中严格控制了抽水的力度。从图可知，除工况4外的各个施工阶段，坑外地下水位较平稳，没有出现明显下降。工况4的水位有明显地下降是因为在底板施工过程中为了防止地面隆起人为地加大降水力度。

当τ=σntanϕi+ci接触面进入塑性阶段 （2） 式中：ci，ϕi为第i层接触面的黏聚力和摩擦角。

这两个指标与每个土层的力学指标相联系，在程序中通过输入系数Rinter来进行计算。方法如下：

ci=Rintercsoil （3） tanϕi=Rintertanϕsoil （4）

分析中选择Q13断面进行计算（参见图2），简化为平面应变问题。根据基坑的实际尺寸建立有限元分析模型，采用平面三角形15节点单元划分网格，两侧边界施加水平向约束，底部边界施加固定约束，考虑到模型的对称性，只绘制了图形的右半部，见图8。

0510h/ m pw / kPa 0 50 100 150 200 300 初始读数 工况1 工况2 工况3 工况4 152025

30 图7 水压力随施工工况的变化 Fig.7 Water pressure vs. construction procedure 开挖 区域 接触面 支撑AAAA支护结构 不 同 土 层

3 有限元模型选取及计算参数确定

以实测数据为基础，确定数值模拟的方法和计算参数是准确模拟基坑施工过程和最终确定基坑变形控制标准的关键。 3.1 有限元分析模型

采用弹塑性有限元软件PLAXIS对基坑开挖的过程进行模拟，其中土体单元的本构关系选用莫尔－库仑模型，模型包含如下计算参数：杨氏模量E，泊松比υ，黏聚力c，内摩擦角φ。将4道支撑简化为集中力，作用在地连墙上，地连墙的本构关系采用线弹性模型[4]。

为了考虑桩土接触面上的相对位移和应力之间的非线性关系，在弹塑性有限元分析中采用了接触面单元来模拟结构物与土间的摩擦特性。具体方法是：

当τ<σntanϕi+ci接触面处于弹性阶段 （1）

图8 计算模型示意图 Fig.8 FEM model

3.2 根据实测数据确定计算参数

为了使有限元分析与实测结果能够较好地吻合，根据实测的支撑轴力和地连墙侧向位移，反复试算对土体的物理力学指标和地连墙刚度进行调整，经调整后的计算参数见表2，3。 3.3 计算结果与实测数据对比分析

为了便于将计算结果与实测值进行比较，按不同工况绘制地连墙侧向变形（y）随深度（h）的关系曲线（见图9）。

表2 地连墙的计算参数

Table 2 Retaining structure properties in calculation

轴向刚度EA/ kN·m

-1

抗弯刚度EI / kN·m

2

厚度d / m

重度W / kN·m

8

-1

泊松比

·m

-1

υ 0.15

1.22×108 6.5×106 0.8

第7期 刘 润等：天津地区地铁深基坑施工安全控制标准研究 1515

表3 计算中土的物理力学性质指标

Table 3 Soil properties in calculation

天然

土层

杨氏

重度 模量E / kN·m-3/ MPa

泊松比 黏聚力

内摩 擦角

渗透 系数kx

接触面系数Rinter

y/ mm -40-30-20-100102030400-5-10 实测值开挖面 h/ m υ c/ kPa

ϕ / (°) /m·d-1

杂填土 17 8.0 0.34 20 5 0.1 0.56黏土 17.5 8.5 0.33 28 19 0.12 0.61粉土 17.2 9.0 0.32 19 18 0.13 0.62粉质黏土 17.16 10.0 0.33 粉质黏土 18.96 30.0 0.30

20 27

15 10

0.1 0.1

0.640.7

粉砂 18.35 20.0 0.31 23 25 0.14 0.66细砂 18.3 80.0 0.30 5 30 0.1 0.7

-15-20-25-30(c) 工况3

计算值

从图9可以看出，除第3工况墙体变形与实测数据有一定差距外，其余工况计算值与实测值吻合较好，最大值误差小于10 %。观察实测数据可知，第2工况和第3工况位移较接近，这是由于施工过程中，第3工况和第4工况时间间隔很短，第3层土开挖后，土体变形来不及发展，就开始了第4工况的施工。而有限元无法模拟这一无间断的施工过程，土体开挖后，地连墙的侧向位移就会有所增大。

-60-40-20

y/ mm 00-5-10204060

-10-50-5-10-15-20-25-30(a) 工况1

y / mm 实测值h / m y / mm开挖面 510-15-20-25 计算值0 实测值 计算值-30(d) 工况4

开挖面 h/ m

图9 各工况地连墙实测位移值和计算值的比较

Fig.9 Comparison of measured and computed displacement of continuous wall for different construction procedure

4 影响基坑稳定性的主要因素研究

在实际工程中不可能进行全比尺的基坑破坏试验，因此，采用可靠的有限元分析方法，运用适当

-15-10-50-5-10h/ m 051015的计算模型和计算参数，较真实地模拟基坑的破坏过程，寻找基坑发生失稳破坏的临界点，成为确定基坑施工中安全控制标准的主要方法。在确定了以上分析模型和计算参数的基础上，对影响基坑整体稳定的3方面因素：支护结构刚度、支护结构长度以及支撑轴力的大小进行了的系统分析[54.1 支护结构刚度的影响

－8]

实测值计算值开挖面 -15-20-25-30

(b) 工况2

。

保持地连墙长度和支撑轴力不变，逐渐减小地连墙的刚度，当刚度减小为850 kN·m2/m时，墙后土体发生滑动破坏。将有限元分析得到的对应于不同地连墙刚度（kw）的墙体侧向变形值（y）绘成曲线见图10。

1516 岩 土 力 学 2007年

400 300 200 y / mm 从图11可以看出，墙长24 m是一个转折点，

墙长27.6 m 墙长24 m 墙长20 m 当地连墙长度从32 m变化到24 m时，地连墙最大侧向位移量变化较小，当地连墙长度继续减小时，位移显著增大，地连墙长24 m对应的最大侧向位移是28.61 mm，墙后地表土体最大沉降为20.44 mm。地连墙最大位移占坑深的百分比0.18 %，墙后地表

100 0

0 20 000 40 000 60 000

80 000

kw / kN·m2·m-1

土体最大沉降与坑深的比例为0.13 %。计算中发现，即使地连墙长度减少到与基坑深度一样，由于支撑的存在，基坑没有发生整体稳定破坏。

为了观察支护结构长度和支撑轴力大小同时改变对基坑整体稳定性的影响，图11中给出了最大支撑轴力分别为820 kN，615 kN和307 kN时墙体侧向变形与墙长的关系曲线，由图可知随支撑轴力的减小墙的侧向变形明显增大。 4.3 支撑轴力的影响

保持地连墙长度和刚度不变，减小支撑轴力，当第2道撑的最大支撑轴力减小到102.5 kN时，墙后土体中出现贯通的滑动面，发生滑动破坏。墙侧向位移（y）随轴力（N）的变化关系曲线如图12所示。

图10 墙最大侧向位移随墙刚度的变化 Fig. 10 Lateral displacement vs. rigidity of

continuous wall

计算结果表明，当地连墙刚度减小为6 500 kN·

m/m时，墙侧向位移开始急剧增加。“y-kw”曲线出现转折点，此时墙的侧向位移是99.8 mm，估算地表最大沉降

[9]

2

70.9 mm。地基中应力水平和位

移等值线表明，地连墙刚度降低后，墙后和坑底相当一部分土体的应力水平为1。图10中曲线转折 点对应的地连墙侧向位移与基坑深度的百分比为

0.61 %，墙后地表土体最大沉降与坑深的比例为0.44 %。可认为墙侧土体位移达到坑深的0.61 %，墙后地表土体最大沉降达到坑深的0.44 %时，地连墙侧向位移会急剧增大，基坑有发生破坏的危险。 为了观察支护结构刚度和长度同时变化对基坑 12001000800y / mm 刚度6 500 000 kN/m2·m-1刚度650 000 kN/m2·m-1刚度65 000 kN/m2·m-1整体稳定性的影响，图10中给出了地连墙长度分别为27.6 m，24 m和20 m时地连墙刚度和墙体侧向变形的关系曲线，随墙长的减小墙体的侧向变形增大。 4.2 支护结构长度的影响 保持支撑轴力和地连墙刚度不变，只改变地连墙的长度，分别计算墙长32，30，28 m直至16.2 m（坑深）时地连墙的侧向位移，将有限元分析得到的支护结构变形（y）与地连墙的长度（lw）绘成关系曲线见图11所示。 60040020000200400 600 -1 800 1000

N / kN·m图12 墙侧向位移随支撑轴力变化的图形 Fig.12 Lateral displacement of retaining wall vs. brace force 从图可以看出，当支撑轴力减小到235 kN时，地连墙侧向位移开始急剧增大，最大轴力为205 kN 200 160 y / mm 最大轴力820 kN最大轴力615 kN最大轴力307 kN时对应的地连墙侧向位移为150.7 mm，墙后地表土体最大沉降为107.6 mm。此时土体向坑内滑动，土中形成贯通的塑性区，滑动面以内的土体屈服，大范围内的土体剪应力水平达到1。曲线转折点对应的地连墙变形与坑深的百分比为0.94 %，墙后地表土体最大沉降与坑深的比例为0.67 %。可认为墙侧120 80 40 0 14 18 22 26 lw / m 30 34 土体位移达到坑深的0.94 %，墙后地表土体最大沉降达到坑深的0.67 %时，地连墙侧向位移会急剧增大，基坑有发生破坏的危险。

为了观察支撑轴力和支护结构刚度同时改变对

图11 墙最大侧向位移随墙长度的变化

Fig.11 Lateral displacement vs. length of continuous wall

第7期 刘 润等：天津地区地铁深基坑施工安全控制标准研究 1517

基坑整体稳定性的影响，图12中给出了地连墙刚度分别为6.5×106 kN·m2/m，6.5×105 kN·m2/m和

支撑轴力的大小对基坑整体稳定性的影响规律。提出通过控制基坑支护结构侧向变形和地表最大沉降的方法，来保证基坑的整体稳定性。控制的变形量分别为基坑开挖深度的0.40 %和0.28 %，这一数值可以作为天津市今后制定基坑工程变形控制标准的参考。

参 考 文 献

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6.5×104 kN·m2/m时墙体侧向变形和支撑轴力的关系曲线，随墙体刚度减小墙的侧向变形明显增大。

通过以上分析可知，地连墙的刚度对基坑整体稳定性的影响最为重要，表现为其对侧向位移的敏感程度最高，因此，将地连墙刚度减小引起的侧向位移变化作为控制基坑整体稳定性的标准。 4.4 研究结果推广

采用同样的分析方法，对天津地铁1号线其他两个车站的基坑工程进行分析。总结分析结果，将不同破坏模式下支护结构变形与坑深的百分比汇总于表4，基坑周围最大地表沉降与坑深的百分比汇总于表5。

表4 不同破坏模式下支护结构变形与

基坑深度的百分比(%)

Table 4 Displacement control value of retaining structure

for different failure modes (%)

破坏模式 工程名称

减小支护 结构长度

降低支护 结构刚度

降低支撑 轴力

南楼车站 0.18 0.61 0.94 下瓦房车站 0.21 0.42 0.86 勤俭道车站 0.27 0.40 0.71

表5 不同破坏模式下坑周围最大地表沉降与

基坑深度的百分比(%)

Table 5 Settlement control value of ground surface for

different failure modes (%)

破坏模式 工程名称

减小支护 结构长度

降低支护 结构刚度 0.44 0.30 0.28

降低支撑 轴力

0.67 0.61 0.50

[4] 朱伯芳. 有限单元法原理及应用(第二版)[M]. 北京:

南楼车站 0.13 下瓦房车站 0.15 勤俭道车站 0.19

综合表4、5的分析结果，以支护结构刚度减小导致其水平位移增加作为控制基坑发生失稳破坏的标准，将3个工程的计算结果平均，并考虑一定的安全储备（1.2），推荐支护结构侧向位移达到坑深的0.40 %或墙背地表沉降达到坑深的0.28 %作为天津地区地铁建设基坑施工安全的控制标准的参考值。

5 结 论

确定合理的基坑施工控制标准是保证基坑工程安全和经济的关键。实际工程中不可能进行全比尺的基坑破坏试验，本文以实测数据为基础，建立起可靠的有限元分析方法，通过有限元法模拟基坑的破坏过程，分析支护结构刚度、支护结构长度以及