李 峰， 程 丽 娟， 漆 鹏

(1.中电建成都建设投资有限公司，四川 成都 610072；2.中国电建集团成都勘测设计研究院有限公司，四川 成都 610072)

0 引 言

如今在类似北京、上海的特大城市集群，地下空间轨道交通网络基本形成，并且中心城区的中、浅层地下空间大多已经历或计划进行高强度开发。可见我国地下空间的建设将呈现出深层化的趋势，因而，针对大深度地下空间开发利用的研究势在必行。

本文提到的大深度地下空间深度为50～100 m。若要开发利用，理论方面需首要解决大深度地下结构的水土压力特性问题。

1 水土分、合算

在深入讨论大深度地下结构的水土压力特性之前，必须先就水土分、合算[1]问题进行研究，其焦点主要集中于黏性土等渗透性差的土体上。

理论方面，水土分算法基于有效应力原理。但在工程实践上，上海地区采用水土合算法更接近监测结果。深入研究，合算法之所以更接近监测结果，是基于以下原因：

(1)土中先出现负的超静孔压，而后缓慢消散，从而导致初始监测值较小，而合算法采用的强度指标隐含了超静孔压的影响。

(2)渗流能减小坑外孔压并增大坑内孔压，而合算法在孔压前乘了被动或主动土压力系数，从结果看，分别放大、折算了坑内、外的孔压，这种处理恰好反应了渗流影响。事实上，水不存在抗剪强度，因而，不能将孔压乘上土压力系数。

部分学者认为，低渗透性土体无法传递孔压，因而，采用合算法。然而，有试验[2]表明，无论黏土或砂土都可传递孔压，区别只在于速度和程度不同。另外，按照朗肯土压理论，黏土因黏聚力而存在一定的不支护高度，而合算法无法考虑临界深度内的孔隙水压。

从以上两点可以看出，应当在实际工况、考虑渗流以及超静孔隙水压等因素的前提下，采用水土分算法。另外，鉴于固结排水强度指标难以取得，基于工程实践[3]，可采用固结不排水剪切或直剪固结快剪得到总应力强度指标。

2 地连墙的水土压力特性

目前，针对中浅层的研究较为详尽，其考虑的影响因素如渗流[4]、超静孔隙水压力[5]、应力路径[6]等，可对深层地下空间的水土压力特性研究起到借鉴作用，本文将结合理论研究和Plaxis模拟两方面来考量各因素对水土压力的影响。

Plaxis模拟中基坑深度为100 m，地连墙插入比为0.8。土体参数采用“上海中心大厦”的勘察资料。

2.1 土压特性

2.1.1 外侧侧向土压力

外侧土压力呈现“R形”分布(图1)，最大压力794.49 kPa。可见土压力并不等于朗肯主动土压力值，其在开挖面以上深度更接近于静止土压力值，而在开挖面以下深度也大多大于主动土压力值。

图1 地连墙外侧侧向土压力对比图

2.1.2 内侧侧向土压力

内侧侧向土压力总体呈现抛物线分布(图2)，最大压力为1 589.74 kPa，位于深度约130 m深度处。在100～130 m区域，侧向土压力略大于朗肯被动土压力值。但是，在130～180 m区域，侧向土压力迅速减小，在180 m深度接近静止土压力值。这是因为地下连续墙的位移在这一区域迅速减小，土体无法达到被动土压力所需的极限状态。

图2 地连墙内侧侧向土压力对比图

可见，在地连墙工况下，经典的朗肯土压力理论不再适用。如果采用，会存在一定的安全风险。

2.2 孔压特性

在大深度地层中，孔隙水压力的影响将占据主导地位。而渗流和超静孔压对孔压的分布有显著影响。

2.2.1 渗流

成层土因相对渗流性的不同而影响渗流场分布，可分为均质土、二和三层土三种情况，更多土层可对应归为以上分类。

两层土根据土层分界面位置可划为5种类型(图3)：字母表示分界面位置；字母后的数字1表示上土层渗透性较下土层大，而数字2表示上土层渗透性较下土层小。例如AA1表示分界面位于AA且上土层渗透性较大，下土层渗透性较小的情况。

图3 两层土分情况图

三层土根据土层分界面位置可划为11种类型(图4)：字母表示第二、三土层分界面位置；字母后第一位数字表示第一、二土层分界面位置；字母后第二位数字表示相对渗透性，数字1表示相对渗透性从上至下是“大小大”，而数字2表示相对渗透性从上至下是“小大小”。例如A12表示分界面分别位于A和A1位置的上层为相对渗透性小的土层，中层为相对渗透性大的土层，下层为相对渗透性小的土层这一情况。

图4 三层土分情况图

上海的《基坑工程技术规范》规定：在无渗流时，开挖面以上孔隙水压力按静水压力计算；开挖面以下，在主、被动侧水压力抵消后按矩形分布计算。有渗流时，则按倒梯形分布计算主动侧孔隙水压力，按三角形分布计算被动侧孔隙水压力。

2.2.1.1 均质土

均质土情况下黏土和砂土的均质土层的渗流情况类似，且都小于规范值(图5)。

图5 均质土中孔压分布

2.2.1.2 两层土

AA1、AA2、BB1、BB2、DD1、DD2、EE1、EE2情况类似于均质土分布，全深度小于规范值。CC1情况在0～100 m深度等于静水压力值，而后保持不变直至土层分界面，随后迅速减小至0值；CC2情况在0-100 m深度等于静水压力值，而后迅速减小至接近0值直至土层分界面，随后从几乎等于0值变化到0值(图6)

图6 两层土中孔压分布

2.2.1.3 三层土

三层土分为四种类型。(1) A12、A22、A11、A21、C11、C21、C12、C22、D11、D12、E11、E12情况：类似于均质土层。(2) A31、C31、B12、B22情况：开挖面以上等于静水压力值，开挖面以下保持恒定至土层分界面，而后迅速减小到0值，类似于CC1情况(图6)。(3)A32、C32、B11、B21情况：开挖面以上小于等于静水压力值，开挖面以下持续减小到土层分界面至接近0值，而后转折缓慢变为0值，类似于CC2情况(图6)。(4)B31、B32情况：开挖面以上为静水压力，但曲线在开挖面、第一第二土层分界面、第二、第三土层分界面均发生转折(图7)。

图7 三层土中孔压分布

对于类型(1)采用上海地区的规范计算值是比较合适的。对于类型(3)采用上海地区的规范计算值是偏于安全的，不过会造成较大的资源浪费。对于类型(2)采用上海地区的规范计算值是偏于危险的。类型(4)情况比较特殊，要区别对待。

2.2.2 超静孔压

图8为地下连续墙两侧侧超静孔隙水压力分布：(1)在外侧，80～140 m的负超静孔隙水压力最大，为248.42 kPa，这一部位也正是土体的水平位移和地下连续墙的水平位移最大的部位；(2)在内侧，绝大部分部位为正压力。这是因为地下连续墙内侧土体受到挤压，为侧向加载应力路径，因此产生正的超静孔隙水压力。

图8 超静孔压分布

3 盾构隧道的拱效应

3.1 上海地区深层土中的拱效应

如果按照土柱理论计算竖向土压力，无疑是偏保守和安全的，很多监测资料[7]也表明，实测的竖向土压力明显小于土柱理论值。隧道上覆土体存在土拱效应[8]是显而易见的。基于太沙基[9]的研究，土拱的存在基于三个条件：(1)土体产生不均匀的相对位移；(2)有拱脚存在起支撑作用；(3)有足够的剪应力转移应力。

上海地区50～100 m大深度地层根据地质勘察资料全为粉砂层或砂层，且土体容重、密实度、力学参数都能实现一定的抗剪强度，此外，埋深深度也能保证埋深尺寸比属于深埋的范围内。因此，可以认为该范围内隧道会发生土拱效应。

3.2 修正的太沙基松动土压力公式

太沙基松动土压力理论可较好地反应土拱效应，并且也广泛为各国使用。不过，其计算公式中滑动体宽度假设以及土压力均匀分布假设是有待进一步研究的。

利用Plaxis的盾构隧道模块进行模拟，发现最大的土体沉降出现在隧道顶部，并且呈梯形逐渐扩散到表层。滑动体的边缘距离和盾构隧道中心的水平距离约为80 m，影响范围约为3倍洞径。

隧道顶部垂直土压力沿水平分布图(图9)显示出0～10 m的隧道顶部范围的土压力并非太沙基松动土压力理论假设的均布荷载，而是一个近似于梯形的荷载。另外，远离盾构隧道土体的垂直土压力保持恒定，可认为未受扰动。须注意的是，在10 m到未扰动土体之间的过渡段，土压力值持续上升后下降，其最大值大于未扰动土体的垂直土压力。这是因为土拱效应的本质发生了应力转移，因此，隧道两侧的土压力增大。

图9 盾构隧道的垂直压力分布图

基于以上结果，对太沙基松动土压力公式做一定改良，令滑动体宽度2B=6R。经计算，埋深100 m洞径20 m的该盾构隧道的垂直压力为540.97 kPa。原太沙基松动土压力为228.02 kPa，较为接近隧道中心上方的土压力值。改进后的公式计算值约为隧道中心顶部土压力值和隧道边缘顶部土压力值的中间值。因此，实际计算时，可以取原太沙基土压力公式计算值为隧道中心顶部土压力，取改进后的公式为中间值，从而求出隧道边缘顶部土压力值。

3.3 成层土中隧道垂直压力

前面讨论基于均质土层，但考虑到实际情况，有必要研究成层土中隧道垂直压力情况。

3.3.1 土性影响

软弱土层中的拱效应是非常微小甚至不存在的，有必要区分软弱土层和非软弱土层，以考虑不同土体性质的影响。

这里的讨论仍采用上海中心的地质勘测资料，认为软黏土层是不产生拱效应的，按照土柱理论计算其层底垂直压力。而其余的砂土层可以产生拱效应，按改进后的太沙基松弛土压力计算。

3.3.2 成层土影响

对于成层土，需要自上而下分层计算各层垂直压力。而后将该层垂直压力当作外在荷载叠加到下一层土层当中(如下一层是不考虑拱效应的软土层，则是直接叠加)。对于考虑拱效应的非软弱土层，将抗剪强度、容重等参数按层厚加权平均，其上的软弱土层的垂直压力按外加荷载P0计算。

3.3.3 计算结果

考虑土性和成层土的隧道顶部的垂直压力为539.31 kPa。

Plaxis同样按照之前方法建模，区别在于将均质土层改为上海中心的土层分布。计算结果为184 kPa(0 m)～872 kPa(100 m)，均值528 kPa。按太沙基松动土压力公式计算值为232.48 kPa，与0 m处值较为接近。可见结果较为吻合，说明采用的改进和简化方法可行。

4 结 语

通过理论研究和数值模拟方法，得到了大深度地层中地连墙水土压力的简化计算模型以及基于太沙基松动土理论的盾构隧道垂直压力计算公式。

(1)计算水土压力时应采用水土分算法，经典朗肯土压理论不能很好估计基坑内外的土压力。

(2)均质土层的渗流场分布与土性无关，均小于上海市基坑规范计算值。两层土和三层土的渗流场大多类似于均质土。但当土层分界线位于开挖面以下及角点以上时，主动侧水压力明显受土体分层影响。如继续采用遵照规范，会导致资源浪费或偏于危险。

(3)基坑开挖主要是卸载应力路径，主动侧的超静孔隙水压力是负值，这有利于基坑的稳定。被动侧的土体受压，超静孔隙水压力为正值。

(4)深层盾构隧道存在拱效应，并且垂直土压力在隧道上方为梯形分布。可用原太沙基松动土压力公式作为中心顶部土压力值，用修订后的太沙基松动土压力公式作为平均值。