李 航，廖少明，2，湯永凈，3，申明亮

（1.同濟大學土木工程學院，上海 200092；2.同濟大學巖土及地下工程教育部重點實驗室，上海200092；3.同濟大學浙江學院土木工程系，浙江嘉興 314051；4.上海建工集團股份有限公司總承包部，上海 200080）

隨著地下空間的大規(guī)模開發(fā)和利用，地下開挖對周邊環(huán)境影響問題日益突出。Tan等［1-2］通過對上海地區(qū)多個超大基坑的現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)研究表明，平面尺寸為30 000～50 000 m2的基坑，其圍護結構最大側向變形可達面積小于6 000 m2基坑的3～5倍，對周邊環(huán)境的影響也更為顯著。可見地下開挖所引起的基坑變形和地層運動與基坑尺度（即基坑的開挖深度和平面尺寸）密切相關。在此情形下，常見保護措施，如土體加固、增加圍護結構剛度等輔助性方法已無法適應超大深基坑施工的變形控制要求。Tan等［3］對蘇州黏土地層中鄰近敏感地鐵隧道的超大基坑施工案例進行了研究，結果表明采用分區(qū)開挖的施工方法并結合常規(guī)保護措施可有效控制鄰近保護對象側圍護結構的側向變形。近年來，基于軟土地區(qū)時空效應理論的基坑分區(qū)施工技術和基坑群施工技術已廣泛應用于我國上海等軟土地區(qū)的基坑工程實踐中［4-6］，成為控制大尺度深基坑變形的有效手段之一。深大基坑在平面上被劃分成多個相互關聯(lián)的子基坑，其中分隔型基坑是基坑群劃分的主要形式之一，它將單個基坑劃分成緊鄰保護對象的狹窄基坑和遠離保護對象的較大基坑，常用于基坑附近存在既有歷史建筑、地鐵隧道等復雜環(huán)境。褚峰等［7］利用二維有限元模型研究施工順序對分隔型基坑變形的影響，驗證了小應變硬化土模型（hardening soil model with small-strain stiffness,HSS）在計算模型中的適用性，得到較優(yōu)的基坑開挖順序；但其采用簡化后的平面應變模型，因此未能有效體現(xiàn)基坑群空間效應和基坑間相互影響，且缺乏定量分析，對工程指導性不強。黃沛等［8］利用二維有限元模型對分隔型基坑開挖順序和小基坑分區(qū)寬度進行了參數(shù)分析和優(yōu)化，但其數(shù)值計算結果缺乏實測數(shù)據(jù)驗證。范凡等［9］通過上海航空服務中心工程的實測數(shù)據(jù)統(tǒng)計分析和數(shù)值計算，比較分隔型基坑在控制圍護結構變形和地層變形上與常規(guī)單個基坑的差異，研究分隔帶寬度對緊鄰保護對象側圍護結構變形的影響，但未就其變形控制機理作進一步的討論和分析。

本文依托緊鄰敏感歷史建筑的上海中心城區(qū)超大地下綜合體施工案例，建立考慮土體小應變特性的三維有限元數(shù)值模型，在將現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)和數(shù)值結果進行驗證的基礎上，以土體應力狀態(tài)和邊界條件動態(tài)變化過程為切入點，研究探討多種影響因素下分隔型基坑變形特性和土體應力路徑，以期為類似工程提供理論支撐和工程實踐參考。

1 工程概況

1.1 工程背景

本工程位于上海市黃浦區(qū)，擬建設成為集辦公、商業(yè)、酒店及住宅為一體的綜合體建筑群，包括兩幢高度為300和150 m的超高層建筑和兩幢高層建筑，以及深度在14.9～25.6 m的二層至四層地下室。為順利實施這一項目，需要進行東西向長約500 m，南北向寬約240 m，平面面積約為74 000 m2的超大基坑的開挖（圖1）。

圖1 基坑群平面圖Fig.1 Plan of foundation pit group

場地內坐落著一處歷史保護建筑——董家渡天主教堂，該教堂建成于1853年，為淺基礎磚木結構建筑，基礎埋深約為0.7 m，結構自重約為1萬t。由圖1可知，教堂的東西北三面均緊鄰基坑，到基坑邊緣的距離僅為7.7～12.8 m，可以預見教堂很可能會由于開挖引起的地層運動而產(chǎn)生顯著變形，從而導致結構損傷。因此，本項目采用基坑分區(qū)施工技術，以減小土體大范圍卸荷對教堂及周邊環(huán)境的不利影響。在基坑群的分區(qū)上，教堂東、西、北三面被劃分為4組分隔型基坑，分別為基坑A1和A2、B1和B2、C1和C2，以及D1和D2?；尤旱氖┕ろ樞蛉绫?所示，先行施工遠離教堂的A1和E基坑；在4組分隔型基坑中，先施工小基坑D2和C2基坑，然后施工緊鄰大基坑C1；另外兩組小基坑A2和B2則在大基坑施工完成后進行開挖。就C1和C2基坑的位置關系，前者位于相對獨立的位置，受平行基坑D1和D2開挖影響可能性較大，但由于D2基坑平面尺寸小、D2和C2基坑間距大于2倍開挖深度，且D1基坑最后施工，因此可以推斷C2和C1基坑在其開挖階段受其他基坑影響較小。本文選取位于教堂東側由基坑C1和基坑C2組成的分隔型基坑為研究對象，其原因為基坑C1和C2共同墻長度最大且形狀規(guī)則；兩個基坑均采用順作法，在開挖結束后進行支撐拆除，進而完成地下結構回筑，該施工工序在工程實踐中更為普遍。

表1 基坑群施工順序Tab.1 Construction sequence of the foundation pit group

圖2a為基坑C1和C2的支護結構平面圖，保護對象位于基坑C2左側。圍護結構均采用剛度較大的地下連續(xù)墻，緊靠教堂一側的地下連續(xù)墻厚度為1.2 m，其余地下連續(xù)墻均為1.0 m。兩基坑開挖深度均為18.5 m，地下室層數(shù)均為三層。小基坑C2采用一道鋼筋混凝土支撐+四道鋼支撐，鋼支撐采用伺服式系統(tǒng)，自主調控鋼支撐預應力；基坑C2分六層土方開挖，開挖結束后施作底板及地下結構。大基坑C1采用四道鋼筋混凝土支撐，分五層土方開挖（圖2b）。在C1基坑底板澆筑完成并形成一定強度后，進行換撐和拆撐，然后施作地下結構。利用底板和各道樓板作為支撐點，通過臨時支撐將作用在圍護結構上的水平力傳遞給底板或樓板，待每層地下結構施作完成并達到一定強度后，拆除臨時支撐，直到完成整個地下結構。

1.2 水文地質條件

根據(jù)工程地勘報告，場地內地基土體60 m范圍內主要由飽和粘性土、粉性土以及砂土組成?；覥1和C2開挖范圍內，分布有①3層、④層、⑤1-1層粘土，其中①3層以粘質粉土為主夾雜淤泥質粉質黏土，該土層滲透性較好，地基承載力相對較高；而第④層淤泥質黏土層和⑤1-1粘土層土性很差，抗剪強度低、壓縮性高、呈流塑狀，且均屬于高靈敏度軟土層。場地內各層土體物理力學參數(shù)見表2。場地內含水層為淺層的潛水層，水位埋深約為1.5 m；承壓含水層位于第⑦層土，其水位不穩(wěn)定，呈周期性變化，水位埋深均值約為7.0 m，；按照該水位計算，在基坑C1和C2開挖過程中產(chǎn)生突涌的可能性小。

表2 土層基本物理力學參數(shù)Tab.2 Basic mechanical parameters of soil layers at the site

2 三維數(shù)值計算結果與現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)驗證

本節(jié)利用巖土有限元分析軟件Plaxis3D（v2016），建立三維有限元數(shù)值模型，通過現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)與有限元數(shù)值計算結果驗證數(shù)值模型的合理性，為后續(xù)進行多工況下的計算和分析奠定基礎。土體本構模型采用HSS小應變硬化土模型，該本構模型在敏感環(huán)境下的軟土基坑數(shù)值分析中適用性強［10-11］，主要參數(shù)包括有效內摩擦角（φ'）、有效粘聚力（c'）、常規(guī)三軸固結排水割線剛度（Eref50）、主固結加載的切線剛度（Erefoed）、卸載及加載彈性模量（Erefur）、與應力水平相關的指數(shù)m、破壞比Rf、界面折減系數(shù)Rinter，以及小應變參數(shù)Gref0和γ0.7，Gref0為小應變剛度試驗的參考初始模量，γ0.7為割線剪切模量衰減到初始剪切模量70%時所對應的剪應變。各參數(shù)具體含義和取值方法可參見文獻［12］和文獻［13］。本文HSS模型參數(shù)取值參考了文獻［10］、［11］和文獻［14］中上海地區(qū)相關實踐經(jīng)驗和試驗成果，具體見表3。

表3 小應變硬化土模型主要參數(shù)取值Tab.3 Main parameters of HSSmodel of soil layers at the site

地下連續(xù)墻采用線彈性板單元模擬，彈性模量取值為30 GPa；混凝土支撐及圍檁采用線彈性梁單元模擬，彈性模量取值為30 GPa，各道混凝土支撐的截面尺寸見圖2b；基坑C2中鋼支撐直徑為609 mm，壁厚為16 mm，采用桿單元模擬。根據(jù)基坑開挖影響區(qū)域的劃分［15-17］，為減小模型邊界對計算結果的影響，在平面上取基坑邊緣到模型邊界的尺寸為4倍開挖深度；在深度上基坑坑底到模型底部的距離超過3倍開挖深度。模型尺寸長×寬×高=305 m×242 m×80 m，網(wǎng)格劃分如圖3所示，在該圖中標記了模型典型剖面處位于C2坑內和坑外的分析應力點。數(shù)值模型計算工序與現(xiàn)場實際施工一致：地應力平衡→激活地下連續(xù)墻→位移清零→基坑C2基坑開挖至-1.8 m→基坑C2第一道混凝土支撐及基坑開挖至-5.8 m→逐層安裝鋼支撐并施加預應力（-2 300 kN）并開挖至基坑C2坑底→基坑C2地下結構施工→基坑C1開挖至-1.8 m→逐層施作混凝土支撐并開挖至基坑C1坑底。其中C2基坑中鋼支撐水平間距為2 m，各道鋼支撐預應力控制值為2 300 kN，通過在每個分析步中調整桿單元預應力值可達到開挖階段鋼支撐軸力保持不變的目的。此外，基坑坑內降水將使坑內土體有效應力增加，對土體抗剪強度參數(shù)有所影響；在數(shù)值計算過程中，本文只考慮坑內土體降水引起的有效應力變化的影響，不對坑內土體強度參數(shù)進行調整。

圖2 分隔型基坑C1和C2的基本信息Fig.2 General information of divided foundation pit C1 and C2

圖3 三維有限元模型網(wǎng)格劃分及選取的應力點（單位：m）Fig.3 Mesh of 3D finite element model and the location of selected stress points(unit:m)

選取分隔型基坑C1和C2中L側（測斜點CX23）、M側（測斜點CX28）和長邊（測斜點TX5-6）地下連續(xù)墻的水平位移與實測結果進行比較，測點位置見圖2a。圖4為按照實際施工順序計算得到的以上三個測點地下連續(xù)墻側向變形與實測數(shù)據(jù)曲線，可以看出三維有限元數(shù)值計算結果與實測值較為一致。由于小基坑C2采用伺服式預應力鋼支撐，在開挖面以上一定范圍內的墻體隨基坑開挖深度增加產(chǎn)生朝向坑外的變形，呈現(xiàn)“S”型曲線的特點?；诖四Ｐ停M行如表4所示多種工況的計算，并對其結果進行比較分析。

表4 有限元模型計算工況Tab.4 Typical cases of 3D finite element analysis

圖4 基于數(shù)值計算與實測數(shù)據(jù)的模型驗證Fig.4 Validation of numerical results and measured data

3 計算結果分析和討論

3.1 開挖順序對基坑變形及土體應力路徑影響

圖5為分隔型基坑在不同開挖順序下，典型剖面處地下連續(xù)墻側向變形（δh）及地表沉降曲線。S為坑外地表到基坑圍護結構外邊緣的距離，He為基坑最終開挖深度。如圖5所示，不同開挖順序對C2基坑中緊鄰保護對象的L側地連墻和基坑C1和C2共同墻（M側）的側向變形有顯著影響，而對遠端地連墻（R側）變化不明顯。工況2中基坑C1和C2開挖完成時，L墻最大側向變形δhm為52 mm，較工況1（δhm=60 mm）減小13.3%；地表沉降由49.1 mm減小到44.8 mm，減小幅度為8.6%，因此，在僅考慮基坑開挖順序時，先開挖大基坑C1，后開挖小基坑C2對于緊鄰保護對象側的墻體變形控制更有利。

圖5 不同施工順序圍護結構變形和地表沉降（工況1和工況2）Fig.5 Wall deflection and surface settlement profile of different construction sequences(Cases1 and 2)

開挖順序引起的基坑變形差異與土體應力路徑和應力狀態(tài)變化有關。在不同開挖順序下，土體卸荷方式不同：對于工況1，C2坑內土體先經(jīng)歷C2開挖引起的豎向卸荷，再經(jīng)歷由基坑C1開挖引起的側向卸荷；與之相反，工況2中C2坑內土體先經(jīng)歷基坑C1引起的側向卸荷，再經(jīng)歷基坑C2開挖引起的豎向卸荷。圖6為不同開挖順序下，靠近L側地下連續(xù)墻坑外P3點和基坑C2坑底P4與P5點（圖3）在p'-q平面上的有效應力路徑，橫坐標p'為平均有效應力，縱坐標q為偏應力。其中p'=(σ'1+σ'2+σ'3)/3，q=|σ'1-σ'3|，式中σ'1、σ'2、σ'3分別為大主有效應力、中主有效應力和小主有效應力，各主應力為負值時表示受壓。整體來看，各應力點的有效應路徑以偏應力q變化為主，平均有效應力p'變化不明顯。仔細觀察可以發(fā)現(xiàn)，不同開挖順序下，坑內、外土體有效應力路徑不同。在工況1中，P3點有效應力路徑連續(xù)經(jīng)歷兩次先向上、后向下的動態(tài)變化；而在工況2開挖順序下，P3點有效應力路徑在整個開挖過程中先不斷朝上而后朝下發(fā)展。對于C2坑底土體，在工況1中，P4點有效應力路徑在基坑C2開挖階段先朝下、后朝上，在后續(xù)基坑C1開挖階段，P4點有效應力路徑則變化較??；在工況2中C1坑開挖階段，P4點有效應力路徑先向下、后向上；在C2坑開挖階段，其有效應力路徑與前C1坑開挖時類似，但偏應力q變化幅度較大。對于靠近共同墻的P5點，其應力路徑既存在與C2坑內土開挖卸荷相同的應力路徑，也表現(xiàn)出與坑外P3點相似的應力路徑變化特點。可以看出，與普通單個基坑相比，分隔型基坑土體應力路徑更為復雜多樣。

圖6 點P3～P5中有效應力路徑（工況1和工況2）Fig.6 Effective stress path at P3 to P5 in Cases 1 and 2

為更好地理解上述各點應力路徑，圖7a～圖7c分別描述了P3～P5點的主有效應力路徑和笛卡爾有效應力路徑，其中橫坐標中σ'x、σ'y和縱坐標中σ'z分別表示笛卡爾坐標系中平面內、外土體側向應力和豎向應力。以P3點為例（圖7a），對于工況1，基坑C2開挖引起坑外土體側向卸荷，此時平面內水平有效應力σ'x先減小，在開挖最后兩層土方時又小幅度增大。其原因是在不排水條件下，墻體水平變形既會引起坑外土體側向應力釋放，也會導致土體產(chǎn)生負的超靜孔隙水壓力，因此位于坑外與坑底齊平位置的P3點，在基坑C2開挖深度較小時以側向卸荷為主，此時超靜孔隙水壓力減小所引起的有效應力增加不足以抵消P3點由于側向卸荷引起的水平向應力釋放；但隨著開挖深度增加而接近坑底，由于卸荷引起的負超靜孔隙水壓力超過側向卸荷引起的水平應力下降，導致σ'x呈現(xiàn)小幅度增加。隨后在基坑C1開挖過程中，P3點有效應力路徑與基坑C2開挖時所呈現(xiàn)的應力路徑相似，表明P3點受基坑C1開挖影響依然明顯，具有多次卸荷效應，故P3點σ'x會經(jīng)歷如上所述的應力變化。對于豎向有效應力σ'z在基坑C2開挖階段先增大后減小，可解釋為在基坑C2開挖深度較小時，σ'z增加主要由負的孔隙水壓力引起，但隨著開挖深度的增加，該點主應力方向發(fā)生小角度偏轉，導致σ'z減小。另外，P3點主應力路徑與笛卡爾應力路徑相似，也即P3點σ'z是大主應力σ'1，而σ'x為小主應力σ'3，這解釋了圖6中P3在p'-q平面上有效應力路徑走向。

對于坑內P4和P5點，其應力路徑也有所不同。如圖7b和7c，在工況1中基坑C2開挖階段，由于坑內土體豎向卸荷，P4和P5點豎向有效應力均表現(xiàn)為不斷減小的趨勢，而由于坑內土體受到墻體側向變形的擠壓，水平有效應力不斷增加，此時平面外應力幾乎不變，于是水平應力逐漸轉變?yōu)榇笾鲬?，豎向應力變?yōu)樾≈鲬Γ鲬S隨之發(fā)生90°偏轉，這與P4和P5點主有效應力路徑先向下后轉而向上以及圖6中有效應力路徑均吻合。比較工況1和工況2，特征點P3～P5在不同工況下土體應力路徑的走向造成土體塑性變形的發(fā)展不同，反過來又會影響包括土體剛度等參數(shù)，最終表現(xiàn)為圍護結構和地層變形差異。

圖7 P3～P5點主有效應力和笛卡爾有效應力路徑（工況1和工況2）Fig.7 Principle and Cartesian effective stress path at P3 to P5 in Cases 1 and 2

3.2 地下結構施工對基坑變形和應力路徑影響

圖8 反映了地下結構回筑對分隔型基坑變形性狀的影響；圖9為L地墻最大側向變形δhm隨施工步序發(fā)展情況。比較工況1和工況3可知，當基坑C2開挖結束并完成底板及地下結構后，基坑C1開挖對L墻影響明顯減小且最大側向變形δhm增長速率放緩；基坑開挖全部結束時L墻δhm為36.5 mm，較工況1減小近30%。對于工況4，基坑C1地下結構的施工并未對基坑C2開挖形成有利影響，在基坑C2開挖時L墻最大側向變形δhm的變化速率與工況2接近；開挖至坑底時，L墻δhm較工況2中有少量增加，為基坑C1地下結構施工和拆撐所致。

圖8 考慮地下結構施工的基坑變形和地表沉降Fig.8 Deformation of foundation pit and surface settlement profile considering construction of underground structures

圖9 考慮地下結構施工時圍護結構最大側向變形的發(fā)展Fig.9 Maximum wall deflection with excavation depth considering construction of underground structures

通過對比可知，工況3對應的施工工序對緊鄰保護對象側地連墻變形最為有利，而工況4中先期施工的C1基坑地下結構無法對C2基坑，尤其是無法對坑內靠近L墻處的坑底隆起形成有效地抑制作用（圖8b）。從P3和P4點的有效應力路徑來看，工況3中C2坑內外土體塑性變形發(fā)展要小于工況1（圖10a）。由于受到底板限制，P4點的偏應力q朝下發(fā)展進入彈性區(qū)域；而在工況2和工況4條件下，P3點和P4點有效應力路徑幾乎相同（圖10b）。因此，可以看出基坑C2底板及地下結構限制了基坑C2坑底土體的隆起，抑制了坑底土體剪切變形，同時已施工完成的地下結構形成了大剛度結構體，能夠進一步限制基坑C1坑內土體卸荷對基坑C2的影響。

圖10 點P3和P4有效應力路徑對比（工況1～工況4）Fig.10 Comparison of effective stress path at P3 and P4 in Cases 1 to 4

3.3 鋼支撐預應力對基坑變形控制及應力路徑影響

在本工程中，狹小基坑C2采用一道混凝土支撐加4道鋼支撐的支護體系，在開挖過程中對鋼支撐施加預應力并利用伺服式系統(tǒng)進行調整，進一步控制鄰近保護對象側墻體變形。該支護體系常用于鄰近敏感建構筑物的地鐵車站等狹長型基坑的施工，其效果隨地質條件、施工質量、預應力控制等因素而異［18］。圖11為考慮伺服式預應力鋼支撐時基坑變形和地表沉降計算結果。對于工況5，在基坑C2開挖結束時L墻的側向變形曲線呈“S”型，并伴隨有朝向坑外的變形，這體現(xiàn)了伺服式預應力鋼支撐對墻體變形的調控作用；基坑C2和基坑C1開挖至坑底時，δhm分別為9和15.3 mm，分別對應0.05%He和0.08%He。類似地，在工況6中對鋼支撐施加與工況5相同的預應力，基坑C2開挖結束時L墻的最大側向變形δhm為19 mm（0.1%He）。

圖11 伺服式預應力鋼支撐對圍護結構側向變形和地表沉降的影響Fig.11 Effect of servo prestressed steel supports on wall deflection and ground surface settlement

可見，不論何種施工順序，對小基坑C2中采用伺服式系統(tǒng)對鋼支撐施加合理的預應力，均可顯著改善緊靠保護對象側L墻的側向變形。但由于工況6中基坑C1先期開挖和地下結構施工的影響，墻體最大側向變形所處深度及墻頂位移均較工況5大，坑外地表沉降相應增加；最終，工況6地表沉降最大值約為與工況5的2倍。總體來看，工況5和工況6施工過程中都小于相關規(guī)范中保護等級為一級（0.14%He［19］和0.18%He［20］）時所對應的圍護結構水平變形控制要求。

圖12為工況3～工況6中P1～P3點在p'-q平面的有效應力路徑。

圖13 為P1～P3點的笛卡爾和主有效應力路徑。將工況3和工況工況5、工況4和工況6進行橫向對比，可以發(fā)現(xiàn)坑外土體應力路徑表現(xiàn)為在基坑淺層土體開挖時，土體水平卸荷引起水平有效應力σ'x減?。辉陂_挖達到一定深度后，在各道伺服式鋼支撐的協(xié)同作用下，σ'x顯著增加。這是由于鋼支撐作用在圍護結構上的水平推力導致圍護結構產(chǎn)生朝向坑外變形（圖11），坑外局部土體被水平擠壓。當σ'x因過度擠壓而超過σ'y時，σ'y變?yōu)樾≈鲬?，?x變?yōu)橹兄鲬?，最終在p'-q平面的有效應力路徑表現(xiàn)為工況5、工況6中偏應力q朝下變化的量值要顯著高于工況3和工況4（圖12）。可見在伺服式鋼支撐軸力作用下，中主應力的變化對土體有效應力路徑影響顯著。

此外，由于P1應力點位于透水性較好的①3層土，不產(chǎn)生超靜孔隙水壓力，其有效應力路徑與P2、P3明顯不同，主要表現(xiàn)為P1點平均有效應力p'的變化范圍明顯大于P2和P3點。具體來講，與工況3或工況4相比，工況5和工況6中P1點有效應力路徑先朝向左下方運動，而后朝向右下方（圖12a和12d）。

圖12 P1～P3點土體有效應力路徑（工況3～工況6）Fig.12 Effective stress path at P1 to P3 in Cases 3 to 6

觀察圖13a中工況5，在C2基坑開挖后，P1點平面內有效應力σ'x和σ'z均減小，這是水平卸荷和應力軸旋轉的結果；在C2基坑開挖第四～六層土方過程中，由于各道伺服式鋼支撐的作用，σ'x和σ'z均呈上升趨勢，且平面外有效應力σ'y也隨之增加，在此情形下平均有效應力p'顯著增加；在C1基坑開挖過程中，P1又經(jīng)歷一輪水平卸荷，但平均有效應力p'總體上呈逐漸減小的趨勢。工況6中P1點應力路徑分析與該節(jié)中前述工況5分析類似。綜上所述，排水條件對土體應力路徑起到了不可忽視的作用。

圖13 P1～P3點主有效應力和笛卡爾有效應力路徑（工況3～工況6）Fig.13 Principle and Cartesian effective stress path at P1 to P3 in Cases 3 to 6

4 結論

本文通過三維有限元數(shù)值模型計算分析和實測數(shù)據(jù)相結合，探討了不同因素影響下的分隔型基坑變形特性及土體有效應力路徑，得到以下幾點結論和建議：

（1）受土體卸荷應力路徑和邊界條件的影響，分隔型基坑的開挖順序和地下結構的回筑對分隔型基坑變形特性有顯著影響，而僅靠優(yōu)化基坑開挖順序來達到控制基坑變形目的，其作用有限且不全面。

（2）僅考慮基坑開挖時，先施工大基坑，再施工小基坑的開挖順序對緊鄰保護對象側的墻體側向變形控制更為有利，較“先大后小”的開挖順序，墻體側向變形和地表沉降分別降低13%和9%。在不同開挖順序下，坑外土體有效應力路徑呈現(xiàn)同一模式的往復變化特點，坑底附近土體則表現(xiàn)出不同應力路徑模式，其原因在于分隔型基坑先后施工所產(chǎn)生的多次卸荷效應和不同施工順序導致的卸荷方式差異。

（3）當考慮基坑地下結構回筑時，先開挖小基坑，然后施作其地下結構，最后施工大基坑為最優(yōu)方案，其綜合效果較僅考慮開挖順序時所得到的結果顯著提高，較不利工況圍護結構側向變形降低30%。

（4）采用伺服式預應力鋼支撐能夠有效控制分隔型基坑墻體側向變形；在開挖較深層土體時，各道伺服式鋼支撐協(xié)同作用使得圍護結構產(chǎn)生朝向坑外水平位移，坑外土體先水平卸荷后擠壓，抑制了坑外土體塑性變形發(fā)展。多種計算工況結果表明，在伺服式鋼支撐控制作用下，可將保護對象側圍護結構變形控制在0.1%He范圍內，適用于對圍護結構變形控制極為嚴格的復雜環(huán)境。

作者貢獻說明：

李航：搜集整理實測數(shù)據(jù)，建模和數(shù)據(jù)分析，論文撰寫和返修。

廖少明：總體思路和研究方法把控，論文審閱和修改。

湯永凈：論文審閱、修改和潤色。

申明亮：協(xié)助進行現(xiàn)場調研，提供相關資料和數(shù)據(jù)。