超大深基坑开挖坑底回弹变形规律及其变异机制

Law and variation mechanism of rebound deformation at the bottom of a super large deep excavation pit

摘要

以北京某基坑工程为例，分析了厚砂土层中超大深基坑开挖坑底回弹变形特征及规律，发现立柱变形存在明显的3阶段特征：早期明挖阶段快速隆起，中期逆作板施作阶段缓慢变形沉降，后期盖挖阶段持续隆起，但早期立柱隆起量远超一般基坑的范畴。基于理论和试验分析了基坑开挖尺度、开挖次数、开挖速率等时空因素对坑底土体卸荷应力、卸荷模量和回弹变形的影响及机制。分析结果表明，随着基坑宽高比和宽长比增大，坑底土体卸荷应力增加，卸荷模量减小，回弹变形增加；开挖卸荷量和卸荷速率越大，所引起的卸荷应力越大，卸荷模量越小，回弹变形也越大。根据上述结论推断，开挖尺度大和速度快所导致的上述土体回弹变形时空效应是副中心站基坑早期立柱异常隆起的主要原因，这与现场土方开挖记录相吻合。在此基础上，提出了考虑卸荷模量受时空效应影响而变化的回弹变形计算方法，通过多种计算方法对比分析，指出超大深基坑回弹变形在计算时要充分考虑时空效应影响，否则会导致对回弹变形的严重低估，影响后续施工安全。

Abstract

Taking a foundation pit project in Beijing as an example， the characteristics and laws of rebound deformation at the bottom of the super-deep foundation pit with a thick sandy soil layer were analyzed. It was found that the column deformation exhibits obvious three stages： rapid uplift in the early open excavation stage， slow deformation and settlement in the middle reverse slab construction stage， and continuous uplift in the late cover excavation stage， but the amount of early column uplift far exceeded the general scope of foundation pits. Based on theory and experiment， the influence and mechanism of spatiotemporal factors were studied. It was found that with the increase of width to height ratio and width to length ratio of the pit， the unloading stress increases， the unloading modulus decreases， and the rebound deformation increases. The greater the excavation unloading quantity and unloading rate， the greater the unloading stress， the smaller the unloading modulus and the greater the rebound deformation. Based on the above analysis， it was concluded that the spatiotemporal effect of soil rebound deformation caused by large excavation scale and fast excavation speed is the main reason for the abnormal uplift of the column in the early excavation stage， and this conclusion was consistent with the site excavation records of the earthwork. A calculation method of rebound deformation considering dynamic change of unloading modulus of thick sand soil was established. Through the comparative analysis of various calculation methods， it was pointed out that the influence of space-time effect should be fully considered in the calculation of rebound deformation of super-large deep foundation pit， otherwise it will lead to a serious underestimation of rebound deformation and affect the safety of subsequent construction.

Graphical abstract

关键词

开挖尺度 / 开挖速度 / 回弹变形 / 卸荷模量 / 时空效应

Key words

excavation scale / excavation speed / rebound deformation / unloading modulus / space-time effect

0 引 言

近年来超大超深基坑工程不断涌现，大尺度基坑一次开挖带来的卸荷量显著增大（几十万甚至上百万立方米的卸荷量），使得坑底土体隆起变形显著增加，对上部结构和基坑整体稳定性构成威胁，因此揭示基坑隆起变形机理，并预测并控制坑底土体及桩柱的隆起变形成为亟待解决的工程问题之一^［1］。

在基坑隆起变形机理方面，学者们通过研究，总结出以下几个方面的原因^［2］：一是由上部土体开挖导致开挖面以下土体卸荷回弹引起；二是由于围护结构侧向卸载，在内外土压力差作用下围护结构侧移挤压坑内土体引起；三是由坑外土体向坑内移动产生的塑性隆起；四是地下水的浮力及渗流作用变化引起。

在坑底卸荷回弹变形预测方面，目前常用方法有规范法、经验公式法、残余应力法和数值分析法等^［3，4］，还有学者提出了一些新的隆起变形计算方法^［5，6］。然而不同计算方法的适用性并不一致，以分层总和法为基础的规范法应用较为广泛，但由于影响基坑隆起变形的影响因素复杂多变，现有方法在指导工程实践方面仍有不足。

实际上基坑开挖回弹变形是一个复杂的时空效应问题，空间效应与荷载变化、应力重分布有关，学者们通过附加应力系数随基坑几何尺度特征变化分析了长宽比、宽深比等空间因素对卸荷应力的影响^［7-11］，但较少进一步考虑空间因素对土体卸荷模量的影响及其作用机制^［12］；在时间效应方面，现有研究大多聚焦于黏土的压缩蠕变特性^［13-15］，部分学者则关注到土体卸载速率对变形的影响，如李玉岐等^［16］分析了基坑开挖卸载引起的负超静孔隙水压力消散对坑底回弹的影响，林城福^［17］、师旭超^［18］等分析了卸荷速率对土体负超静孔隙水压力变化的影响，闫澍旺^［19］研究了变形速率对卸荷状态下饱和软黏土的影响，但较少见用于实际工程分析。尤其是对于超大深基坑，由于规模巨大，开挖卸荷带来的强烈时空扰动效应，不仅影响土体应力场分布，也影响土体自身变形力学特性，最终导致回弹变形呈现出变异特征，因此本文以北京某基坑工程为例，基于通过厚砂土层超大深基坑开挖坑底回弹变形特征、规律及其影响因素的分析，揭示超大深基坑卸荷回弹变形的时空效应及其影响机制，提出考虑时空效应的超大深基坑回弹变形计算方法，为超大型深基坑坑底土体及桩柱的回弹变形预测和控制提供依据。

1 北京某超大深坑底变形特征分析

北京某基坑规模为亚洲最大，其中02标段基坑长600 m，宽120~190 m，基坑面积10.86万平方米，基坑深度32.617~36.847 m，根据施工方案，该标段被划分为2个区域，用1 m厚素混凝土墙隔开，本文研究主要针对西咽喉区（见图1），其东西向长度约360 m，宽度120~190 m，最深约40 m，按照施工工法不同，基坑划分为A、B、C三个大区域，其中主基坑A区又划分A1、A2、A3三个小区域；A区B3层全部逆作施工，B2层东侧三跨（A2区）逆作施工，B区B2层边跨逆作施工，C区B2层和B3层逆作施工，其余区域均顺作施工。基坑典型剖面见图2，开挖流程大致如下：先从地表21 m标高放坡开挖至13 m标高，在该平台进行地下连续墙及工程桩、逆作柱的施工，然后进行降水分层开挖和相应支撑结构施作，主体部分B3层逆作顶板在标高1.3 m位置（开挖至-2 m标高时支模浇筑），基坑底板平均标高为-14.5 m，底板浇筑后，在基坑两侧预留反压土进行开挖。

根据现场记录，2021年6月中旬现场测量发现东三跨土方（A3区）开挖过程中逆作桩桩顶标高上升了20~30 mm，2021年7月下旬测量发现中部土方开挖至3 m标高时逆作桩柱顶标高上升了50~60 mm，经多方复核后确认中部区域土方开挖时逆作桩桩顶标高平均上升了50~60 mm，局部立柱隆起量超过90 mm，现场情况见图3，部分立柱变形空间分布图见图4（彩图参见电子版，下同），蓝色表示7月30日前变形，白色表示7月30日后新增变形，可见立柱整体变形量较大，在基坑中东部区域变形最突出，且变形集中在7月底前。

7月30日后，现场开始对立柱变形进行连续监测，监测点分布如图1所示，图5为7月30日后立柱累计竖向变形情况，结合坡顶位移监测结果（见图6）可知，变形明显存在3个阶段。第一阶段为2021年8月至9月，该阶段A2区土层平均由3 m标高开挖至0 m标高，该处立柱隆起约13 mm，坡顶隆起约11 mm；A3区土层由8 m标高开挖至0 m标高，立柱快速隆起约20 mm，坡顶隆起约15 mm；二者变形差异主要由于A2区土体前期超挖较多，而A3区集中在8~9月开挖。第二阶段为2021年10月至12月下旬，期间主要完成A2区的B3层逆作顶板浇筑和A1区B2层局部土方开挖，A3区立柱整体变形较平缓，而A2区立柱和坡顶则发生明显沉降变形，其中A2区立柱最大沉降差达到15 mm，坡顶沉降差约10 mm。第三阶段为2022年1月至9月，该期间土层开挖至坑底设计标高，由于逆作板下土层集中开挖卸荷，立柱由沉降又改为隆起，变化量达到15 mm。总体来看，后期立柱新增隆起不大，坑底立柱变形主要发生在前期的6~9月，尤其以6~7月最为显著。

研究表明，立柱隆起的最直接原因是坑底土体回弹，根据施工流程，该基坑6~7月开挖土体标高约为13 m至3 m，即开挖土层厚度约10 m，开挖土层埋深约18 m，且开挖主要在21 m厚的砂土中进行，可见土层开挖深度和厚度相比一般基坑并不大，为何会产生如此大的回弹呢？因此有必要对该基坑回弹变形的影响因素进行分析。

2 坑底回弹变形影响因素分析

2.1　空间尺度效应影响分析

（1）对坑底卸荷应力的影响

坑底卸荷附加应力常用计算方法有两种，一是基于Boussinesq解推导出无限弹性地基表面作用矩形均布荷载在坑中产生的竖向开挖卸载应力沿深度分布，计算公式如下：

\mathrm{\Delta }{\sigma }_{zB}={\alpha }_{B}P=\frac{\mathrm{2}P}{\pi }\times

\begin{array}{l}\left(\mathrm{a}\mathrm{r}\mathrm{c}\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\frac{BL}{(z-H)\sqrt[]{(B^{\mathrm{2}}+L^{\mathrm{2}}+{(z-H)}^{\mathrm{2}})}}+\right.\\ \left.\frac{BL(z-H)(B^{\mathrm{2}}+L^{\mathrm{2}}+\mathrm{2}{(z-H)}^{\mathrm{2}})}{(B^{\mathrm{2}}+{(z-H)}^{\mathrm{2}})(L^{\mathrm{2}}+{(z-H)}^{\mathrm{2}})\sqrt[]{B^{\mathrm{2}}+L^{\mathrm{2}}+{(z-H)}^{\mathrm{2}}}}\right)\end{array}（1）

式中：B为一半基坑宽度；L为一半基坑长度，且L≥B；H为基坑开挖高度；x、y、z为以基坑平面中心点为原点建立的笛卡儿坐标系，其中x、y表示基坑所在平面，z表示沿土层向下的深度。

另一种方法是基于Mindlin解推导出半无限弹性地基内部作用矩形均布荷载作用下角点处的竖向附加应力公式，计算公式如下：

{\sigma }_{zM}={\alpha }_{M}P=\frac{P}{\mathrm{8}\mathrm{\pi }(\mathrm{1}-\mu )}\times

\left\{\mathrm{2}(\mathrm{1}-\mu )\mathrm{a}\mathrm{r}\mathrm{c}\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\left[\frac{BL}{(z-H)\sqrt[]{B^{\mathrm{2}}+L^{\mathrm{2}}+{(z-H)}^{\mathrm{2}}}}\right]+\right.

\mathrm{2}(\mathrm{1}-\mu )\mathrm{a}\mathrm{r}\mathrm{c}\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\left[\frac{BL}{(z+H)\sqrt[]{B^{\mathrm{2}}+L^{\mathrm{2}}+{(z+H)}^{\mathrm{2}}}}\right]+

\begin{array}{l}\frac{BL(z-H)[B^{\mathrm{2}}+L^{\mathrm{2}}+\mathrm{2}{(z-H)}^{\mathrm{2}}]}{[B^{\mathrm{2}}+{(z-H)}^{\mathrm{2}}][L^{\mathrm{2}}+{(z-H)}^{\mathrm{2}}]\sqrt[]{B^{\mathrm{2}}+L^{\mathrm{2}}+{(z-H)}^{\mathrm{2}}}}+\\ \frac{BL[H+(\mathrm{3}-\mathrm{4}\mu )z][B^{\mathrm{2}}+L^{\mathrm{2}}+\mathrm{2}{(z+H)}^{\mathrm{2}}]}{[B^{\mathrm{2}}+{(z+H)}^{\mathrm{2}}][L^{\mathrm{2}}+{(z+H)}^{\mathrm{2}}]\sqrt[]{B^{\mathrm{2}}+L^{\mathrm{2}}+{(z+H)}^{\mathrm{2}}}}+\end{array}

\frac{\mathrm{2}Bzh(z+H)[\mathrm{3}{B}^{\mathrm{2}}L+\mathrm{2}{L}^{\mathrm{2}}+\mathrm{3}L{(z+H)}^{\mathrm{2}}]}{[B^{\mathrm{2}}+{(z+H)}^{\mathrm{2}}{]}^{\mathrm{2}}[B^{\mathrm{2}}+L^{\mathrm{2}}+{(z+H)}^{\mathrm{2}}{]}^{\mathrm{1.5}}}+

\left.\frac{\mathrm{2}LzH(z+H)[\mathrm{3}{L}^{\mathrm{2}}B+\mathrm{2}{B}^{\mathrm{2}}+\mathrm{3}B{(z+H)}^{\mathrm{2}}]}{[L^{\mathrm{2}}+{(z+H)}^{\mathrm{2}}{]}^{\mathrm{2}}[B^{\mathrm{2}}+L^{\mathrm{2}}+{(z+H)}^{\mathrm{2}}{]}^{\mathrm{1.5}}}\right\}（2）

式中：B为基坑宽度；L为基坑长度，且L≥B；矩形基坑中心点处竖向附加应力可通过角点法叠加求得。

对两种方法计算得到的矩形基坑中心点处竖向附加应力系数进行了对比。图7显示，当基坑宽深比较小时，坑底以下2倍开挖深度范围内Boussinesq解（B解）附加应力系数比Mindlin解（M解）大很多，随着宽深比增加，B解和M解差异减小，并逐渐趋于一致。当基坑宽深比超过一定界限时，在靠近坑底区域，斜率显著增加，即附加应力系数衰减缓慢，坑底以下强卸荷范围显著增加。图8显示，随着长宽比增加，两种方法所得附加应力系数均减小，附加应力系数差值沿着深度方向呈现两头小，中间大的分布模式。综合对比来看，当基坑尺寸较大时，两种方法计算所得基坑中心土体最大卸荷应力基本一致。

通常用卸荷比R衡量土体卸荷程度，可取卸荷应力p_z 与最大预压荷载p_max（或初始上覆荷载）的比值，据此可得到开挖高度为H时坑底以下任意深度z处垂直卸荷比：

R=\frac{P_z}{p_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}}=\frac{{\alpha }_{z}H}{z}（3）

结合式（2）（3）可计算得不同深度卸荷比分布。由图9可见,随着坑底下深高比增加，卸荷比快速降低，宽高比越大，同样深度处卸荷比越大，但卸荷比差随着宽高比的差值增大逐渐减小，当宽高比超过某一临界值后（B/H>7），可认为卸荷比基本不再随宽高比变化。图10为分别以卸荷比0.2、0.3作为开挖卸荷影响深度临界点计算得到回弹影响深度系数随宽高比变化情况，可见回弹影响深度随着宽高比呈非线性增加，并最终趋于稳定，卸荷比临界值越大，回弹影响深度相对越小，且随着宽高比增加卸荷比临界值选取对回弹深度影响更大，当基坑宽度为180 m时，影响深度可达到3倍开挖高度。

（2）对卸荷模量的影响

上文探讨了基坑空间尺度对卸荷应力场的影响，实际上基坑回弹变形不仅与卸荷应力有关，还与土体的变形模量相关，研究表明土体的卸荷模量不仅取决于土体的材料性质，还与其所经历的应力路径有关，由于土体应力场的空间效应，从而使得土体变形模量本身也具有显著的空间效应。

文献［1］通过对不同地区、不同土性的土样的进行回弹试验，并分析结果发现，土在完全卸荷时的卸荷模量E₀与初始卸荷应力p近似呈线性关系：

E_{\mathrm{0}}=\alpha p+b（4）

实际上坑底土体在某一开挖状态下的卸荷模量E_{\mathrm{c}}不仅与初始卸荷应力水平有关，也与卸荷比R的大小有关，初始卸荷应力及卸荷比不同，其卸荷模量也不同，根据试验数据可拟合三者之间的关系如下：

E_{\mathrm{c}}=E_{\mathrm{0}}\left(c\mathrm{l}\mathrm{n}(R)+d\right)（5）

将式（3）（4）代入式（5）计算即可得到地表下不同深度z处土体卸荷模量分布：

E_z=(\alpha \gamma z+b)\left(c\mathrm{l}\mathrm{n}(\frac{{\alpha }_{z}H}{z})+d\right)（6）

式中：\gamma为土层平均重度。

根据上述公式进一步推导可得回弹变形计算公式如下：

S_{\mathrm{c}}={\int }_{\mathrm{0}}^{z_{\mathrm{0}}}\frac{\gamma H{\alpha }_z}{E_z}\mathrm{d}z（7）

式中：z₀为回弹影响深度。

假设坑底分布均匀粉质黏土，参考已有试验资料^［1］，取a=0.01，b=2，c=-9.5，d=1，采用Matlab编程计算不同空间尺度特征下回弹模量分布和回弹变形情况。

如图11所示，随着深度增加，卸载模量增大；宽高比越大，卸载模量相对越小，当宽高比B/H>5时，坑底2倍开挖深度范围内回弹模量基本不再随之变化。图12表明，回弹位移随着宽高比增加而增大，当宽高比B/H>5后，其对回弹变形影响不再明显。

2.2　开挖卸荷时间效应影响分析

以平面尺寸180 m×180 m、开挖深度20 m基坑为例，对比不同分层开挖次数对坑底土体卸荷比的影响，图13和图14显示，随着分层开挖次数增加，同一深度附加应力系数减小，卸荷比逐渐减小，卸荷模量增大，导致回弹应变和变形减小。分析其变化原因如下：假设上面第i层土开挖时在坑底下厚度m的土层中产生的平均卸荷应力为{\sigma }_i，n次开挖引起的总附加应力{\sigma }_{\mathrm{分层}}={\sum }_{\mathrm{1}}^n{\sigma }_i，当一次性开挖时，可认为卸荷回弹应力{\sigma }_{\mathrm{1}\mathrm{次}}=n{\sigma }_n，{\sigma }_n为最后一个分层开挖卸荷应力，根据附加应力系数随深度变化规律可知，从上往下分层开挖时，使得。

实际上，一次开挖对坑底土体来说意味着快速卸荷，分层开挖意味着缓慢卸荷，某种程度上分层开挖和一次开挖代表着工程开挖卸荷速率的不同，包含着土体卸荷的时间特性，但上述弹性理论计算无法体现时间效应影响，因此需要考虑卸荷速率对坑底土体回弹应力和变形的影响。

已有研究表明^［16-18］，基坑土体开挖卸载将产生负的超静孔压，负孔压消散会导致坑底土体中的有效应力降低，从而引起坑底土体膨胀回弹。

图15为基于线性卸荷下地基土一维固结方程求解得到的不同速率和不同卸荷量下负超孔隙压变化，可见卸荷量和卸载速率越大，所引起的负超孔隙水压力越大，消散速度越快，对应着土体有效应力降低越多，降低速度越快，所导致的土体膨胀回弹就越大。当卸荷速率较小时，不同卸荷量下所引起的最大负孔隙水压值基本恒定，只有卸荷速率超过一定界限后，最大负孔隙水压随卸荷量增大而增大。图16为卸荷速率对天津饱和软黏土孔压规律影响试验结果，亦表明变形速率越大，负孔压峰值越大，进而带来土体有效应力降低越大，从而影响土体回弹变形，上述理论和实验结果证实，开挖的卸荷量和速率对土体回弹变形有重要影响。

图17、图18为基坑内重粉质黏土和砂质粉土和在不同卸载稳定时间h下的卸荷回弹曲线，可见只有卸荷比达到一定程度时（临界卸荷比R_cr）才会产生明显的回弹，卸载稳定时间h越小（即开挖卸荷速率越快），对应的R_cr越小，土体回弹模量也越小，使得卸荷影响深度越大，最终卸荷回弹变形越大；试验中获取的变形模量是表征土体变形的宏观参数，是卸荷速率引起的土体中应力变化和材料特性变化的综合反映。

现场土方开挖统计显示，2021年7月份土方开挖总量为276 080 m³，推算出1个月内土方标高平均降低约9.23 m，日均开挖量约8 900 m³，日均降低约0.3 m，而8月土方日均开挖量约5 200 m³，立柱最大隆起不超过30 mm，远小于7月的平均隆起量60 mm，这也证实了土方开挖量和速度对坑底变形有重要影响。

综上分析可知，西咽喉区基坑空间规模大，宽高比远大于普通基坑，同时早期明挖阶段土方开挖量巨大，且开挖速率较快，由此引发的时空效应是其坑底回弹变形异常的主要原因之一。据此向施工方提出了减缓开挖速度，分区分段均匀开挖和及时增加上覆结构荷载等控制措施，从而在中后期开挖过程有效控制了立柱隆起。

3 回弹变形理论计算分析

采用工程上常用地基回弹计算方法计算该基坑阶段回弹变形结果见表1，可见开挖至3 m标高（2021年6~7月）时坑底土体最大回弹位移约52 mm，而实际工程中仅坑底立柱的平均变形量就超过这一值（局部超过100 mm），土体回弹变形则更大，显然上述计算结果严重偏小，若以此作为设计依据，可能对后续施工造成不利影响。

由于逆作柱是在前期放坡开挖（H₁=8 m）半年之后开始施工，其变形可认为主要是由后期开挖土体卸荷引起，即卸荷土层厚度实际为H₂=10 m，但前期放坡开挖会影响坑底土体的卸荷比状态，计算中需要加以考虑，后期土层开挖引起的卸荷比：

R_{\mathrm{2}}=\frac{H_{\mathrm{2}}{\alpha }_{\mathrm{2}}}{z-H_{\mathrm{1}}{\alpha }_{\mathrm{1}}}（8）

式中：{\alpha }_{\mathrm{1}}为前期开挖附加应力系数；{\alpha }_{\mathrm{2}}为后期开挖附加应力系数。

可见，受前期开挖影响，后期开挖时虽然卸荷应力不变，但卸荷比却增大了，使得该处卸荷模量相应减少，进而影响最终变形。

根据表1可知，坑底主要为厚砂土，为计算简单，假设坑底为均匀分布砂土层。图19为每级卸荷压力稳定24 h后测定获得的砂土卸荷模量，图20为砂土在初始荷载600 kPa，卸载稳定时间h=1 h条件下的卸荷模量，与卸荷稳定时间h=24 h的结果相比，其卸荷模量明显减小。对两种卸荷速率下试验数据拟合，得到卸荷模量沿着深度方向分布E_z，代入式（7）计算回弹变形，结果如表2。

对比可见考虑卸荷速度对卸载模量影响的计算结果更贴近实际情况，该结果是以初始卸荷应力水平600 kPa试验得到的卸荷模量计算，实际坑底强卸荷区初始应力水平要低于600 kPa，卸荷模量会更小，变形会更大。当然，卸荷稳定时间取1 h所得到的卸荷模量是否与现场开挖速率影响完全对应尚有待讨论，另外立柱的隆起量也不能完全代表土体回弹（关于立柱隆起影响因素分析将另行撰文分析），但土体回弹量应比立柱大，所以卸载速率对坑底回弹变形有重要影响是肯定的，若不考虑这一超大规模带来的时空效应影响，可能导致坑底回弹变形的严重低估。

4 结 论

（1） 现场监测表明坑底立柱变形明显存在明显3阶段特征：早期明挖阶段快速隆起，中期逆做板施做阶段缓慢沉降，后期盖挖阶段持续隆起，与施工工序基本吻合，但早期立柱隆起量为平均50~60 mm，局部超过90 mm，远超普通基坑范畴。

（2） 采用Boussinesq解和Mindlin解计算矩形基坑开挖引起的坑底附加应力，基坑尺度较小时B解计算值明显大于M解，而对于大尺度基坑，二者结果趋于一致；基坑宽高比和宽长比越大，卸荷附加应力越大，同一深度土层卸载模量相对越小，回弹影响深度越大，回弹变形越大，当宽高比超过一定限值后，最大回弹变形趋于稳定。分层开挖次数越大，对应的附加应力系数越小，卸荷模量越小，回弹变形也越小。

（3） 开挖卸荷速度对回弹变形有重要影响，其机制在于基坑开挖产生的负孔压消散导致坑底土体中的有效应力降低，引发坑底土体的膨胀隆起，开挖卸荷速率越大，卸荷量越大，引起的负孔压越高，消散速度越快，土体卸荷模量越小，土体回弹变形越大。

（4） 综合分析得出西咽喉区基坑空间规模大，宽高比远大于普通基坑，同时早期明挖阶段土方开挖量巨大，且开挖速率较快，由此引发的回弹变形时空效应是其坑底立柱异常隆起的主要原因。若按照传统方法不考虑超大深基坑这一时空效应影响来计算，必然导致对坑底回弹变形的低估，从而对后续盖挖逆作施工带来不便。

（5）针对实际工程问题，通过采取减缓开挖速度，分区分段均匀开挖和及时增加上覆结构荷载等方式，可有效控制立柱隆起。

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基金资助

国家重点研发计划项目(2023YFC2907403)