李 寧 張 祥 張得煊 張 浩

（1.中鐵七局集團鄭州工程有限公司，鄭州450000；2.上海師范大學土木工程系，上海201418）

0 引 言

隨著上海軌道交通的快速發(fā)展，地鐵車站深、大基坑不斷涌現(xiàn)，所面臨的環(huán)境也日益復雜，控制基坑及圍護結構的變形已成為控制整個地鐵車站工程風險的重要環(huán)節(jié)，工程實踐表明，坑底加固是保障軟土地區(qū)基坑穩(wěn)定和控制變形的一種有效措施［1］。

地下連續(xù)墻整體剛度大、止水效果好、對環(huán)境影響小，已被廣泛應用于地鐵車站的基坑工程。由于上海地區(qū)軟土分布廣泛，且厚度較大，為避免地連墻槽壁坍塌，成槽前常對兩側土體進行加固處理。已有不少學者就槽壁加固在地連墻施工階段所起的作用進行了研究［2-3］（結果表明，成槽施工前對槽壁兩側土體進行加固可以有效控制成槽開挖引起的槽段側向變形，限制附近土體的沉降），但大多忽略了其在開挖階段對基坑變形的影響。實際上，采用槽壁與坑底聯(lián)合加固的方法，可增加地下連續(xù)墻兩側和基底土體的強度，并起到隔水的作用，對于控制地表沉降、基底隆起以及圍護結構的變形具有重要意義［4］。

本文采用有限元程序PLAXIS 對上海軌道交通14 號線嘉怡路站的基坑工程進行數(shù)值模擬，并結合現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)的對比分析，研究地下連續(xù)墻槽壁及坑底土體聯(lián)合加固對基坑變形特性的影響，旨在為上海地鐵車站基坑的設計與施工提供參考。

1 工程概況

上海軌道交通14 號線嘉怡路站位于華江路、嘉怡路西側的曹安公路下方，為地下二層島式車站，主體規(guī)模249 m×19.14 m（內徑），站臺中心處頂板覆土約3 m，底板埋深約17 m。其中，車站標準段基坑采用半蓋挖順作法施工，圍護結構選用800 mm厚地下連續(xù)墻（GXJ接頭），北側墻長30 m，南側墻長31.5 m，墻趾位于第⑤3-1層灰色粉質黏土層。沿基坑深度方向設置五道支撐，其中第一道為1 000 mm×1 000 mm 的鋼筋混凝土支撐，間距 8 000 mm 左右；其余為Φ609（t=16 mm）鋼管支撐，間距3 000 mm左右，且在施工中施加預應力，并采用軸力自動補償?shù)乃欧到y(tǒng)。上述車站標準段基坑剖面如圖1所示，場地主要土層的物理力學參數(shù)見表1，且地下水埋深距地表約1.5 m。

圖1 基坑圍護剖面圖（單位:mm）Fig.1 Sectional view of excavation（Unit:mm）

表1 土體參數(shù)Table 1 Soil properties

考慮到場地淺部分布有②3灰色砂質粉土層，地連墻成槽施工時易發(fā)生槽壁坍塌和墻體夾泥現(xiàn)象，施工前分別采用750 mm 厚TRD 工法墻和φ850@600 三軸攪拌樁對基坑南北兩側的地連墻進行槽壁加固，加固深度均為20 m。其中，TRD工法墻水泥摻量25%，單位被攪拌土體中的水泥用量360 kg/m3，采用切噴同時的一步施工法，水灰比控制在1.0，并添加膨潤土做外加劑。同時，車站基坑標準段南側坑底以下3 m 采用三軸攪拌樁裙邊加固（圖1），加固體28 d 無側限抗壓強度大于等于1.0 MPa，并采用旋噴樁填充與TRD 工法墻之間的間隙。

2 監(jiān)測數(shù)據(jù)分析

在該地鐵車站基坑工程施工的全過程中，第三方監(jiān)測單位對地下連續(xù)墻的側向變形（測斜）和周邊地表沉降等進行了同步監(jiān)測。監(jiān)測數(shù)據(jù)表明，基坑在開挖過程中一直處于穩(wěn)定狀態(tài)，未發(fā)生報警及險情。

2.1 地連墻側向變形監(jiān)測結果

基坑南北兩側地下連續(xù)墻累積最大深層水平位移如圖2所示。由圖2可知，地連墻最大深層水平位移隨著基坑的不斷開挖而逐漸增大。在施工第三道支撐前，基坑南北兩側的地連墻最大深層水平位移值基本一致；而在后續(xù)施工過程中，基坑南側的地連墻最大深層水平位移值明顯小于北側。結果表明，隨著基坑的不斷開挖，與三軸攪拌樁槽壁加固的方案相比，采用TRD 工法墻和三軸攪拌樁進行的槽壁及坑底聯(lián)合加固對地連墻的側向變形起到了更好的控制作用。

圖2 地連墻最大深層水平位移變化曲線圖Fig.2 Variation curve of maximum horizontal displacement of diaphragm wall

2.2 周邊地表沉降監(jiān)測結果

基坑南北兩側各選取5 個測點處的地表沉降監(jiān)測值進行對比分析，分別如圖3（a）、（b）所示，其中各測點到基坑距離依次為1.8 m、5.8 m、10.8 m、15.8 m和20.8 m。由圖3可知，隨著到基坑距離的增加，地表沉降先增大后減小，呈凹槽型，且最大值在開挖過程中逐漸增大。相對于基坑北側三軸攪拌樁槽壁加固的方案，采用TRD 工法墻和三軸攪拌樁對基坑南側地連墻槽壁及坑底土體進行的聯(lián)合加固使得其地表沉降值顯著減小，降幅達15%左右，且最大沉降值的位置與變形分布規(guī)律也發(fā)生了變化?？梢钥闯?，槽壁及坑底聯(lián)合加固對于控制基坑周邊地表沉降有一定效果。

表2 基于HS-Small模型的土體計算參數(shù)Table 2 Calculation parameters of the soil with HS-Small model

表3 基于HS模型的加固體計算參數(shù)Table 3 Calculation parameters of the reinforcement with HS model

圖3 基坑周邊地表沉降圖Fig.3 Ground settlement around excavation

3 數(shù)值模擬分析

3.1 有限元模型的建立

根據(jù)工程實際，在PLAXIS 有限元軟件平臺建立平面應變分析模型。分別采用15 節(jié)點單元、板單元和錨桿單元來模擬土體（加固體）、圍護結構和支撐，建立土與結構接觸面單元，并應用激活或凍結類組和結構對象的手段來模擬基坑開挖分步施工，具體步驟及相應支撐的預加軸力如表4所示。

表4 施工工況Table 4 Working conditions

加固體的本構模型采用了可以考慮卸載、再加載和初次加載時土體模量不同的土體硬化模型（HS），而土體的本構模型則在此基礎上進一步采用了能夠考慮剪切模量在微小應變范圍內隨應變衰減的土體小應變模型（HS-Small）。根據(jù)勘察報告給出的土體參數(shù)（表1），并參考文獻［5］和［6］，分別得到基于HS-Small 模型的土體計算參數(shù)和基于HS模型的加固體計算參數(shù)，見表2和表3。

此外，模型的計算寬度取4 倍的開挖深度，而計算深度則為開挖深度的2 倍。邊界條件為底部完全固定，左右邊界施加水平約束。根據(jù)施工現(xiàn)場情況，考慮施工車輛、機具及材料，地面超載按20 kPa計算。按剛度等效原則將基坑北側水泥土攪拌樁槽壁加固體簡化為與基坑南側TRD工法墻等厚度（750 mm）的實體［7-8］。根據(jù)各施工步基坑變形等監(jiān)測數(shù)據(jù)調整支撐軸力設定和輸出，以模擬軸力自動補償?shù)乃欧到y(tǒng)［9］。綜上所述，在PLAXIS平臺建立的模型如圖4所示。

圖4 計算模型Fig.4 Calculation model

3.2 計算結果分析及與實測值對比

圖5 為開挖過程中基坑及周圍土體的豎向位移云圖。結果表明:隨著基坑開挖深度的不斷增加，周邊地表沉降和基底隆起的范圍和幅值逐漸增大，開挖到基底時分別達到11.6 mm和29 mm。此外，由于基坑南北兩側地連墻槽壁和坑底加固方案的不同，開挖過程中基坑北側的坑底隆起逐漸大于南側。

基坑開挖到底時南北兩側地下連續(xù)墻側向變形計算結果和實測值的對比分別如圖6（a）、（b）所示。由圖6 可知，數(shù)值計算得到的地下連續(xù)墻側向變形較實測值偏小，但二者的分布規(guī)律基本一致，驗證了計算模型的可靠性；在施工中對鋼支撐施加預應力，并采用軸力自動補償?shù)乃欧到y(tǒng)，改變了地下連續(xù)墻側向變形的分布規(guī)律（常見為“弓形”）。

圖5 基坑豎向位移云圖Fig.5 Vertical displacement contour of excavation

圖6 地下連續(xù)墻側向變形計算結果與實測數(shù)據(jù)Fig.6 Calculated and measured lateral displacement of diaphragm wall

此外，基坑南側地連墻側向變形的計算值較基坑北側更接近實測值，這是由于建模過程中按剛度等效原則將基坑北側水泥土攪拌樁槽壁加固體簡化為與基坑南側TRD 工法墻等厚度實體的緣故，也從一定程度上說明采用TRD 工法墻對地連墻槽壁進行加固的實際效果要優(yōu)于三軸攪拌樁槽壁加固的方案。

3.3 槽壁及坑底聯(lián)合加固對基坑變形的影響

基于上述有限元模型，針對地連墻槽壁及坑底未加固的工況，計算得到的開挖過程中基坑及周圍土體豎向位移云圖，如圖7 所示。結果表明:相對于采用槽壁及坑底聯(lián)合加固的方案，未加固工況下的地表沉降和坑底隆起均有所增大，在開挖到底時分別達到14.6 mm 和33 mm，且坑底隆起范圍更廣，更靠近地連墻。

圖7 未采用加固方案的基坑豎向位移云圖Fig.7 Vertical displacement contour of excavation without reinforcement

基坑開挖到底時，采用槽壁及坑底聯(lián)合加固方案的地下連續(xù)墻側向變形與未加固方案的地連墻水平位移的對比如圖8所示。由圖8可知，地表下17 m 范圍內，開挖面以上地連墻的側向變形不因槽壁及坑底的聯(lián)合加固而有明顯變化；距地表深度大于17 m 時，槽壁及坑底聯(lián)合加固使得開挖面以下地連墻的側向變形較未加固時明顯減小，降幅可達近20%，說明槽壁及坑底聯(lián)合加固有助于控制基坑插入部分地連墻的側向變形。

圖8 地下連續(xù)墻側向變形Fig.8 Lateral displacement of diaphragm wall

4 結 論

本文以上海軌道交通14 號線嘉怡路站的基坑工程為依托，采用有限元程序PLAXIS 對其開挖過程開展了數(shù)值模擬，并結合現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)的對比分析，研究了地下連續(xù)墻槽壁及坑底土體聯(lián)合加固對基坑變形特性的影響。主要結論如下:

（1）采用槽壁及坑底聯(lián)合加固降低了基坑周邊的地表沉降，并對坑底隆起起到了一定的抑制作用，改變了其分布規(guī)律。

（2）槽壁及坑底聯(lián)合加固使得地下連續(xù)墻的水平位移有所減小，有助于控制地下連續(xù)墻的側向變形。

（3）采用TRD 工法對地連墻槽壁進行加固的實際效果在一定程度上優(yōu)于三軸攪拌樁。

（4）在施工中對鋼支撐施加預應力，并采用軸力自動補償?shù)乃欧到y(tǒng)，改變了常見的地下連續(xù)墻側向變形分布規(guī)律。