考虑槽壁及坑底联合加固的上海地铁车站基坑变形特性分析

2020-04-21张得煊

结构工程师 2020年1期

李宁张祥张得煊张浩

（1.中铁七局集团郑州工程有限公司，郑州450000；2.上海师范大学土木工程系，上海201418）

0 引言

随着上海轨道交通的快速发展，地铁车站深、大基坑不断涌现，所面临的环境也日益复杂，控制基坑及围护结构的变形已成为控制整个地铁车站工程风险的重要环节，工程实践表明，坑底加固是保障软土地区基坑稳定和控制变形的一种有效措施［1］。

地下连续墙整体刚度大、止水效果好、对环境影响小，已被广泛应用于地铁车站的基坑工程。由于上海地区软土分布广泛，且厚度较大，为避免地连墙槽壁坍塌，成槽前常对两侧土体进行加固处理。已有不少学者就槽壁加固在地连墙施工阶段所起的作用进行了研究［2-3］（结果表明，成槽施工前对槽壁两侧土体进行加固可以有效控制成槽开挖引起的槽段侧向变形，限制附近土体的沉降），但大多忽略了其在开挖阶段对基坑变形的影响。实际上，采用槽壁与坑底联合加固的方法，可增加地下连续墙两侧和基底土体的强度，并起到隔水的作用，对于控制地表沉降、基底隆起以及围护结构的变形具有重要意义［4］。

本文采用有限元程序PLAXIS 对上海轨道交通14 号线嘉怡路站的基坑工程进行数值模拟，并结合现场监测数据的对比分析，研究地下连续墙槽壁及坑底土体联合加固对基坑变形特性的影响，旨在为上海地铁车站基坑的设计与施工提供参考。

1 工程概况

上海轨道交通14 号线嘉怡路站位于华江路、嘉怡路西侧的曹安公路下方，为地下二层岛式车站，主体规模249 m×19.14 m（内径），站台中心处顶板覆土约3 m，底板埋深约17 m。其中，车站标准段基坑采用半盖挖顺作法施工，围护结构选用800 mm厚地下连续墙（GXJ接头），北侧墙长30 m，南侧墙长31.5 m，墙趾位于第⑤3-1层灰色粉质黏土层。沿基坑深度方向设置五道支撑，其中第一道为1 000 mm×1 000 mm 的钢筋混凝土支撑，间距 8 000 mm 左右；其余为Φ609（t=16 mm）钢管支撑，间距3 000 mm左右，且在施工中施加预应力，并采用轴力自动补偿的伺服系统。上述车站标准段基坑剖面如图1所示，场地主要土层的物理力学参数见表1，且地下水埋深距地表约1.5 m。

图1 基坑围护剖面图（单位:mm）Fig.1 Sectional view of excavation（Unit:mm）

表1 土体参数Table 1 Soil properties

考虑到场地浅部分布有②3灰色砂质粉土层，地连墙成槽施工时易发生槽壁坍塌和墙体夹泥现象，施工前分别采用750 mm 厚TRD 工法墙和φ850@600 三轴搅拌桩对基坑南北两侧的地连墙进行槽壁加固，加固深度均为20 m。其中，TRD工法墙水泥掺量25%，单位被搅拌土体中的水泥用量360 kg/m3，采用切喷同时的一步施工法，水灰比控制在1.0，并添加膨润土做外加剂。同时，车站基坑标准段南侧坑底以下3 m 采用三轴搅拌桩裙边加固（图1），加固体28 d 无侧限抗压强度大于等于1.0 MPa，并采用旋喷桩填充与TRD 工法墙之间的间隙。

2 监测数据分析

在该地铁车站基坑工程施工的全过程中，第三方监测单位对地下连续墙的侧向变形（测斜）和周边地表沉降等进行了同步监测。监测数据表明，基坑在开挖过程中一直处于稳定状态，未发生报警及险情。

2.1 地连墙侧向变形监测结果

基坑南北两侧地下连续墙累积最大深层水平位移如图2所示。由图2可知，地连墙最大深层水平位移随着基坑的不断开挖而逐渐增大。在施工第三道支撑前，基坑南北两侧的地连墙最大深层水平位移值基本一致；而在后续施工过程中，基坑南侧的地连墙最大深层水平位移值明显小于北侧。结果表明，随着基坑的不断开挖，与三轴搅拌桩槽壁加固的方案相比，采用TRD 工法墙和三轴搅拌桩进行的槽壁及坑底联合加固对地连墙的侧向变形起到了更好的控制作用。

图2 地连墙最大深层水平位移变化曲线图Fig.2 Variation curve of maximum horizontal displacement of diaphragm wall

2.2 周边地表沉降监测结果

基坑南北两侧各选取5 个测点处的地表沉降监测值进行对比分析，分别如图3（a）、（b）所示，其中各测点到基坑距离依次为1.8 m、5.8 m、10.8 m、15.8 m和20.8 m。由图3可知，随着到基坑距离的增加，地表沉降先增大后减小，呈凹槽型，且最大值在开挖过程中逐渐增大。相对于基坑北侧三轴搅拌桩槽壁加固的方案，采用TRD 工法墙和三轴搅拌桩对基坑南侧地连墙槽壁及坑底土体进行的联合加固使得其地表沉降值显著减小，降幅达15%左右，且最大沉降值的位置与变形分布规律也发生了变化。可以看出，槽壁及坑底联合加固对于控制基坑周边地表沉降有一定效果。

表2 基于HS-Small模型的土体计算参数Table 2 Calculation parameters of the soil with HS-Small model

表3 基于HS模型的加固体计算参数Table 3 Calculation parameters of the reinforcement with HS model

图3 基坑周边地表沉降图Fig.3 Ground settlement around excavation

3 数值模拟分析

3.1 有限元模型的建立

根据工程实际，在PLAXIS 有限元软件平台建立平面应变分析模型。分别采用15 节点单元、板单元和锚杆单元来模拟土体（加固体）、围护结构和支撑，建立土与结构接触面单元，并应用激活或冻结类组和结构对象的手段来模拟基坑开挖分步施工，具体步骤及相应支撑的预加轴力如表4所示。

表4 施工工况Table 4 Working conditions

加固体的本构模型采用了可以考虑卸载、再加载和初次加载时土体模量不同的土体硬化模型（HS），而土体的本构模型则在此基础上进一步采用了能够考虑剪切模量在微小应变范围内随应变衰减的土体小应变模型（HS-Small）。根据勘察报告给出的土体参数（表1），并参考文献［5］和［6］，分别得到基于HS-Small 模型的土体计算参数和基于HS模型的加固体计算参数，见表2和表3。

此外，模型的计算宽度取4 倍的开挖深度，而计算深度则为开挖深度的2 倍。边界条件为底部完全固定，左右边界施加水平约束。根据施工现场情况，考虑施工车辆、机具及材料，地面超载按20 kPa计算。按刚度等效原则将基坑北侧水泥土搅拌桩槽壁加固体简化为与基坑南侧TRD工法墙等厚度（750 mm）的实体［7-8］。根据各施工步基坑变形等监测数据调整支撑轴力设定和输出，以模拟轴力自动补偿的伺服系统［9］。综上所述，在PLAXIS平台建立的模型如图4所示。

图4 计算模型Fig.4 Calculation model

3.2 计算结果分析及与实测值对比

图5 为开挖过程中基坑及周围土体的竖向位移云图。结果表明:随着基坑开挖深度的不断增加，周边地表沉降和基底隆起的范围和幅值逐渐增大，开挖到基底时分别达到11.6 mm和29 mm。此外，由于基坑南北两侧地连墙槽壁和坑底加固方案的不同，开挖过程中基坑北侧的坑底隆起逐渐大于南侧。

基坑开挖到底时南北两侧地下连续墙侧向变形计算结果和实测值的对比分别如图6（a）、（b）所示。由图6 可知，数值计算得到的地下连续墙侧向变形较实测值偏小，但二者的分布规律基本一致，验证了计算模型的可靠性；在施工中对钢支撑施加预应力，并采用轴力自动补偿的伺服系统，改变了地下连续墙侧向变形的分布规律（常见为“弓形”）。

图5 基坑竖向位移云图Fig.5 Vertical displacement contour of excavation

图6 地下连续墙侧向变形计算结果与实测数据Fig.6 Calculated and measured lateral displacement of diaphragm wall

此外，基坑南侧地连墙侧向变形的计算值较基坑北侧更接近实测值，这是由于建模过程中按刚度等效原则将基坑北侧水泥土搅拌桩槽壁加固体简化为与基坑南侧TRD 工法墙等厚度实体的缘故，也从一定程度上说明采用TRD 工法墙对地连墙槽壁进行加固的实际效果要优于三轴搅拌桩槽壁加固的方案。

3.3 槽壁及坑底联合加固对基坑变形的影响

基于上述有限元模型，针对地连墙槽壁及坑底未加固的工况，计算得到的开挖过程中基坑及周围土体竖向位移云图，如图7 所示。结果表明:相对于采用槽壁及坑底联合加固的方案，未加固工况下的地表沉降和坑底隆起均有所增大，在开挖到底时分别达到14.6 mm 和33 mm，且坑底隆起范围更广，更靠近地连墙。

图7 未采用加固方案的基坑竖向位移云图Fig.7 Vertical displacement contour of excavation without reinforcement

基坑开挖到底时，采用槽壁及坑底联合加固方案的地下连续墙侧向变形与未加固方案的地连墙水平位移的对比如图8所示。由图8可知，地表下17 m 范围内，开挖面以上地连墙的侧向变形不因槽壁及坑底的联合加固而有明显变化；距地表深度大于17 m 时，槽壁及坑底联合加固使得开挖面以下地连墙的侧向变形较未加固时明显减小，降幅可达近20%，说明槽壁及坑底联合加固有助于控制基坑插入部分地连墙的侧向变形。