随着我国城市地下交通网络的发展, 城市地铁建设里程越来越长.截至2016年5月18日, 我国城市轨道交通经过41年建设先后有28个城市开通运营地铁, 总运营里程约3 473 km.随着地铁基坑建造不断增多, 地铁基坑安全建造和对周边环境的影响也越来越受社会重视.城市中地铁基坑施工造成周边土体位移, 导致周边建筑物因不均匀沉降而产生开裂, 严重的甚至会导致结构破坏, 造成巨大的财产损失^[1-2].已有不少学者研究基坑开挖对周边环境的影响^[3-8].影响基坑变形的因素很多, 如土体性质、围护结构性质、施工方法、支撑情况等等, 其中地基加固与否是影响基坑变形的重要因素^[9].

目前, 国内外一些学者常采用数值分析方法研究基坑坑底加固厚度与深度、加固施工方法等对控制基坑开挖变形的影响^[10-16].其中Boms^[10]通过有限元计算分析, 认为基坑底部加固与不加固相比, 围护结构水平位移和地表沉降能减小约50%, 坑底隆起量减小35%左右；宋博等^[12]利用考虑地基土水平基床系数修正的杆系有限元法进行加固后深基坑变形计算, 并分析了不同加固方式的经济效果；王随新^[13]采用弹性地基梁有限元模型, 分析了坑内土体加固对围护结构变形和内力的影响；任小峰^[14]采用平面有限元程序Plaxis分析讨论了水泥掺入比、横向加固率、加固深度、竖向布置等加固参数对基坑变形的影响, 结果表明影响较大的参数主要是加固深度和横向加固率.

现有研究局限于数值模拟的方法, 鲜有结合具体工程的加固情况和实际变形情况开展深入研究的报道.虽然任小峰等^[14-15]模拟了上海地铁基坑开挖变形情况, 郑俊杰^[16]模拟武汉某一地铁基坑开挖变形, 并与实测变形值进行比较, 但都未对坑底加固土体进行实测, 未获得现场实际加固土的真实值.因此, 本文根据静力触探锥尖阻力与水泥土强度关系, 通过某软土地铁基坑坑底加固前后的静力触探测试, 获得加固土强度值, 并根据实测的坑底加固值作为有限元参数, 计算基坑开挖变形情况, 分析2种不同加固效果下测试断面的实测和数值分析变形情况, 并同时对比分析了无加固时地铁基坑工程的变形情况, 为软土地基的加固处理提供科学依据.

现场评价水泥土强度特性便捷的方式是进行静力触探试验.因此, 首先要建立水泥土无侧限抗压强度、变形模量、抗剪强度与静力触探锥尖阻力的关系, 为静力触探测试坑底土体加固效果以及数值建模加固土的参数取值提供依据.

水泥土的物理力学性质直接影响到加固效果, 其中无侧限抗压强度、变形模量、抗剪强度为工程中重要的3个参数^[17-18].

水泥土变形特性界于脆性与弹塑性之间^[18], 一般而言, 采用割线变形模量(E₅₀)作为水泥土弹性模量, 其与无侧限抗压强度(f_cu)存在线性关系.贾坚^[18]通过三轴(无围压)试验得出了水泥土变形模量与无侧限抗压强度的关系为

Nussbaum等^[19]通过直接快剪和三轴不排水剪切试验测定了水泥土抗剪强度, 并通过运用摩尔-库伦理论研究得出水泥土的抗剪强度性能较原来软土有明显提高, 并随水泥掺量增加而增加.当水泥掺量较小时, 对强度产生的影响主要体现在内摩擦角的增大；当水泥掺量较大时, 黏聚力增加较大.任小峰^[14]通过室内试验发现, 内摩擦角变化不大, 多在20°~30°之间.阎明礼^[20]通过大量室内试验得到黏聚力(c_u)和无侧限抗压强度呈线性相关, 总体在(1/2~1/3)f_cu范围内, 工程中考虑到水泥土的离散性, 取

图 1

图 1 抗剪强度与无侧限抗压强度关系 Fig. 1 Relationship between shear strength and unconfined compressive strength

静力触探(cone penetration test, CPT)测试作为一种常用的原位测试, 在测试土体抗剪强度、土体密度等方面具有优良的性能.也被一些学者^[21-24]运用到加固土体检测中, 发现能准确、快捷地测试土体加固情况, 并建立了一系列经验公式^[25].在绝大部分经验公式中黏聚力和锥尖阻力(q_c)关系为线性相关.结合上文所述水泥土的黏聚力和无侧限抗压强度呈线性关系.因此, 可以推导出加固土体无侧限抗压强度与锥尖阻力也呈线性相关, 记为

钟献科^[21]通过现场测试和室内试验对比, 回归分析得到参数a和b值, 如表 1所示，其中黏土的a、b参数值由原文数据回归得到.根据该经验公式, 能方便的将现场测试的锥尖阻力值换算成无侧限抗压强度.

表 1

表 1 无侧限抗压强度与锥尖阻力关系参数表 Table 1 Parameters table of relationship between unconfined compressive strength and cone resistance 原状土层 a b 黏土 0.213 0 -0.056 5 粉质黏土 0.213 1 0.058 3 淤泥 0.204 8 0.232 0

表 1 无侧限抗压强度与锥尖阻力关系参数表 Table 1 Parameters table of relationship between unconfined compressive strength and cone resistance

本文中的地铁基坑工程是浙江省宁波市地铁3号线某车站工程, 原场地为开阔的农田, 无其他建构筑物.工程处宁波冲积平原, 主要成因类型有河流相、河湖相及海相等, 从老到新是由一套陆相堆积~海陆交替堆积~海相堆积地层组成.场地土层自上而下分别为：1-2黏土, 1-3淤泥, 2-2a淤泥, 2-2b淤泥质粉质黏土, 3-2粉质黏土, 4-1淤泥质粉质黏土, 4-2黏土, 5-4粉质黏土, 5-6砾砂, 6-2粉质黏土, 6-3粉质黏土, 8-3砾砂.本基坑工程场地表层有厚1 m左右的杂填土, 地下水主要有表部填土及深部5-6层圆砾层中的承压水, 承压水位随季节、气候等因素而有所变化, 潜水位埋深为0.1~2 m.

本基坑工程长约152 m, 车站标准段宽度19.7~21.0 m, 标准段基坑深度16.434~16.86 m.采用地下连续墙围护结构, 采用C35混凝土, 标准段厚度800 mm.测试区域处基坑宽度20 m, 开挖深度16.7 m, 地下连续墙长(冠梁底~地墙墙趾)37.6 m, 墙趾埋深37.8 m, 插入比约为1:1.27.沿基坑深度方向设置5道支撑, 第一道为800×1 000(高)mm的钢筋混凝土支撑(混凝土C30), 其余为直径609 mm(t=16 mm)钢支撑(Q235B), 支撑从上往下中对中距离依次为3.5、3.2、3.1、3.1 m.钢支撑在安装时施加预应力, 从上到下依次为370、440、330、210 kN/m；底层开挖后立即浇筑C30素混凝土, 厚250 mm.在地连墙施工完成后, 基坑开挖前, 采用三轴搅拌桩抽条加固地基, 抽条加固宽3 m, 间距3 m；基坑表层至深度16 m为弱加固, 水泥掺量8%, 基坑深度16.7至19.7 m为强加固, 水泥掺量20%；地连墙周边采用高压旋喷桩加固.

基坑采用分层分块开挖, 由北向南放坡依次开挖.在北南测试段上, 五层土体开挖深度分别为4.5、7.8、11.4、13.4、16.7 m.开挖完成后立即架设支撑结构.

在距离南、北端封堵墙50、30 m处设置了南、北测试段, 用于监测基坑开挖引起的变形情况, 如图 2所示.各测试段上, 地连墙位置预埋了测斜管, 但由于地连墙施工过程中墙体测斜管被破坏, 改用距地连墙0.5 m处的土体测斜管来监测地连墙变形；在距离地连墙0、5、10、15、20、30、45、60 m设置沉降监测墩点, 监测地表沉降.在基坑开挖前, 多次测试数据, 得到初始值；在基坑开挖到坑底后, 测试其变形值.此外, 为测试土体加固效果, 在基坑内部的抽条加固带上, 测试了土体加固前后的CPT锥尖阻力值.

图 2

图 2 基坑测试布置平面图 Fig. 2 Field test plane figure

在地连墙施工完成后、地基加固前, 采用CPT测试了基坑南北测试段原状土体的锥尖阻力；在坑底加固完成90 d后, 采用CPT检测加固效果, 测试获得的锥尖阻力结果随深度H_s变化的结果如图 3所示.测试采用探头截面面积为15 cm²的标准静力触探探头, 探头定期维护和标定.测试时贯入平均速率为1. 2 m/min.从图 3中可知, 南北测试段原状土体锥尖阻力相近, 与现场的勘察结果相符, 可见2个测试段的土层基本相同.加固后, 南北测试段锥尖阻力存在较大差异, 加固效果不一样, 北测试段加固效果优于南测试段.根据式(3), 将加固土体锥尖阻力换成无侧限抗压强度, 结果如图 4所示.南测试段强加固区内无侧限抗压强度均值为0.58 MPa, 而北测试段无侧限抗压强度均值为1.17 MPa, 超过南测试段的2倍.南北加固区存在差异, 主要与施工时水泥掺量、注浆压力、转速和提升速度等因素有关.

图 3

图 3 南北测试段坑内加固前后锥尖阻力 Fig. 3 Cone resistances before and after ground reinforced in north and south test sections

图 4

图 4 南北测试段坑内加固无侧限抗压强度 Fig. 4 Unconfined compressive strengths of reinforcement soil in north and south test sections

根据上述结果, 主要分析2种不同加固效果下的变形情况, 并与实测结果进行对比.同时还对无加固情况下的变形情况进行了分析, 综合获得不同加固程度对基坑变形的定量影响, 为基坑加固提供科学依据.

由于基坑地质、荷载等条件对称, 故取基坑一半进行分析, 模型大小：80 m(长)×50 m(深), 边界条件：标准固定边界.土体采用硬化模型(HS模型)分析, 地连墙采用板单元模拟, 支撑采用锚杆单元模型.考虑到地表硬化层和周边车辆荷载, 在距离地连墙0~20 m内, 用10 kN/m荷载施加在地表上来模拟该影响.地下水位为1.5 m, 开挖时基坑内排水疏干.南北测试段开挖土层深度相同：4.5、7.8、11.4、13.4、16.7 m, 其中开挖4.5 m前, 为施工混凝土支撑, 已开挖1.5 m表层土体.基坑变形分析从开挖4.5 m开始计算.

模型中土层参数和加固土参数如表 2所示, 其中：H_d为土层底深度；E₅₀^ref为标准三轴排水试验割线模量；E_oed^ref为标准固结试验切线刚度；E_ur^ref为卸载/重加载刚度；m为与刚度相关的幂指数；c_ref^′为参考黏聚力；φ^′为内摩擦角；ψ为剪胀角；υ_ur^′为泊松比；K₀^nc为侧压力系数；R_inter为界面强度折减因子.地基土体HS模型参数通过现场取样、室内基本物性试验和基于GDS的三轴等向固结不排水剪切(CIU)试验、等向固结排水剪切(CID)试验和固结排水加载—卸载—再加载试验获得, 其他参数参考工程地质报告和文献^[26-27]得到.本文中, 加固土E₅₀取90倍无侧限抗压强度值；黏聚力取0.2倍无侧限抗压强度值；摩擦角在20°~30°范围取值, 加固效果好取大值, 反之则反.在计算基坑抽条加固各土层物理参数时, 按照Ou等^[28]提出的模型公式计算得到, 其中本文中加固比为0.5, 则等效参数指数为1, 故

表 2

表 2 模型中土体参数 Table 2 Soil parameters of model 土层 Hd/m E50ref/MPa Eoedref/MPa Eurref/MPa m cref′/kPa φ′/(°) ψ/(°) υur′ K0nc Rinter 1-2黏土 1.5 3.69 2.84 20.59 1 10.7 23 0 0.38 0.6 0.7 1-3淤泥 3.5 2.32 1.78 15.05 1 5.1 20 0 0.48 0.65 0.7 2-1黏土 4.6 3.49 2.68 21.3 1 13.3 24.2 0 0.39 0.60 0.7 2-2a淤泥 9.3 2.01 1.55 16.5 1 4.3 22.1 0 0.47 0.64 0.7 2-2b淤泥质粉质黏土 14.8 2.95 2.26 18.58 1 5.2 29.5 0 0.42 0.56 0.7 3-2粉质黏土 18.4 6.7 5.14 52.86 0.9 10.2 29.5 0 0.37 0.45 0.7 4-1淤泥质粉质黏土 29.5 5.55 4.73 26.25 1 8.5 26.6 0 0.4 0.56 0.7 4-2黏土 36.7 6.12 5.40 32.32 1 13.2 25.7 0 0.39 0.6 0.7 5-4粉质黏土 39.0 6.86 5.78 49.16 0.9 9.2 27 0 0.35 0.40 0.7 5-6砾砂 40.3 27 27 81 0.7 1 31 1 0.2 0.45 1.0 6-2粉质黏土 45.0 6.06 6.51 5.18 0.9 9.1 25.3 0 0.33 0.44 0.7 6-3粉质黏土 47.0 6.08 6.76 49.75 0.9 8.7 31.3 0 0.32 0.45 0.7 8-3砾砂 50.0 27 27 81 0.7 1 34 1 0.2 0.40 1.0 北加固土 19.7 65 65 195 1 120 30 1 0.2 0.5 1.0 南加固土 19.7 38.7 38.7 116.1 1 60 25 1 0.2 0.5 1.0

表 2 模型中土体参数 Table 2 Soil parameters of model

式中：P_eq为加固土体等效物理参数；P_g为加固土体物理参数；P_c为未加固土体物理参数.

地表沉降(H_v)的实测值和数值分析结果如图 5所示, 其中x表示与地连墙距离, 正值表示坑外, 负值表示基坑内.地表沉降呈“凹槽型”分布, 在距离地连墙60 m位置的位移已基本收敛.南、北测试段实测沉降最大值(H_vmax)分别为-79.1、-40.2 mm, 模拟值分别为-59.4、-35.5 mm, 均比模拟值稍大, 但整体趋势相似.在靠近地连墙的位置, 地表发生隆起, 这是由地连墙向上位移引起的.地表竖向位移最大值分布情况如图 6所示.H为开挖深度, 模拟的地表沉降最大值位置点均在距离墙后16.9 m位置处, 而实际测试情况表明, 墙后沉降最大值位置更靠近地连墙, 北测试段在15 m左右, 南测试段在10 m左右.从坑底加固效果来看, 未加固时地表沉降远大于加固情况, 沉降最大值达到107.2 mm, 是加固后南、北实测值得的1.4倍和2.7倍；北测试段加固效果较好的条件下, 其地表沉降也得到很好的控制, 沉降最大值接近南测试段的一半.在软土地区地铁基坑设计中, 一般地表沉降最大值与基坑开挖深度比控制在0.2%, 可见, 当坑底加固达到1 MPa以上时, 能基本控制在此范围内.

图 5

图 5 地表竖向位移分布 Fig. 5 Distribution of vertical surface displacements

图 6

图 6 地表竖向位移最大值分布 Fig. 6 Maximum vertical displacements of ground surface

地连墙深层水平位移(H_h)随地连墙深度(H_dw)分布情况如图 7所示, 地基加固后的实测和模拟值较为相近.北测试段、南测试段地连墙实测水平位移最大值(H_hmax)分别为48.3和81.3mm, 而无加固工况时达135.6 mm, 北、南分别减小64%和40%, 加固后地连墙变形得到有效控制.

图 7

图 7 地连墙水平位移分布 Fig. 7 Horizontal displacements of diaphragm wall

地连墙水平位移最大值分布如图 8所示.在软土地铁基坑工程中, 地连墙水平位移最大值与开挖深度比一般控制在0.3%, 图中显示北测试段符合设计要求, 其得益于坑底加固效果较好(1 MPa以上).实测和数值分析结果都显示, 地连墙水平位移最大值位置较为相近(21~24 m), 均在基坑开挖面以下, 其受土层情况、地连墙刚度、支护体系、插入比等影响.在变形最大处, 地连墙前后土体变形也较大, 土体容易发生塑性变形或是破坏.而对于结构性软土地区, 该区域土体结构受扰动最大, 对工后影响大.

图 8

图 8 地连墙水平位移最大值分布 Fig. 8 Maximum horizontal displacements of diaphragm wall

基坑开挖面隆起量(H_r)情况如图 9所示.基坑中轴线位置隆起量最大, 未加固和南北加固后的值分别为335、236、171 mm, 加固后隆起量南北分别减小30%和49%, 加固对控制坑底隆起的效果同样显著.

图 9

图 9 基坑开挖面隆起量 Fig. 9 Calculated values of foundation pit rebound

本文从实际工程出发, 采用CPT测试了地铁基坑加固前后锥尖阻力值, 计算得到南北测试段坑底加固后土体无侧限抗压强度等参数.对于加固不同效果工况, 采用Plaxis模拟基坑开挖过程中周边土体的变形情况, 分析了软土地基加固对基坑变形的影响, 可得到以下主要结论：

(1) 地基加固对控制基坑地表沉降和围护结构水平变形有明显积极效果.南、北测试段加固后土体无侧限抗压强度分别达到0.58和1.17 MPa, 地表沉降分别降低26%和63%, 地连墙最大水平位移分别降低40%和64%.坑底加固后土体强度越高, 地表沉降和围护结构水平变形越小.

(2) 开挖面隆起受坑底加固效果影响很大, 加固后能有效降低隆起量.

(3) 静力触探可作为检测地基加固效果的一种快速、有效的方法.测试得到的锥尖阻力可用于评估坑底加固效果, 预测基坑开挖变形情况.对于变形过大的危险截面, 可以提前采取措施, 防范险情.