深基坑工程实施过程中,支护结构施工、土方开挖、降水、拆撑等多个环节都会引起不同程度的环境效应。一般认为,基坑开挖阶段的变形最为显著,故大部分基坑工程也只考虑该阶段变形对环境的影响 ^[1]。但是,当深基坑紧邻地铁设施、综合管廊、老旧小区等变形敏感的建(构)筑物时,其他环节产生的环境效应不容忽视。

　　 地下连续墙(简称地连墙)作为城市深部地下空间开发中常用的围护结构,其施工导致的环境效应问题受到越来越多的关注。相关工程的实测结果显示,地连墙施工阶段引起的周边地表与建筑物沉降占后期总沉降的30%～50%,甚至更高 ^[2,3]。鲁嘉等 ^[4]基于现场实测数据对地连墙施工引起的周边土体变形规律进行了探讨,指出槽侧土体侧向变形发展受多重因素的影响。李姝婷 ^[5]对地连墙施工阶段土体位移与孔隙水压力进行测试,结果表明地连墙施工对两者有影响显著。杨科 ^[6]分析了上海软土深基坑施工中各工序的变形特性,其中地连墙施工后地表沉降分布近似于漏斗形,影响范围约为1倍的地连墙深度。

　　 除基于实测数据研究地连墙施工的环境效应外,也有学者采用数值手段分析或预测地连墙施工引起的环境变形。Gourvenec 和 Powrie ^[7]通过平面应变与三维有限元计算结果的对比,指出地连墙施工影响具有显著的空间效应。文献[8,9]采用FLAC3D 分析地连墙泥浆护壁成槽与混凝土浇筑过程的力学性状,计算结果均表明地连墙泥浆成槽护壁阶段槽壁存在明显的侧向卸荷效应,土体向槽段内侧变形,且槽段周围土体发生明显的应力重分布; 但是,对于混凝土灌注后土体位移的变化,以上文献 ^[8,9]中的模拟结果并不一致,这可能与土层条件及槽壁边界条件设置不同有关。

　　 总体而言,目前关于地连墙施工环境效应的实测研究较少,而相应的实用预测方法也鲜见报道。本文以宁波市轨道交通4号线盾构工作井深基坑工程为依托,对地连墙施工阶段的土体及周边建筑变形进行实测分析,探讨地连墙施工引起的环境效应; 在此基础上,提出基于简化边界元法的地连墙施工影响预测方法,当深基坑邻近敏感建(构)筑物时,可为深基坑地连墙的设计与施工提供参考。

　　 宁波市轨道交通4号线翠柏路盾构工作井深基坑长度约92.8m,标准段基坑深度18.25～19.14m,端头井深度19.92～20.75m,宽度11.9～18.8m。场地主要土层分布及参数见表1。

　　 盾构工作井位于宁波市中心城区,周边以民用住宅、学校教学楼为主,环境保护要求高。其中场地东侧为汪弄小区,该建筑群建造于20世纪90年代末,8层钢筋混凝土结构,基础采用ϕ426沉管灌注桩,桩长约35.0m,与基坑距离9.7～12.9m; 场地西侧为宁波工程学院教学楼,5～6层钢筋混凝土结构,内有部分精密仪器设备,基础采用ϕ377与ϕ426沉管灌注桩,桩长约20.0m,与基坑距离14.0～23.0m。

　　 为研究地连墙施工对周边土体及建筑的影响,在西侧两幅地连墙中部外侧2.0m位置各布置1个深层水平位移和1个地表沉降监测点,针对试验幅开展跟踪监测。两幅地连墙挖槽施工时的槽长约6.0m,槽宽0.8m,槽深40.0m。工作井基坑、周边建筑及监测点布置见图1。

　　 CX1测斜孔在1#试验幅成槽阶段和混凝土灌注阶段测得的土体水平位移分别见图2和图3,图中水平位移向槽内为正,反之为负。

　　 由图2可知,地连墙成槽引起的土体水平位移量较小,为-1.05～2.16mm,水平位移值沿深度先增后减,最大水平位移在深度5m处,这可能是因为硬壳层土体、地表混凝土面层及搅拌桩槽壁加固限制了浅部土体位移。土体侧移深度20m以上指向槽内,深度20m以下则向槽外,从槽壁受力角度进行分析,墙幅开挖后槽壁受向内的侧向土压力与向外的泥浆压力作用,本工程深度20m以上以软弱淤泥质土为主,侧向土压力大于泥浆压力,导致土体向槽内变形; 深度20m以下土体物理性质好,导致深层土体位移向槽外变形。在地连墙施工间歇期(成槽后约8h),由于土体应力重分布及蠕变影响,土体水平位移向槽壁外方向发展,变形范围为-1.79～1.43mm,且主要发生在深度20m范围以上,可见软土变形的时间效应显著。地连墙下钢筋笼后,土体水平位移向槽内有一定程度的回复。

　　 由图3可知,地连墙灌注混凝土前,土体水平位移较小,变形量为-0.63～2.89mm,地连墙施工对周边土体的最大影响发生在混凝土浇筑后,由于混凝土灌注对槽壁的冲击,土体水平位移沿深度方向变化幅度很大,但大部分变形为向槽壁外方向,变形量为-27.36～8.42mm,最大变形在深度15m处,即淤泥质粉质黏土层中。同样从槽壁受力角度分析,流态混凝土对于槽壁的侧向压力大于土体对槽壁的侧向压力,导致土体产生了向槽壁外的变形。在地连墙深度为10m和20m处,土体向槽内变形,不难发现对应土层分别为砂质粉土和粉质黏土层,土体性质较好,抵抗槽壁压力变形能力强。在地连墙成墙12h后,由于混凝土的硬化收缩作用,土体水平位移向槽内逐渐回复,水平位移为-19.17～3.97mm,且水平位移沿深度变化相对平缓,但最大水平位移仍位于深度15m处。在地连墙成墙24h后,变形向槽内仍有微量回复,水平位移为-19.08～3.85mm,水平位移曲线和地连墙成墙12h时相似,可见地连墙在成墙12h后,土体水平位移已趋于稳定。

　　 图4为CX2测斜孔在2#试验幅成槽阶段和混凝土灌注阶段测得的土体水平位移。与CX1孔的数据不同,该侧土体在成槽后即发生了向槽壁外的变形,最大值-7.66mm位于顶部,考虑到CX1孔与CX2孔位置土层分布情况变化不大,故认为造成两孔数据差异的原因在于成槽施工对土体的扰动。文献[4]指出成槽阶段机械的碰撞、泥浆冲击槽壁及施工引起的负孔压等因素都可能导致土体向槽壁外发展。在地连墙施工间歇期(灌注混凝土前),土体向槽壁外的变形进一步增大,但最大位移从顶部下移至约深度13m处。

　　 灌注混凝土后,深度13m以上土体水平位移增加显著,而深度13m以下变化较小,水平位移为-15.99～3.51mm,这与该墙幅混凝土灌注期间减慢灌注速率有关。在地连墙成墙12h后,土体水平位移向槽内回复,水平位移为-10.26～4.17mm。从以上分析可知,除成槽阶段土体变形方向存在差异外,CX1孔与CX2孔反映的地连墙施工对邻近土体的影响规律基本一致。

　　 图5为所有地连墙施工完毕后CX1孔与CX2孔获得的土体水平位移曲线。由图可知,所有地连墙施工完毕后的土体水平位移曲线与单幅地连墙施工后的水平位移曲线相比变化不大,主要变形范围-16.5～11.7mm,但是深度20m处土体水平位移存在向槽壁内的变形峰值。从土层分布可知,场地深度20m左右存在⑤_-1T层,该层为宁波典型的承压水层,当混凝土硬化后,由于失去流态混凝土对该层压力的约束,承压水可能外渗进入混凝土与土体界面,由此带动该层土体向槽壁内方向变形。与常规认为的多幅地连墙施工将导致土体变形叠加的情况不同,最终的土体水平位移最大值与单幅地连墙导致的土体水平位移最大值相差不大。这是因为本工程为保证单幅地连墙施工监测数据不受其他墙幅施工影响,采取了试验幅施工期间,其两侧各两幅地连墙不允许施工的限制措施; 另外,以上数据也反映出单幅地连墙施工的影响范围是有限的。

　　 距离地连墙2m位置的地表竖向位移随工况变化曲线如图6所示。由图6可知,测点DB1位置在地连墙成槽完成后产生-3.7mm的沉降; 灌注混凝土后,由于混凝土对槽壁的挤压,使地表产生约2mm的隆起,但在混凝土硬化回缩后转为沉降; 但测点DB2位置在地连墙施工期间表现为持续的沉降变形,这可能是该点靠近施工堆载区导致的。所有地连墙施工完成后两测点的竖向位移接近,约6.5mm。从实测结果看,地连墙施工对土体水平位移的影响要大于竖向位移。

　　 距离地连墙14m位置的建筑竖向位移在地连墙施工期间的变化曲线如图7所示。由图可知,测点JC1在1#试验幅施工(2017年12月11日)之前为隆起变形,1#试验幅施工后隆起量进一步增大,其后隆起逐渐减小并转为沉降,地连墙全部施工完毕后沉降量达到最大,为2.2mm。建筑竖向位移(测点JC1)的变化规律同土体竖向位移(测点DB1)的变化规律较为一致。

　　 由上述工程实测结果可知,相比于地连墙施工中的成槽、混凝土硬化回缩等阶段,混凝土灌注阶段导致的周边土体变形最为显著,故本文仅针对地连墙墙幅混凝土灌注的影响提出相应预测方法,主要是通过构建地连墙墙幅灌注混凝土后的槽壁边界积分方程,采用简化的边界元法分析地连墙施工引起的周边土体位移。

　　 对于分析模型有如下假定:1)土体为均匀、各向同性的线弹性材料,不考虑混凝土灌注对土体的扰动; 2)混凝土灌注的过程被视为准静态过程,不考虑施工快慢的影响; 3)混凝土灌注期间土体处于不排水状态,认为土体参数始终保持不变。

　　 如图8所示,混凝土灌注后,槽壁受混凝土侧压力与土压力的共同作用,根据Lings等 ^[10]的研究,混凝土侧压力可取为:

　　 ${\rm P}{}_{\text{c}}(z)=\{\begin{array}{l}\gamma {}_{\text{c}}z(0\le z\le L/3)\\ \gamma {}_{\text{c}}L/3+\gamma {}_{\text{b}}(z-L/3)(L/3<z\le L)\end{array}(1)$

　　 式中:P_c(z)为混凝土侧压力;z为距地表的垂直深度; γ_b,γ_c分别为泥浆和混凝土的重度; L为地连墙深度。

　　 不考虑泥浆护壁阶段土体应力重分布,认为土体侧向压力仍等于初始静止土压力,则有:

　　 ${\rm P}{}_{\text{s}}(z)={\rm K}{}_0\sigma {}_{\text{z}}={\rm K}{}_0\gamma {}_{\text{s}}z(2)$

　　 式中:P_s(z)为静止土压力; σ_z为土的自重应力; γ_s为土的重度; K₀为静止土压力系数,K₀=1-sinφ′,其中φ′为土的有效内摩擦角。

　　 如图9所示,槽壁上的作用力导致的土体内任意点o′的水平向位移U和竖向位移W可表示为:

　　 $\begin{array}{l}U={\displaystyle {\int }_0^L{\displaystyle {\int }_{-B/2}^{B/2}(}}{\rm P}{}_{\text{c}}(z)-{\rm P}{}_{\text{s}}(z)){\rm K}{}_{\text{U}}(o,o^{\prime })\text{d}y\text{d}z(3)\\ W={\displaystyle {\int }_0^L{\displaystyle {\int }_{-B/2}^{B/2}(}}{\rm P}{}_{\text{c}}(z)-{\rm P}{}_{\text{s}}(z)){\rm K}{}_{\text{W}}(o,o^{\prime })\text{d}y\text{d}z(4)\end{array}$

　　 式中:B为墙幅长度; K_U和K_W分别为槽壁上任意点o(x,y,z)(x=±D/2,D为地连墙宽度)受单位水平集中力作用导致的土体内点o′的水平和竖向位移的Mindlin解 ^[11]。由于Mindlin解只针对弹性半无限体,未考虑地基的成层性,计算中土体的弹性模量及泊松比按集中力所在土层进行调整。另外,随着深度的增加,地应力增大,土体模量E以表1中的E_s1-2为基准,按下式进行调整 ^[12]:

　　 $E=(0.0039\sigma {}_{\text{z}}+0.47)E{}_{\text{s}1-2}(5)$

　　 本文采用离散方法求解上述积分方程,将槽壁划分为规则的边界单元面,并认为作用于每个单元面上的分布力与该单元面中心作用的一集中力相等效,其中集中力的大小取为单元面中心分布力的强度乘以单元面积。通过以上等效可简化编程难度并节省计算时间。

　　 基于上述简化边界元理论编制了地连墙施工(混凝土灌注)引起周边土体变形的计算程序。根据第1节工程概况中盾构工作井深基坑的工程地质条件和试验墙幅的几何参数,取混凝土重度γ_c=24kN/m³,膨润土泥浆重度γ_b=12kN/m³进行计算。实测与计算结果的比较见图10,其中由于CX1孔对应墙幅在混凝土浇筑完成后数据出现较大波动,故取混凝土灌注后12h数据进行比较。

　　 由图10可知,计算得到的水平位移变化量以及沿深度的变化规律同实测值较为接近,证明上述理论方法较为合理。值得注意的是,计算曲线在深度约13m处有显著减小,这是因为该深度处于砂质粉土层,土性较好; 但是实测值中的最大位移却在该深度附近,这可能是因为该层土具有微承压性,承压水与其他槽壁边界力相互作用导致该层位移增大。

　　 地表竖向位移计算结果见图11。由图11可知,根据上述理论计算得到的地表竖向位移随距离的变化规律为:离槽壁最近位置的地表沉降最大,随着距离的增加,地表竖向位移由沉降转为隆起,达到一定距离后隆起量逐渐减小。以上计算结果与本文实测(图6)中反映的地连墙墙幅混凝土灌注导致地表隆起的结果是相符的,但是由于预测方法中未考虑地连墙成槽、混凝土硬化回缩及实际施工中外部因素的影响,故最终实测结果与计算结果有一定差异。

　　 以第3.2节模型为基础,在其他条件保持不变的情况下,分别取不同的墙幅宽度、长度和深度,计算墙幅中心外5m、深度10m处土体点o′(5,0,10)的水平位移,以分析墙幅尺寸变化对周边土体位移的影响。计算结果见图12。

　　 由图12(a)可知,土体水平位移随槽宽的增大线性增加,1 200mm宽地连墙施工引起的土体水平位移是600mm宽地连墙施工影响的两倍。由图12(b)可知,土体水平位移随槽长的增加而增加,但增量随槽长的增加不断减小。由图12(c)可知,土体水平位移随槽深的增加而增加,但超过30m深度(计算点深度的3倍)后增量很小,趋于稳定。

　　 以第3.2节模型为基础,计算与墙幅长边垂直方向(X向)和平行方向(Y向)不同距离时的土体水平位移,计算结果见图13。

　　 图13(a)为y=0m时不同x位置土体水平位移沿深度变化曲线。由图可知,随着与地连墙长边垂直方向距离的增加,土体沿深度的水平位移曲线由“凸肚形”向“悬臂形”转变,这意味着水平位移最大值逐渐上移; x增加水平位移减小,且离地连墙越近,减小幅度越显著; 此外,距地连墙40m的土体水平位移已小于土体最大位移的0.1倍,可认为地连墙施工在X向的影响范围约为1倍墙深。

　　 就本文工程实例而言,由于地连墙周边建筑采用了小直径沉管灌注桩,考虑当时的施工质量及桩基的侵蚀老化,盾构工作井基坑工程中对桩基的变形控制要求较高。从预测结果看,仅地连墙施工阶段导致的邻近桩基(离地连墙约15m)的土体水平位移最大值约3mm,影响较小。当然,后续还应综合考虑基坑开挖等环节导致的土体位移场,通过桩土相互作用理论进一步预测桩基变形与受力,以制定合理的变形控制要求与措施。

　　 图13(b)为x=5m时不同y位置土体水平位移沿深度变化曲线。由图可知,随着与地连墙长边平行方向距离的增加,土体水平位移衰减显著,地连墙施工对一幅墙距离之外的土体位移影响很小。可见,工程中采用间隔成槽的施工顺序可减小多幅地连墙施工的叠加影响。

　　 本文对软土地区地连墙施工环境效应进行了实测分析,并基于提出的预测方法,对该问题进行了补充分析。主要结论有:

　　 (1)地连墙施工对周边土体的影响可从槽壁受力角度进行分析,槽内泥浆或流态混凝土压力大于土压力,土体向槽外变形,反之亦然; 混凝土硬化收缩导致土体向槽内变形; 地连墙成墙12h后,土体水平位移趋于稳定。实际施工中可通过调整泥浆比重、选择合适的水泥品种等控制地连墙施工导致的土体变形。

　　 (2)施工因素方面,地连墙施工中泥浆静置时间增加、混凝土浇筑速度过快及其他施工扰动可能增大地连墙施工对周边环境影响,施工中对以上因素应重点关注。

　　 (3)土层因素方面,地连墙施工导致的土体最大变形一般位于软土层中; 深部土体抗变形能力强,受地连墙施工影响小,建议有条件时槽壁加固深度应穿透软弱土层,以减小软弱土层的变形; 另外,土层的承压性是导致地连墙施工影响增大的重要因素。

　　 (4)地表土体及建筑竖向位移在槽段灌注混凝土后,可能出现短时间内的隆起,但随时间发展逐渐变为沉降。

　　 (5)土体水平位移随槽宽的增大而线性增加; 随槽长的增加而增加,但增量随槽长的增加不断减

　　 小; 随槽深的增加而增加,但超过一定深度后影响可忽略。地连墙的墙幅尺寸设计除应满足基坑开挖阶段的变形控制外,还应考虑施工时的墙幅空间效应对周边环境的影响。

　　 (6)地连墙施工在垂直长边方向的影响范围约1倍墙深,施工期间该范围的敏感建(构)筑物应重点监测; 在平行长边方向的影响范围约1个墙幅长度,工程中采用间隔成槽的施工顺序可减小多幅地连墙施工的叠加影响。