目前国内许多城市都在进行大规模的地铁建设, 在城市中心区域进行基坑开挖、盾构掘进等工程建设, 会引起邻近建 (构) 筑物产生沉降、开裂、倾斜等现象。

　　 当周边建筑物监测控制值发生报警后, 通常会对建筑物地基采取注浆补偿的措施, 对土层加固的效果一般是比较明显的, 甚至可将已沉降部分进行抬升。

　　 Sagaseta和Gonzalez^[1,2]基于半无限空间弹性体理论, 在一定深处运用镜像原理, 推导出由施工导致地层损失的位移解。Gollegger^[3]研究了注浆补偿效果的数值解和解析解, 并推导出注浆补偿地层损失的位移场解。Schweiger等^[4]模拟了劈裂注浆补偿地层损失的情况, 通过施加单元体积应变验证了模型的有效性。Wisser等^[5]通过对接触单元施加膨胀力来进行有限元模拟, 并通过观测程序监测地面建筑物的沉降和整个注浆过程。杨米加等^[6]研究了注浆在理论、工艺、试验与检测等各方面的情况, 并指出注浆在理论研究方面的方向。Yang等^[7]以城市机场路隧道为工程案例, 研究了注浆抬升工程的实际效果, 止沉和抬升是建筑物注浆抬升的两个层次。易小明等^[8]研究了北京地铁车站施工下穿既有线路工程, 在施工前需对既有线进行注浆加固抬升, 在有线差分程序中对单元施加膨胀力来模拟注浆, 通过与实测数据的对比表明了此方法的有效性, 止浆墙的施工很好地加强了注浆效果, 主要是因为这约束了土体在水平方向上的膨胀。Yi等^[9]以北京地铁站施工需下穿既有线路为工程案例, 针对不同位置的注浆进行了实测分析, 确定了最佳注浆位置。

　　 目前对注浆加固抬升建筑物的研究多数集中在地下水位较低的地区, 并且地层性质一般较好, 但注浆抬升在软土地层且高地下水位情况下的案例研究是较少的。本文以天津软土地层建筑物注浆加固抬升为研究背景, 分析了软土地层注浆抬升的效果, 并采用有限元方法对该工程进行了模拟, 为后续进行软土地层注浆抬升工程积累经验并提出合理建议。

　　 在工程与理论研究中, 注浆一般包括填充、渗透、挤密和劈裂四种形式。在不同土层中注浆加固的作用机理差别是很大的, 在颗粒较细的砂土中一般采用的是挤密注浆, 在黏性土中由于透水性差一般采用的是劈裂注浆, 挤密注浆是通过浆液来挤压和加固土体, 而劈裂注浆则是通过浆脉来实现的^[10]。

　　 本文所研究的是处于深厚软土地层中的工程案例, 经研究分析本工程的注浆应该是属于挤密与劈裂这两种注浆形式。

　　 建筑物在自然状态下竣工后且周边影响范围内无施工, 地基的固结沉降会在建筑物自重荷载作用下发生, 一般情况下, 建筑物基础呈现出“碟形”沉降形式, 最大沉降点通常在基础中心处。

　　 当周边施工影响到建筑物时, 特别是土方开挖、降水、盾构掘进等引起渗漏水, 建筑物二次沉降将会在原固结沉降的基础上发生。二次沉降的分布形式受到周边工程类型和位置的影响, 本文中实测建筑物沉降在邻近基坑部分较大, 远离基坑一侧较小。

　　 当建筑物受到邻近施工影响产生沉降, 此时沉降虽然整体增大, 但对于基础已经释放了一部分弯曲, 底板的变形将更缓和。本文中研究的建筑物在注浆加固前已受到基坑开挖和盾构掘进的影响, 沉降值较大 (超过50mm) , 但是巡查上述建筑物时并有发现其出现明显开裂现象。

　　 对建筑物下土层注浆加固可抬升建筑物, 注浆加固位置上部的基础底面将发生向上位移, 而远离注浆位置一侧的基础受注浆影响会较小, 建筑物基本不动或发生微小抬升, 注浆范围示意如图1所示。

　　 天津地铁3号线某盾构区间位于市中心地段, 区间穿越多处20世纪30年代的建筑物, 部分更是为天津市保护性建筑。盾构接收施工下穿一处历史风貌建筑 (简称风貌大楼) , 且该建筑与车站基坑边缘很贴近, 靠近大楼一侧的为普通砖混结构平房, 平房采用天然基础, 工程所处土层分布及断面如图2所示。

　　 建设于1934年的风貌大楼为六层砖混结构, 建筑在平面上近似“U”形, 呈南北向布置的形式, 三条边的长度分别约为48, 35, 25m, 三条边的宽度分别约为18, 9, 11m, 主体结构高度约为25m, 为油毡屋面防水的水平屋顶, 带半地下室, 采用筏板基础。

　　 由于左线隧道接收中发生漏水险情, 风貌大楼监测点累计沉降最大值超过40mm, 现场巡视中发现邻近的平房出现了裂缝, 给结构安全造成了严重的影响。出现此类情况后, 立即组织专家研究分析, 最终确定采用在建筑物基础下注浆加固的方法对其进行保护。

　　 利用17d的工期进行了注浆加固, 在车站地下一层, 即区间左线上方, 梅花形布置了三排注浆孔 (其位置为图2中的A～C) , 注浆孔布置数量与间距如图3所示。

　　 注浆压力根据地上建筑物自重荷载的不同而不同, 风貌大楼下取值为1.0～1.5MPa, 平房和道路下取值为0.3～0.5MPa。

　　 材料选用凝结时间很短的水泥与水玻璃双液浆, 即42.5级普通硅酸盐水泥和浓度为35Be′的水玻璃。

　　 注浆完成时间用注浆压力与注浆量两个参数来控制, 风貌大楼下两者其中之一达到设定值的1.5～2倍即停止, 平房下两者其中之一达到设定值的1.0～1.5倍即停止, 或当地面建筑物的竖向位移稳定一段时间后即停止注浆。

　　 参考以往类似工程经验, 设定浆液的影响半径为1.5m, 注浆加固体范围内土体的体积膨胀率为0.085。

　　 盾构接收施工中建筑物发生较大沉降, 采用有限元软件ABAQUS建立的三维模型, 对建筑物基础下土层中的注浆过程进行数值模拟。根据地面建筑物的平面、立面尺寸以及地质勘察报告中的土层参数确定了计算模型范围:平面范围选取为130m×120m (图4) , 竖向为30m。建筑物外墙厚度50cm, 内墙厚度30cm, 板厚15cm, 墙体弹性模量取值2.5GPa, 楼板弹性模量取值20GPa, 建筑物水平投影尺寸如图4所示。

　　 图4中阴影部分为注浆加固的平面范围, 注浆孔打设完成后, 测量注浆孔的实际位置, 反馈到计算模型中, 确保计算模型与实际工况相一致。

　　 有限元模型中, 在模型侧边约束土体法向平动自由度, 在模型底面约束三个方向平动自由度, 在模型顶面无约束, 基础底面与土体的位移采用Tie命令连接, 这样可保证基础底面土体位移与地基土体位移保持一致的运算。

　　 有限元分析中选用摩尔-库伦本构模型, 表1为计算范围内每层土体的相关参数。以实体单元 Solid模拟土体, 八节点孔压单元C3D8P被确定为单元分析类型, 单元总数量统计后为34 398个;由于地面建筑物是砖混结构形式, 因此采用了弹性本构模型和实体单元来建立模型, 楼板选用了八节点减缩积分单元C3D8R模拟, 由于实际建筑物外形不规则, 采用了形状适应性比较强的四面体单元C3D10对建筑物外墙进行模拟, 单元总数量统计后为15 732个。分别建立建筑物楼板和侧墙模型, 最后采用Tie命令将两者连接起来, 确保两个构件在模型中的刚度相同。图5为有限单元整体模型网格划分情况。

　　 有限元分析中简化了模拟注浆过程, 分四个阶段:第一阶段3d, 第二阶段4d, 第三阶段6d, 第四阶段4d (第一至第四阶段注浆位置分别见图6中①～④) 。依据浆液1.5m的扩散范围, 确定了计算模型中的注浆范围, 如图6所示。

　　 在超孔压基础上, 采用线性增加的方法计算土体的固结变形。固结计算分析在四个阶段完成后仍继续进行, 本文研究在注浆完成后, 伴随超孔压消散过程中地面建筑物的沉降情况。注浆数值模拟主要包括施加膨胀力让单元产生体积膨胀, 以及借助其他场变量的变化让单元体膨胀。前者在第一阶段是增加土体刚度, 在第二阶段将注浆单元内应力添加到注浆单元上。后者是通过调整温度场的变化, 在计算模型中设定一定的膨胀率给土体而使其膨胀。

　　 文献[11]研究了注浆体产生膨胀的机制, 在有限元程序中模拟了注浆过程, 最终的计算结果表明, 通过注浆体产生膨胀而施加膨胀压力模拟抬升的理论与实践均可行, 在工程实践中可进行应用推广。

　　 本文采用软件ABAQUS中的温度膨胀方法, 设定材料的膨胀参数与初始温度场, 然后再提高注浆范围的温度场, 使注浆土体发生一定的膨胀, 从而模拟实际注浆情况。本文有限元分析中提到的温度不是物理意义上的温度而是温度场。土体膨胀是通过将注浆范围内的温度场提高一个等级而实现的。

　　 在确定较为合理注浆参数的基础上, 对注浆范围、工程地质等分析模型中的参数进行分类计算, 以以下4个模型作为研究对象, 并与原模型 (基于工程实际建立的模型) 的计算结果做对比分析。Ⅰ:体积与膨胀参数原模型一致, 在②₅层淤泥质粉质黏土中注浆;Ⅱ:体积与膨胀参数原模型一致, 在⑥₁层粉质黏土和⑥₂层粉土中注浆;Ⅲ:采用与模型Ⅰ相同的条件, 只变动②₁层粉质黏土的弹性模量;Ⅳ:采用与模型Ⅰ相同的条件, 调整⑥₁层粉质黏土的弹性模量。

　　 选取测点JHY1, JHY6, JHY9, JHY10, JHY13进行竖向位移和倾斜率的重点研究。图7显示了各测点的平面位置。

　　 根据实际注浆量进行折算, 注浆部分的体应变为0.085, 为使有限元计算与实测数据相吻合, 将注浆部分的体应变0.085调整为线应变0.028, 计算竖向位移与实测竖向位移对比如图8所示。

　　 从图8中可看出, 实测数据上下轻微波动, 并且曲线变化趋势对于风貌大楼和平房是基本一致的, 但鉴于它们自重荷载差距较大, 风貌大楼下沉很大, 而注浆抬升很小。

　　 从监测数据中可看出, 只有在持续注浆的情况下, 建筑物的沉降才能得到有效控制, 当间断注浆或注浆不能完全补偿地层损失时, 建筑物的竖向位移仍会下沉。笔者分析其原因主要在两方面:一方面, 盾构接收施工会造成一部分的地层损失, 虽然在隧道内和建筑物基础下方进行了注浆补偿, 但实际效果是很难保证的, 一旦浆液流失, 地层下沉会引起地面建筑物产生沉降;另一方面, 黏性土层中的超静孔隙水压力在初始阶段会快速上升, 一段时间以后会慢慢消散, 建筑物的竖向位移也会继续下沉。第二阶段的注浆并未控制住建筑物的继续下沉, 注浆没有完全补偿地层损失以及消散的超静孔隙水压力是主要原因。

　　 由盾构接收施工所引起的建筑物竖向位移需进行一定的修正, 这样才能确保较为真实地模拟注浆过程, 风貌大楼的实测竖向位移数据需有限元分析结果进行修正, 平房竖向位移由于较小而不需修正。

　　 最终注浆体主要部分范围内的最大主应变维持在0.02左右, 折算成体应变后为0.06左右, 与采用实际注浆量计算的体应变0.085相比, 理论注浆量的有效程度可达到70%。

　　 图8中有限元计算的位移与经修正后实测位移变化趋势及数值都吻合较好, 证明有限元模型较好地反映了工程实际情况。

　　 图9表明注浆正上方的测点隆起, 但另外一侧测点的下沉。查阅相关资料可知, 风貌大楼的基础为刚度较大的筏板基础, 在受力不等的情况下, 容易产生不均匀沉降, 一侧的受力抬升可引起另一侧的下沉。而注浆较易引起自重荷载较小的平房产生倾斜。

　　 图10为建筑物倾斜率的计算结果。同样由于自重荷载差别较大, 风貌大楼与平房的倾斜程度相差也较大, 风貌大楼倾斜率小, 平房倾斜率大, 但整体的两者倾斜程度都是很小的 (最大倾斜率为0.08%) , 满足《建筑地基基础设计规范》 (GB 50007—2011) ^[12]中关于砌体承重结构基础局部的倾斜率不大于0.2%的要求。

　　 图11为在不同土层注浆时有限元计算的建筑物竖向位移, 由图11可推导出如下结论:1) 模型Ⅰ与原模型的竖向位移曲线接近, 说明了此两个模型具有较为相似的注浆模拟效果, 但模型Ⅱ的竖向位移曲线与两者差距较大;2) 在第一和第二阶段的注浆中, 原模型抬升量最大, 但模型Ⅰ与模型Ⅱ就比较小;在进行到第三与第四阶段的注浆时, 模型Ⅰ的抬升量已经接近于原模型的水平, 平房抬升量甚至大于原模型。

　　 笔者分析原因认为:在原模型、模型Ⅰ与模型Ⅱ中, 注浆点与筏板基础的距离是逐渐变大的。注浆开始后, 三排注浆孔之间以及最上一排与基础底板之间的土体会传递注浆压力, 滞后性将伴随土层厚度的增加而变强, 然而土体中由于填充了一定的浆液, 同时也积累了一定的应变, 这时抬升效果受土层厚度的增加而逐渐变小。模型Ⅰ中的注浆点位置与基础底面大约相距6.5m。

　　 (3) 浆液在注浆后会凝结, 体积缩小, 造成建筑物产生微小沉降。平房周边观测点的沉降值很小, 变化范围都小于1mm, 但风貌大楼周边测点沉降值较平房要大, 最大沉降值为1.5mm左右。

　　 笔者分析原因认为:仍然是由于风貌大楼和平房两者的自重荷载、原始地基应力差距很大, 同时风貌大楼下土层中产生的超静孔隙水压力慢慢地消散造成的。

　　 图12是测点JHY9和JHY10中间位置处土层的竖向位移分布, 图中深度的零点定义为基础底面位置。由图12可以看出, 原模型中由于注浆点位置距离建筑物基础较近, 注浆部分到基础底面范围内的竖向位移是随着深度的减小而逐渐增大的;而模型Ⅰ和模型Ⅱ中由于注浆点位置深度较大, 两模型竖向位移首先随深度的减小而逐渐增大, 到一定深度后随深度的减小而逐渐减小。

　　 因此, 可以认为注浆加固有一定的强烈影响区, 本文算例中约为基础底面下6～8m, 如果建筑物基础埋深不在强烈影响区范围内时, 可能会产生注浆抬升效果并不明显的现象。

　　 注浆机制与效果在不同土层中差别很大, 即使在相同软土层中注浆, 注浆效果受周边土层特性的影响很大。本节重点研究土体弹性模量对注浆效果的影响。

　　 在模型Ⅰ中改变注浆体上部土层 (②₁层粉质黏土) 的弹性模量取值 (取5, 10, 22.8, 35MPa) , 即模型Ⅲ, 计算建筑物的竖向位移, 结果如图13所示。由图13可见, 土层弹性模量的变化对两座建筑物竖向位移的影响是不同的, 风貌大楼竖向位移基本上随弹性模量的增大而增大, 平房竖向位移基本上随弹性模量的增大而减小, 竖向位移的变化受到各方面因素的影响, 包括注浆土层、位置、地面荷载等。笔者认为土层弹性模量增大后, 对下面注浆体的膨胀有一定的抑制作用, 这也影响到两座建筑物的抬升效果, 风貌大楼产生4mm左右竖向位移变化, 平房变化约3mm。

　　 在原模型中改变注浆体下部土层 (⑥₁层粉质黏土) 的弹性模量取值 (取5, 10, 22.8, 35MPa) , 即模型Ⅳ, 计算建筑物的竖向位移, 结果如图14所示。由图14可见, 弹性模量的变化对两座建筑物竖向位移的影响是截然不同的。风貌大楼的竖向位移随弹性模量的增大而变大, 竖向位移最大相差3mm左右;但平房的竖向位移却随弹性模量的增大而变小, 竖向位移最大相差2mm左右。笔者认为主要是风貌大楼较平房的自重荷载大很多, 而且筏板基础下水平应力也是很高的, 即注浆体不易发生膨胀。但平房下的注浆体较易发生水平方向的膨胀, 主要是因为其自重荷载以及水平方向的应力很小。

　　 在原模型中, 注浆范围内的土层包括②₁层、②₅层, 土层参数详见表1, 将这些土层的弹性模量、黏聚力、内摩擦角均分别乘以0.8, 0.9, 1.0, 1.1, 1.2后进行分析, 计算结果如图15所示。由图15可见, 土层②₁～④₂参数变化对风貌大楼竖向位移影响非常小, 竖向位移最大相差0.3mm左右, 但对平房竖向位移影响较大, 竖向位移最大相差接近于3mm。

　　 (1) 运用温度膨胀法模拟软土中注浆加固过程, 有限元计算结果与实测结果接近, 验证了注浆参数及其取值的合理性。本工程中, 考虑一定扩散半径, 注浆体的体积膨胀率为0.085, 而有限元计算中注浆体的体积膨胀率约为0.06, 土层中实际70%的注浆量发挥了作用。

　　 (2) 注浆体正上方建筑物的竖向位移在注浆后会增大, 但当建筑物筏板基础长度很大时, 基础正下方注浆会引起注浆范围的建筑物产生抬升, 但远离注浆会的建筑物会产生下沉。同时建筑物也会随着开始阶段产生的超静孔隙水压力慢慢消散而略微产生沉降。

　　 (3) 采用筏板基础的建筑物在自然沉降下会发生“碟形”变形, 这会抵消一部分周边施工对建筑物造成的影响, 确保建筑物不易开裂。

　　 (4) 注浆位置的选取非常关键, 如果过于接近建筑物基础可能会对建筑物产生一定的危害, 而距离建筑物基础太远又会使注浆效果不理想。因此在适当深度处注浆, 一方面可保证建筑物倾斜率不超标, 另一方面也可达到抬升建筑物的目的, 本工程最佳注浆位置为基础底面下约6.5m。

　　 (5) 增大上部土层弹性模量不利于建筑物的抬升, 因为增大上部土层弹性模量抑制了注浆体向上的膨胀。但增大下部土层弹性模量会促进建筑物的抬升, 同时由于地面建筑物自重荷载的不同, 抬升效果也不同, 风貌大楼仅产生1mm左右竖向位移的变化, 而使平房竖向位移的变化达到3mm。