贾文惠
(山东省菏泽市河湖流域工程管理服务中心，山东 菏泽 274000)
随着我国基础建设快速，地下空间的发展与利用已成为重要的研究内容。基坑工程是大型工业及民用建筑等的重要组成部分。但基坑在开挖过程中会面临许多问题，如基坑处于富水地带，岩土体的物理力学强度较低，开挖基坑可能导致基坑大变形及失稳，造成重大的工程事故。因此，实际工程中，通常对基坑底部进行加固处理，一方面可以提高岩土体的力学强度，另一方面可以防止地下水渗流。
李志鹏等[1]采用数值模拟手段，研究了某车站基坑断层带注浆加固效果。结果表明，注浆加固技术可以有效地对基坑进行加固处理，相比注浆加固前，其最大水平位移和地表累计沉降量减小50%以上，满足工程要求。注浆后，基坑底部区域内以及基坑外塑性区范围明显减小。潘世强、邓俊[2]基于某实际深基坑工程，研究了富水砂卵石层深基坑近接建筑物安全施工控制技术。结果表明，采用注浆加固技术能有效地减小基坑施工对建筑物的影响，基坑开挖结束时，建筑物最大沉降值仅为8mm，满足规范的安全性要求。李享松等[3]基于现场注浆试验和室内有限元数值模拟，研究了富水砂卵石地层注浆参数优化问题。结果表明，富水地层采用水灰比最优取值应为0.8～1.0，水玻璃浓度应控制在40波美度左右。此外，注浆孔间距宜控制在1.8 m左右。夏梦然等[4]基于有限元模拟，研究了深基坑基底注浆加固效果。结果表明，软土地基采用注浆加固技术可满足工程需要。加固后，可有效减小地连墙的侧向变形和地表沉降。胡奇凡等[5]采用现场试验，研究了超高压旋喷注浆法在卵石地层的应用。结果表明，超高压旋喷注浆技术在超深富水卵砾石地层中合理有效的，并且可以作为超深富水卵砾石地层加固加以推广。曹雷[6]基于数值模拟，研究了基坑开挖对邻近既有隧道结构影响及注浆加固措施。结果表明，注浆加固效果显著，加固后的最大正负弯矩分别减小28.7%和30.2%，且隧道结构的最大拉应力减小32.0%，有效保证了隧道不会产生裂缝。李兵等[7]基于MIDAS数值模拟，研究了注浆对深基坑支护结构抗震性能的影响。结果表明，注浆加固对深基坑中的钢支撑所受到的轴力有一定改善作用，但在土层加固区与土层非加固区交接处的位移与受力变化较大，实际工程中要加强监测。颉剑辉、曾兵兵[8]研究了注浆加固在某基坑软弱地基中的应用，提出注浆加固的使用范围，论证了注浆加固的实际效果，研究可为相似工程提供参考。
本文以某水利工程闸门深基坑工程为研究对象，采用数值模拟，研究注浆加固的效果。研究成果可为类似工程提供经验与借鉴。
某节制闸位于老沙河上,限制排水面积为1 424.2km2。该闸于1979年建成，因建设时间过长，需要重新拆除加固。闸门基坑属于典型的富水基坑，地下水位较浅，土体渗透性较大，基坑开挖过程中多次发生涌水问题。
本文以基坑某段为研究对象，见图1。基坑开挖深度为18m，地连墙厚度为0.8m，基坑内共有3道支撑。为了控制基坑变形，采用注浆加固技术进行加固。选用高压旋喷注浆联合双液注浆技术，加固范围主要为坑底2～7m范围。
图1 基坑剖面图
3.1 模型及计算参数
为研究注浆加固效果及基坑变形特征，本文采用FLAC建立数值模型进行计算分析，模型的具体尺寸见图2。模型的边界条件为：底部为全约束，侧面为约束侧向位移，顶部为自由边界。地下水在地表以下3m位置。
图2 数值模型图
参考既有研究，本文进行一些简化，其中岩土体的本构模型为理想的摩尔-库伦弹塑性本构。地连墙简化为各向同性的线弹性体材料。考虑施工因素，对混凝土弹性模量进行折减，取值为25GPa，
地下连续墙则视为线弹性体，原设计地下连续墙和混凝土内支撑均采用C30号混凝土，考虑施工因素对混凝土的影响，对其弹性模量进行折减，弹性模量为24GPa，泊松比为0.2，容重为25kN/m3。
数值模拟中，岩土体的物理力学参数主要根据现场钻孔资料取样的室内土工试验获取得到。具体岩土体力学指标以及围护结构的力学参数见表1、表2。
表1 岩土体物理力学参数
表2 围护结构力学参数
3.2 计算工况
本文计算工况与实际情况相同。在基坑开挖前，清零初始位移场和速度场。基坑开挖共设置7个步骤：第一步，赋予材料参数及给定边界条件；
第二步，施加地连墙工程；
第三步，坑底注浆加固；
第四步，开挖基坑至-1m，施加第一道支撑；
第五步，降低地下水，开挖至-8m，施加第二道支撑；
第六步，基坑开挖至-14m，施加第三道支撑；
第七步，基坑开挖至-18m。
4.1 地连墙位移特征
图3为基坑开挖过程中，不同阶段地连墙典型监测点的水平位移模拟值和实测值对比曲线。结果表明，随着基坑开挖深度的增大，地连墙水平位移增大，基坑开挖结束时，水平位移最大值模拟结果为22mm，实测结果为20.6mm。此外，施工过程中，地连墙位移主要集中在深度为10m的位置处，因此实际工程中应对该段进行实时监测和保护。模拟值和实测值结果表明，地连墙的变形呈现出两头小中间大的分布规律。这也表明，地连墙在嵌固范围内发挥了良好的加固作用。
图3 地连墙位移曲线
4.2 坑外地表位移
图4为基坑开挖过程中，不同施工阶段，坑外地表沉降变形的实测值和模拟值。结果表明，实测值和模拟值变化规律基本一致，均呈现出先增大后减小的抛物线规律。当基坑开挖至坑底时，沉降变形最大值为15mm，沉降位置出现在距坑壁8m位置处。当沉降达到最大值时，随着距地连墙距离的增大，沉降值迅速减小。基坑开挖对坑外影响范围主要集中于1倍开挖深度范围。
图4 坑外地表变形曲线
综上所述，通过地连墙侧向位移和坑外沉降变形的模拟值与实测值对比发现，模拟结果与实测结果趋势完全一致，两者的相对误差均在15%之内，表明本文数值模拟的可靠性。
5.1 坑外地表位移
图5为注浆加固前后坑外地表沉降变形曲线。结果表明，随距离的增大，地表沉降表现为先增大后减小的趋势。加固后，地表沉降明显小于加固前地表沉降值，且均表现出凹槽状。3种不同的加固工况，沉降最大值均发生在距坑壁10m以内范围。图5表明，未注浆加固对地表沉降的影响范围比注浆加固后的范围更大。这主要是由于未注浆加固导致坑外地下水向坑内渗水，导致基坑底部有效应力减小；
注浆加固后，土体的模量增大，强度明显增大。
图5 不同加固手段下坑外地表变形曲线
5.2 地连墙水平位移对比
图6为注浆加固前后地连墙水平位移变化曲线。结果表明，地连墙的水平位移均呈抛物线形式，最大位移出现在12m位置，且注浆加固会大大减小地连墙的水平位移。加固土体弹性模量分别为50、100和200MPa工况下，地连墙最大水平位移为27、24和22mm，最大水平位移减小55%～65%。此外，在基坑深度为10～25m时，加固前后地连墙水平位移相差比较大。这主要是由于该处基坑开挖深度较深，墙两侧的压力差较大，而加固后土体的强度增大，能够较好抑制坑底隆起变形。而未加固的基坑土体强度较差，不能较好约束地连墙变形，导致发生“踢脚破坏”。因此，实际工程中应对坑底进行注浆加固处理。
图6 不同加固手段下地连墙水平位移曲线
1)基坑开挖过程中，坑内地下水位线迅速降低，而坑外保持不变，表明施工过程中所采用的地连墙止水效果良好，可以阻止坑外地下水向坑内渗流。
2)基坑开挖过程中，坑外地表最大沉降点在距坑壁10m左右范围内，开挖的影响范围为1倍开挖深度。此外，采用注浆加固可以显著减小坑外地表沉降变形。
3)地连墙的水平位移表现出中间大、两端小的抛物线形态，且地连墙位移随开挖深度增大而增大，最大位移出现在12m位置。注浆加固后，地连墙的水平位移大大减小。当加固土体弹性模量分别为50、100 和200MPa工况下，地连墙最大水平位移为27、24和22mm，最大水平位移减小60%左右。
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