TRD工法在廣州地區(qū)復雜地層中的承載變形性狀分析

沈 捷

（廣州地鐵集團有限公司 廣州 510330）

0 引言

TRD（Trench cutting Re-mixing Deep wall）工法，又稱等厚度水泥土攪拌地下連續(xù)墻工法，是2009年從日本引進至國內(nèi)的一種利用鋸鏈式切削箱連續(xù)施工等厚水泥土攪拌墻的施工技術，其成墻工藝為首先將鏈鋸型切削刀具插入地基，掘削至墻體設計深度，然后注入固化劑使其在整個墻體設計深度范圍內(nèi)與原位土體進行充分的攪拌混合，并持續(xù)橫向掘削、攪拌，水平推進，構筑成連續(xù)的等厚度水泥土攪拌地下連續(xù)墻［1-2］。

TRD 工法構建的等厚度水泥土攪拌地下連續(xù)墻與內(nèi)插型鋼相結合可作為基坑型鋼水泥土攪拌地下連續(xù)墻圍護結構體系［3-4］。在型鋼水泥土攪拌地下連續(xù)墻組合結構體系，水泥土主要作為止水帷幕、約束H 型鋼發(fā)生側向變形而失穩(wěn)［5-7］；H 型鋼則因其剛度和抗拉壓強度高而作為主要的受力構件。盡管內(nèi)插型鋼TRD工法構造相對簡單，然而對于兩種剛度差極大的材料組合體系，其力學響應機理復雜，特別是其承載變形特性以及型鋼和水泥土相互作用與傳統(tǒng)的樁墻支護體系存在差異，研究尚滯后于工程實踐［8-11］。為此，本文以廣州市番禺區(qū)廣州地鐵某停車場U 型槽基坑（廣州市首個采用TRD 工法的基坑工程）為工程依托，采用Midas∕GTS 有限元軟件建立精細的三維有限元模型，對TRD工法型鋼水泥土攪拌地下連續(xù)墻圍護結構的承載和變形特性進行分析和研究，總結出相關經(jīng)驗，為TRD工法在大灣區(qū)尤其是廣州地鐵建設項目的推廣和應用打下堅實的理論基礎。

1 工程概況

1.1 基坑概況

某停車場位于番禺大道北以東，市南路以北，草龍沙河二街以西的地塊內(nèi)，車場呈東西向布置。地塊長約990 m，寬約220 m，停車場永久占地面積約20 公頃。該選址現(xiàn)狀為田地、廠房及少量的村民住宅。綜合樓位于停車場南側，現(xiàn)狀地面標高約為4.6～7.9 m，場地要求初步平整標高為5.5 m。出入場線洞口里程為RDK2+840.12，出洞口后設置U型槽，U型槽深度為0～11.3 m。出入場線U型槽段位于停車場用地紅線以內(nèi)，南側距離市南路僅4.95 m，周邊已進行征地拆遷，無已建建筑物。

1.2 水文地質(zhì)概況

停車場地質(zhì)相對復雜，由上到下依次為0.3～2.5 m填土層、0.6～5.1 m 淤泥及淤泥質(zhì)土層、1.0～5.1 m 淤泥質(zhì)粉細砂、0.5～8.05 m 粉質(zhì)黏土層、0.9～7.4 m 殘積土層、0.7～7.2 m 泥質(zhì)粉砂巖全強風化層、基巖為泥質(zhì)粉砂巖層，地層分布不均?；娱_挖范圍主要為填土、淤泥、粉質(zhì)粘土、淤泥質(zhì)粉細砂層等?；涌拥字饕獮橥翆?，局部為全風化泥質(zhì)粉砂巖土。因此，場地的地質(zhì)條件復雜，土質(zhì)情況較差，軟弱土層最后深度達10.0 m，透水粉砂層達5.0 m，對圍護結構的剛度、止水性和施工工期均有嚴格的要求。

2 三維有限元模型的建立

2.1 基本情況

基坑開挖深度11.3 m，頂部設置0.8 m×1.2 m C30混凝土冠梁，設置兩道支撐，第一道采用0.8 m×0.8 m混凝土內(nèi)支撐，水平間距9.0 m；第二道采用φ609壁厚16 mm 鋼支撐，水平間距3.0 m，與第一道混凝土內(nèi)支撐豎向間距為3.85 m，典型剖面如圖1 所示。TRD 等厚度水泥土攪拌地下連續(xù)墻深度14.5 m，內(nèi)插HN700×300×13×24H型鋼。有限元數(shù)值模擬分別分析TRD 墻體厚度、抗壓強度、內(nèi)插H 型鋼水平間距和內(nèi)插型鋼插入深度4個因素對支護效果的影響。三維有限元模型取90.2 m×16.0 m×25.0 m 的區(qū)域，上部為自由邊界，底部全約束，各側邊限制向基坑方向的水平位移，三維有限元模型如圖2所示。

圖1 基坑支護結構剖面（A段）Fig.1 Profile of Foundation Pit Support Structure（A）（mm）

圖2 Midas/GTS有限元模型Fig.2 Midas/GTS Fem Model

2.2 基本假定

該模型建立的基本假定主要如下：

⑴土體本構模型采用莫爾-庫侖本構模型，支護結構體系本構模型采用線性彈性模型，各材料的物理力學參數(shù)如表1所示。

表1 有限元模型各材料物理力學參數(shù)Tab.1 Physical Parameters of Materials in Finite Element Model

⑵假定各土層都為成層均質(zhì)水平分布；

⑶不考慮地下水在基坑開挖過程中的影響；

⑷不考慮開挖過程中的時間因素。

3 數(shù)值模擬結果與分析

3.1 模擬結果

3.1.1 TRD墻體厚度對支護結構體系承載變形性狀影響

Midas∕GTS 有限元模型中，分別設置TRD 墻體厚度為0.85 m、1.2 m 和1.4 m，TRD 墻體的水泥土無側限抗壓強度設計值為qu=1.8 MPa，對應彈性模量取qu的100倍，即180 MPa，TRD 墻體厚度對支護結構承載變形性狀影響模擬結果匯總如圖3所示。

圖3 TRD墻體厚度對支護結構承載變形性狀影響模擬結果匯總Fig.3 Summary of the Effect of the Thickness of the TRD Wall on the Deformation Behavior of the Supporting Structure

3.1.2 TRD 墻體水泥土抗壓強度對支護結構體系承載變形性狀影響

在Midas∕GTS有限元模型中，分別設置TRD墻體水泥土無側限抗壓強度為qu=0.8 MPa、1.8 MPa和2.4 MPa，對應的彈性模量取qu的200倍，即分別為160 MPa、360 MPa和480 MPa，TRD 墻體水泥土剛度（彈性模量）對支護結構承載變形性狀影響模擬結果如圖4所示。

圖4 TRD墻體水泥土彈性模量對支護結構承載變形性狀影響模擬結果匯總Fig.4 Summary of Simulation Results of the Effect of TRD Wall Cement-soil Elastic Modulus on Supporting Deformation Behavior of Supporting Structure

3.1.3 內(nèi)插H 型鋼水平間距對支護結構體系承載變形性狀影響

Midas∕GTS有限元模型中，分別設置TRD墻體厚度為0.85 m，TRD 墻體的水泥土應彈性模量為180 MPa，內(nèi)插型鋼水平間距分別為0.5 m、1.0 m、1.5 m和2.0 m，內(nèi)插H 型鋼水平間距對支護結構承載變形性狀影響模擬結果匯總如圖5所示。

圖5 內(nèi)插H型鋼水平間距對支護結構承載變形性狀影響模擬結果匯總Fig.5 Summary of the Simulation Results of the Effect of Interpolating the Horizontal Spacing of H-shaped Steel on the Load-bearing Deformation of the Supporting Structure

3.1.4 內(nèi)插型鋼插入深度對支護結構體系承載變形性狀影響

Midas∕GTS有限元模型中，分別設置TRD墻體厚度為0.85 m，TRD 墻體的水泥土應彈性模量為180 MPa，內(nèi)插型鋼水平間距為1.0 m，內(nèi)插型鋼插入坑底深度分別為TRD 墻體深度H 的60%、75%、85%和95%，內(nèi)插H 型鋼插入深度對支護結構承載變形性狀影響模擬結果匯總如圖6所示，其中H為TRD墻體深度。

圖6 內(nèi)插H型鋼插入深度對支護結構承載變形性狀影響模擬結果匯總Fig.6 Summary of the Simulation Results of the Influence of the Insertion Depth of H-beam on the Bearing Deformation of the Supporting Structure

3.2 結果分析

隨著TRD墻體厚度和強度的增加，TRD墻體分擔的彎矩明顯增加，但對支護結構的位移以及TRD墻體分擔的應力無明顯影響，由TRD墻體和型鋼的力學性能可知，TRD 墻體不宜分擔較大的彎矩，故建議TRD墻體厚度不宜超過0.85 m。同時，TRD 的墻體厚度并非由支護體系的位移和應力控制，而是由對內(nèi)插型鋼的約束和防止型鋼對水泥土的壓壞以及TRD 墻體抗?jié)B性控制，因此TRD墻體水泥土的無側限抗壓強度也無必要過高，一般大于1.0 MPa即可。

由圖5可知，隨著內(nèi)插型鋼水平間距的增加，支護結構的水平位移迅速增加，但對型鋼的彎矩和應力分擔無明顯影響，故調(diào)整內(nèi)插型鋼的水平間距能有效地控制支護結構的水平位移。由圖6 可知，隨著內(nèi)插型鋼插入深度的減小，支護結構的水平位移逐漸增加，型鋼分擔的彎矩和應力也相應增加，當內(nèi)插型鋼的插入深度小于TRD墻體深度的85%時，支護結構體系的水平位移迅速增加，因此，建議內(nèi)插型鋼的插入深度不宜小于TRD 墻體厚度的85%。型鋼分擔總彎矩和總應力的比例與各變量因素之間的關系如圖7 所示，可知，型鋼是分擔支護結構體系彎矩和應力的主要構件，隨著TRD 墻體的墻體厚度和彈性模量的增加，型鋼分擔的彎矩逐漸減小，但型鋼分擔的彎矩仍占75%以上；當內(nèi)插型鋼水平間距小于1.0 m 時，型鋼分擔彎矩的比例隨型鋼水平間距的增加而減小，但當內(nèi)插型鋼水平間距大于1.0 m 時，型鋼分擔彎矩的比例不再隨型鋼水平間距的增加而變化；內(nèi)插型鋼的插入深度對型鋼的彎矩和應力分擔無明顯影響。不同模擬條件下，型鋼分擔的應力比例均大于95%。

圖7 型鋼分擔總彎矩和總應力的比例與各變量因素之間的關系Fig.7 The Relationship between the Proportion of the Total Bending Moment and Total Stress Shared by the Section Steel and Various Variable Factors

4 數(shù)值模擬結果與現(xiàn)場監(jiān)測結果比較

廣州地鐵某停車場U 型槽基坑工程TRD 工法支護體系進行了型鋼應力和墻體深層位移等項目的監(jiān)測，基坑設計理正計算結果、Midas∕GTS 計算結果與監(jiān)測結果對比如圖8所示。

圖8 計算結果與監(jiān)測結果對比Fig.8 Comparison of Calculation Results and Monitoring Results

由圖8 可知，TRD 墻體的實測水平位移比理正計算結果和有限元模擬結果均小很多。對于理正計算結果，理正計算時是不考慮TRD墻體抗彎剛度的影響的，但由圖9 可知，當TRD 墻體的彈性模量（與抗壓強度相關）較大時，TRD 墻體的抗彎剛度可達支護體系的25%，此時，若忽略TRD 墻體對抗彎剛度的影響，設計上是保守的。由現(xiàn)場TRD 墻體水泥土抽芯試驗結果可知，TRD 墻體的水泥土130 d 無側限抗壓強度大部分可達4.0 MPa 以上，二者均比有限元中設定的1.8 MPa 大，因此，TRD 墻體本身抗彎剛度實際工程中也會有較大發(fā)揮，而TRD 內(nèi)插H 型鋼支護體系的實際位移比理正計算結果和有限元模擬結果小。

圖9 TRD墻體水泥土抗壓強度Fig.9 Cement Soil Compressive Strength of TRD Wall

5 結論

廣州地鐵某停車場U 型槽基坑工程是廣州地區(qū)首個采用TRD 工法的基坑工程，工程場地地層復雜，對基坑的擋土結構和止水帷幕的可靠性提出了極高的要求，基坑工程采用的內(nèi)插H 型鋼TRD 等厚度水泥土攪拌地下連續(xù)墻作為擋土止水結構，確保了基坑工程的順利實施并有效地保護了周邊環(huán)境，得到的主要結論如下：

⑴從承載性能方面來看，TRD 工法在廣州地區(qū)復雜地層中的應用是可行的。

⑵TRD 內(nèi)插型鋼支護結構的位移隨型鋼水平間距的增加和插入深度的減小而增加，隨TRD墻體彈性模量的減小而增加。當型鋼插入深度小于TRD 墻體深度的85%時，支護結構體系的水平位移迅速增加。

⑶ 型鋼是分擔彎矩和應力的主要構件，隨著TRD 墻體彈性模量的增加，型鋼分擔的彎矩逐漸減小，但型鋼分擔的彎矩仍是主導的；型鋼分擔的應力逐漸減小，但型鋼分擔的應力仍占95%以上。

⑷TRD 的墻體厚度并非由支護體系的位移和應力控制，而是由對內(nèi)插型鋼的約束和防止型鋼對水泥土的壓壞以及TRD墻體抗?jié)B性控制。

⑸ 當現(xiàn)場TRD 墻體水泥土的抗壓強度大于1.8 MPa 時，可適當考慮TRD 墻體的抗彎剛度對支護體系整體抗彎剛度的貢獻。