Method and application of deformation control of excavations in soft ground
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摘要: 基坑变形控制是软土地区基坑工程的核心内容，不仅与自身工程安全密切相关，更涉及到对周边环境的影响。随着城市地上、地下各类建（构）筑物越来越密集，基坑工程施工产生的变形对环境影响的控制愈加成为基坑工程的焦点问题。首先，从基坑施工全过程控制的视角，分析了基坑施工全过程各阶段的变形特征、机理以及对环境的影响。进而，将基坑变形及其对环境影响的控制划分为“基于基坑支护体系的变形控制”和“基于邻近基坑保护对象的变形控制”两类方法。针对基于邻近基坑保护对象的变形控制，提出了不是基于对基坑支护体系，而是直接着眼于保护对象的变形主动控制理论，通过对关键区域土体的应力和变形的控制，实现对保护对象的测控一体化靶向控制。此外，提出了基坑无支撑支护理论并发展了一系列软弱土地区基坑绿色无支撑支护技术，实现了在较大的深度条件下也可进行坑无支撑支护设计。通过“基坑施工全过程控制”“基坑变形主动控制理论”“基坑无支撑支护控制体系”的变形控制理论及工程应用，努力推动基坑工程变形控制向“高效、智能、绿色、低碳”方向发展。Abstract: The main task of excavations in soft ground is the deformation control, which is closely rated to their safety and environmental impact. With the increase of the buildings and structures in the urban areas, the construction-induced deformation has become the focus of the excavations. The characteristics, mechanism and environmental impact of the deformation caused by each excavation phase are analyzed in a view of the whole-process control. Furthermore, the control methods for the deformation and environmental impact of the excavations are classified into two types, i.e., the control based on the retaining system of the excavations and that based on the protected objects adjacent to them. For the latter type, the active control theory is proposed focusing on the deformation of the protected objects instead of the retaining system. This active targeting technology integrated with the measurement and control for the protected objects is realized by controlling the stress and deformation of the key zone. Finally, the strut-free retaining theory is proposed and a series of strut-free retaining technologies are developed for the excavations in soft ground. The design of strut-free retaining for the excavations with relatively large depth can be realized using these technologies. The theories and applications of the whole-process control, the active control and the strut-free retaining system promote the deformation control of the excavations towards the efficient, intelligent, green and low-carbon aim.
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Keywords:
- excavation /
- deformation control /
- whole process /
- strut-free retaining /
- active control
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0. 引言
全球超过90%的天然气水合物赋存于水深超过800 m的深水区，通常位于海底以下300 m以内的浅软地层[1]。深水钻井过程中如果钻遇水合物层，由于温度、压力条件的改变导致水合物不断分解，地层的稳定性和承载力将会大幅下降，水下井口和表层导管在井口载荷的作用下可能失稳下沉，造成井眼报废、甲烷逸散，甚至海底滑坡等重大风险，严重影响作业安全和海洋生态环境[2-4]。中国南海某深水探井A1井的作业水深为1710 m，采用喷射法下入表层导管和水下井口，钻前的地震资料未提示存在水合物层，在二开20in套管固井候凝时，ROV观测到36in表层导管与泥线界面处发生两处气窜，气窜处形成了两处大约0.3 m×0.5 m的孔洞，气体从孔洞内连续窜出，气泡直径达到0.1 m左右，而高低压井口头之间始终未有气泡溢出，所有气泡均在泥线与表层套管界面处逸出。随后作业方暂停钻井作业，10 h后ROV再次入水观察，此时井口附近地层发生不均匀沉降和开裂，并且在牛眼下方井口头外壁和水下基盘又形成了水合物，后经证实该井浅部地层存在25~35 m厚的含水合物层[5]。因此，研究深水钻遇天然气水合物层的井口稳定性对于保障深水钻井作业安全具有重要的现实意义。近年来，国内外学者通过数值模拟对水合物开采过程中的地层稳定性进行了评估，文献[6，7]研究了南海天然气水合物分解对海底斜坡稳定性的影响，文献[8]研究了含水合物地层钻井过程中的井壁稳定性问题，文献[9]分析了钻井过程中水合物地层的安全承载能力，然而目前针对深水钻井钻遇水合物地层的井口稳定性研究尚处于空白状态，由于钻井过程中水合物分解是一个伴随着相态变化的多场耦合作用，单纯采用理论建模的方法，需要对模型进行大量的假设以及边界条件的简化，计算耗时长并且和现场情况相差也大[10]，针对这一问题，本文分析了钻遇不同埋深和分布位置的水合物层对井口稳定性的影响，并开展了含水合物地层室内钻井物理模拟实验提出了含水合物地层表层导管入泥深度及井口优选方法，为深水含水合物地层钻井设计及井口安全评估提供了理论基础。
1. 含水合物地层钻井井口稳定性分析
水合物层的埋深和分布位置对钻井有不同的影响，深水钻井表层导管喷射下入的深度通常为70~90 m，因此将水合物层分布位置分为两种情况（图 1）：①水合物层的埋深较浅，在海底泥线以下90 m以内，一开表层导管喷射下入过程中就会穿过水合物层；②水合物层的埋深相对较深，在海底泥线以下90~300 m，水合物层在表层导管鞋下方，在二开钻进过程中会穿过水合物层。分别对两种情况下水合物分解对井口稳定性的影响进行分析。
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图 1 不同水合物层相对水下井口分布位置Figure 1. Schematic diagram of distribution of gas hydrate formations1.1 表层导管穿过水合物层
如果水合物层埋深浅，一开表层导管下入过程中就会穿过水合物层（图 2）。目前深水表层导管大多采用喷射下入，根据射流扰动范围将水合物层划分为水合物分解区和水合物稳定区。水合物分解区的承载力变化机理主要包括两方面：①钻井喷射破岩过程中，由于射流扰动导致地层中的水合物开始不断分解，并释放出甲烷气体和水，水合物分解区的孔隙压力快速上升，地层的有效应力降低；②土体的初始颗粒骨架被破坏，地层的黏聚力和强度大幅下降。表层导管穿过水合物层后，地层中的超孔隙压力开始逐渐消散，表层导管周围的土体重新回填，同时由于水合物的分解地层开始逐渐产生沉降，地层承载力也逐渐恢复。当表层导管喷射下入就位后，井口载荷主要是由表层导管自上而下的侧向摩阻力Pf和端部阻力Pb来承担，表层导管端部面积很小，端部承载力相对侧向摩阻力来说是极小值，保证井口不下沉需满足[11]：
WL⩽Pfs + Pfh+Pb=π D∫d10ατ(z)dz+π D∫d2d1Kfh(z)dz， (1) ![]()
图 2 表层导管喷射下入穿过水合物层示意图Figure 2. Schematic diagram of capacity loss during jetting through hydrate formations式中，WL为井口载荷（N），Pfs为不含水合物地层和表层导管的侧向摩阻力（N），Pfh为水合物层和表层导管的侧向摩阻力（N），Pb为表层导管的端部阻力（N），D为表层导管周长（m），α为黏着系数，无因次，为表层导管侧向摩擦力与地层不排水抗剪强度的比值，主要同上覆土压力和土质参数有关，可根据API标准查询获取，τ(z)为不含水合物地层的不排水抗剪强度（Pa），fh(z)为水合物分解前地层和表层导管单位面积侧向摩阻力分布（Pa），K为水合物分解后的侧向摩阻力折减系数，无因次，即水合物分解后的侧向摩阻力同分解前的侧向摩阻力比值。
式（1）表明，表层导管和井口保持稳定主要取决于水合物分解后地层的剩余承载力，其大小主要由水合物分解前地层同表层导管的侧向摩阻力分布fh(z)及折减系数K决定，fh(z)主要由水合物及海底土的不排水抗剪强度等相关参数决定，可由室内试验测定，而折减系数K主要由3个因素决定。
（1）水合物分解区的范围，主要包括水合物层的厚度和水合物分解区的半径，水合物层的厚度越厚，表层导管和水合物层的接触面积越大，水合物分解后地层的侧向摩阻力越小；水合物分解区的半径主要是由射流对水合物层的扰动半径决定，水力射流形成的井眼半径为圆柱孔初始半径，表层导管半径为圆孔扩张后半径。喷射法安装表层导管对土体的影响可看做无限土体中圆柱孔扩张问题，基于水射流理论，得到射流影响的地层塑性区半径rp可由下式计算：
σr=−p0−(p−p0)(r2e/r2−1)(r2e/r2u−1)，σθ=−p0+(p−p0)(r2e/r2+1)(r2e/r2u−1)，rp=(1+μ)(p−p0)E(r2e/r2u−1)[(1−2μ)r+r2er]，} (2) 式中，r为表层导管周围任意点土体到表层导管中心的距离（m），ru为水力射流形成的井眼半径（m），rc为表层导管半径（m），rp为土体塑性区半径（m），re为土体弹性区半径（m），P0为射流压力（Pa）。水合物的分解半径越大，地层的强度越低，土体重新回填固结恢复承载力的时间也越久。
（2）水合物层的饱和度，水合物层的饱和度越高，水合物的分解量越大，因此产生的超孔隙压力和地层沉降越大，土体重新回填恢复后的表层导管侧向摩阻力越小。
（3）时间效应，由于水合物分解后产生的超孔隙压力的消散以及土体的重新固结有一个过程，即时间效应，因此表层导管穿过水合物层的速度以及表层导管就位后的静置等候时间对于表层导管侧向摩阻力的恢复有明显影响。本文通过含水合物地层的喷射模拟试验，建立水合物分解区的范围、水合物层的饱和度以及时间效应同折减系数K的拟合数学模型。
1.2 水合物层在表层导管下方
如果水合物层的埋深相对较深，水合物层位于表层导管下方（图 3），在二开钻进过程中才会钻遇水合物。和第一种工况不同的是，喷射过程中是表层导管周围的水合物层受到扰动，直接导致地层的承载力降低，而二开钻井过程中由于钻头切削和钻井液循环导致井眼附近的水合物首先发生分解，同时逐渐传递到周围产生半径略大于井眼半径的水合物分解区，底部的水合物分解使得上部的海底土产生新的固结沉降，地层的沉降位移越大则表层导管越容易失稳下沉，由于钻井引起的水合物分解半径有限（小于5 m），依据朱敬宇等[12]的研究结论，通过ABAQUS有限元分析软件采用强度折减法，即逐步减小含水合物地层的强度模拟水合物分解过程，埋深160 m、厚度40 m、饱和度30%的水合物层，当水合物分解半径不超过5 m时，上覆地层基本保持稳定状态，最大垂向沉降位移不超过0.15 m，海底表面基本无沉降。因此当水合物埋深较深时，钻井过程中的井口失稳风险较小，只有当水合物大规模试采或商业化开发过程中，水合物的分解半径很大时则需要考虑井口失稳和地层沉降的风险。
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图 3 水合物层在表层导管下方示意图Figure 3. Surface subsidence caused by hydrate decomposition during drilling2. 含水合物地层承载力测试试验
为厘清钻井过程中含水合物沉积物承载力折减规律，分析水合物层饱和度以及时间效应同水合物层承载力降低的关系，在自主研发的水合物钻井模拟试验装置上，开展了含水合物地层钻井物理模拟试验。
2.1 试验装置
试验装置由水合物反应釜、注气供液系统、钻采模拟系统、高压井筒循环系统、数据采集及处理系统等部分组成。水合物反应釜主要用于制备和盛放含水合物沉积物，并在其中进行钻井模拟试验（图 5）。反应釜尺寸为Φ0.5 m×1 m，内容积为196.25 L，静态承压30 MPa。釜内温度由低温恒温水浴控制，通过在釜体外侧包裹的冷却水夹套内循环制冷液进行控温，温度控制范围为-20~30℃，控制精度0.5℃。釜内布置125个PT100铂电阻温度传感器和3个压力传感器，能够测量釜内的温度场分布及压力变化。使用气体增压泵和高压气体流量控制计从底部为反应釜注气增压，气体的质量流量控制范围为0~10 L/min。釜顶插入模拟井筒用于钻采过程模拟，井筒和反应釜之间采用滑动密封，动态承压20 MPa[13]。
钻井模拟系统由模拟井筒、井筒加载机构和高压井筒循环系统组成（图 4，5）。模拟井筒由N80双层钢管制成，内外管长度均为1 m，外管模拟表层导管，内管模拟钻杆，外管顶部连接井筒加载机构，能够匀速提升或者下放模拟井筒，内外管间的环空可以循环钻井液等流体，模拟深水喷射及钻井过程，管底布置软质防砂筛网，防止堵塞循环泵。外管顶部布置位移计测量外管的竖向位移，外管管壁每隔0.1 m集成布置全断面荷载传感器，土压力计及侧壁摩擦传感器，桩周土内埋设孔压计和土压力计，测量水合物分解过程中的表层导管的侧向摩阻力分布及管周土体的应力变化。所有传感器获取的温度、压力和位移数据通过计算机数据采集系统进行收集和保存。
2.2 试验过程
（1）含水合物模拟地层制备
由于原位天然气水合物样品稀少，每次试验所需的水合物用量很大，因此依据中国南海天然气水合物取样样品参数采用饱和法合成天然气水合物[14]，中国南海含水合物地层主要为泥质粉砂，因此采用100目石英砂与1250目高岭土作为水合物模拟地层的骨架材料，质量配比为6︰4，由于反应釜体积较大，为使水合物分布均匀，将180 kg砂土混合物及20 kg去离子水混合均匀，并添加SDS粉末1 g加快水合物的生成过程，分15次填入反应釜中并振捣压实，测定压实后水合物模拟地层的含水饱和度为28%[15]。填砂完毕后将模拟表层导管和钻杆插入模拟地层0.1 m，然后关闭釜盖上法兰密封，使用气体增加泵注入纯度为99%的CH4气体增压至10 MPa，然后使用低温恒温水浴系统降低反应釜内温度，设置水浴温度为5℃，水浴循环2 h后反应釜内的温度降低至4~6℃，在温度降低的过程中水合物开始逐渐生成，不断补充CH4气体，待反应釜内压力不变时认为水合物已经完全饱和生成，静置24~48 h使釜内水合物稳定。
（2）水合物分解前单位面积侧向摩阻力fs(z)测试
水合物生成稳定后，控制表层导管以0.1 m/h的速度，缓慢匀速向下贯入含水合物模拟地层0.3 m，在此过程中可依据下式计算表层导管和含水合物地层的单位面积侧向摩阻力：
fs(z)=P0+Pπ (D2p−d2p)4π LDp。 (3) （3）水合物分解后承载力折减系数K测试
水合物分解前单位面积侧向摩阻力fs(z)测试完成后，打开高压循环系统，在双层管环空内循环钻井液，同时控制表层导管以0.1 m/h的速度，缓慢匀速向下贯入含水合物模拟地层0.3 m，测试在喷射钻井水合物分解过程中的表层导管和含水合物地层侧向摩阻力fj(z)，循环结束后分别静置一段时间后控制表层导管继续匀速向下贯入0.2 m，测定不同静置等候时间下的单位面积侧向摩阻力fh(z)，其与fs(z)的比值即为水合物分解后的承载力折减系数K。
2.3 试验结果
共进行了不同水合物饱和度（15.6%，19.3%，25.7%，30.8%，36.2%）及静置等候时间（12，24，36，48，60，72，84，96 h）下的测试试验48组，试验结果表明：纯水合物的承载力比海底土的承载力低，因此在不循环时，水合物的含量越高（饱和度越大），地层的承载力越小，随着循环开始，不同含量水合物地层的承载力都会降低。但是水合物含量越高的地层，承载力下降的幅度越大。水合物饱和度越大，水合物分解后的地层极限承载力近似呈线性下降，同不含水合物的地层相比，地层的承载力最大下降可达35%。建立含水合物地层侧向摩阻力恢复和静置等候时间的拟合关系曲线如图 6所示，拟合数学模型为
K=0.0581lnt+0.198。 (4) ![]()
图 6 含水合物地层钻井过程承载力下降Figure 6. Decrease of ultimate bearing capacity of hydrate formation during drilling3. 含水合物地层表层导管下入深度设计及井口优选
根据以上的试验结论，针对引言中南海深水A1井进行表层导管下入深度设计及井口优选，南海A1井的浅部土质参数如表 1所示，根据式（1）及试验测得的水合物分解前单位面积承载力fh(z)，以及承载力折减系数K同静置等候时间t的拟合公式（3），建立目标区块36in表层导管承载力剖面如图 7所示，设表层导管下入深度为L，井口载荷如表 2所示。
表 1 海底土质参数Table 1. Parameters of seabed soil顶部深度/m 底部深度/m 土体性质 重度
/(kN·m-3)抗剪强度/kPa 顶部 底部 0.00 3.20 黏土 17.0 10 10 3.30 5.90 黏土 17.0 10 25 5.90 13.00 黏土 17.5 30 40 13.00 23.00 黏土 17.5 40 50 23.00 31.80 黏土 17.5 50 80 31.80 58.00 水合物 18.4 — — 58.00 69.60 黏土 18.5 125 130 69.60 75.80 黏土 19.0 125 130 75.80 82.40 黏土 19.0 140 210 82.40 128.00 黏土 19.5 260 350 ![]()
图 7 南海A1井外径914.4 mm不同静置时间表层导管承载力Figure 7. Bearing capacities of 914.4 mm-conductor in South China Sea表 2 海底土质参数Table 2. Wellhead loads低压井口头 重量/kN 浮重/kN 防沉板 38.50 33.50 CADA 23.13 20.12 36in表层导管 5.46L~131.04 4.74L~114.00 注：表层导管重量中的L为表层导管入泥深度（m）。 根据图 8和表 2的计算结果，对含水合物地层表层导管下入深度进行设计，结果如图 9所示，表层导管设计入泥深度为75 m的情况下，表层导管静置等候时间需超过40 h才能保持水下井口稳定，而常规深水钻井过程中的表层导管喷射后的静置等候时间通常为3 h左右，大大增加了作业成本并且后续作业过程中仍存在安全隐患。因此如果是在深水水合物开发或者水合物层的厚度过大时，可以考虑采用吸力桩井口增加表层导管的承载力，直径为6 m，下入深度为12 m的吸力桩井口的承载力可达600 t以上，而上文计算过程外径36in，80 m下入深度的表层导管仅能提供不足300 t的承载力，如果含有20~30 m厚度的水合物层，则水合物分解后能提供的承载力不足200 t，经计算直径为4，6，8 m，贯入深度12 m的吸力桩井口承载力如图 8所示，远远超过井口载荷，能够有效的满足井口稳定性的要求。
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图 8 不同直径的吸力桩井口承载力Figure 8. Bearing capacities of wellhead of suction piles with different diameters![]()
图 9 表层导管喷射到位至解脱送入工具静置时间设计图版Figure 9. Design results of standing up time of surface conductor4. 结论与认识
（1）本文分析了水合物层的埋深较浅（在泥线以下90 m以内），在一开表层导管下入过程中会穿过水合物层；水合物层的埋深相对较深（在泥线以下90~300 m），水合物层在表层导管鞋下方，在二开钻进过程中会穿过水合物层2种水合物埋深和分布位置的水合物层分解对钻井导管承载力和井口稳定性的影响因素。其中一开表层导管下入穿过水合物层由于水合物分解区的强度近乎消散，地层的承载力及预期值低，因此井口下沉的风险最大。
（2）开展了水合物钻井循环模拟试验，测得了水合物分解前后的单位面积承载力大小，试验结果表明：水合物饱和度越大，水合物分解后的地层极限承载力近似呈线性下降，同不含水合物的地层相比，地层极限承载力的下降幅度最大可达35%；静置等候时间对于水合物分解后的地层承载力的恢复影响很大，地层承载力在初期的1~12 h内增长明显，随后逐渐放缓，近似呈对数形式上升，并建立了静置等候时间同承载力折减系数的拟合公式。
（3）对含27 m厚水合物层的南海A1井进行了表层导管下入深度设计和井口优选，分析结果表明：表层导管设计入泥深度为75 m的情况下，表层导管静置等候时间需超过40 h才能保持水下井口稳定，而直径为6 m，下入深度为12 m的吸力桩井口的承载力可达600 t以上，因此在含水合物层钻井过程中可以适当增加表层导管入泥深度，增加静置等候时间，或使用吸力桩井口提高承载力，防止井口下沉，本文为深水含水合物地层钻井设计及井口安全评估提供了理论基础。
致谢: 感谢土力学和岩土工程界各位同行的信任，让笔者有幸成为今年黄文熙讲座的主讲人。笔者自1989年师从于顾晓鲁教授，开始了基坑工程领域的学习，建立了对岩土工程浓厚的兴趣，并持续至今，积累了一些粗浅的认识和工程经验。感谢团队刁钰副教授、程雪松副教授、周海祚副教授、张天奇副研究员、雷华阳教授、刘畅副教授，以及笔者的学生杜一鸣博士、李志伟博士、曾超峰副教授、魏少伟博士、刘景锦博士等对本文提供的巨大帮助！感谢笔者的博士生苏奕铭、黄建友、栗晴瀚、何晓佩、焦陈磊、甘伟等，他们对本文也提供了很多具体帮助。感谢深圳市工勘岩土集团有限公司雷斌先生为本文提供了三级支护工程图片。 -
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图 3 某工程中群孔效应引发的周边建筑物沉降
Figure 3. Settlements of adjacent buildings induced by group borehole effects
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图 5 单孔和群孔成孔引起地表沉降
Figure 5. Ground surface settlements induced by single and group borehole
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图 6 多孔合并前后地表曲线对比
Figure 6. Comparison of ground surface settlements with and without simplification of group borehole
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图 10 部分空孔回填控制群孔效应影响
Figure 10. Filling of partial boreholes to control group borehole effects
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图 12 基坑预降水引起地下连续墙变形
Figure 12. Wall deflections induced by pre-dewatering of excavations
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图 13 基坑预降水引起地下连续墙变形和建筑物沉降
Figure 13. Wall deflections induced by pre-dewatering of excavations
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图 14 某大面积基坑降水井及监测点平面布置
Figure 14. Plan of dewatering wells and field monitoring paints
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图 15 某大面积基坑预降水过程中围护结构变形情况
Figure 15. Wall deflections induced by pre-dewatering of excavations
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图 16 考虑预降水4个效应的变形计算模型
Figure 16. Deformation prediction model considering 4 effects of pre-excavation dewatering
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图 17 承压层抽水引发土体变形发展规律
Figure 17. Prediction model for deformation considering 4 effects of pre-dewatering of excavations
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图 18 基坑水平支撑平面和支护桩侧移变形监测点
Figure 18. Plan of structs and monitoring points of lateral displacements of retaining piles
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图 20 不同变形模式下坑外地表土体位移对比
Figure 20. Comparison of ground surface deformations under different lateral deformation modes of retaining wall
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图 21 围护结构不同变形模式下坑外深层土体沉降对比
Figure 21. Comparison of ground deformations behind retaining wall under different lateral deformation models of retaining wall
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图 24 纵墙墙体拉应变最大值变化曲线
Figure 24. Variation of maximum tensile strain of longitudinal wall
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图 25 纵墙墙体拉应变最大值随角度变化曲线
Figure 25. Relationship between maximum tensile strain of longitudinal wall and arbitrary angle
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图 26 围护结构为内凸型模式时坑外不同位置处隧道变形
Figure 26. Deformations of tunnels at different locations caused by convex deformation of retaining structures
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图 27 围护结构不同变形模式下隧道变形影响区
Figure 27. Influenced zones determined by different profiles of deflection of retaining structures
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图 28 某实际工程隧道渗漏引发的沉降和错台
Figure 28. Settlements and dislocation of tunnel segments induced by leakage of water and soils
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图 31 隧道底部不同距离两点渗漏模拟试验
Figure 31. Results of two-leakage-point tests with different spacings
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图 32 不同砂土–黏土界面位置时隧道底部渗漏试验
Figure 32. Large-scale model tests considering position of sand-clay interface relative to tunnel
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图 36 多种保护措施下左线隧道水平位移对比
Figure 36. Comparison of tunnel displacements with different types of protection measures
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图 39 一期、二期基坑开挖时地铁结构Y4测点的水平位移
Figure 39. Horizontal displacements of metro structures at Y4 during 1st and 2nd stages of excavation
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图 40 主动控制的关键区域土体
Figure 40. Key soil zone to control deformation of structures to be protected
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图 41 袖阀管注浆对土体水平变形影响的试验布置图
Figure 41. Field tests on effect of TAM grouting on lateral displacement of soils
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图 42 注浆量及注浆距离对土体侧向变形的影响
Figure 42. Effects of grouting volume and distance on lateral displacement of soils
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图 43 超孔压及A点土体位移随时间发展曲线
Figure 43. Development of excess pore water pressure and horizontal displacement at point A with time
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图 44 袖阀管注浆对隧道位移控制现场试验
Figure 44. Field tests on effects of TAM grouting on control of deformation of tunnels
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图 45 隧道水平位移、水平收敛及随时间的变化规律
Figure 45. Development of horizontal displacement and convergence of tunnels with time due to TAM grouting
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图 47 注浆引起的隧道水平位移增量和水平收敛增量
Figure 47. Increments and convergence increments of horizontal displacement of tunnels caused by TAM grouting
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图 48 第一次注浆前后地铁隧道结构的水平位移
Figure 48. Horizontal displacements of metro structures before and after 1st TAM grouting
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图 49 工况4中4次注浆前后隧道的水平位移
Figure 49. Horizontal displacements of tunnel before and after 4 times of TAM grouting for case 4
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图 51 珠海成层土中袖阀管注浆引起土体水平位移
Figure 51. Horizontal displacements due to TAM grouting in stratified soils in Zhuhai
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图 53 珠海成层土中囊体扩张引起土体水平位移
Figure 53. Horizontal displacements due to capsule grouting in stratified soils in Zhuhai
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图 54 天津成层土中囊体扩张引起土体水平位移
Figure 54. Horizontal displacements due to capsule grouting in stratified soils in Tianjin
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图 55 囊体扩张对桩侧向变形控制现场试验
Figure 55. Field tests on lateral deformation of piles due to capsule expansion
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图 56 隧道与基坑关系及试验平、剖面布置图
Figure 56. Plan and profile of field test tunnel and excavation
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图 58 囊体膨胀主动控制前后隧道Z1测点水平位移
Figure 58. Increments of lateral displacement of tunnel at Z1
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图 60 基坑外各含水层典型观测井水位变化曲线
Figure 60. Variation of water level in aquifers during and after dewatering
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图 61 第Ⅰ微承压含水层回灌时各含水层水位变化曲线
Figure 61. Variation of water level in aquifer due to recharge of artesian aquifer Ⅰ
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图 62 基坑内开始抽水后对第Ⅰ微承压含水层回灌时各含水层水位变化曲线
Figure 62. Variation of water-level in aquifer due to recharge of artesian aquifer Ⅰ after commencement of dewatering inside diaphragm
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图 64 考虑反压土作用的悬臂支护分析模型
Figure 64. Analysis model for cantilever retaining piles considering effects of earth berm
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图 69 多级支护3种破坏模式与多级支护宽度关系
Figure 69. Failure modes of multi-level retaining excavations with respect to width
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图 71 砂土中竖直桩、倾斜桩、斜直组合支护桩模型试验
Figure 71. Model tests on inclined retaining piles in sand
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图 72 不同支护结构直桩桩身变形
Figure 72. Wall deformation of vertical wall for different retaining structures
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图 74 内撑式和无支撑支护结构变形对比
Figure 74. Comparison of deformations of strut-free inclined retaining piles and braced vertical retaining piles
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图 75 倾斜桩无支撑支护结构形式
Figure 75. Comparison of bending moments of strut-free inclined retaining piles and braced vertical retaining piles
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图 77 倾斜桩稳定破坏模式与倾斜角的关系
Figure 77. Variation of failure mode of inclined retaining piles with respect to angle of inclination
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图 81 7种试验工况极限挖深对比
Figure 81. Ultimate depths of excavations with different types of retaining structures
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图 86 不同支护形式的坑内土体隆起
Figure 86. Uplifts of soils in excavations with different strut forms
表 1 土层物理和力学指标
Table 1 Physical and mechanical parameters of soils
层号 土层 层厚/m γ
/(kN·m-3)w
/%e φ
/(°)c
/kPa① 人工填土 3.66 17.5 — — 10.0 8.0 ②1 淤泥质砂土 7.97 20.0 17.9 0.549 22.6 — ②2 淤泥 8.80 15.2 77.8 2.079 1.5 2.1 ②3 黏土 3.86 18.0 32.3 0.977 17.1 21.4 ②4 淤泥质土 12.16 16.4 53.7 4.670 6.6 7.5 ②5 粗砂 8.00 20.2 15.2 0.504 29.1 — 
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