工 程 实 例
1.工程概况
上海耀华皮尔金顿玻璃有限公司引进浮法玻璃生产线，大型玻璃熔窑是浮法生产线的关键部位。根据工艺要求，需开挖一座平面尺寸约 90m×50m.深度约13m 的大型深基坑，并规定深坑建成后，坑内不允许留有任何永久性的支撑或隔墙。
工程地处黄浦江川扬河口的淤泥质软土地基上，熔窑区天然地面以下 20m 深度内均为淤泥质软土，熔窑开挖深度内的土层分布情况可参见图 14.9-1。土体层次划分及物理力学指标如表14.9-1所示。
为确保深坑工程设计施工方案的技术可靠性，在总结以往深基础施工经验的基础上，曾分别对放坡开挖、钢板桩支护开挖、深井及地下连续墙等方案逐个进行技术经济比较和论证.经反复筛选，决定采用无支撑无锚碳的格形地下连续墙作为深坑围护结构工程的实施方案。
2.基坑开挖的原位测试和测点布置
在熔窑基坑开挖期间，对地下连续墙进行了大型原位测试，结构平面及测点布置见图14.9-2。原位测试包括如下内容∶
（1）地下水位测试，共布置13个水位观察孔。
（2）地下连续墙顶部水平位移测试，共布置 26个测点。
（3）地下连续墙沉降测试，共布置17个观测点。
（4）格形内土层水平位移测试，在结构的南北两侧各埋设了一孔固定式测斜仪。
（5）格形内深层土层倾斜度测试，共布置 2孔活动式测斜管。
（6）格形内孔隙水压力测试，共埋设了8个孔钢弦式孔隙水压力仪。
（7）地下连续墙土压力测试，在结构的南北两侧共布置了 40个土压力计。
3.原位测试成果的整理和分析
（1）地下水位测试
地下连续墙施工完毕后，在基坑内土方开挖阶段，根据设计提出的要求，在后墙外侧进行二级井点降水即轻型井点和喷射井点，以减少对墙体的侧压力，为了掌握井点降水的效果，根据平面形状，于墙外侧选取有代表性的部位布置了13个水位观察孔。其中 Es、E6、E7、E8、E.孔是布置在前后墙的格形内。其目的是为了观察在后墙外侧的井点能否降低格形墙的地下水位，水位观察孔的孔底标高为-11.7m，即进入第三层淤泥质亚粘土，原地下水位标高为＋4.4m，水位观察孔采用直径为φ50mm的硬性聚氯乙烯塑料等。图 14.9-3 是较典型的水位下降曲线。
（3）地下连续墙沉降观测
根据浮法玻璃熔窑沉降的特殊要求基础在荷载作用下最大的沉降量为±5mm，以及研究地下连续墙围护结构能否与基础底板连接在一起，共同完成沉降。以往各地下连续墙工程的沉降资料较少，特别是象这样的挡土结构，更是没有经验可参考，而用理论来计算沉降量其误差和准确性又难以保证。所以，地下连续墙沉降观察是十分重要的。在结构平面上布置了17个沉降观测点。
从图14.9-6（a）可见;在北前墙长边居中位置（C。测点）的实测沉降量为最大，其实测沉降最大值为19mm，在基坑内第二期土方开挖阶段，沉降的速率为0.4mm/d。在北侧前墙长边端部处（C，测点），其实测最大沉降量为14mm，而北侧后墙长边居中处（C。测点），实
测的最大沉降较小，约为6mm，并且都在基坑内土方开挖后期逐步趋向稳定。根据前、后墙的不同的沉降，可推算出该平面发生倾斜，其倾斜为1/1000。
从图14.9-6（b）看出∶在南侧前墙长边居中位置（C12和 Cj测点）的实测沉降量最大，平均最大值为13mm。在基坑内第二期土方开挖阶段其沉降速率为0.24mm/d。在南侧长边转角处（C16测点）的实测最大沉降量为 9mm，在南侧后墙长边居中处（C1s测点）的实测最大沉降量为8mm。根据前后墙的沉降量推算出该平面的倾斜为 3.8/1000。
（4）格形内土层水平位移测试
在地下连续墙原位测试中，墙体的变形是很有意义的，而测试土层的水平位移在一定的程度上，反映了墙体的变形情况。在结构平面上选择了变形较为典型的断面，埋设了二孔，活动式测斜管，测斜管是采用特制的硬性聚氯乙烯塑料制成，直径为 φ60mm，内开十字导向槽口。埋设范围为圈梁顶部（+3.3m）至超过地下连续墙底约8m深，这一点可以认为不动点，所以测斜管顶面点位移可以从管的变形反算出。
图14.9-7为南北内侧格形内土层水平位移变化曲线。
测试是从九月份开始的，在基坑土方开挖前，土层的水平位移较小，当基坑土方开始开挖至结束这一段时期内，北面的土层水平位移比南面大，北面的土层实测最大水平位移达到10mm 左右，而实测的地下连续墙底附近的土层水平位移约2cm。可以认为;北侧测点埋设在这一格形时已经整体向南移动了2cm，在南面实测的土层水平位移达到6cm，南北两侧的土层水平位移速率约7～8rm/d。当基坑内土方开挖至标高-7.5m，并安装好暂设钢支撑后，土层水平位移的速率明显下降，地下连续墙下部的土层水平位移逐渐趋向稳定。但是，墙体顶部的土层水平位移还继续发展，但速率显著减少，约为1.5～2mm/d。至浇筑完钢筋混凝土底板后，最后也趋向稳定。
（5）格形内深层土体倾斜度测试
为测试地下连续墙格形内侧深层土体的倾斜度，我们在结构平面的南北两侧各埋设了一孔固定式测斜仪，埋设的管底标高一19m，该测斜仪的精度较高，约±1'。图14.9-8为结构北侧土层-19m处土层倾斜变化曲线。
测试结果表明∶在基坑内土方开挖前，由于地下连续墙处井点降水的影响，深层土层向井点一侧倾斜，在标高-19m 土层的倾斜最大值达26in。随着基坑内土方开挖深度的加深，其倾斜转向，逐渐向基坑开挖面倾斜，并以 2in/d 的常速发展，最大值累计为 43'。当基坑内安装了暂设支撑后速率减小，并逐渐回弹。
（6）孔隙水压力测试
在这次孔隙水压力测试中，共埋设8孔钢弦式孔隙水压力仪，除在第Ⅰ期基坑内土方开挖阶段破坏一个孔隙水压力测头外，其他均工作正常。图14.9-9（a）是南面土层孔隙水压力变化曲线。图14.9-9（b）是北面土层孔隙水压力变化曲线。
测试资料表明∶在喷射井点运转后，地下连续墙格形内的地下水位并未迅速下降，南北墙体下土层中的孔隙水压力变化基本是静止或上下波动的，在基坑内土方开挖过程中，也没有进一步消散或出现剧烈变化的现象。这说明土体没有发生大的剪切变形。而目在标高-19m处，土层的孔隙水压力消散较快，从总的变化来说.孔，隙水压力基本以每 10天0.005～0.010N/mam²的速率下降。
（7）地下连续墙体土压力测试
在软土地基的地下连续墙施工中，由于地下连续墙西侧土体未经很大的扰动，可以对基础开挖前和基坑开挖后的不同阶段侧压力进行全过程测试。为研究和提供地下连续墙在各种状态下的土压力分布的规律。以及数据，我们根据土层的划分及其它因素，在结构平面上的南北侧较有代表性的断面布置了 40个土压力盒。埋设阶段有7个损坏，成活率约82.5%。
图14.9-10为墙体实测的不同阶段土压力分布变化曲线。从图中可见，地下连续墙体内外侧土压力均随基坑内土方开挖面的加深，而有规律地下降，熔窑基坑开挖面的墙体土压力是随开挖面加深的卸荷作用和墙的变形，由静止土压力向被动土压力变化，但主要是卸荷作用，使得墙体土压力逐渐减小，后者能使静止土压力向被动土压力变化而使墙体十压力增大。当基坑开挖至第二期土方时，北面墙外侧的实测主动土压力和南侧临开挖面侧的格形内实测土压力均与理论计算较为符合，南北两后墙外侧主动区的主动土压力相差较
大，南侧格形内实测土压力值与库仑士压力理论计算值相差较小。
（8）综合分析及结果1）土压力与地下水位关系
在基坑内土方开挖阶段，结构平面的南北两侧的地下水位相差很大，故在南北两侧的后墙外侧的侧压力值也相差很大，相同标高的最大值约0.05N/mm²，由于水压力的增加而造成土压力的增加约达总土压力的 10%左右。可以看出地下水位对侧面土压力的影响是很大的，不可忽视地下水位的作用。
2）土压力与墙顶水平位移的关系
当地下连续墙体顶部水平位移发生后，主动区的土压力总值是随着地下连续墙墙顶水平位移的增加而减小，当基坑内土方开挖至-7.5m 时，北侧后墙外侧（D，断面）实测土压力总值比开挖前静止土压力减小 23%左右。这一变化规律与Ladavyi室内模型试验所得到的侧压力系数与墙体转动间关系曲线是一致的，从而在原位测试中证实了墙的运动与土压力之间存在着一定的关系。
3）地下室水位与地下连续墙顶部水平位移的关系
由于结构平面的南北两侧的井点降水效果不同和一些其他因素的存在，其墙顶水平位移也不同。根据实测的资料分析，地下水位高的北侧面比地下水位低的南侧面大，南北同一横线上相差1~1.5cm，并且墙顶水平位移增加速率也有同样趋势。
4）土层水平位移与土压力的关系
土层发生水平位移引起的土压力的重新分布已为室内模型试验所证实，主动区土压力分布呈 R形，在墙体高度的中部，也就是土层水平位移发生最大部位（图14.9-7），基坑开挖前后阶段土压力变化较大，因而呈 R形分布趋势。墙前土体的应力状态在开挖期间变化较为复杂，土体有向被动土压力状态发展的趋势。土压力分布也略呈不明显的抛物线形，由于在开挖面以下的土体变形较小，故墙前土体尚未处于被动极限状态，所以被动区实测土压力远小于计算被动土压力的数值。
本工程对大型地下连续墙进行原位测试是规模较大的一次尝试。在整个施工过程中，测试的时间与次数按工程进度和需要安排。在基坑开挖阶段则缩短测试时间的间隙和增加测试次数，测试数据按分工负责整理分析，并每日向有关单位汇报，与施工进程对照，指导施工，调整施工方法和施工速度，保证施工安全。如∶当基坑开挖提前测得格形内深层土层倾斜度和墙顶部水平位移较大，施工单位及时调整施工方案，采用土体开槽，并及时安装钢支撑，使得土层倾斜度和位移速度收敛并趋向稳定。