双线盾构长距离穿越深基坑底部引起地下连续墙沉降分析及控制措施.pdf

建筑结构学报Journal of Building Structures 第 33 卷 第 2 期 2012 年 2 月 Vol. 33No. 2Feb． 2012 018 文章编号 1000-6869 2012 02-0135-07 双线盾构长距离穿越深基坑底部引起 地下连续墙沉降分析及控制措施 曾英俊 1，杨 敏 2，熊巨华1，孙 庆 3，朱继文4 1． 同济大学 地下建筑与工程系，上海 200092; 2． 同济大学 岩土及地下工程教育部重点实验室，上海 200092; 3． 中国建筑第三工程局有限公司技术中心，湖北武汉 430064; 4． 上海城建市政工程 集团 有限公司，上海 200065 摘要 上海 10 号线同济大学站至国权路站双线盾构长距离平行穿越下立交深基坑底部， 穿越距离为 630 m， 隧道与下立交 基坑地下连续墙净距约 2. 0 m， 盾构施工导致地下连续墙围护结构产生沉降。通过比较现场监测结果和 Plaxis 3D Tunnel 三 维有限元软件模拟结果表明 随着地下连续墙底与隧道底部的夹角 Φ 不断变大， 地下连续墙沉降量逐渐增大， 当 Φ ≤0时， 地下连续墙沉降量基本为零; 0 ＜Φ ≤32时， 最大沉降量为 5 mm; 32 ＜Φ ≤51， 最大沉降量为 40 mm; Φ ＞51时， 沉降量 大于 40 mm。以此三维模型为基础， 分析在基坑底板浇筑后， 盾构引起的地下连续墙的沉降。研究结果表明， 底板对控制沉 降效果显著， 工程上应用良好。在实际施工中， 通过在下立交底板施工上设置注浆孔能有效地控制盾构推进后基坑底板的 沉降。 关键词 盾构;基坑;地下连续墙;有限元分析;沉降 中图分类号 TU476. 3TU433文献标志码 A Settlement analysis and control measure of diaphragm wall caused by double-tube shield long-distance passing through under deep foundation bottom ZENG Yingjun1，YANG Min2，XIONG Juhua1，SUN Qing3，ZHU Jiwen4 1． Department of Geotechinical Engineering，Tongji University，Shanghai 200092，China; 2． Key Laboratory of Geotechnical and Underground Engineering of the Ministry of Education，Tongji University，Shanghai 200092，China; 3． Technical Center， China Construction Third Engineering Division，Co． Ltd，Wuhan 430064，China; 4． Shanghai Urban Construction Municipal Engineering GroupCo． Ltd，Shanghai 200065，China AbstractThe double- tube shield tunnel from Tongji University to Guoquan Road metro station which passes long- distance parallel through the bottom of the under crossing foundation finally caused the settlement of the diaphragm wall． The passed through distance is 630 m． The distance between the tunnel and the diaphragm wall is about 2．0 m． The relationship between the settlement of the diaphragm wall and the angle Ф between the underground diaphragm wall bottom and tunnel bottom were analyzed by the monitoring data and Plaxis 3D Tunnel numerical soft simulation． With the Ф becomes larger，diaphragm settlement increases． When Ф ≤ 0，the underground continuous wall settlement is almost zero． When 0 ≤ Ф ≤ 32，the maximum settlement is 5 mm． When 32 ≤ Ф ≤ 51，the maximum settlement is about 40 mm． When Ф ＞ 51，the settlement is greater than 40 mm． On the basis of three- dimensional model，the underground continuous wall settlement caused by the shield construction after the bottom floor is finished． The findings indicate that the bottom plate is very significant to control settlement． The research results turn out to be a very good application in the project． Finally，in the actual construction，grouting hole on the bottom floor effectively solve the settlement of bottom floor caused by the shield construction． The results may provide a reference for the future similar project design and construction． Keywordsshield;foundation;diaphragm wall;FEA;settlement 基金项目 国家自然科学基金项目 41172248 。 作者简介 曾英俊 1983 ， 男， 江西吉安人， 博士研究生， 工程师。E- mail zengyingjun hotmail. com 收稿日期 2011 年 3 月 531 0引言 城市轨道交通建设随着城市建设和隧道网络的 不断完善， 盾构穿越临近建 构 筑物等工程也逐渐 增多。目前国内外针对因隧道施工引发对既有建 构 筑物的影响进行了大量的研究和现场测试， 并 得到盾构近接施工对周边建筑物、 桩基础的沉降变 形规律 ［1- 6 ］。 图 2同济大学站至国权路站双线隧道与中山北二路下立交平面图 Fig． 2Plan of double- tube shield tunnel from Tongji University to Guoquan Road metro station and 2nd Zhongshan North Road under crossing 上海市轨道交通10 号线同济大学站至国权路站 区间与中山北二路下立交叠交施工中， 采用的双线 盾构 图 1 长距离Y 方向长 630 m 穿越两面封闭、 开挖见底 坑底土层为②3灰色粉质黏土 的深基坑 底部的施工技术在国内外未见报道， 成熟的理论和 施工实践并不多见。随着 S S 为地下连续墙插入 隧道的深度， 即地下连续墙底部与隧道顶部的竖向 距离 不断变小，D D 为盾构与地下连续墙的净 距 不断变小， Φ Φ 为地下连续墙底与隧道底部的 夹角， tan Φ 2R － S / D R ， R 为隧道外径， 隧 道外径 R 为 6. 2 m， 内径为 5. 5 m 不断增大， 盾构施 工可能会造成不利影响， 一旦盾构施工控制不当， 盾 构前方土体积聚及盾构过后地层损失过大， 将引起 开挖见底的下立交深基坑的一系列问题 ①围护结 构沉降或侧向变形过大， 引起围护结构接缝错开， 造 成基坑围护结构渗漏水; ②对于上海地铁车站普遍 采用的 “叠合墙” 设计， 深基坑地下连续墙围护沉降 变形过大， 围护上的接驳器与主体结构的底板、 顶板 主筋无法连接; ③盾构施工引起周边地层应力、 位移 场发生变化， 使得围护结构向基坑内移动， 降低了基 坑稳定性， 甚至导致基坑失稳。所以， 有必要对双线 盾构在下立交结构下推进后的变形规律进行数值模 拟和现场实测分析， 以指导后续工程施工。 本文统计并分析上海10 号线同济大学站至国权 路站双线盾构长距离穿越深基坑底部时的现场监测 数据， 通过与 Plaxis 3D Tunnel 三维有限元软件模拟 结果比较， 得出地下连续墙底与隧道底部的夹角 Φ 和 地下连续墙沉降之间的关系， 以此三维模型为基础， 分析在基坑底板浇筑后， 底板对控制沉降效果显著。 图 1地下连续墙底与隧道底的相对关系 Fig． 1Relationship between diaphragm wall bottom and tunnel bottom 1工程概况 上海市轨道交通10 号线同济大学站至国权路站 区间， 长 690. 4 m。四平路中山北二路下立交长 890 m， 位于同济大学站与国权路站的区间隧道上方。 区间盾构穿越下立交结构深基坑底部距离Y 方向 为630 m， 隧道外侧与下立交结构基坑地下连续墙外 侧 D 约为 2. 0 m， 暗埋段下立交结构底板底与地铁隧 道顶的距离为 6. 1 ～9. 3 m。 基坑暗埋段围护结构采用 600 mm 厚地下连续 墙。在进行隧道与下立交结构设计时， 为尽可能减 少盾构推进时下立交地下连续墙的沉降， 设计地下 连续墙深度 S 至少 1. 5 m， 最终地下连续墙插入隧道 深度 S 为 1. 5 ～6. 5 m。本文选取下立交结构的典型 部分进行了沉降分析， 其平面位置见图 2， 横剖面见 图 3， 纵剖面见图 4。 工程施工工况分为 1 中山北二路下立交结构基坑地下连续墙围 护结构完成。 2 基坑采用明挖法开挖见底。 3 底板未浇筑， 双线盾构穿越下立交深基坑地 下连续墙。 631 图 3同济大学至国权路站双线隧道与中山北二路下立交横剖面图 Fig． 3Cross- section of double- tube shield tunnel from Tongji University to Guoquan Road metro station and the 2nd Zhongshan North Road under crossing 图 4不同深度的地下连续墙纵剖面图 Fig． 4Vertical section of different depth diaphragm wall 4 下立交结构底板及连续墙等结构施工。 地下连续墙沉降监测初始值从中山北二路下立 交结构基坑开挖完成至地下连续墙沉降稳定开始。 图 5中山北二路下立交部分地下连续墙沉降监测布点平面图 Fig． 5Plan of measuring points for part of diaphragm wall settlement of 2nd Zhongshan North Road 2监测布点及结果 2. 1监测布点 结构沉降观测点参照规范 ［7- 8 ］要求进行安装布 设， 沉降点沿下立交结构纵向 Y 方向 ， 间隔约 25 m 布设测点。在围檩浇筑混凝土前， 在测斜孔旁植入 钢筋或用钻机在设计位置处钻孔后直接埋入钢筋， 并在顶部刻 “ ” 标记作为沉降监测点， 确保监测数 据能够准确反映既有结构变形。地下连续墙顶部沉 降观测点见图 5。 2. 2监测结果 图 6 为盾构施工导致地下连续墙沉降曲线。地 下连续墙插入隧道深度 S 分别为 1. 5 m、 2. 0 m、 2. 5 m、 3. 0 m、 6. 0 m 时， 盾尾经过每幅地下连续墙为 731 图 6盾构施工导致地下连续墙沉降曲线 Fig． 6Variable curves of diaphragm wall settlement 100 m。从图 6 可以看出， 盾构穿越地下连续墙下部 后， 盾尾后 60 m 范围内地下连续墙沉降较大; 距离超 过 60 m 时， 沉降速率逐渐减小; 距离达到 100 m 时， 沉降基本稳定。随着 S 的增大， 地下连续墙沉降量逐 渐减小。观测点的沉降结果取平均值后如表1 所示。 表 1盾构施工导致地下连续墙沉降的实测结果 Table 1Monitoring result of settlement of diaphragm wall caused by double- tube shield tunnel 测点编号 Q01 ～ Q06 Q07 ～ Q10 Q11 ～ Q14 Q15 ～ Q18 Q19 ～ Q22 S /m1. 52. 02. 53. 06. 0 沉降量/ mm 43. 336. 525. 012. 01. 0 3数值分析 3. 1模型建立 由于本工程地下连续墙接头工艺采用的是锁扣 管连接方式， 锁扣管接头属于柔性接头， 相邻两幅地 下连续墙允许发生相对竖向位移， 因此， 根据施工工 况， 当下立交结构基坑开挖见底且底板未完成时， 利 用有限元软件 Plaxis 3D Tunnel 模拟盾构穿越引发下 立交结构地下连续墙的沉降， 分别建立了 S 分别为 1. 5 m、 2. 0 m、 2. 5 m、 3. 0 m 及 6. 0 m 三维有限元模型 来模拟双线盾构长距离平行推进穿越不同插入深度 的地下连续墙并导致地下连续墙沉降。 S 为 1. 5 m 时 的有限元网格划分如图 7 所示。计算模型尺寸为 43 m 100 m， 沿基坑深度方向Z 方向 取 43 m， 沿 基坑宽度方向X 方向 取 100 m， 计算只考虑初衬管 片， 而未计及内衬的影响。土体采用 HS 模型 ［9 ］ ， 选 用精度较高的15 节点三角形单元作为网格划分的基 本单元， 全局疏密度设定为密集。由于管片材料的 刚度较大， 一般认为在弹性范围内工作， 故选取弹性 壳单元模拟; 地下连续墙及底板采用弹性模型; 连续 墙与土体之间引入接触面单元， 接触面采用 Plaxis 3D Tunnel 的 Rinter命令， 将接触面处各层土强度设定 为 0. 7 倍各土层的力学指标; 模型的边界条件， 上表 面为自由边界， 2 个侧面为侧向位移约束， 底部为固 定边界; 地层损失率为 2; 因基坑立柱桩的存在对地 下连续墙沉降影响不大， 故在数值模拟中不予考虑。 图 7有限元网格划分 单位 m Fig． 7Finite element mesh 根据岩土工程勘察报告及土体物理力学性质试 验报告， 取各土层平均力学性质指标如表2 所示。其 中 Eref 50 ［9 ］为标准排水三轴试验中的割线刚度， Eref oed ［9 ］ 为主固结仪加载中的切线刚度，Eref ur ［9 ］为卸载/重加 载刚度， Eref ur 3Eref 50， 计算结果如表 2 所示。结构参 数如表 3 所示， 支撑结构参数如表 4 所示。 3. 2基坑开挖、 盾构掘进过程和隧道衬砌模拟 1 施加土体自重， 关闭管片、 下立交结构底板、 地下连续墙及支撑单元， 使之不参与计算， 可得到基 坑和隧道开挖前土层的初始应力场。 2 激活地下连续墙， 激活第一道混凝土支撑， 关闭开挖的第一土层， 激活第二道钢支撑， 关闭开挖 831 表 2土层力学指标 Table 2Mechanical properties of strata 层序土层名称层厚/m 渗透系数/ cms －1 固结快剪 c /kPaφ / Eref 50 /MPaEref oed /MPaEref ur /MPa ①1填土1. 80 ②1褐黄 ～ 灰黄色粉质黏土1. 22 5. 0 10 －6 18. 021. 55. 925. 9217. 76 ②3灰色砂质粉土4. 70 3. 0 10 －4 8. 028. 57. 407. 4022. 20 ④灰色淤泥质黏土6. 071. 5 10 －6 13. 011. 52. 182. 186. 54 ⑤1- 1灰色黏土3. 542. 0 10 －6 16. 012. 52. 842. 848. 52 ⑤1- 2灰色粉质黏土12. 003. 0 10 －6 16. 020. 04. 354. 3513. 05 ⑤2黏质粉土4. 241. 5 10 －4 8. 028. 55. 385. 3816. 14 ⑤3灰色粉质黏土夹砂8. 133. 0 10 －5 15. 021. 54. 434. 4313. 29 ⑤3粉质黏土2. 772. 0 10 －5 52. 014. 56. 716. 7120. 13 表 3结构构件力学指标 Table 3Mechanical properties of structures 结构构件受力阶段 弹性模量/ GPa 轴向刚度/ kNm －1 抗弯刚度/ kNm2m －1 等效厚度/ mm 重度/ kNm －3 泊松比 υ 下立交结构底板弹性357. 12 1075. 92 1061 00025. 000. 15 地下连续墙弹性354. 26 1071. 28 10660025. 000. 15 管片弹性351. 40 1071. 43 10535025. 000. 15 表 4支撑结构的力学指标 Table 4Mechanical properties of brace structures 结构类型 轴向刚度 EA / kNm －1 水平间距/ m 混凝土支撑1. 5 1076 609 钢支撑 壁厚 16 mm3. 0 1063 的第二土层， 激活第三道钢支撑， 关闭开挖的第三土 层。基坑开挖引起的土体与结构变形在隧道开挖之 前全部归零。 3 关闭开挖隧道部分的单元， 同时激活衬砌单 元， 以模拟隧道的开挖和管片的安装。 4 同时在开挖面上施加面力， 用以模拟土压平 衡状态， 面力 P 表达式为 P K0 γH 式中 γ 为土层的加权平均重度， kNm －3; H 为隧道 中心处埋深， m; K0为侧压力系数。 3. 3计算结果分析 数值模拟的主要内容是地下连续墙插入隧道的 深度 S 与盾构施工导致地下连续墙沉降之间的关系， 基坑开挖引起的土体与结构变形在隧道开挖之前全 部归零后， S 与盾构施工导致地下连续墙沉降的关系 如表5 所示， 从表5 可以发现数值模拟结果与现场监 测结果相近， 即随着 S 的增大， 地下连续墙沉降量逐 渐减小。 S 1. 5 m 时， 盾构施工导致下立交结构地下连 续墙沉降如图 8 所示， 地下连续墙墙底最大沉降量 为 45 mm。 表 5盾构施工导致地下连续墙沉降的数值模拟结果 Table 5Numerical simulation result of settlement of diaphragm wall caused by double- tube shield tunnel S /m1. 52. 02. 53. 06. 0 沉降量/mm4037 3051 图 8S 1. 5 m 时盾构施工导致下立交结构地下 连续墙沉降 Fig． 8Settlement of diaphragm wall caused by double- tube shield tunnel when S 1. 5 m 4地下连续墙现场沉降监测与数 值模拟结果对比 根据数值模拟与监测数据结果， 图9 给出了 S 与 沉降量的数值模拟与实测结果对比。数值模拟结果 与实测相差较小， 表明三维数值分析方法能够有效 地模拟盾构施工对临近地下连续墙的影响。 根据实测结果与数值模拟结果可知， 在基坑开 挖完成的情况下， S2. 5 m 时， 即地下连续墙底部位 于隧道中心线以上时， 地下连续墙沉降量为30 mm; 931 图 9 S 与地下连续墙沉降量的数值模拟 与实测结果对比 Fig． 9Relationship between depth of S and settlement of diaphragm wall caused by double- tube shield tunnel S 3 m 时， 即地下连续墙底部与隧道中心平行时， 地下连续墙沉降量为 5 mm; S 6 m 时， 即地下连续 墙底位于隧道底部时， 地下连续墙沉降量为1 mm。 通过分析可知， 地下连续墙沉降量与地下连续 墙墙底与隧道底的夹角 Φ 存在如图 10 所示的关系 曲线。 当 S ≥6 m 时， 即 Φ ≤0时， 地下连续墙沉降量 基本为零; 当3 m≤ S ＜6 m 时， 即0 ＜ Φ ≤32时， 随 着 Φ 不断变大， 地下连续墙沉降量逐渐增大， 最大沉 降量为5 mm; 当0 m≤ S ＜3 m 时， 即32 ＜ Φ ≤51， 随着 Φ 不断变大， 地下连续墙沉降量逐渐增大， 最大 沉降量为 40 mm; 当 S ＜0 m 时， 即 Φ ＞51时， 地下连 续墙沉降量达到最大， 沉降量大于 40 mm。 图 10Φ 与地下连续墙墙沉降的关系曲线 Fig． 10Relationship between settlement of diaphragm wall and angle of Φ 从图 9、 10 可知， 当 S 3 m 时， 即 Φ 32时， 地 下连续墙沉降量发生突变， 沉降量约为 5 mm， 此角度 与 Jacobsz 等人认为的 C 区与 D 区的分界线相近 ［1 ］， 对双线盾构平行推进穿越深基坑底部引起地下连续 墙沉降的类似工程， 建议将地下连续墙深度设置在 Φ 32的位置。 5地下连续墙沉降控制措施 为了解决地下连续墙沉降过大的问题， 通过数 值模拟， 发现当下立交结构基坑底板浇筑完成时， 混 凝土强度达到设计强度后， 盾构推进引起下立交结 构沉降量明显减少。具体结果见表 6。 表 6地下连续墙沉降的数值模拟结果 Table 6Numerical simulation result of settlement of diaphragm wall S /m1. 52. 02. 53. 06. 0 沉降量/mm16. 514. 3 13. 112. 21. 0 底板浇筑完成后，S 1. 5 m 时， 盾构施工导致 下立交结构地下连续墙沉降如图 11 所示。 经过数值模拟分析， 优化了施工工序。通过后 续工程的实践， 现场监测数据结果表明， 在底板浇筑 完成的情况下， 盾构推进后下立交结构地下连续墙 沉降量最大仅为 12 mm。虽然下立交地下连续墙沉 降量减少， 但由此可能造成盾构推进后下立交结构 底板的沉降。为了减少盾构推进后基坑底板的沉 降， 在实际施工中， 通过在下立交结构底板上设置注 浆孔， 盾构推过后， 根据下立交结构底板沉降监测数 据， 通过注浆孔向下立交底板下方进行补偿注浆， 有 效地控制基坑底板的沉降量。 沿线路中心线每 6 m 布置 3 个注浆孔， 注浆孔的 横向间距为 1. 5 m， 平面位置如图 12 所示。 图 11S 1. 5 m 时盾构施工导致下立交地下 连续墙沉降 Fig． 11Settlement of diaphragm wall caused by double- tube shield tunnel when S 1. 5 m 图 12注浆孔平面图 Fig． 12Plan of grouting hole 由于注浆孔管底需贯穿底板、 垫层， 深入原状 土， 因此， 在底板混凝土垫层施工前， 先要预留注浆 孔位。在垫层施工前， 在注浆孔孔位处预先放置边 长 330 mm、 高度 250 mm 的正方形木盒， 该木盒采用 模板制作， 两端开孔。垫层混凝土浇筑时预留木盒 范围不浇筑。 041 在注浆孔外壁上焊接两道 4 mm 厚圆环形止水 钢板， 圆环钢板内径为 325 mm， 外径为 725 mm。该 止水钢板必须与注浆孔钢管进行一周满焊以确保止 水效果， 并将其环焊于钢管距混凝土上、 下表面 250 mm处。止水钢板焊接完成后， 将注浆孔钢管与 底板的钢筋焊接牢固， 避免底板混凝土浇筑过程对 卸压孔垂直度的影响。注浆孔剖面图如图 13 所示。 待盾构推进过后、 下立交结构底板下注浆填充 密实、 土体沉降稳定后， 清空注浆孔内部杂物， 用 C35 素混凝土将卸压孔填充密实， 并采用 10 mm 厚的封 头钢板对注浆孔的孔口进行满焊封闭， 之后在其上 方浇筑 C25 素混凝土找平层， 达到防水设计要求。 图 13注浆孔剖面图 Fig． 13Cross- section of grouting hole 6结论 1 在基坑开挖完成， 盾构施工阶段， 随着 Φ 不 断变大， 地下连续墙沉降量逐渐增大， 当 Φ ≤0时， 地下连续墙沉降量基本为零; 0 ＜ Φ ≤32时， 最大 沉降 量 为 5 mm; 32 ＜ Φ ≤ 51， 最 大 沉 降 量 为 40 mm; Φ ＞51时， 沉降量大于 40 mm。 2 盾构穿越地下连续墙侧下部后， 盾尾后 60 m 范围内地下连续墙沉降率较大; 距离超过 60 m 时， 沉 降斜率逐渐减小; 距离达到 100 m 时， 沉降基本稳定。 3 对双线盾构平行推进穿越深基坑底部引起 地下连续墙沉降的类似工程， 建议将地下连续墙深 度设置在 Φ 32的位置。 4 底板对控制深基坑地下连续墙围护沉降效 果显著。 5 下立交结构基坑底板上设置注浆孔能有效 地控制基坑底板的沉降。 参考文献 ［ 1］ Jacobsz S W， Standing J R， Mair R J， et al． Centrifuge modeling of tunneling near driven piles［ J］ ． Journal of theJapaneseGeotechnicalSocietyofSoilsand Foundations， 2004， 44 1 49- 56． ［ 2］ 夏元友， 张亮亮， 王克金． 地铁盾构穿越建筑物施工 位移的数值分析［ J］ ． 岩土力学， 2008， 29 5 1411- 1418． XIA Yuan- you， ZHANG Liang- liang，WANG Ke- jin．Numericalanalysisofconstruction displacements during structure- approaching of metro shield tunneling［J］ ． Rock and Soil Mechanics，2008， 29 5 1411- 1418． in Chinese ［ 3］ 赵旭峰， 王春苗， 孙景林， 等． 盾构近接隧道施工力学 行为分析［J］ ． 岩土力学， 2007， 28 2 409-415． ZHAO Xu- feng，WANG Chun- miao， SUN Jing- lin， et al． Analysis of mechanical action of shield driving for approaching excavation［J］ ． Rock and Soil Mechanics， 2007， 28 2 409-415． in Chinese ［ 4］ 杨超， 黄茂松， 刘明蕴． 隧道施工对临近桩基影响的 三维数值分析［ J］ ， 岩石力学与工程学报，2007，26 增刊 1 2601- 2607．YANGChao， HUANG Maosong， LIU Mingyun． Three- dimensional numerical analysis of effect of effect of tunnel construction on adjacent pile foundation［J］ ． Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2007，26 Suppl． 1 2601- 2607． in Chinese ［ 5］ 李早， 黄茂松． 隧道开挖对群桩竖向位移和内力影响 分析［ J］ ． 岩土工程学报， 2007， 29 3 398-402． LI Zao，HUANG Maosong．Analysis of settlement and internal forces of group pile due to tunneling［J］ ． Chinese Journal of Geotechnical Engineering， 2007， 29 3 398-402． in Chinese ［ 6］ 李宁， 王柱， 韩煊，等． 地铁开挖对上部桩基变形的 影响研究［J］ ． 土木工程学报， 2006， 39 10 107- 111． Li Ning， Wang Zhu， Han Xuan， et al． Numerical studyonsubwaytunneling- inducedpile- foundation deations［J］ ．China Civil Engineering Journal， 2006， 39 10 107- 111． in Chinese ［ 7］ GB 503082008城市轨道交通工程测量规范［ S］ ． 北京 中国建筑工业出版社， 2008． GB 503082008 Code for urban rail transit engineering survey［S］ ． Beijing China Architecture ＆ Building Press， 2008． in Chinese ［ 8］ GB 500262007工程测量规范［ S］ ． 北京 中国计 划 出 版 社，2007． GB 500262007Code for engineering surveying ［S］ ． BeijingChina Planning Press， 2007． in Chinese ［ 9］ Schanz T，Vermeer P A，Bonnier P G． The Hardening soil model- ulation and verification［ C］/ / Beyond 2000 inComputationalGeotechnics 10Yearsof PLAXIS International． Rotterdam，NetherlandsA． A． Balkema， 1999 281- 296． 141