蘇州地區軟土地層深基坑側向土壓力分布規律研究

王 飛,張穎欣,張佳莉,周小淇,賈鵬蛟

(1.蘇州軌道交通集團有限公司,江蘇 蘇州 215004;2.蘇州大學 軌道交通學院,江蘇 蘇州 215137)

基坑工程是開發地下空間的重要手段,地連墻作為深基坑工程主要采用的支護結構,其側向土壓力分布形式及變形特征直接關系到基坑開挖過程的安全。為避免地連墻由于側向土壓力而出現大變形甚至整體失穩,深基坑施工過程中需要架設多道支撐,以達到優化地下連續墻側向土壓力分布形式的效果。針對不同工況下的基坑圍護結構側向土壓力分布形式,國內外學者已經取得較多的研究成果。Terzaghi和Peck[1]采用1/2分擔法將大量現場實測的支撐軸力數據換算成土壓力值,并根據不同地質特點將土壓力繪制成不同的經驗分布圖。日本土木學會將土層看作均質土體,根據不同的地質條件通過現場實測數據繪出不同的經驗土壓力分布圖[2]。楊光華等[3-6]提出了增量法計算基坑施工過程中地連墻的土壓力分布規律,該方法采用朗肯土壓力理論計算支護結構上側向主動土壓力,結合變形協調方程以及剪力與彎矩平衡方程計算各道支撐反力;再由1/2分擔法將支撐反力轉化為分布壓力。彭社琴等[7]以潤揚長江大橋某特定深基坑工程為研究對象展開實測分析,得出了三種土壓力分布及圍護墻變形特征。

隨著地下空間開發的深層次推進,深基坑工程逐漸成為我國地下空間工程的重點。深大基坑主要分布于我國經濟發達的東南沿海地區,然而該地區軟土分布廣泛。軟土由于其強度低、壓縮性大、透水性小與受荷變形大等特點,大大提高了基坑施工難度[8];加之周圍環境復雜,軟土地區的深基坑工程事故頻發。因此,研究軟土地層地下連續墻側向土壓力分布規律對深基坑工程的設計與施工具有重大意義。本文以蘇州地區軟土地層地鐵車站深基坑工程為依托,對軟土地區深基坑施工過程中地連墻所受側向土壓力分布規律展開研究,提出側向土壓力計算方法,為相關工程的設計施工提供依據。

1 工程概況

蘇州市軌道交通5號線西起太湖旅游度假區旅游集散中心,向東進入高新區南部的橫塘,線路總體呈南西—北東走向,橫跨蘇州,經過低山丘陵區及沖積湖平原,區域85 m深度范圍內主要分布黏土、粉質黏土、粉土和粉砂。

蘇州市軌道交通5號線目前已開挖到底的車站有29個,車站對應的基坑均為長條形基坑,其中超深基坑(開挖深度超過20 m)有9個,最大開挖深度達29 m,車站基坑開挖的支護形式均采用“地連墻+內支撐”。其中長江路車站基坑深16.5 m,地下水位位于地表以下1.5 m處,共設置四道支撐。該基坑第一道支撐為混凝土支撐,位于標高1.9 m處;第二至第四道支撐為鋼支撐,分別位于標高-2.8 m、-6.4 m、-9.6 m處。長江路車站圍護結構剖面圖如圖1所示,該支護形式是蘇州地區軟土深基坑工程的常見支護形式,后續分析依托長江路車站基坑工程展開。

圖1 長江路車站圍護結構橫剖面圖

2 深基坑側向土壓力理論分析

2.1 增量法概述

深基坑施工過程中,土體的開挖卸載、支撐錨桿的架設均有時間效應影響,而增量法考慮開挖過程、支護體系剛度及圍護墻體插入等,目前得到廣泛認可,并被大量應用于工程實踐[9]。增量法最先由楊光華[4]提出,常用于支護形式為“圍護樁+內支撐”的基坑開挖計算[10],采用增量法計算時,作用在墻體上的土壓力為上一次施工完成后到當前位置所產生的土壓力增量。這部分土壓力可以看作是由于被動區土體卸載產生的不平衡力[11]。

圖2 增量法計算簡圖

2.2 深基坑側向土壓力增量模型推導

假設受壓地連墻墻體單元的面積為b×d,b為墻單元的厚度,d為墻單元的寬度,其剛度系數K,由定義K=X/Δ,X表示相應彈簧集中力,q為單位面積分布壓力,假設q=X/(b×d),Δ是由Boussinesq解求得的位移,位移表達式如式(1)?？蛇M一步得彈簧剛度系數的表達式為式(2),但受邊界條件影響,靠近地表附近彈簧的剛度系數應乘以2/3。

(1)

(2)

式中:Es為變形模量;vs為泊松比;ω為形狀系數,特殊地,當b/d=1時,ω=0.88,當b/d=1.5時,ω=1.08,當b/d=2時,ω=1.22。

假定墻底端為完全固定約束,L表示地連墻嵌固深度,Xn表示土彈簧對墻的作用力,Yi表示土彈簧給墻體反力Xi的作用點到地面距離,利用力法與位移法求出土彈簧反力Xn,如圖3(a)、3(b)所示。其中,H表示地連墻嵌入位置的水平荷載,M表示地連墻嵌固端由于H形成的彎矩?？紤]到實際施工過程中地連墻的整體變形控制嚴格,建模過程忽略了地連墻及墻后土體的變形特征,兩者在模型中的假定單元滿足變形協調。

圖3 改進增量法計算簡圖

在土彈簧與墻體接觸處列出變形協調方程,如式(3)所示;此時墻體底部固定約束處的剪力與彎矩均為零,再列出兩者的平衡方程,如式(8)及式(9)所示,聯立各方程可求解,即得到各支撐以及土彈簧的未知反力,如式(10)所示。具體求解過程如下:

(3)

δij=Wij+Sij

(4)

(5)

(6)

(7)

式中:δij是柔度系數,表示在單位外力作用下Kj處的墻體位移;Xi為土彈簧對墻的作用力;Yi為土彈簧給墻反力作用點到地面距離;Δ0表示墻體底部處轉角;φ為土體內摩擦角;Δip表示在外力H、M作用下Kj處墻體位移,如圖3(c)所示;Wij為圍護結構剛度系數;Sij為彈簧剛度系數;E為圍護結構的彈性模量;I為圍護結構的貫性矩;Ki為彈簧剛度;a=Yi/L。顯然,方程組(3)中存在n個方程求解n+2個未知數的問題,因此在墻體底部根據剪力FX與彎矩M0為0的條件補充兩個方程,如式(8)和式(9)所示。

∑FX=0[1 1 … 1 0 0]{X}=H

(8)

∑M0=0[Y1Y2…Yn0 0]{X}=M0

(9)

式中:X表示X1、X2…Xn、Δ0、tgφ的原始矩陣。

式(3)、式(8)和式(9)聯立可寫為:

(10)

式中:S表示式(3)中δn…-Yn的原始矩陣;T表示式(8)中1…0的原始矩陣;Y表示式(9)中Y1…0的原始矩陣;-Δp表示式(13)中-Δ1p…-Δnp的原始矩陣。

最終由式(10)解出未知反力X1、X2…Xn,任一截面處的彎矩M可由截面法求得。

2.3 模型可行性分析

為分析本文理論模型的可行性,本節將依托蘇州市軌道交通5號線長江路車站基坑工程,用增量法計算得出的結果與上述兩種理論進行對比分析。長江路車站基坑圍護結構設計及地質情況如圖4所示,其開挖和架設支撐順序如表1所示。

圖4 長江路車站基坑實例計算剖面圖

支撐剛度分別為:K1=280520 kN/m,K2=186070 kN/m,K3=186070 kN/m,K4=186070 kN/m。

計算簡圖如圖5所示。取單位長度墻體進行理論求解,每米墻體抗彎剛度為EI=3.3×107kN·m2。根據圖5(a),計算得出不考慮施工過程的情況下墻體的支撐反力以及彎矩,如圖6(a)所示;根據圖5(b)—圖5(f),用增量法計算得出考慮施工過程的墻體支撐反力以及墻體的彎矩結果,如圖6(b)所示。

圖5 計算簡圖

圖6 增量法彎矩及支撐反力

對比圖6中(a)和圖6(b)可知:在墻體彎矩方面,當考慮施工過程對圍護結構內力影響時,墻體的彎矩較大。因此,若將圖6(a)計算所得的墻體內力用于基坑設計時的參考值,基坑結構設計將缺乏安全性,與文獻[6]所述一致;采用增量法計算得到的支撐反力偏小,這主要是由于支撐架設時間不同,承擔的增量荷載不同。以開挖最后一層土體為例,在架設支撐K4后,該支撐僅僅承擔-10.1 m開挖至-13.1 m期間的500 kN左右的荷載增量,并且開挖面下的土體彈簧和上部分早先架設的支撐K1、K2、K3也分擔該荷載,因此最后一道支撐的反力應如圖6(b)所表示的236 kN,而不是圖6(a)中K4的反力689 kN。

Terzaghi、Peck[1]采用1/2分擔法,將收集到的芝加哥及柏林等地區地下鐵道基坑工程中支護結構上各支撐軸力轉化為土壓力,得到不同地質條件下的經驗土壓力分布模式,如圖7。

圖7 Terzaghi-Peck經驗土壓力分布模式[1]

日本土木學會通過現場實測數據,繪制出不同地質條件下的經驗土壓力分布模式,如圖8。為便于研究,在繪制分布模式圖時將圖層看作均質土體。

圖8 日本規范采用的土壓力分布圖

為分析研究表觀土壓力與經典土壓力理論間的關系,將增量法計算所得的開挖至底時各層支撐反力按照支撐上、下二分之一的間距范圍轉化為均布力(稱為支撐分布力),并將其與朗肯土壓力、T-P表觀土壓力及日本土木學會提出的經驗土壓力計算結果進行比較,如圖9所示。

圖9 增量法計算的土壓力值與各土壓力比較

如圖9所示,增量法計算的土壓力分布處在Terzaghi和Peck所給出的表觀土壓力分布曲線內,且其分布趨勢與日本土木學會給出的經驗土壓力分布模式吻合;與朗肯土壓力分布模式相比,增量法計算的土壓力在上部分支撐中較大,在下部分支撐中較小,這是由于增量方法考慮了施工過程:上部分支撐設置早于下部分支撐,先承擔土體卸載后的荷載,導致上部分支撐分布力較大;而下部分支撐發揮作用較晚,部分荷載已經被上部支撐承擔,導致下部分支撐力較小,與文獻[6]描述相契合,且更加合理[12]。因此支撐分布力以及經驗土壓力分布圖式并非與真實土壓力分布一致,作用于基坑圍護結構上的土壓力仍然符合是經典土壓力理論計算土壓力(即圖9中呈三角形分布的土壓力)。由圖9可知,本文所求的支撐力分布趨勢與經驗土壓力的分布相吻合,表明理論模型的可行性,后續將進行數值分析以進一步研究土壓力的分布形態。

3 深基坑開挖施工數值分析

3.1 模型概況分析

考慮到基坑開挖卸荷過程中土體應力路徑的變化,模擬選取硬化土(HS)本構模型。HS模型共有11個非線性參數,其中關鍵參數有:固結試驗中的參考切線模量Eoedref、三軸排水剪切試驗中的參考切線模量E50ref、三軸排水剪切試驗中的參考加卸載模量Eurref。據現有研究成果,上述3個關鍵參數取值均有一定范圍[13-15],例如:Eoedref=(0.8 ～ 1.1)Es0.1-0.2;對于黏土,E50ref=(1 ～ 2)Eoedref,Eurref=(3 ～ 6)E50ref;其中Es0.1-0.2為100 kPa～200 kPa壓力段的土體側限壓縮模量。綜合考慮,本文取E50ref=Eoedref=Es0.1-0.2,Eurref=3E50ref。

依托長江路車站基坑工程,使用PLAXIS 2D軟件對該基坑開挖情況進行建模分析?；訛榻邓_挖施工,地下水位在地表下1.5 m處,模擬過程需要考慮地下水滲流?；娱_挖深度和寬度分別取16.5 m和20 m,模型尺寸為200 m×80 m,包括5 050個單元,41 207個節點。模型底端設置為完全固定約束;兩側邊界為水平約束(ux= 0;uy自由);地下水滲流邊界條件為:模型兩側邊界的地下水頭保持78.5 m,關閉模型底部邊界(不透水),模擬過程中設置地下水穩態滲流,如圖10所示。HS模型的土層材料參數取值如表2所示、結構單元的參數設置如表3所示。

表2 土層材料參數表

表3 結構單元材料屬性參數表(單位長度墻體)

圖10 基坑計算模型

3.2 模擬步序

基坑開挖過程的模擬步序的如表4所示。

表4 模擬步序

3.3 模擬結果對比分析

將數值模擬結果的變形數據與實測數據進行對比,如圖11、圖12所示。地表沉降模擬值與實測值接近、地連墻的模擬側移值與實測側移值接近,且變化趨勢吻合,表明模型參數選取及建立過程都較為合理;由該模型得到的數值模擬結果具有準確性,能夠真實地反應蘇州地區基坑支護結構的變形規律,為蘇州軟土地區基坑設計及施工提供參考。

圖11 地表沉降模擬與實測對比

圖12 地連墻模擬與實測對比

圖13展示了各模擬工況下地連墻水平位移變化趨勢。由圖13可知,在架設第一道混凝土支撐后,地連墻最大側移量約為1.8 mm,發生在墻頂處;繼續開挖至6.8 m并架設第二道鋼支撐后,地連墻埋深8.7 m處發生最大位移,地連墻側移量增至6.2 mm;繼續開挖至10.3 m并架設第三道鋼支撐后,地連墻埋深12.3 m處發生最大位移,地連墻側移量增至13 mm;再繼續開挖至13.7 m并架設第四道鋼支撐后,地連墻埋深15.9 m處發生最大位移,地連墻側移量增至34 mm。由上述分析可知,地連墻最大側移均發生在開挖面以下2.0 m處左右。

圖13 地連墻側移曲線

3.4 土壓力分布模式分析

為更好研究蘇州地區深基坑圍護結構土壓力分布模式,整理了蘇州市軌道交通5號線29個基坑的實測數據,與長江路車站基坑類似,其他部分基坑也為首道混凝土支撐。由于混凝土干縮濕脹,混凝土支撐軸力會偏大;不考慮首道混凝土支撐的軸力,根據增量法的計算結果對第四道、第六道混凝土支撐的軸力進行修正。

基坑的軸力實測數據如圖14所示。

圖14 支撐分布力

由圖14可知,最后一支撐的分布力都較小。由于最后一道支撐架設時間晚,大部分載荷已由先架設的支撐承擔。假設土體是重度為19 kN/m3的均質土,可以計算土壓力分布的上、下限,確定側向土壓力K的取值范圍為0.3～0.7。將2.3節模擬計算的土壓力分布值與實測值對比分析,最終總結出適用于蘇州地區的經驗土壓力分布模式,如圖15所示。

圖15 蘇州地區經驗土壓力分布模式圖

4 結 論

本文依托蘇州市軌道交通5號線長江路車站基坑工程,利用增量法模型對軟土地層地下連續墻的側向土壓力展開了理論分析,并利用數值模擬研究了基坑開挖過程中側向土壓力的分布規律,得到的結論如下:

(1) 施工過程對地連墻墻體的彎矩影響較大;為保證基坑圍護結構設計的安全性,需要將施工過程的影響納入地連墻設計。

(2) 對比增量法、表觀土壓力和經典土壓力等理論計算所得結果可知,支撐分布力以及經驗土壓力分布圖并非真正的土壓力,真實作用于基坑圍護結構上的土壓力仍然呈三角形分布。

(3) 利用1/2分擔法分析蘇州地區軟土支撐分布力形態,得到土壓力的分布上下限值,并得出側向土壓力系數K建議取值范圍為0.3～0.7。

(4) 對比分析土壓力理論計算、工程實測及數值模擬結果,得出了適用于蘇州地區軟土的經驗土壓力分布模式。