粉土基坑柔性支护结构变形特征
2021-05-06王锐松郭成超曹鼎峰叶钧陶叶思聪
王锐松, 郭成超*, 曹鼎峰, 叶钧陶, 叶思聪
(1.中山大学土木工程学院, 广州 510275; 2.广东省地下空间开发工程技术研究中心, 广州 510275; 3.广东省海洋土木工程重点实验室, 广州 510275)
随着地面设施建设的快速发展,合理地开发利用城市地下空间,是解决城市日益严重的土地紧缺、环境恶化、交通拥堵、能源浪费、防灾减灾等问题的重要途径。基坑工程作为地下空间开发过程中的重要环节,在地下结构施工期间发挥着举足轻重的作用。大量工程实践表明:合理的基坑支护结构既能保证基坑工程安全施工,又能避免因结构自身与周围土体发生较大变形而出现基坑整体失稳[1]。近年来,人们对岩土工程领域的技术、设备和土木工程材料等的研究不断深入,基坑工程中支护结构形式的选择受到了极大的关注,相应的出现了土钉墙、复合土钉墙、地下连续墙和桩锚支护等类型的支护结构体系。这些结构给地下空间的开发带来了显著的效益[2-6]。但是,在城市建筑密集区的基坑工程结束后,上述传统型支护结构被回填埋入地下,邻近地区地下工程被干扰的同时,后期地下工程开发过程中废弃支护结构拆除引发的问题也较为突出。此外,传统基坑支护手段施工技术要求高,施工工期长,以及工程造价高,重复利用率低,导致这类支护结构在一些短期工程尤其市政管网施工和检修过程中并不适用,甚至会给后续的地下工程空间开发和周围建筑及地下管线的安全埋下严重的隐患。
为了提高基坑支护结构的利用率,降低成本,减小对后期工程地基及基础的投入成本,近年来涌现了一些新型可回收的支护结构形式,如泥土搅拌墙(soil maxing wall,SMW)工法桩[7]、拉森钢板桩[8]、可回收锚杆+钢支撑体系[9]等形式,但上述结构依然存在造价较高、回收保证率低、可重复利用率低、防水性能不强、施工控制要求较高等问题。为此,王复明等[10]研发出了一种柔性复合防渗装配式可回收支护结构体系,该体系具有安全可靠、施工工期短、操作简易、重复利用率高、综合经济环保指标优越等诸多优点。但是,目前柔性体系依然是一项新型支护结构,其应用过程中的受力特征、对土体扰动、支护效果、对环境影响等问题尚不清楚[11]。
为了对柔性基坑支护体系进一步完善,对其受力特征及支护效果进行定量描述,现采用ABAQUS有限元软件建立基于摩尔库伦(Mohr-Coulomb)和修正剑桥(modified Cam-clay)土体本构模型下的装配式可回收矩形工作井支护结构的三维数值分析模型。通过模型结果数据对比,对装配式可回收支护结构在基坑开挖过程中的受力变形规律以及基坑开挖完毕后坑底土体回弹量等情况进行了模拟分析,以期对该类支护结构在粉土地区基坑开挖过程中的支护效果作进一步的了解,并为后期同类工程的施工提供一定的借鉴。
1 新型柔性支护结构介绍
新型柔性支护结构是将钢骨架支撑结构与高聚物注浆防渗堵涌技术[12]相结合的一种刚柔复合装配式可回收支护结构。其在确保安全的情况下,通过高效率的回收,匹配重复使用达到降低工程造价的目的。支护结构组成及功能如下:①钢骨架:主要承载构件,加工性能好,力学性能稳定;②柔性面板:分散水土压力,协调钢骨架整体受力;③高聚物注浆层:快速形成柔性封闭防渗体,封堵渗漏。
支护结构施工及回收过程如图1所示。
图1 新型柔性支护结构施工及回收流程图Fig.1 Construction process of the new flexible support structure
图1步骤(1)所示,在施工区域利用专业的成孔设备完成支护钢桩桩孔施工,并完成型钢构件的加工。
图1步骤(2)所示,利用吊车等吊装器械,将型钢桩置入预先成孔的桩孔之中,放桩期间要严格控制桩体的垂直精度,待支护桩吊装完毕,对槽孔内的空隙部分回填水泥碎石料(强度等级C20),以保证型钢支护桩周围土体的稳定。
图1步骤(3)所示,冠梁与支护钢桩体的固定方式采用高强度螺栓连接。
图1步骤(4)~步骤(8)所示,待基坑第一次开挖到指定深度,利用螺栓将钢面板固定在型钢支护桩上(图2),随后采用高聚物注浆的方法填充钢面板与土体之间的空隙,以保证面板与侧面土体的紧密结合协同变形(图2),并安装腰梁。
图1步骤(9)所示,重复步骤(4)~步骤(8)直至基坑施工完毕,完成装配式可回收支护结构的施工。
图1步骤(10)~步骤(12)所示,待基坑工程项目完工,依次拆掉腰梁、钢面板,并进行土体回填,当土体回填至地表平面,拆除顶部冠梁,并利用液压拔桩机将支护钢桩拔出,最后回填桩孔并修整土体以完成装配式支护结构的回收施工。
钢骨架主要构件之间以及钢骨架与柔性面板的连接方式为高强度螺栓连接,详细节点构造如图2(a)所示。高聚物密封形成的防渗体系剖面图如图2(b)所示。
图2 支护构件栓接以及高聚物密封层剖面图Fig.2 The profile of bolting member and sealing polymer
2 工程概况与有限元模型
2.1 工程概况
依托郑州市牛口峪引黄工程干线管道工程,基坑长7.85 m,宽5.0 m,平面布置图如图3所示。场地勘察深度范围内地层共分5层。根据区域资料及地质勘查结果,勘查期间未见地下水,因此,可以不考虑地下水对基坑开挖的影响。结合已有工程经验,采用支护桩,内支撑腰梁的支护结构,支护桩水平间距根据工作需要确定,工作井桩长15.5 m,采用内置HW350型钢(桩孔直径600 mm)。装配式支护结构面层采用钢板代替传统的喷射面层,钢板与侧壁土体之间未采用高聚物注浆处理,确保钢板面板与支护桩、腰梁有效连接。
图3 基坑平面布置图Fig.3 Layout of the foundation pit
2.2 有限元模型
2.2.1 模型的建立
基于模型间土体本构模型和支护结构换算的差异,分别建立了三种类型的有限元模型(如表1所示):模型A、模型B、模型C。为降低人为设定的模型边界条件对计算区域的影响,当基坑边缘距离模型边界长度大于4~5倍基坑开挖深度时,模型边界条件的设定对计算的影响可以忽略不计。模型水平边界距离取至基坑外侧约5.5倍基坑开挖的最大深度,即模型纵向长度为120 m,横向长度也为120 m,计算深度为40 m,如图4所示,整体模型尺寸为120 m×120 m×40 m(长×宽×高)。土体、支护结构和混凝土底板均采用C3D8实体线性单元,钢面板选用S4壳体单元,腰梁支撑选用B31梁单元进行模拟,考虑到计算机的计算限制以及网格划分过多对于计算时长和收敛性的影响,有限元模型基坑开挖深度由11.4 m调整为11.5 m,基坑底部腰梁间距由3 725 mm调整为4 000 mm,忽略C30混凝土底板的安装和钢板间连接方式的影响,钢面板采用整体钢面板替代。
表1 有限元模型Table 1 The finite element model
图4 有限元模型与施工现场图Fig.4 The Finite element model and construction site photo
2.2.2 支护结构的等刚度换算
模型A采用等效刚度换算的方法,将支护结构简化为等厚度的地下连续墙结构[13]。模型B、模型C在模型A的基础上,考虑到支护结构装配性和刚柔复合性的特点,将工作井周围支护桩体,简化为具体尺寸的矩形钢桩。设地下连续墙厚度h=0.5 m,弹性模量为Ed,截面惯性矩为th3/12(t为模型桩体间距)。模型支护桩体换算截面长度为a,宽度为b(a=b=0.5 m),弹性模量为Ea,截面惯性矩为ab3/12,HW350型钢弹性模量Eb=210 GPa,截面惯性矩Iz;型钢外部填充的水泥碎石料,忽略HW350型钢尺寸影响,考虑为直径600 mm的3/4圆形C20级混凝土桩体,弹性模量Ec=210 GPa,截面惯性矩Iy,模型桩体间距与实际间距相同均为t,如图5所示。根据抗弯刚度相等原则可得
(1)
(2)
(3)
(4)
综合式(1)~式(4)可以计算出模型中地下连续墙弹性模量Ed=16.8 GPa。矩形实体钢桩的弹性模量Ea=36.2 GPa。其余各部件参数如表2所示。
图5 装配式可回收桩与等刚度地下连续墙和矩形钢桩弹性模量折算Fig.5 The prefabricated recyclable pile is converted into the elastic modulus of diaphragm wall and rectangular steel pile with equal stiffness
2.2.3 土体本构模型的选取
模型B中土体选用摩尔库伦土体本构模型,参数见表3。考虑到基坑开挖过程中存在着卸荷问题,土体模型的选取需要能够区别加荷和卸荷的差异,为简化计算,考虑单一工程地质条件,模型A,模型C中的土体选用郑州市东区粉土修正剑桥土体本构模型[14],参数如表4所示。
表2 支护结构参数
表4 修正剑桥土体模型参数Table 4 Properties of soil
2.2.4 模型基本假定
(1)模型中土体视作单一均质的弹塑性体。
(2)支护结构、腰梁支撑以及混凝土底板均视作理想型弹性体。
(3)假定基坑开挖、腰梁支撑的施加都是瞬时完成的,不考虑基坑开挖过程中时间效应和地下水的影响。
2.2.5 土体与支护结构以及支护结构各部件间接触模型
在ABAQUS有限元软件中,结构与土体之间是由两者重合的节点形成的零厚度界面,它可以模拟结构与土体界面之间的滑动。其力学模型主要定义接触面的法向行为(normal behavior)和切向行为(tangential behavior),土体与支护结构的接触采用摩擦型接触,法向挤压受“Hard”接触模型控制;切向摩擦行为受“Penalty”接触模型控制,其中切向摩擦行为由极限剪切滑移量γcrit和摩擦因数μ控制,服从库伦弹塑性摩擦定律,参照文献[15],模型取γcrit=5 mm,μ=0.3。模型中结构与土体接触面分别建立表面接触。矩形钢桩底部与土体采用“Tie”接触模型,支护结构各部件间亦采用“Tie”接触模型。
2.2.6 模型边界条件与开挖过程模拟
有限元模型四周设置水平方向约束条件,底面设置水平方向和竖直方向约束条件,模型顶面设置自由面。模型开挖过程模拟如表5所示。
表5 基坑开挖的施工方案
3 有限元模型可行性分析
如图6所示为基坑开挖完毕后,模型A、模型B和模型C到的地表沉降线和支护结构水平位移图。图6(a)和图6(b)为基坑开挖完毕,基坑X方向和Y方向上支护结构水平位移沿深度方向上的变化情况;图6(c)为基坑开挖完毕,D1方向(图4)的地表沉降曲线。
如图6(a)和图6(b)所示,基坑X方向上,三种模型均能较好地模拟基坑开挖完毕后的支护结构水平位移的变化,三种模型得到的水平位移曲线变化趋势基本相同,均呈现“凸”形,模型B中桩体最大水平位移为6.4 mm,模型A和模型C最大水平位移分别为3.3 mm和3.4 mm,计算结果数值上的差异考虑是由于支护结构受力形式及土体本构模型间的差异导致的。在基坑Y方向上,模型A中支护结构水平位移远小于模型B和模型C支护结构的水平位移,支护结构水平位移的变化形式与模型B和模型C的支护结构水平位移的变化形式明显不同。依据Clough等[16]对有支撑类支护结构侧向运动的描述,支护结构侧向运动形式一般表现为“凸”形,这说明模型A中地下连续墙在Y方向的侧向变形模拟结果与经验预测相差较大。
D表示D1方向上沉降测点到基坑围护结构的最短距离图6 基坑开挖完毕后的支护桩水平位移与地表沉降图Fig.6 The horizontal displacement of pile and ground surface settlement after foundation pit excavation completed
如图6(c)所示,模型C得到的地面沉降曲线与支护结构变形较为匹配,模型A由于忽略了钢板变形对于土体沉降的影响,支护结构采用单一地下连续墙形式,其得到的地面沉降曲线沉降值较模型C偏小;模型B模型地表沉降曲线却表现为整体回弹,计算结果与徐中华等[17]所述一致。对比结果显示,模型C中桩体最大水平位移为3.4 mm,与实测最大值3.0 mm基本吻合,支护结构外地表竖向位移较模型A更大,而且在支护结构边缘位置处并未出现地表土体随支护结构上移而出现的高出地表水平面的现象,整体表现为沉降;沉降形式与Pan等[11]地表的沉降形式相似。综上考虑,模型C对于模拟装配式可回收支护结构在粉土地区的受力特征更为准确。
图7 基坑开挖过程中的桩体水平位移与桩身弯矩Fig.7 The horizontal displacement and bending moment of retaining pile during foundation pit excavation
4 结果与分析
4.1 支护桩水平位移
如图7所示为基坑X方向和Y方向上中部桩体水平位移与桩身弯矩随基坑开挖进行中的变化曲线。如图7(a)、图7(b)所示,由于受基坑空间效应的影响,支护结构在基坑X方向跨中位置处往往发生较大水平位移,具体表现为在开挖初始阶段(开挖至-3 m处位置),X方向桩顶水平位移较Y方向桩顶水平位移更大。随着基坑开挖的进行,支护桩体水平位移逐渐增大,最大位移位置逐渐加深;桩体水平位移变化在基坑深度7~11 m部位处水平位移量较其他部位变化更为剧烈,这种加剧现象受基坑开挖深度的影响尤为明显,表现为基坑开挖深度越大,水平位移加剧越明显。考虑原因是受下部顶管施工影响,基坑深度7~11 m未设置任何支撑导致的结果,这也从另一方面说明环梁施工完毕并充分发挥了支撑作用。基坑开挖结束时,基坑X方向和Y方向上的桩体最大水平位移均出现在9 m左右的位置,基坑X方向的桩体最大水平位移较Y方向上的桩体水平位移更大,支护桩最大水平位移为3.4 mm,支护桩体水平位移变化曲线呈现典型的“凸”形。
如图7(c)、图7(d)所示,X方向桩身最大弯矩为35.1 kN·m,Y方向桩身最大弯矩为40.9 kN·m,且均位于桩体最大水平位移处附近,随着基坑开挖的进行,桩身弯矩在支撑位置逐渐减小并出现负弯矩,考虑原因在于环梁逐步发挥支撑作用限制了桩体变形,桩体受力由受拉形式向受压形式发生转变。桩身弯矩分布模式与张家国等[18]和Pan等[11]分析结果相似,都表现为明显的双向分布特征,桩身弯矩分布趋于合理[19]。
4.2 基坑底部回弹量
由于本工程后期需要进行顶管施工,为了解基坑开挖完毕基坑整体稳定性情况,对于开挖面土体隆起情况作了数值模拟和理论推导计算,从而为后续基地处理方式提供一定的参考。利用Mindlin解和e-lgp模型结合的方法[20-22]来计算基坑底部土体隆起情况,并与本文数值模拟数据进行对比,基坑开挖引起的回弹量s由式(5)计算得出,计算结果如表6所示。
(5)
式(5)中:e0为土体初始孔隙比;λ为修正剑桥土体模型的原始压缩曲线斜率;u1为土体压缩指数和回弹指数相关系数;u2为λ与回弹指数相关系数;p为土体侧向压缩试验中的竖向应力;H为土体分层高度。u1取0.15,u2取0.434。
表6 Mindlin解和e-lgp模型结合求解计算结果
如图8所示为基坑开挖面及下部土体隆起情况,图8(a)为基坑开挖完毕,采用摩尔库伦土体本构模型和修正剑桥土体本构模型得到的基坑开挖面土体回弹曲线。如图8(a)所示,模型C回弹曲线呈现拱形,最大回弹量为12.0 mm,位于基坑中心位置处附近。模型B回弹曲线形式表现为由拱形向双峰马鞍形(常见于圆形基坑)变化,即最大回弹量逐渐由中间大两边小向中间小两边大过渡,最大回弹量出现位置与模型C相同,但最大回弹量约为模型C的2倍。结合图8(b)模型C数值模拟结果以及采用Mindlin解和e-lgp模型计算所得土体回弹量之间的关系图可知,两者土体回弹量随深度变化趋势基本一致。理论计算所得土体回弹曲线与模型C得到数值模拟所得土体回弹量曲线符合度较高,采用Mindlin解和e-lgp模型结合理论计算所得土体回弹量,基坑最大回弹量为13.1 mm,与数值模拟得到的基坑最大回弹量12.0 mm基本吻合。这说明模型C对于基坑开挖完毕,基坑底部土体的隆起情况模拟结果与理论计算结果较为符合,基地最大隆起量较小,基坑底部整体稳定性较好。
图8 基坑底部土体隆起Fig.8 Soil uplift at the bottom of the foundation pit
5 结论
基于郑州市粉土地区柔性支护结构基坑变形特征分析的问题,运用ABAQUS有限元软件建立了不同类型的有限元模型。通过比较分析模型的差异并结合模拟数据与理论计算以及经验数据的对比,对该类型结构支护效果及对周边环境的影响作了定量的描述,得出以下结论。
(1)采用修正剑桥本构模型建立的郑州市粉土地区工作井基坑模型模拟结果较好,模拟数据显示,支护系统中的桩体稳定性较高,最大水平位移仅为3 mm,远小于同类传统支护系统中桩体的变形。
(2)基坑开挖结束后,基坑坑底土体回弹形式表现为拱形,基底最大隆起量位于基坑中心位置处,约为12 mm,与理论计算值13.1 mm较为吻合;基坑整体稳定性较高,可为后续顶管施工提供安全的施工环境。
(3)新型装配式支护结构作为一种柔性支护系统,具有安全可靠、施工工期短、操作简易、重复利用率高、综合经济环保指标优越等诸多优点。此外,其在确保大型深基坑的稳定性方面具有较大的应用前景。