圆砾-泥岩组合地层坑中坑开挖对双排桩的影响

2022-01-23欧孝夺黄中正罗方正梁亚华

长江科学院院报 2022年1期

欧孝夺，黄中正，江杰，罗方正，梁亚华

(1. 广西大学土木建筑工程学院，南宁 530004； 2.工程防灾与结构安全教育部重点实验室，南宁 530004；3.广西金属尾矿安全防控工程技术研究中心，南宁 530004； 4.中国建筑第八工程局有限公司，南宁 530028)

1 研究背景

南宁盆地普遍分布着深厚的圆砾层和第三系泥岩层。圆砾层强度较高，但颗粒级配不佳，土体结构疏密不均，自稳性较差，易受施工扰动影响，不利于开挖类工程的稳定性[1]。而第三系泥岩的成分以泥质粉砂岩为主，呈坚硬状，层状构造，属软岩或极软岩。未经扰动的泥岩强度大，对支护结构有良好的嵌固作用。但南宁地区气候湿热多雨，泥岩经雨水浸泡或施工扰动后，呈现明显的软化特点，土体力学强度明显降低，最高可达75%，对水平受荷桩的嵌固稳定性十分不利[2]。

黄钟晖等[3]对该地区的基坑围护结构选型进行了统计分析，发现该地区基坑工程中对地连墙运用较多，对双排桩支护形式运用较少。但随着地下空间开发产权等管理愈发严格，双排桩也越来越广泛运用于南宁地区的基坑工程。双排桩是由前后排桩以及连系梁组成的门架式结构，具有较大侧向刚度，支护性能良好。目前国内外对双排桩已开展了许多研究，取得了丰硕的成果。但关于双排桩支护结构在南宁土岩组合地层的研究还不多见，关于该地层中坑中坑开挖对双排桩支护效果影响的报道也较少。

对于坑中坑开挖对支护结构的影响，学者们也做了许多研究。徐意智等[4]指出内坑开挖相当于加大了开挖深度，降低外坑支护结构嵌固深度。学者们[5-8]总结了坑趾系数、外墙插入比、面积比、深度比等是坑中坑开挖对支护结构影响较大的因素。孙玉永等[9]利用强度折减法分析了坑中坑抗隆起稳定性的影响。但上述研究大多针对软土地区。在组合地层的坑中坑研究中，Tan等[10]基于黏土-卵砾石组合地层的坑中坑工程，运用监测与有限元方法，发现组合地层中支护结构受力变形特性不同于一般均质土。此外，苏华等[11]研究表明被动区土体强度弱化对支护结构受力变形十分不利，建议在基坑设计施工中要考虑土层软化的影响作用。而关于内坑坑周土体强度弱化程度对支护结构的影响未有充分研究。内坑开挖不但加大了开挖深度，使得嵌固深度减小，而且二次开挖卸载以及施工扰动会弱化内坑坑周土体的强度。若内外坑之间的水平距离过小，内坑开挖深度较大，则会对外坑支护结构造成更显著的影响，危及基坑安全稳定性。

针对以往关于坑中坑的研究，众多学者仅分析了各参数对支护结构的临界阈值影响，却少有分析参数在临界影响阈值左右范围变化对支护结构的影响，也少有考虑内坑坑周土体强度弱化效应对支护结构的影响。鉴于此，本文依托南宁地铁4号线某坑中坑式基坑双排桩支护工程项目，研究双排桩在圆砾-泥岩组合地层中的支护特点及其适用性。在此基础上，系统研究坑趾系数、深度比等参数在影响阈值左右范围内变化对双排桩支护效果的影响，并提出土体强度弱化百分比分析内坑坑周土体弱化程度对双排桩支护效果的影响。通过有限元强度折减法分析上述因素对基坑稳定性的影响，以期为类似工程提供参考。

2 工程概况

南宁地铁4号线某基坑位于圆砾-泥岩组合地层。土层从地表向下依次为素填土、圆砾填土、含黏性土圆砾、强风化泥岩、中风化泥岩，厚度依次为3.4、2.0、7.6、22.0、25.0 m。根据地质勘查资料所得的具体物理力学参数如表1所示。

表1 土体物理力学参数Table 1 Physical and mechanical parameters of soil

围合区下沉广场基坑深度约为14.6 m，采用放坡2.8 m并使用Φ800 mm@1 200 mm的双排桩作为围护结构，桩长21.3 m。开挖断面地层主要为圆砾层，桩底嵌入第三系泥岩约10.5 m。在围合区基坑底板以下，设有地铁联络线。联络线宽6 m，长325.8 m，圆曲线半径为180 m，坡度为34.230‰。联络线内坑采用明挖顺作法进行施工作业，支护结构使用Φ800 mm@1 200 mm排桩，桩长12 m，内支撑体系采用1道钢支撑，钢支撑的规格为Φ609 mm厚度t=16 mm，水平间距为3.5～4.0 m。内外坑围护结构所用的混凝土强度等级均为C35。联络线坑底与下沉广场底板净距为4.9～9.5 m，联络线基坑坑壁与双排桩的水平距离最近处仅约4.5 m。

现场监测方面，在施工期间沿着双排桩支护段布置了11个桩顶水平位移和桩身水平位移监测点。其中桩顶位移主要采用全站仪对其进行观测记录；桩身水平位移是将测斜管(长约18 m)埋设在桩身砼中，然后利用测斜仪、测读仪等对其进行监测记录。本工程段内外基坑平面和水平位移监测布置图、典型围护结构剖面(5-5)示意图分别如图1、图2所示。

图1 基坑围护结构及其水平位移监测布置平面图Fig.1 Layout plan of foundation pit retaining structureand its horizontal displacement monitoring

图2 典型围护结构剖面图Fig.2 Profile of typical enclosure

3 有限元模型

3.1 计算模型与参数

根据实际工程，选取断面5-5的工况，运用ABAQUS有限元软件建立二维数值计算模型。模型外坑开挖深度取14.6 m，内坑开挖深度取6 m,内坑宽度取6 m。根据文献[12]，坑边宽度取约5倍基坑开挖深度,坑底地层厚度取约3倍基坑开挖深度即可有效降低模型边界效应对基坑开挖计算的影响。本模型尺寸为96.8 m×60 m(长×高)。外坑围护结构双排桩及内坑围护结构排桩均按上文描述的实际尺寸建立，如图3所示。土体选用摩尔-库伦本构模型，采用CPE4单元进行模拟。模型围护结构的等效弹性模量为35 GPa，泊松比为0.2，重度为25 kN/m3。模型支撑采用梁单元模拟，钢支撑的规格为Φ609 mm厚度t=16 mm，弹性模量为206 GPa，泊松比为0.2，重度为78.5 kN/m3。计算模型边界条件为：限制模型左右的水平位移，以底面为固定端。由于本文着重研究双排桩支护特点及坑中坑对双排桩的影响，故模型忽略距双排桩及内坑较远的地连墙。

注：h为内坑深度；H为外坑深度。图3 模型示意图Fig.3 Schematic diagram of model size

3.2 模型验证与分析

为验证本文模型的合理性，将上述模型模拟实际工况的计算结果与该断面的监测数据进行对比。基坑模拟工况如表2所示。

表2 基坑开挖工况Table 2 Excavation conditions of foundation pit

从图4可以看出，双排桩的前后桩水平位移计算值相差不大，以桩身整体刚体侧移为主。桩身水平位移最大值均出现在桩顶以下2～4 m的位置，工序2前后排桩的最大水平位移分别为24.21、23.74 mm。同时，监测数据与数值模拟的桩身位移曲线变化趋势基本相近，中间段基本吻合，说明模型选取的参数较为可靠。在桩顶、桩底位置的实测值略小于模拟值，这可能是因为断面5-5处于基坑的阳角附近，空间效应明显。

图4 不同工况下双排桩水平位移曲线Fig.4 Curves of horizontal displacement of double-row piles under different working conditions

为反映圆砾-泥岩组合地层中双排桩的支护特点，与相似工况(对应本文中的“工序2”)下双排桩在黄土地区[13]、软土地区[14]的桩身水平位移进行对比，如图5所示。在不同地层中，双排桩桩身水平位移均表现出“鼓胀”型。相比之下，黄土、软土地区桩身的整体位移数值较大，下降趋势也较为明显。圆砾-泥岩地层中双排桩的位移数值则相对较小，但下降收敛趋势较缓慢，这反映了圆砾层自稳性欠佳的特点；同时，桩身嵌固段的位移相对较小，反映了未经扰动的泥岩具有良好的嵌固稳定性。总体上，各地区在相似工况中的桩身水平位移大小呈现出：软土地层>黄土地层>圆砾-泥岩组合地层。这说明双排桩在南宁圆砾-泥岩组合地层中的基坑支护效果良好，具有较好的适用性。

图5 不同土层中双排桩水平位移曲线Fig.5 Curves of horizontal displacement ofdouble-row piles in different soil layers

对比工序2、工序6的位移曲线，发现内坑开挖对双排桩支护效果有较大影响。尽管内坑开挖前后双排桩位移曲线形状仍较为相似，但水平位移沿桩身长度方向的增幅均较大，位移下降收敛趋势变缓。这可能是内坑开挖降低了双排桩的嵌固深度以及基坑二次卸载、桩体的二次施工造成泥岩强度下降所致。因此进一步分析内外坑的空间位置及土体强度弱化对双排桩支护效果的影响十分必要。

4 坑中坑对双排桩的影响

结合实际工程中内坑的开挖深浅、与双排桩水平距离不同以及泥岩受扰动后强度下降等特点，运用单因素法研究坑趾系数(χ=B/H)、深度比(α=h/H)、土体强度弱化百分比Fr这3个参数的变化对双排桩支护效果影响，具体参数取值如表3所示。同时利用有限元强度折减法分析各变量对基坑稳定安全系数的影响。

表3 影响因素的参数取值Table 3 Values of influencing factors

其中，本文提出的土体强度弱化百分比Fr是用于描述土体强度降低程度的参数,与土体强度参数的数学关系为

(1)

φ=arctan[tanφ0(1-Fr)] 。

(2)

式中C0、C、φ0、φ分别为土体的黏聚力、弱化后的黏聚力、内摩擦角、弱化后的内摩擦角。

4.1 坑趾系数的影响

根据申明亮等[15]的研究，χ<0.5，是坑趾系数对支护结构产生影响的阈值，本节据此进一步细化研究在该阈值左右范围坑趾系数的变化对双排桩支护性能的影响程度。在上文模型的基础上，把坑趾系数χ作为单一变量，建立相应新的分析模型。χ是与坑间距B相关的参数，B依次取值为4、5、6、7、8 m，对应的坑趾系数如表3所示。由于双排桩的前后桩水平位移的大小和变化趋势相近，限于篇幅，仅取数值较大的前排桩水平位移曲线作为代表进行描述及研究。

结合图6、图7可以看出，随着坑趾系数的减小，桩身水平位移的增长幅度表现为“较大-小-大-较大”，印证了坑趾系数对双排桩的水平位移影响存在临界阈值。当坑趾系数为0.548时，内坑开挖对双排桩侧移增长相对较小；当坑趾系数为0.479、0.410时，双排桩水平位移差异不大；当坑趾系数从0.410降至0.342、0.274时，双排桩水平位移增长幅度随坑趾系数的降低呈现较大增长。综上，可认为本例的坑趾系数影响阈值介于0.4～0.5，并得出以下规律：当坑趾系数处于阈值以外，坑中坑开挖对双排桩侧移影响相对较小；当坑趾系数处于阈值附近，双排桩侧移对坑趾系数变化不敏感；当坑趾系数处于阈值以内，随坑趾系数的减小，双排桩侧移增长幅度呈现先加快、后放缓的特点。

图6 水平位移随坑趾系数变化曲线Fig.6 Curves of horizontal displacement varying withpit toe coefficient

同时运用强度折减法，得到了分别基于基坑土体出现贯通的塑性区时的基坑安全稳定系数FS1和双排桩桩顶水平位移出现拐点时的基坑安全稳定系数FS2。由于双排桩为悬臂式支护结构，桩身水位移以刚体侧移为主，故对桩顶水平位移变化较为敏感。而不考虑扰动影响作用的泥岩强度较大，土体相对不易出现贯通的塑性区。因此FS1较FS2要大，如图7所示。随着坑间距的减小，FS1与FS2均呈现出加速下降的趋势，且FS2比FS1降幅更大。

图7 安全系数随坑间距变化折线图Fig.7 Broken lines of safety factor varying withdistance between pits

4.2 深度比的影响

同样的，把深度比α作为唯一变量，深度比>0.42为深度比对支护结构产生影响的阈值[16]。α是与内坑开挖深度h相关的参数，h依次取值为5、6、7、8、9 m，对应的深度比如表3所示。

由图8可知，双排桩水平位移随深度比的增加而增大，水平位移曲线形状仍呈现出“鼓胀”型。在不同开挖深度，水平位移的增长幅度有一定差异。当内坑开挖深度处于相对较小范围内时，双排桩水平位移随深度比变化幅度很小，例如内坑开挖深度为5、6 m时的位移曲线基本一致；当开挖深度相对较大时，双排桩的水平位移增长幅度则快速增大，说明内坑开挖深度h存在临界值。根据水平位移的增长趋势，可认为本例中深度比的影响阈值约为0.41。此外，当深度比超过临界影响阈值后，双排桩水平位移较大，对基坑较为不利。这是因为被动土压力对双排桩嵌固效果起到很大作用，所以当内坑开挖深度加大，就等效减小双排桩的嵌固段长度，降低了被动土压力，使得桩体的土压力合力点下移，造成双排桩产生更大的朝坑内位移变形。对比α分别为0.342和0.616时的最大水平位移，发现后者较前者增大32.6%，也反映了内坑开挖深度的变化对双排桩支护效果有较大影响。

图8 水平位移随深度比变化曲线Fig.8 Curves of horizontal displacement varyingwith depth ratio

从图9也可以发现，两种稳定安全系数均随深度比的增加而表现为近似线性下降。同时二者数值大小关系也随之发生变化。当深度比<0.479(h=7 m)时，FS1>FS2；当深度比>0.479(h=8 m)时，则变成FS1

图9 安全系数随内坑开挖深度变化折线Fig.9 Broken lines of safety factor varying withexcavation depth of inner pit

4.3 土体强度弱化的影响

泥岩浸水使得其强度下降。图10为现场施工过程中内坑出现大量积水的情况。为研究该工况下土体强度弱化程度对双排桩的影响，仅把土体强度弱化系数Fr作为变量，对弱化区(如图3所示)中土体进行强度折减弱化，参数Fr取值如表3所示。

图10 内坑出现积水Fig.10 Water accumulated in the inner pit

从图11可知，随着土体强度弱化程度的加大，双排桩水平位出现“加速”增长的现象。水平位移在整个桩身长度方向上均出现较大增长。说明土体的强度弱化对于双排桩支护性能影响巨大。对比未考虑土体弱化的工况和考虑土体弱化程度达到60%的工况，二者最大水平位移分别为33.86、65.04 mm,后者较前者约增加了92%。而且从图12可知，不同判据下的基坑稳定安全系数均大幅下降。FS1、FS2分别从2、1.92下降至1.21、1.19，降幅分别为40%、38%。随着坑间土体弱化程度的加深，原本较为坚硬的泥岩地层从不易产生贯通的塑性区变得相对容易，使得FS1、FS2趋于一致。因此，减少对内坑坑周土体扰动，保证其强度是基坑安全竣工的关键。

图11 水平位移随土体强度弱化百分比变化曲线Fig.11 Curves of horizontal displacement varying withthe percentage of soil strength weakening

图12 安全系数随土体强度弱化百分比变化折线Fig.12 Broken lines of safety factor varying withthe percentage of soil strength weakening

4.4 双排桩侧移增长率与基坑稳定安全系数的关系

通过引入围护结构最大侧移增长百分比ξ(ξ=(δ-δ0)/δ×100%，其中δ0、δ分别为支护结构侧移变化前、后的数值)，分析不同参数变量下双排桩最大侧移的增长规律与基坑稳定安全系数的关系。由于ξ与桩身位移有关，故安全系数采用与桩体位移相关的FS2，以(Fr,χ,α)=(0,0.410,0.410)为例进行对比分析。

从表4可以看出，不同参数下，基坑稳定安全系数均与支护结构侧移增长百分比成负相关，即稳定安全系数越小，支护结构最大侧移越大。通过单位变量下ξ、FS2的变化率进行判断，得出各变量对双排桩最大侧移增长百分比及基坑稳定安全系数的影响大小关系为：土体强度弱化百分比>坑趾系数>深度比。可见，在坑中坑式基坑工程中，除了内外坑的空间关系以外，内坑坑周土体的强度弱化更是不可忽略的因素。并且，在稳定安全系数较小时，稳定安全系数的小幅下降会引起双排桩最大侧移增长百分比的较大增加；但在稳定安全系数较大时，稳定安全系数的降低并不会造成双排桩最大侧移增长百分比的较大增加。例如，在第12—第15组数据中，当稳定安全系数从1.66降至1.31时，双排桩最大侧移增长百分比增幅仅为16.6%；而稳定安全系数从1.31、1.27分别降至1.21和1.19时，双排桩最大侧移增长百分比增幅分别高达25.9%、35.3%。通过各组数据中的最大侧移增长百分比增幅与基坑安全系数进行粗略对比分析，建议在类似的实际工程中，可将支护结构的最大侧移增长百分比是否>20%作为依据，初步评价内坑开挖对基坑稳定安全的影响程度。

表4 双排桩变形增长百分比与基坑稳定安全系数Table 4 Deformation growth percentage of double-row piles and stability safety factor of foundation pit

4.5 不同因素下基坑破坏模式

运用强度折减法，以土体产生贯通的塑性区作为基坑破坏依据，对不同因素下基坑破坏模式进行研究。取上文组号为1、10、15的模型作为代表进行分析。

从图13(a)可以发现，当坑间距较小时，双排桩与排桩之间的坑间土由于受到桩体之间“挤压”作用，产生严重塑性变形，隆起量过大，从而引起双排桩的嵌固失稳，双排桩侧移过大。如图13(b)所示，当内坑开挖深度较大时，内坑排桩嵌固深度不足，坑底至桩底土层厚度较小，导致内坑坑底土的塑性区率先贯通破坏，内坑排桩绕塑性区发生转动破坏，从而引发双排桩失稳。如图13(c)所示，当坑间土及内坑周围土体强度下降较大时，双排桩前的坑间土以及内坑坑底土体均较易产生从各自坑底底面至桩底的土体贯通塑性区，从而导致基坑失稳破坏。