深厚富水砂性地层深基坑开挖降水变形特性研究

张誉津, 刘俊城, 谭 勇

(同济大学土木工程学院, 上海 200092)

0 引言

随着国内经济的高速发展,城市化进程不断加快,交通拥堵和城市用地紧张等问题日益突出。作为解决上述问题的重要手段之一,地铁轨道交通近年来得到了快速发展,目前城市中已建成或正在建设的地铁车站深基坑数量也在迅速增加。深基坑施工往往会受到诸多复杂因素的影响,如地质条件、围护类型、降排水等[1-2]。其中,承压含水层减压降水是基坑工程施工期间引起地表沉降及邻近建(构)筑物损害的重要因素[3-4]。已有研究表明,由于减压降水导致含水层中形成水位降深漏斗,土层中有效应力增加,土体发生固结压缩变形[5-8],进而引发坑外一定范围内的地面沉陷,甚至会导致基坑变形突增、围护结构失稳等严重后果。因此,在地下水位高、渗透系数大、自稳性差的深厚富水砂性地层开展深基坑开挖时,尤其需要重视承压水降水所造成的不利影响。

位于长江三角洲北翼段的南通市,地表以下80 m范围内以粉土和砂土为主,地铁车站深基坑开挖涉及到深厚富水砂性地层特殊地质条件。由于含水层厚度过大,止水帷幕通常难以完全隔断坑内外水力联系,坑内降水(尤其是承压水降水)会引起坑外水位明显下降,从而产生大规模的地表沉降。此外,在深厚富水砂性地层深基坑中若降水不当,极易发生流砂、管涌和坑底突涌等渗透破坏,从而引发支护体系失效及坑外地层塌陷,使邻近建(构)筑物面临极大的风险[9]。因此,非常有必要对深厚富水砂性地层深基坑变形特性展开深入研究,尤其是降水引起的围护结构侧向位移及坑外地表沉降等重要变形规律。

由于经验法和解析法在考虑复杂地层和边界条件时的局限性,近年来数值分析方法被广泛应用于深基坑变形的相关研究中[10-14]。Zeng等[12]建立了流固耦合数值模型,开展一系列数值分析探究了不同降水条件下的坑外地表沉降分布规律,指出当坑内外水力联通时,坑内降水会同时引起坑外水位下降和围护墙侧向变形,二者均会产生坑外地面沉降。然而,既有研究[5-7, 12-14]主要聚焦于软黏土地层或软黏土弱透水层/砂土含水层相互交替复杂地层(如上海、天津等地)深基坑开挖降水引起的总体变形规律,而对于砂层厚度非常大、地下水位高的深厚富水砂性地层(如南通等地)的相关研究则非常少,并且鲜有对深基坑施工全过程各阶段降水及土方开挖对基坑变形的贡献程度展开深入探讨。基于此,本文结合南通某地铁车站深基坑实例,建立三维有限元流固耦合数值模型,分析坑内降水和土方开挖期间累计变形特性,并进一步分析各施工阶段降水和开挖对深基坑变形的影响程度。通过总结深厚富水砂性地层基坑开挖降水变形特征,为类似特殊地层条件下深基坑工程施工和设计提供参考。

1 工程概况

1.1 基坑概况

某车站位于南通市人民中路与环城东路交叉口,沿人民中路东西向布置,车站为13 m岛式站台地下3层车站,车站净长162.5 m、净宽23.1 m。标准段开挖深度为25.9 m,西端头井开挖深度为27.4 m,东端头井开挖深度为28.6 m。基坑围护结构采用地下连续墙+内支撑体系,基坑各段围护结构情况如下。

标准段采用1 000 mm厚地下连续墙,墙深约49 m,设置7道支撑+1道换撑。其中,第1道和第5道为混凝土支撑,第6道为φ800 mm(t=20 mm)钢管支撑(φ为钢支撑直径,t为内壁厚度),其余支撑均为φ609 mm(t=16 mm)钢管支撑。西端头井和东端头井采用1 200 mm厚地下连续墙,墙深约54 m,设置8道支撑+1道换撑。其中,第1道和第5道为混凝土支撑,第6道和第7道为φ800 mm钢管支撑,其余支撑均为φ609 mm钢管支撑。基坑标准段横剖面图如图1所示。基坑监测平面示意图如图2所示。

图1 基坑标准段横剖面图(单位: m)

图2 基坑监测平面示意图

1.2 工程及水文地质条件

拟建车站场址土体类型复杂,性质差异较大,地层从下更新世至全新世均有发育,成因类型较多,主要有河流相、河海相等。车站主体基坑坑底位于④-2～④-2t层,开挖深度内以砂性土层为主,依次为①层填土、②层砂质粉土、③-1层粉砂夹粉土、③-2层粉砂、④-2层粉质黏土夹粉土; 开挖面以下依次为④-2t层粉质黏土夹粉土、⑤-1层粉砂夹粉土、⑤-t层粉质黏土夹粉土、⑤-3层粉砂夹粉土、⑥层粉砂。标准段和端头井地下连续墙墙趾均插入⑤-3层粉砂夹粉土。结合现场水文地质勘察及室内土工试验成果[15],确定水文地质参数和沉降有关参数。场址土层主要物理力学性质参数如表1所示。

表1 场址土层主要物理力学性质参数

潜水主要赋存于浅部粉土、粉砂和填土层中,含水层厚度大,含水量丰富。第Ⅰ承压含水层一般赋存于④-2t层和⑤-1层,第Ⅱ承压含水层一般赋存于⑤-2层、⑤-3层和⑥层。④-2层和⑤-t层为相对隔水层,但其厚度较薄并夹杂粉土,导致承压水与上部潜水存在一定水力联系。场地潜水水位埋深2.7 m,相应水位标高为+3.41 m; ④-2t层承压水水位埋深4 m,相应水位标高为+2.11 m; ⑤-2层承压水水位埋深4.3 m,相应水位标高为+1.81 m。

2 有限元数值模拟分析

2.1 流固耦合理论及其模拟

在基坑降水过程中,局部地下水的渗流条件发生改变,形成人工干扰下的地下水渗流场,从而影响周围土体的稳定性。本文的三维流固耦合模型采用Biot固结理论[16],将土体变形方程与渗流方程相结合,并考虑地下水渗流与土体变形的动态变化及相互影响。其中,三维Biot固结方程及三维渗流连续方程分别如式(1)和式(2)所示。

(1)

(2)

通过式(1)和式(2)的联立求解,可以得到求解域内的土体变形和渗流结果。本文利用Midas GTS NX软件中的“应力-渗流-边坡”耦合分析模块进行基坑开挖降水的相关模拟,分析中主要考虑了地下水渗流对应力及变形的影响。

2.2 建立数值模型

利用有限元软件Midas GTS NX对该地铁车站建立三维流固耦合精细化模型,进行基坑开挖降水(含潜水和承压水降水)全过程模拟。Ou等[17]、Hsieh等[18]认为坑外地表沉降影响区范围为4He(He为最终开挖深度),其中主、次影响区范围均为2He,故选用超过4倍基坑开挖深度(120 m)和超过2倍立柱桩深度(80 m)分别作为主体模型水平向和竖直向的边界尺寸。主体模型尺寸为410 m×260 m×80 m(长×宽×高),模型网格单元数为287 173个,节点数为191 176个,如图3(a)所示。此外,为真实模拟基坑深部承压水降水影响,结合场址现场抽水试验报告中承压含水层抽水估算影响范围建立外扩模型,整体模型尺寸为748 m×610 m×80 m(长×宽×高),如图3(b)所示。结构单元服从弹性本构模型,其中,实体单元用于模拟地下连续墙,梁单元用于模拟立柱、支撑、冠梁、腰梁等构件,结构具体参数见表2(本文依托的工程项目及所建立的数值模型中,立柱桩兼作抗拔桩,并未单独设置抗拔桩)。土体的本构模型选用了Midas GTS NX软件内置的Hardening-Soil本构模型(HS模型),土体强度参数选取表1中的固结快剪值c、φ,其他模型所需参数基于文献[19-21]已有的取值经验,再结合现场监测数据通过不断试算获取,见表3。其中,各土层厚度及层底埋深按照场址范围内各地质钻孔土层埋深的平均值进行选取。

表2 围护与支护结构参数

表3 各土层硬化土体模型主要参数

(a) 主体模型

2.3 模型主要边界条件和计算假定

1)本模型应力边界条件按照以下方式设置: 地表无约束,模型底部边界采用固定约束,模型侧边界仅设置水平向约束。

2)假设流场为稳定渗流,模型水力边界按照以下方式设置: 在整体模型表面及侧面设置节点水头来模拟整体水力边界; 在基坑内外相应深度处土体网格单元节点设置水头条件来模拟各阶段深基坑降水边界。

3)假设各地层在空间范围内厚度一致,各土层均质、各向同性。

4)潜水按需求降至每次开挖面以下3.0 m处(其中最后一次开挖降至坑底以下1.0 m处),承压水则根据抗突涌计算结果进行按需降压。

2.4 验证数值模型

为确保参数选取的合理性和数值模型的准确性,将地下连续墙侧向变形和坑外地表沉降的计算值与现场实测值进行对比,分别如图4和图5(a)所示。可见,围护结构侧移计算值与实测值在各施工阶段的变形发展规律基本一致,且侧移最大值(约87 mm)及其所在墙深位置也较为接近;坑外最大地表沉降计算值与实测值也基本一致(约45 mm),且出现位置较为接近。综上,本数值模型参数选取较为合理,模型计算准确度较高,可用于后续的深入分析。

图4 CX14测点地下连续墙侧移对比图

(a) 坑外地表沉降计算值与实测值对比

图5(b)为归一化地面沉降δv/δvm与距离比D/He之间的关系。由图5(b)可知,Clough等[22]基于砂土地层得到的沉降分布包络线会明显低估深厚富水砂性地层基坑施工引起的地表沉降影响范围; 而Hashash等[23]基于软土地层得到的沉降分布包络线则会明显高估深厚富水砂性地层基坑施工引起的地表沉降量,并在一定程度上低估地表沉降影响范围。因此,上述学者基于砂土和软土地层得到的地表沉降包络线难以直接用于深厚富水砂性地层地表沉降变形规律的估算,所以,非常有必要对该特殊地层基坑开挖降水引起的地层变形分布和发展规律展开进一步研究。

3 富水砂性地层深基坑变形特性分析

3.1 确定深基坑概化模型

基于第2节已验证的数值模型及合理参数,为便于探究深厚富水砂性地层深基坑变形特性,建立了深基坑概化模型,为典型的狭长形基坑,基坑尺寸为160 m×24 m×30 m(长×宽×深),模型地层分布条件和围护结构剖面如图6所示。选用6倍基坑开挖深度(180 m)和超过2倍立柱桩深度(80 m)分别作为主体模型水平向和竖直向的边界尺寸(模型边界条件与第2.2节一致),概化数值主体模型如图7所示,主体模型尺寸为520 m×384 m×80 m(长×宽×高),网格单元数为382 687个,节点数为256 497个。

图6 深基坑概化模型剖面示意图(单位: m)

图7 深基坑概化模型示意图

本深基坑概化模型共有9个施工模拟阶段,各施工阶段分别包括1个降水阶段和1个土方开挖阶段,遵循基坑现场施工顺序,即先降水后开挖。各阶段潜水按需求降至每次开挖面以下3.0 m处(其中最后一次开挖降至坑底以下1.0 m处)。根据基坑承压水抗突涌验算结果,本模型需在第4—7施工阶段进行第I承压含水层降压,共计4次,由于第8—9施工阶段期间,第Ⅰ承压含水层已揭露,因此合并至潜水降水; 在第7—9施工阶段进行第Ⅱ承压含水层降压,共计3次。各施工阶段降水工况见表4。此外,为便于后续对计算结果进行讨论,对相关概念进行定义: 施工x为对第x层土进行施工; 降水x为施工x中的降水阶段; 开挖x为施工x的土方开挖阶段。

表4 各施工阶段降水工况

3.2 地下连续墙侧向变形

通过对上述概化模型进行基坑施工全过程模拟运算,得到各施工阶段墙体侧向位移变化发展规律,如图8所示。随着开挖深度的增加,墙体侧移逐渐增大,坑外深层土体受扰动影响范围逐渐向下扩展,墙体最大侧移所在墙体深度也由开挖面以下发展到开挖面附近。这主要是由于土体开挖卸荷及坑内降水导致坑内外存在水土压力差,基坑持续施工导致该压力差不断增大,在此作用下地下连续墙侧移逐渐发展,并且当开挖深度较大时,墙体侧移增长会更加明显。此外,值得注意的是基坑开挖前的降水Ⅰ阶段施工引起的墙体侧向变形量相较其他降水阶段更为显著,且墙顶位置变形量最大,这与曾超峰等[8,12]的结论一致。该现象主要是由于开挖前基坑首道支撑并未架设,坑内降水导致墙体两侧存在明显的水压差,因此,墙体产生较为明显的侧向变形。当基坑开挖至坑底时,最大侧移量达到106 mm,位于开挖面以上2 m位置。

图8 各施工阶段墙体侧移

各施工阶段墙体侧移最值增量如表5所示。结合图8及表5,通过对比各施工阶段基坑降水和土方开挖期间墙体侧移发展情况,发现基坑降水引起的墙体最大侧移增量占各施工阶段最大侧移增量的20%～40%。其中,第7施工阶段占比最大,这是由于该施工阶段需同时进行潜水层降水、第Ⅰ和第Ⅱ承压含水层降水。此时,坑内外水头差显著增大,进而导致坑内被动区抗力显著减小,因此,墙体向坑内出现更大的侧向变形。

表5 各施工阶段墙体侧移最值增量

此外,为进一步分析富水砂性地层深基坑开挖和降水期间累计地下连续墙侧移变形特性以及开挖和降水的贡献程度,将9个降水阶段与9个开挖阶段引起的墙体侧移增量分别进行累加,见图9。可见,降水和开挖引起的地下连续墙累计侧向变形均呈典型的“鼓肚状”,在15～40 m深度内开挖引起的墙体侧向变形占主导。其中,以地下连续墙30 m深度处为例,降水贡献占比约33%,而开挖贡献占比约67%。在地下连续墙0～15 m和40～60 m深度内,降水与开挖引起的地下连续墙侧移累计增量基本一致,即贡献程度相近。

图9 施工期间降水与开挖引起的地下连续墙侧移累计变形

3.3 坑外地表沉降

由于富水砂性地层含水层厚度过大,地下连续墙无法完全隔断坑内外水力联系,坑内降水(尤其是承压水降水)会引起坑外水位下降,上部土层有效应力增大,进而发生固结沉降。各施工阶段坑外地表沉降如图10所示。可见,随着开挖深度的增加,地表沉降量逐步增大,最大沉降量位置与基坑边距离逐渐增大,坑外沉降影响范围也不断向外扩展。其中,在第9施工阶段,基坑施工引起的坑外影响范围甚至可达180 m,即6He。各施工阶段地表沉降最值增量如表6所示。通过对比各施工阶段基坑降水和土方开挖期间坑外地表沉降发展情况,发现基坑降水引起的墙体最大侧移增量占各施工阶段最大侧移增量的20%～60%。其中,与墙体侧移发展规律类似,在第7施工阶段由于同时进行了潜水和承压水降水,占比达到最大。上述结果表明,由于不同施工阶段降水方式的差异,相应降水阶段引起的坑外地表沉降增量也有所不同。因此,有必要对各个阶段降水和土方开挖引起的坑外地表沉降增量情况进行进一步讨论。

表6 各施工阶段地表沉降最值增量

图10 各施工阶段坑外地表沉降

各降水阶段坑外地表沉降增量如图11所示。由图11可知: 1)第1—3降水阶段引起的地表沉降影响范围较小,仅约40 m; 2)相较于前3个降水阶段,第4—6降水阶段引起的地表沉降影响范围明显增大,可达100 m左右,主要是由于这3个阶段除进行潜水降水外,还需进行第Ⅰ承压含水层减压降水,所以引起更明显的水位下降; 3)相较于前6个降水阶段,第7—9降水阶段引起的地表沉降影响范围进一步增大,甚至发展至坑外180 m以上,这是由于自第7降水阶段开始需进行第Ⅱ承压含水层减压降水,降水漏斗影响范围进一步增大。第6—9降水阶段坑外第Ⅱ承压含水层顶部水位变化见图12(由于止水帷幕隔断了坑内外潜水以及第Ⅰ承压含水层的联系,施工期间坑外潜水和第Ⅰ承压含水层无明显的水位降深,故此处仅对第Ⅱ承压含水层水位降深展开分析)。综上可得,在深厚富水砂性地层中,坑内减压降水引起的坑外地表沉降影响范围明显大于潜水降水,这是由于止水帷幕未能完全隔断第Ⅱ承压含水层范围内坑内外的水力联系,因此,坑内减压降水引发坑外大范围的水位下降,土体进而产生固结压缩沉降,坑外地表沉降影响范围甚至可达180 m以上。

图11 各降水阶段坑外地表沉降增量

图12 第6—9降水阶段坑外地下水降深分布

各土方开挖阶段引起的坑外地表沉降增量如图13所示。可见,土方开挖造成的地表沉降影响范围主要在90 m内,远小于坑内降水引起的影响范围。因此,在90～180 m内的地表沉降主要是由于第Ⅱ承压含水层减压降水引起的。第7施工阶段开挖降水引起的坑外地表沉降增量如图14所示。可以看出: 1)潜水降水影响较小; 2)第Ⅰ承压含水层降水引起的地表沉降与土方开挖相当,影响范围主要为90 m; 3)第Ⅱ承压含水层降水在90～180 m产生了较为明显的沉降。这进一步证实了富水砂性地层第Ⅱ承压含水层减压降水是坑外地表沉降范围较大的重要影响因素,因此,施工时需尽可能降低其带来的不利影响。

图13 各土方开挖阶段引起的坑外地表沉降增量

图14 第7施工阶段开挖降水引起的坑外地表沉降增量

此外,为进一步分析富水砂性地层深基坑开挖和降水期间累计地表沉降变形特性以及开挖和降水的贡献程度,将9个降水阶段与9个开挖阶段引起的坑外地表沉降增量分别进行累加,如图15所示。可见,降水与开挖引起坑外地表沉降累计增量最大值均位于距基坑边约18 m处,其中,降水贡献占比约为42%,开挖贡献占比约为58%; 而在距基坑边90 m(He)以外,降水沉降增量甚至可以达到100%。

图15 施工期间降水与开挖引起地表沉降累计变形

3.4 坑底隆起及深层土体位移

由于坑内土体开挖,开挖面以上土体的自重应力被释放,导致坑底土体发生卸荷回弹。在围护结构的约束下,基坑墙侧位置隆起量最小,而基坑中部区域隆起量最大,呈现“上凸型”[24-25]的分布模式。基坑各施工阶段引起的开挖面隆起变形如图16所示(选取自各施工阶段深基坑跨中开挖面的隆起变形情况),典型施工阶段坑底隆起变形云图如图17所示。由图16可知: 随着开挖深度的增加,坑底隆起变形由单峰“上凸型”逐渐转变为双峰“上凸型”; 当进行第9施工阶段时,坑底隆起变形量达到最大值156.96 mm。

图16 各施工阶段引起的开挖面隆起变形

(a) 第3施工阶段

此外,为进一步分析施工期间立柱回弹变形发展规律,本文选取基坑跨中附近2个典型的立柱作为分析对象,即LZ-1和LZ-2,具体位置见图17(a)。各施工阶段立柱回弹变形发展图如图18所示。由图18可知: 与坑底隆起变形规律类似,回弹量随开挖深度的增加而增加,并且始终显著小于对应施工阶段基坑跨中开挖面隆起量,这表明立柱能够明显降低坑底隆起变形; 第6—9施工阶段期间,立柱回弹量增长速率显著降低,这表明该期间立柱起到了更明显的坑底回弹约束作用。结合图16可知,坑底变形模式在第6—9施工阶段期间由单峰转变为双峰,这进一步证实了坑底立柱在开挖深度较大时其抗隆起效果更为明显的结论。

图18 各施工阶段立柱回弹变形发展图

图19为基坑开挖至坑底时(即He=30 m)墙后土体位移分布矢量图,图20为不同埋深处墙后深层土体沉降变形图。可见,由于坑内开挖卸荷,墙体在主动区水土合力作用下向坑内产生一定侧向变形。其中,对于邻近墙体的地层而言,位于开挖面以上的坑外土体主要呈现朝坑内斜向下变形的发展趋势; 位于开挖面及以下的坑外土体,则主要呈现朝坑内斜向上变形的发展趋势。

图19 墙后土体位移分布矢量图(单位: m)

图20 不同埋深处墙后深层土体沉降变形图

4 结论与讨论

本文借助三维流固耦合数值软件对深厚富水砂性地层深基坑开挖降水引起的变形特性进行分析,总结了土方开挖和坑内降水对墙体侧移和地表沉降变形的贡献程度分布规律,主要结论如下。

1)深厚富水砂性地层开挖前降水会引起明显的墙体侧移与地表沉降变形,而后续各施工阶段仅由降水引起的墙体最大侧移增量和地表最大沉降增量分别占其对应阶段总增量的20%～40%和20%～60%。其中,当同时进行潜水和第Ⅰ、Ⅱ承压含水层降水时,占比达到最大值。因此,需尤其重视深基坑承压含水层降水期间的施工和变形监测工作。

2)由于深厚富水砂性地层中止水帷幕无法隔断第Ⅱ承压含水层,坑内降水会导致坑外水位显著下降,地表沉降影响区可扩展到坑外180 m。其中,降水对坑外90～180 m的地表沉降贡献程度将近100%。

3)对于狭长形深基坑而言,抗拔桩对坑底隆起变形的约束作用随开挖深度的增大而增大,且变形模式由单峰“上凸型”转变为双峰“上凸型”。

4)本文仅对墙体侧移和地表沉降2个指标展开探讨,但实际工程同样非常关心深基坑邻近建(构)筑物的损害情况,后续可在本文基础上进一步开展富水砂性地层深基坑开挖降水对邻近敏感建(构)筑物的影响研究。