基坑回填及后續(xù)地基處理對相鄰地道結構和道路的影響

李 佳

(三門峽職業(yè)技術學院 建筑工程學院，河南 三門峽 472000)

0 引 言

建(構)筑物沉降與不均勻沉降是導致建(構)筑物結構損壞的主要原因，其中建(構)筑物鄰近堆載是主要的因素之一。近年來，在已建建(構)筑物周邊堆載并進行地基處理施工的情況日益增多，如果堆載影響范圍內(nèi)地質(zhì)條件十分復雜，堆載及地基處理施工將導致已建建(構)筑物產(chǎn)生較大的沉降、不均勻沉降及側向位移，致使建(構)筑物發(fā)生質(zhì)量事故。如何準確預測堆載作用及地基處理施工過程中建(構)筑物地基及結構的不均勻沉降與側向位移，成為亟待解決的問題。

閔紅文[1]考慮下沉式道路地道結構及周邊復雜地質(zhì)條件，利用ADINA有限元軟件模擬分析基坑開挖與回填及不同類型基礎施工引起的地道結構不均勻沉降。葉虔等[2]考慮復雜地質(zhì)條件、結構自身的約束條件及結構與土體之間的相互作用，采用非線性有限元法對基坑開挖與回填過程進行了數(shù)值分析，研究其變形特性與規(guī)律。李瑞雄[3]、李興文[4]等從推導考慮破裂面的土壓力計算公式出發(fā)，分析了基坑回填處理不當和地面超載對有地下室的基礎產(chǎn)生的影響。張曉斌[5]綜合考慮結構、基礎、地基的相互作用，利用有限元軟件ANSYS建立三維有限元模型，對大面積堆載作用下鄰近建筑物的不均勻沉降進行分析。遲德芳[6]針對堆載及樁基礎2種地基施工方案，利用有限元軟件ANSYS分析機加工車間和大修車間的不均勻沉降。馮勝洋等[7]使用ABAQUS軟件建立了三維有限元分析模型，結合臨近樁基的沉降與地基土孔隙水壓力的實測數(shù)據(jù)，系統(tǒng)研究了塑料排水板堆載預壓處理軟土地基對臨近樁基的影響。胡曉明等[8]采用Midas NX軟件分析了板樁、密排灌注樁及攪拌樁地基處理引起的臨近樁基框架結構堤防變形。楊敏等[9]利用有限元數(shù)值模擬分析堆載作用下的土體位移及變形土體與鄰近樁基的相互作用。M F Bransby等[10]利用離心模型試驗研究了鄰近堆載對群樁承載性狀的影響。本文通過選取典型基坑剖面，采用有限元數(shù)值計算方法研究上覆道面和地道結構在基坑回填及道路填筑施工時產(chǎn)生的沉降和不均勻沉降，為基坑回填施工方案的選取提供依據(jù)。

1 工程概況

深港西部通道側接線工程主線道路按雙向六車道高速公路標準設計，設計車速為80 km·h-1。線路以高架橋方式經(jīng)過大南山北麓，以地道下穿東濱路建成區(qū)和深圳灣填海區(qū)，其中主線下沉式道路長約3.09 km，受地形及通風技術要求分別設全敞開段一處及半敞開段兩處。后海濱路以東即填海區(qū)，該段為半敞開段開挖，地道結構上部布置市政道路東濱路，道路斷面寬于地道結構斷面。地道結構寬度為28～30 m，頂板埋深為2～4 m，基坑開挖深度為10～12 m，采用排樁支護、放坡支護等多種支護結構形式。

地道結構下部存在淤泥或淤泥質(zhì)亞黏土，兩側尤其是北側以新近堆填松散素填土為主，2004年8月對地道結構下部及兩側進行了地基處理。地道結構以下地層采用預應力管樁處理?？紤]地道結構南側原有海堤，采用爆破排淤使拋石著底，拋石及爆破處理到位后，表面補填面夯處理。地道結構北側主要采用拋石擠淤強夯塊石墩置換處理。

2 基坑回填施工及后續(xù)地基處理

考慮到雨季基坑的穩(wěn)定與安全，應對封頂?shù)牡氐澜Y構基坑進行及時回填[11]。但若在地道結構建成后直接進行回填，地道結構及其上覆市政道路東濱路會產(chǎn)生較大的不均勻沉降[12]。經(jīng)過計算分析、方案比選，最終采取如下回填方案：先進行基坑部分回填，填至標高-2.0 m，高出基坑底面4.5 m；在地道結構北側，采用PHC管樁與平臺托板配合來承擔高回填土的重量，PHC管樁樁徑為0.4 m，間距為2 m×2 m，梅花形布置，打設深度約30 m；基坑其他部分土方回填與原地面標高3.0 m齊平；填筑上覆市政道路東濱路路堤，回填后上覆路堤標高為4.5～6.8 m。回填工況如圖1所示。

圖1 回填工況

根據(jù)場區(qū)地質(zhì)條件及地區(qū)經(jīng)驗，對于一般建(構)筑物，堆載預壓或強夯法(或強夯置換塊石墩法)是該區(qū)較為可行的2種地基處理方法。堆載可采用高度為4 m、坡度為1∶1的土坡。強夯采用重20 t的夯錘，落距為20 m，單擊夯擊能為4 000 kN·m，錘擊數(shù)為8～10。

地道結構基坑回填之后，上覆路面會產(chǎn)生一定的不均勻沉降，可能影響地面道路的質(zhì)量。此外，道路北側地基處理也將影響相鄰地道結構，引起附近道路路面沉降。

3 基坑回填及地基處理施工的影響

3.1 計算斷面

考慮基坑開挖坡度、土層情況、護坡樁類型以及路堤填筑高度等因素的變化，選取Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ共5個典型斷面進行計算。以典型斷面Ⅰ為例，采用有限元軟件ABAQUS進行數(shù)值模擬計算，內(nèi)容包括：基坑標高-2.0 m以上回填作用下地道結構底部和道面的不均勻沉降；路堤填筑完成后地道結構北側強夯和堆載預壓2種地基處理施工對地道結構及市政道路產(chǎn)生的影響，主要體現(xiàn)在水平位移、沉降及應力分布等方面。

典型斷面Ⅰ地道結構周圍地層分布如圖2所示。根據(jù)勘察報告，從上到下各土層分布情況如下。

(1)人工填土①：南側以大塊填石充填黏性土為主，塊石直徑為30～80 cm，主要為原填海圍堰路堤(①1)；北側主要為新近堆積素填土，結構松散(①2)。

(2)淤泥②：灰～深灰色，局部含貝殼碎片和中細砂，僅在北側分布。

(3)礫砂③：淺灰、灰黃色，飽和，松散～中密狀態(tài)，含少量黏性土，厚度為0.2～12.6 m。

(4)淤泥質(zhì)亞黏土④：灰黑～褐黑色，濕～飽和。

(5)粗(礫)砂⑤：深灰～灰色，飽和，松散～中密狀態(tài)，有機質(zhì)含量為1.93%～5.5%，不均勻，含少量黏性土和貝殼。

(6)礫質(zhì)亞黏土⑥：褐紅，褐黃夾灰白色，系粗?；◢弾r風化殘積而成。

(7)燕山期粗粒花崗巖⑦：鉆孔深度控制范圍內(nèi)揭露至全、強風化帶。

圖2 典型斷面Ⅰ地道結構周圍地層分布

地道結構以下地層采用預應力管樁處理，南側采用強夯塊石墩地基處理，與原老海堤相接，處理范圍為離地道結構南側邊界36.2 m；北側采用拋石擠淤強夯塊石墩置換處理，處理范圍為離地道結構南側邊界32.7 m。

3.2 有限元網(wǎng)格劃分及計算參數(shù)

由于地道結構較長，按照平面應變問題進行有限元分析。為了網(wǎng)格劃分的方便，采用三角形六節(jié)點和四邊形八節(jié)點混合單元。有限元網(wǎng)格劃分如圖3所示。

圖3 典型斷面Ⅰ有限元網(wǎng)格劃分

在有限元分析中，沖孔樁和地道結構假設為彈性體，各土層、塑性混凝土止水樁假設為彈塑性體，材料破壞準則采用莫爾-庫侖準則。材料計算參數(shù)如表1所示。

表1材料計算參數(shù)

名稱本構模型彈性模量/kPa波松比凝聚力/kPa內(nèi)摩擦角/(°)地道結構線彈性3.0×1070.25沖孔樁線彈性3.0×1070.25預制管樁線彈性1.0×1070.25塑性混凝土樁理想彈塑性1.0×1070.2560032填石理想彈塑性15.0×1070.35335填土理想彈塑性4.0×1030.351015淤泥理想彈塑性1.5×1030.3551含黏土粗砂理想彈塑性3.6×1040.35832淤泥質(zhì)亞黏土理想彈塑性3.0×1030.35128粗(礫)砂理想彈塑性1.95×1040.35530礫質(zhì)亞黏土理想彈塑性2.4×1040.352025全風化花崗巖理想彈塑性6.6×1040.353530回填土理想彈塑性1.0×1040.351025堆載理想彈塑性1.0×1040.351015

3.3 計算結果與分析

3.3.1 基坑回填及道路填筑引起道面和地道結構的沉降

基坑回填及道路填筑后路基沉降等值線如圖4所示。從圖中可見，由于路堤填筑，路基自身仍有較大沉降，最大沉降為8.76 cm，發(fā)生在堆載北側路堤附近。由于地道結構下方打設預制管樁，該區(qū)域沉降及影響范圍要小于周圍土體，而未打設預制管樁或沖孔樁處的沉降相對較大，影響深度較深。

圖4 基坑回填及道路填筑后路基的沉降等值線

基坑回填及道路填筑后道面沉降如圖5所示。從圖中可見，由于基坑回填及路堤填筑，基坑南北側均有沉降發(fā)生，總體呈現(xiàn)由南往北逐漸增大的趨勢。最大沉降發(fā)生在地道結構北側，由于北側有變形模量較小的淤泥及淤泥質(zhì)亞黏土，沉降相對較大。地道結構基礎下打設管樁，沉降較小，為2～3 cm。地道結構北側布設有管樁支撐與平臺托板，起到了很好的沉降過渡作用，承臺范圍內(nèi)道面沉降為4 cm，而承臺外側道面急劇下降，最大處達到8.76 cm。

圖5 基坑回填及道路填筑后道面沉降

基坑回填及道路填筑后地道結構底板的沉降如圖6所示。從圖中可見，沉降在2.2～2.8 cm之間，滿足地道結構不均勻沉降的要求。由于北側附近有變形模量較小的淤泥及淤泥質(zhì)亞黏土，所以沉降相對較大。地道結構中軸線處沉降相對于周圍底板沉降有所增大，主要是由于該部分底板傳遞了一部分上部荷載。

圖6 基坑回填及道路填筑后地道結構底板的沉降

3.3.2 堆載預壓施工對相鄰地道結構和道路的影響

對距地道北側邊界20、40 m處堆載預壓施工對相鄰地道結構和道路的影響進行分析，僅列出離地道北側邊界20 m處堆載預壓對相鄰地道結構和道路的影響分析結果。

在離地道結構北側邊界20 m處堆填4 m厚填土，地道結構及路堤的沉降等值線如圖7所示，由圖可見，堆載預壓作用產(chǎn)生的地面最大沉降為37.82 cm。

圖7 距地道北側邊界20 m處的堆載沉降等值線

在路堤與堆載共同作用下地道結構底板的沉降如圖8所示，從圖中可以看出，沉降絕對值在2.3～4.1 cm之間，不均勻沉降為1.8 cm，滿足地道結構不均勻沉降的控制標準。

圖8 路堤與堆載共同作用下地道結構底板的沉降

在距地道北側邊界20 m處堆填4 m厚填土，路堤與堆載共同作用下地道結構及地基的水平位移等值線如圖9所示。從圖中可以看出，最大水平位移發(fā)生在淤泥層及木樁下的淤泥質(zhì)亞黏土中，為5.23 cm。

圖9 距地道北側邊界20 m處堆載時水平位移等值線

地道結構右側壁水平位移如圖10所示，橫坐標起點為地道結構右側壁上方。從圖中可見，水平位移絕對值在1.3～1.7 cm之間，相對較小。

圖10 地道結構右側壁的水平位移

3.3.3 強夯施工對相鄰地道結構和道路的影響

對距地道結構北側20、40 m處強夯對相鄰地道結構和道路的影響進行分析，僅列出離地道結構北側20 m處強夯對相鄰地道結構和道路的影響分析結果。

在距地道結構北側20 m處2擊強夯，地道結構及地基的沉降變形等值線如圖11所示。由圖可以看出，夯錘底部正下方沉降最大，2擊夯沉總量為59.1 cm，夯錘兩側一定范圍內(nèi)土體有所隆起。

圖11 2擊強夯作用下的沉降等值線

在距地道結構北側20 m處強夯，地道結構底板的沉降情況如圖12所示。從圖中可以看出，在強夯作用下地道結構有所反彈，沉降在3.7～19.2 mm之間，不均勻沉降較小，在地道結構允許范圍之內(nèi)。

圖12 強夯作用地道結構底板的沉降

在距地道結構北側20 m處施加2擊強夯，地道結構及地基的水平位移等值線如圖13所示。從圖中可以看出，夯錘底部兩側附近土體的水平位移量擠出較大，為18.03 cm。

圖13 2擊強夯作用下的水平位移等值線

在距地道結構北側20 m處強夯時，地道結構右側壁的水平位移情況如圖14所示。從圖中可見，水平位移絕對值在3.4～10.8 mm之間，不均勻水平位移較小。

圖14 地道結構右側壁的水平位移

根據(jù)前述計算結果，得到典型斷面Ⅰ基坑回填及路堤填筑引起地道結構底板及道面的沉降，如表2所示。堆載預壓和強夯2種地基處理施工對地道結構底板和道面的影響情況分別如表3、4所示。

表2 基坑回填及路堤填筑引起地道結構底板及道面的沉降

表3 堆載預壓對地道結構底板及道面的影響

由表2～4可以得到如下結論。

(1)地道結構底板不均勻沉降為0.6 cm，滿足地道結構變形控制要求。道面最大沉降量為8.76 cm，在地道結構和承臺邊緣上方的道面之間，承臺上方的道面與一般道面之間有4.77 cm的不均勻沉降。

表4 強夯對地道結構底板及道面的影響

(2)若市政道路已填筑完成，在距地道結構北側40 m處進行4 m厚填土堆載預壓，地道結構底板產(chǎn)生的不均勻沉降很小，僅為0.2 cm，說明在40 m以外堆載不影響地道結構的正常使用，并滿足安全控制要求。原道路道面產(chǎn)生的不均勻沉降為1.3 cm，且不均勻沉降集中在靠堆載一側15 m范圍路面，容易造成路面開裂。

(3)若市政道路尚未鋪設路面，在距地道結構北側20 m處堆載4 m厚填土，地道結構底板產(chǎn)生的不均勻沉降為1.8 cm，不超過3 cm的控制要求，但地道結構的最大附加拉應力較大，已超過C30混凝土的抗拉強度。

(4)若市政道路已填筑完成，在距地道結構北側40 m處強夯，地道結構底板產(chǎn)生的不均勻沉降也小于2 cm，且地道結構最大附加拉應力較小，說明在40 m以外強夯不影響地道結構的正常使用，并滿足安全控制要求。但在40 m處強夯會使已建成道路路面產(chǎn)生較大的不均勻沉降。

(5)若市政道路尚未鋪設路面，在距地道結構北側20 m處強夯，地道結構底板產(chǎn)生的不均勻沉降仍小于3 cm，最大附加拉應力雖然比40 m處強夯有所增加，但地道結構仍有一定的強度安全儲備，且對已建成道路路面造成的不均勻沉降將減少一半。

4 基坑回填及后續(xù)地基處理

4.1 針對基坑回填及市政道路施工的建議

由前述分析可知，由于基坑回填和市政道路填筑，在承臺上方的道面與一般道面之間有接近5 cm的不均勻沉降?？紤]到計算斷面基坑回填范圍下臥層的淤泥層較薄，且上下有砂層，所以基坑回填和道路填筑引起的沉降發(fā)展較快，預計工后沉降量不會超過總沉降量的50%。為了防止道面產(chǎn)生不均勻沉降，建議采取如下措施。

(1)基坑回填采用較好的回填材料，保證壓實質(zhì)量，結構和交接帶設置土工格柵，減少差異沉降。

(2)路基填筑后經(jīng)歷一段時間，觀測沉降發(fā)展情況，待沉降基本穩(wěn)定后再鋪瀝青面層。

(3)選取回填試驗段，在填筑施工時及施工完成后，監(jiān)測地道結構和道面的沉降，利用沉降監(jiān)測資料推算工后沉降。

4.2 針對后續(xù)堆載預壓的建議

由前述分析可知，若市政道路尚未鋪設路面，在距地道結構北側20 cm處堆載預壓，地道結構底板產(chǎn)生的不均勻沉降不超過3 cm的控制要求，但地道結構的最大拉應力增加較大，已遠遠超過C30混凝土的抗拉強度?？紤]堆載施工過程中偶然荷載的影響，以及土體結構擾動強度降低等因素，建議在距地道結構北側至少30 m范圍開始堆載。

若市政道路已填筑完成并鋪設路面，在40 m以外堆載不影響地道結構的正常使用，并滿足安全控制要求。但是，原路面會產(chǎn)生1.3 cm的不均勻沉降，且不均勻沉降集中在靠堆載一側15 m范圍的路面內(nèi)，容易造成路面開裂。建議在距地道結構北側邊界至少30 m處堆載。

根據(jù)勘察報告提供的三軸不固結不排水試驗及靜力觸探試驗，估算不排水抗剪強度指標Cu0=12 kPa。根據(jù)式(1)估算第一級荷載大小[13]。

P1=5.52Cu0/1.5=44.16 kPa

(1)

式中：P1為第一級荷載(kPa)。

令填土容重γ=19 kN·m-3，換算得到第一級堆載允許高度為2.32 m，取2.0 m，換算P1=38 kPa。

根據(jù)式(2)計算第一級荷載下達到某固結度所需的時間t[14]。

(2)

由式(2)計算第一級荷載下達到70%固結度所需時間為15 d。

根據(jù)第一級荷載的大小，利用式(3)估算第一級荷載下達到70%固結度時的強度Cu1。

(3)

式中：Cu0為土層初始不排水抗剪強度，Cu0=12 kPa；φcu為土層的不排水內(nèi)摩擦角(°)。

由式(3)估算Cu1=18 kPa。

由式(1)估算第二級允許堆載為66 kPa，換算堆載高度H2=3.5 m，即第二級堆載高度為1.5 m，實際換算荷載為28.5 kPa。在第二級荷載作用固結度達到70%時，由式(4)計算此時的抗剪強度Cu2。

(4)

式中：P1、P2分別為第一級、第二級堆載換算荷載。

計算得Cu2=33 kPa，大于地基所需強度22.6 kPa，因此可以施加第三級荷載。

由上述計算分析可知，可按如圖15所示的方式施加堆載。

圖15 堆載施加方式

4.3 針對后續(xù)強夯的建議

由前述分析可知，若市政道路尚未鋪設路面，在地道北側20 m處強夯，底板不均勻沉降小于3 cm，地道結構強度有一定的安全儲備。但考慮到強夯作用下擾動使得土體結構強度降低等因素，建議在距地道北側30 m范圍內(nèi)禁止強夯。若市政道路已填筑完成并鋪設路面，在距地道結構北側40 m處強夯，地道結構產(chǎn)生的不均勻沉降均小于2 cm，但道面產(chǎn)生15.8 cm的不均勻沉降，以沉降變形1 cm控制，影響范圍最大可達30 m。考慮安全儲備，建議在距道路北側邊緣40 m處進行強夯施工。

5 結 語

(1)地道結構基坑回填及上覆道路填筑引起地道結構底板產(chǎn)生較小的不均勻沉降，滿足地道結構變形控制要求；上覆道路承臺上方道面與一般道面之間會產(chǎn)生接近5 cm的不均勻沉降。為了防止產(chǎn)生不均勻沉降，提出了基坑回填及道路填筑施工的建議。

(2)綜合分析了堆載預壓施工引起地道結構底板的不均勻沉降、地道結構的最大附加拉應力及道面的不均勻沉降，提出在距地道結構北側邊界至少30 m處進行堆載施工的建議。

(3)綜合分析了強夯施工引起地道結構底板產(chǎn)生的不均勻沉降、地道結構的最大附加拉應力及道面的不均勻沉降，提出在距道路北側邊緣40 m處進行強夯施工的建議。