沉管隧道干塢基坑格形連續(xù)墻支護方案評價及其影響因素

林永貴, 楊春山

(廣州市市政工程設(shè)計研究總院有限公司, 廣東 廣州 510060)

0 引言

格形地下連續(xù)墻作為自立式新型復(fù)合支護結(jié)構(gòu)[1-2],在各類基坑工程中得到了愈來愈多的應(yīng)用,尤其在無法做內(nèi)撐且對變形要求嚴格的沉管干塢基坑工程中。較常規(guī)連續(xù)墻,格形連續(xù)墻表征出的力學(xué)行為不盡相同,其應(yīng)用過程中的受力特性及影響因素值得研究。

當前已有學(xué)者[3-5]對格形連續(xù)墻的應(yīng)用力學(xué)響應(yīng)特征進行了研究,然而為數(shù)不多的研究均借助數(shù)值法,不考慮格形連續(xù)墻的實際拉剪接頭情況,建立單幅或多幅的連續(xù)介質(zhì)模型,分析格形連續(xù)墻的受力變形,存在明顯的局限性;同時,格形連續(xù)墻為組合式結(jié)構(gòu),其承載機制尚不明確,影響因素也鮮見報道,對于其完全理解和應(yīng)用是遠遠不夠的。

基于此,以廣州如意坊放射線沉管隧道干塢基坑格形連續(xù)墻為例,建立干塢基坑開挖支護過程的三維精細計算模型,揭示格形連續(xù)墻受力變形特征,從而開展方案評價及優(yōu)化,并分析格形連續(xù)墻力學(xué)特性對不同影響因素的敏感性。

1 工程概況

如意坊放射線系統(tǒng)工程位于廣州市荔灣區(qū),是貫穿如意坊和芳村片區(qū)南北向交通的大動脈,穿越珠江段采用了沉管法。沉管隧道縱向分6個管節(jié),設(shè)計2批預(yù)制,采用旁建干塢,位于如意坊立交匝道范圍內(nèi)。干塢基坑底部面積約2.14萬m2,坑深14.1 m(見圖1)。支護結(jié)構(gòu)在非臨江側(cè)采用1.2 m厚地下連續(xù)墻+5道可回收錨索,臨江側(cè)采用寬9 m、厚1 m的格形連續(xù)墻,相鄰墻段、幅段間由十字鋼板穿孔剛性接頭連接。本文旨在研究格形連續(xù)墻的應(yīng)用特性,充分考慮計算規(guī)模和可行性,三維計算模型取臨江側(cè)的格形連續(xù)墻。根據(jù)現(xiàn)場勘察資料,干塢基坑場地土層物理力學(xué)參數(shù)如表1所示,臨江側(cè)干塢地質(zhì)剖面圖如圖2所示。

圖1 干塢基坑支護平面Fig. 1 Support plane for dry dock foundation pit

表1 土層結(jié)構(gòu)物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physico-mechanical parameters of foundation structure

圖2 臨江側(cè)干塢地質(zhì)剖面圖(單位: m)Fig. 2 Geologic section of the riverside dry-dock (unit: m)

2 格形連續(xù)墻方案評價

2.1 評價模型與工況

模型中土體、蓋板、連續(xù)墻及攪拌樁采用三維實體單元。模型中土體采用理想彈塑性本構(gòu)模型,遵循Mohr-Coulomb屈服準則,相關(guān)結(jié)構(gòu)采用彈性模量。三維整體計算模型如圖3所示。模型先生成二維單元,后擴展生成三維模型,計算模型含248 688個單元、167 144個節(jié)點。

圖3 三維整體計算模型Fig. 3 3D calculation model

為了模擬基坑圍護結(jié)構(gòu)與土層之間的相對滑移與脫離現(xiàn)象,在兩者界面間設(shè)置無厚度的Goodman接觸單元[6-7],其三維空間的面接觸單元在確定外荷載作用下滿足式(1)關(guān)系。單元的參數(shù): 法向剛度kn、切向剛度ks及轉(zhuǎn)動剛度kθ;N、Q、M表示軸力、剪力及彎矩;Δu為軸向位移,Δv為剪切應(yīng)變,Δθ為相對轉(zhuǎn)角。

接觸單元設(shè)置于實體土層與實體維護結(jié)構(gòu)之間,由于實體單元僅存在線位移,因此接觸單元位移可以抽象概括為水平與豎向位移,在出現(xiàn)滑移破壞前主要受法向剛度kn和切向剛度ks影響?？赏ㄟ^文獻[8]建議的式(2),計算法向與切向剛度:

式中:K、G為接觸面兩側(cè)材料的體積模量和剪切模量;Δnmin為接觸面法向厚度最小的網(wǎng)格寬度。

接觸面參數(shù)與土體參數(shù)、網(wǎng)格尺寸有關(guān),本例kn數(shù)量級為(108～1010) Pa/m,ks數(shù)量級為(106～107) Pa/m。此次分析包括5個計算工況,具體如表2所示。

2.2 計算結(jié)果及分析

格形連續(xù)墻位移云圖如圖4所示?？梢钥闯? 1)受基坑開挖卸載的作用,格形連續(xù)墻兩側(cè)產(chǎn)生了不平衡的壓力,促使墻體產(chǎn)生指向基坑內(nèi)的位移; 2)墻體呈現(xiàn)出典型的懸臂變形特性,最大側(cè)移為18.85 mm,出現(xiàn)在墻體的頂部,符合一般的變形認識。

表2 計算工況Table 2 Calculation conditions

圖4 格形連續(xù)墻位移云圖(單位: mm)Fig. 4 Displacement of cellular diaphragm wall (unit: mm)

在該項目干塢基坑支護方案設(shè)計過程中,為了保證計算結(jié)果的可靠性,合理指導(dǎo)設(shè)計實踐,開展了格形連續(xù)墻支護的平行計算。與另一高校平行計算結(jié)果進行對比分析(見圖5),以驗證本文計算模型的合理性。由圖5可知,兩者位移總體趨勢較為吻合,說明本文所用計算模型具備一定的可靠性,平行計算位移值總體更大,因為平行計算結(jié)果采用了二維模型,空間剛度更小。

由圖4和圖5還可以看出: 1)基坑格形墻體最大位移小于規(guī)范[9]要求的一級基坑的位移限值,說明基坑支護體系能夠滿足穩(wěn)定性要求; 2)基坑2種支護形式銜接部位(見圖1)位移存在較明顯的突變,有必要對原有支護方案格形連續(xù)墻支護、T形墻+錨索支護銜接位置局部加強。

圖5 本文與平行計算結(jié)果對比Fig. 5 Comparison between the result of this paper and parallel calculation result

格形連續(xù)墻應(yīng)力云圖如圖6所示?？梢钥闯? 1)因格形連續(xù)墻陽角兩側(cè)均向坑內(nèi)移動,導(dǎo)致蓋板轉(zhuǎn)角位置出現(xiàn)了應(yīng)力集中,產(chǎn)生了較大的拉應(yīng)力,最大應(yīng)力為14.25 MPa,超出了蓋板混凝土的抗拉強度,局部開裂并由此可能引發(fā)蓋板向兩側(cè)延伸,發(fā)生漸進破壞; 2)針對應(yīng)力集中的局部區(qū)域,在原有設(shè)計方案的基礎(chǔ)上,增加預(yù)埋受拉鋼筋,以此抑制裂縫的形成和發(fā)展。

圖6 格形連續(xù)墻應(yīng)力(單位: kPa)Fig. 6 Stress of cellular diaphragm wall (unit: kPa)

2.3 格形連續(xù)墻支護特性影響因素

格形連續(xù)墻支護特性內(nèi)因影響因素包括墻體嵌入深度、蓋板尺寸、接頭剛度及攪拌樁加固等,外因影響因素包括土層剛度和外部擾動程度等?？紤]到土層剛度相對固定,且連續(xù)墻嵌入深度較常規(guī)連續(xù)墻方案類似,故著重探討土層剛度與墻體嵌入深度以外的其他因素對格形連續(xù)墻支護特性的影響。以基本模型為基礎(chǔ),保證其他參數(shù)不變,改變單個參數(shù)以考察其影響程度。

2.3.1 混凝土蓋板的影響

不同格形連續(xù)墻蓋板厚度對應(yīng)的墻體位移結(jié)果如圖7所示。為了分析蓋板厚度對格形連續(xù)墻墻體位移的影響,取0.8、0.9、1.0、1.1、1.2 m 5種厚度蓋板進行計算。由圖7可以看出: 1)蓋板厚度對格形連續(xù)墻位移有較明顯的影響,尤其對坑底以上懸臂端地下墻位移影響較為顯著; 2)蓋板厚度影響格形連續(xù)墻的整體剛度,蓋板越厚,地下墻的整體剛度越大,墻體的位移越小; 3)5種不同蓋板厚度下計算得到地下墻頂端位移為16.5～20 mm,從工程實施的角度上均處在允許的位移變形范圍內(nèi),而且隨著蓋板厚度逐漸加大,對格形連續(xù)墻位移的影響逐漸減弱。工程實施過程中應(yīng)結(jié)合實際需求,綜合安全性和經(jīng)濟性選取設(shè)置合理的蓋板厚度。

圖7 不同蓋板厚度對應(yīng)的位移Fig. 7 The displacements to different plate thickness

2.3.2 攪拌樁加固的影響

為了考察格形連續(xù)墻前、后墻體間攪拌樁加固對基坑開挖變形的影響,設(shè)置不同攪拌樁加固范圍,包括初始設(shè)計方案(17 m加固)、坑底上下3 m和6 m及不加固4種方案,計算得到圖8所示不同攪拌樁加固范圍對應(yīng)的墻體位移結(jié)果?？梢钥闯? 1)基坑開挖格形連續(xù)墻位移受前、后墻間(內(nèi)格)攪拌樁加固范圍影響很細微,究其原因是該項目連續(xù)墻主要表現(xiàn)為底部嵌入巖層的懸臂支擋結(jié)構(gòu),墻體位移取決于側(cè)向水土壓力、嵌巖深度及支擋結(jié)構(gòu)的空間剛度; 2)在水土壓力和嵌巖深度一定的情況下,提高支擋結(jié)構(gòu)的空間剛度是至關(guān)重要的,而前、后墻間攪拌樁加固在一定程度上提高了墻間土層的強度與剛度,但相對于格形連續(xù)墻支護體系來說,貢獻是非常細微的,因此墻體變形受到的影響甚微。

圖8 不同攪拌樁加固范圍對應(yīng)的位移Fig. 8 The displacements to different range of cement mixing pile reinforcement

2.3.3 接頭剛度的影響

實際施工過程中,格形連續(xù)墻接頭質(zhì)量往往難以保證,導(dǎo)致連續(xù)墻整體剛度不足,影響整體支護。為模擬上述工況,設(shè)置不同的連接墻段、幅段連接接頭剛度,分析接頭剛度折減對連續(xù)墻整體承載的影響。不同格形連續(xù)墻接頭剛度對應(yīng)的墻體位移結(jié)果如圖9所示。可以看出: 隨著墻間連接接頭剛度的折減,格形連續(xù)墻圍護結(jié)構(gòu)整體性變差,空間剛度減小,位移逐漸增大,當剛度折減到一定程度時趨于穩(wěn)定,因為此時格形連續(xù)墻結(jié)構(gòu)變?yōu)榀B合結(jié)構(gòu),各組成部分近乎單獨承載。

圖9 不同接頭剛度對應(yīng)的位移Fig. 9 The displacement to different joint stiffness

3 結(jié)論與建議

1)實例基坑2種支護形式銜接部位位移存在較明顯的突變,有必要對原有支護方案格形連續(xù)墻支護、T形墻+錨索支護銜接位置進行局部加強。

2)格形連續(xù)墻陽角兩側(cè)均向坑內(nèi)移動,導(dǎo)致蓋板轉(zhuǎn)角處出現(xiàn)了應(yīng)力集中,誘發(fā)結(jié)構(gòu)局部開裂并有向蓋板兩側(cè)延伸的趨勢,會發(fā)生漸進破壞。針對應(yīng)力集中的區(qū)域,提出在原有設(shè)計方案的基礎(chǔ)上,增加預(yù)埋受拉鋼筋,從而抑制裂縫的形成與發(fā)展。

3)蓋板厚度對格形連續(xù)墻位移有較為明顯的影響,但受墻內(nèi)攪拌樁加固范圍影響很細微。隨著連接接頭剛度的減小,格形連續(xù)墻圍護結(jié)構(gòu)整體性變差,空間剛度減小,位移逐漸增大,當剛度折減到一定程度時趨于穩(wěn)定。

建議減小格形連續(xù)墻內(nèi)攪拌樁加固的范圍,甚至不加固,可沿著連續(xù)墻槽段周邊設(shè)置攪拌樁以助成槽。對于復(fù)雜條件下基坑支護結(jié)構(gòu)的設(shè)計,不能單純從位移判定,需充分考慮支擋結(jié)構(gòu)的受力變形特性及可能破壞的形態(tài)、機制,以此為基礎(chǔ),設(shè)定相對合理的方案。