地下連續(xù)墻錨碇基礎(chǔ)在開(kāi)挖過(guò)程中性能分析*

程曄 袁鵬 陳旭浩 過(guò)超

(1.南京航空航天大學(xué)土木與機(jī)場(chǎng)工程系 210016；2.江蘇省機(jī)場(chǎng)基礎(chǔ)設(shè)施安全工程研究中心 南京210000； 3.朗詩(shī)綠色集團(tuán) 南京210004；4.中交公路規(guī)劃設(shè)計(jì)院有限公司 北京100088）

引言

地下連續(xù)墻由于其良好的工作性能， 已被廣泛應(yīng)用于高層建筑、 地鐵車(chē)站、 地下變電站等大型基坑工程中。

目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)地下連續(xù)墻作為支護(hù)結(jié)構(gòu)在基坑工程中的應(yīng)用作了大量的研究， 孫學(xué)先[1]、 姜濤[2]分別從現(xiàn)場(chǎng)模型實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬的角度對(duì)地下連續(xù)墻在施工過(guò)程中承載力和荷載傳遞的機(jī)理進(jìn)行了研究； 丁勇春[3]通過(guò)對(duì)基坑工程中地下連續(xù)墻試驗(yàn)槽段進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)， 發(fā)現(xiàn)土體側(cè)移和地表沉降值隨槽段開(kāi)挖深度的增加而增大， 且土體側(cè)移主要發(fā)生在軟土層； Clough 和O'Rourke[4-6]通過(guò)對(duì)不同類(lèi)土中的墻體徑向位移與基坑最大開(kāi)挖深度之間的關(guān)系進(jìn)行研究， 得出墻體徑向位移與抗隆起安全系數(shù)、 支護(hù)體系的剛度、 支撐的平均間距之間的聯(lián)系。 Karlsrud[7]通過(guò)對(duì)奧斯陸(Oslo， 挪威首都）軟粘土基坑開(kāi)挖進(jìn)行研究， 提出更為詳細(xì)的抗隆起安全系數(shù)與變形的關(guān)系。 Ou[8]等通過(guò)對(duì)臺(tái)北軟粘土中的10 個(gè)抗隆起安全系數(shù)均較高的基坑進(jìn)行研究， 得到墻體最大水平位移與基坑開(kāi)挖深度的比值， 并與Peck[9]預(yù)估圖表計(jì)算出的結(jié)果進(jìn)行比較。

由于圓形地下連續(xù)墻具有拱效應(yīng)， 在開(kāi)挖過(guò)程中對(duì)比矩形形式能更好地控制變形[10]。 因而在橋梁工程中， 圓形的地下連續(xù)墻開(kāi)始應(yīng)用于錨碇基礎(chǔ)。

潤(rùn)揚(yáng)長(zhǎng)江大橋北錨碇[11]為采用地下連續(xù)墻加內(nèi)撐的結(jié)構(gòu)形式， 其底部嵌入微風(fēng)化的粗粒花崗閃長(zhǎng)巖， 李劭暉、 徐偉[12]通過(guò)數(shù)值模擬計(jì)算，發(fā)現(xiàn)地下連續(xù)墻在嵌巖面上的負(fù)彎矩主要和地下連續(xù)墻的嵌巖深度有關(guān)， 并根據(jù)計(jì)算結(jié)果和施工實(shí)踐提出了不同巖層時(shí)所需的嵌巖深度。 陽(yáng)邏長(zhǎng)江大橋[13]、 鸚鵡州長(zhǎng)江大橋[14]、 珠江黃埔大橋[15]均為圓形地下連續(xù)墻加內(nèi)襯的支護(hù)結(jié)構(gòu)形式， 其底部分別嵌入砂礫巖、 微風(fēng)化白云質(zhì)灰?guī)r以及弱風(fēng)化礫巖。 李劭暉[16]以陽(yáng)邏大橋南錨碇為研究背景， 通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)變形， 以有限元軟件ANSYS 對(duì)土體的m值進(jìn)行反分析， 預(yù)測(cè)墻體的變形， 為開(kāi)挖時(shí)施工的安全性提供了理論依據(jù)；王琨， 張?zhí)芠17]等針對(duì)珠江黃埔大橋南汊懸索橋南錨碇的支護(hù)特點(diǎn)， 利用有限單元法對(duì)其施工過(guò)程進(jìn)行了仿真分析， 并與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果表明施工過(guò)程中圓形嵌巖地下連續(xù)墻的拱效應(yīng)顯著， 能夠有效減小墻體豎向應(yīng)力、 徑向位移。

綜上所述， 目前的研究中地下連續(xù)墻應(yīng)用于常規(guī)基坑工程十分注重監(jiān)測(cè)和反演分析。 但是將其應(yīng)用于錨碇基礎(chǔ)的工程實(shí)例還較少， 對(duì)于錨碇基礎(chǔ)采用嵌入軟巖的地下連續(xù)墻作支護(hù)結(jié)構(gòu)， 且不設(shè)內(nèi)部支撐的工程， 缺乏相關(guān)的監(jiān)測(cè)和分析。本文針對(duì)虎門(mén)二橋泥州水道橋西錨碇工程， 對(duì)開(kāi)挖過(guò)程中地下連續(xù)墻的徑向位移、 墻外土壓力等進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)， 并與數(shù)值模擬的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。

1 工程概況

虎門(mén)二橋是廣東省高速公路網(wǎng)規(guī)劃中連接廣州和東莞的重要東西向通道， 全線為橋梁工程，總長(zhǎng)12.89km， 為標(biāo)準(zhǔn)的八車(chē)道高速公路， 共設(shè)置兩座跨江大橋， 其中泥州水道橋?yàn)?548 +1688）m 的雙塔雙跨鋼箱梁懸索橋， 其西錨碇采用重力式圓形錨碇基礎(chǔ)。

1.1 工程地質(zhì)與水文條件

西錨碇(圖1）位于番禹區(qū)海鷗島沙南村境內(nèi)， 距坭州水道西岸約100m， 地貌為珠江三角洲平原類(lèi)型， 區(qū)域覆蓋層主要由第四系全新統(tǒng)海陸交互相淤泥質(zhì)土、 砂土和第四系更新統(tǒng)沖擊相粉質(zhì)粘土、 砂土、 圓礫土組成； 基底為白堊系白鶴洞組(K1b）泥巖， 存在風(fēng)化不均勻、 風(fēng)化夾層現(xiàn)象， 中風(fēng)化泥巖飽和單軸抗壓強(qiáng)度為5.06MPa～9.49MPa， 微風(fēng)化泥巖飽和單軸抗壓強(qiáng)度為10.38MPa ～ 19.79MPa， 屬極軟巖 - 較軟巖。 各土層分布見(jiàn)表1。

地下水類(lèi)型以第四系松散層孔隙承壓水及基巖裂隙水為主， 水位埋深較淺， 穩(wěn)定在0.5m左右。

圖1 虎門(mén)二橋西錨碇基礎(chǔ)構(gòu)造示意Fig.1 Structure of the west anchorage foundation of Second Humen Bridge

表1 各層土的參數(shù)Tab.1 Parameters of soil profile

1.2 施工工藝與支護(hù)體系

西錨碇的地下連續(xù)墻為外徑 90m， 壁厚1.5m 的圓形結(jié)構(gòu)； 施工槽段分 I 期和II 期兩種各30 個(gè)槽段(圖2）； 錨碇區(qū)巖石飽和單軸抗壓強(qiáng)度較低、 基巖破碎、 裂隙發(fā)育， 為避免地下連續(xù)墻底腳發(fā)生滲流及踢腳破壞， 墻體嵌入中風(fēng)化泥巖3m ～4m。

西錨碇區(qū)內(nèi)襯的施工采用逆作法， 分層開(kāi)挖土體， 分層整體現(xiàn)澆鋼筋混凝土帽梁和內(nèi)襯結(jié)構(gòu)。 內(nèi)襯與土體分層的高度均控制在3m 以?xún)?nèi)，共分 8 層， 其中帽梁1 層(寬 3m， 高 3m）， 內(nèi)襯7 層； 第1 層內(nèi)襯高3m， 寬1.5m； 第2 層 ～ 第5層內(nèi)襯高 3m， 寬 2m； 第 6 層、 第 7 層內(nèi)襯高2.1m， 寬2m。

圖2 虎門(mén)二橋地下連續(xù)墻槽段劃分Fig.2 Diagram of section division of diaphragm wall of Second Humen Bridge

1.3 施工監(jiān)測(cè)及監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置

為研究地下連續(xù)墻在開(kāi)挖過(guò)程中的受力與變形， 對(duì)其徑向位移、 豎向應(yīng)力及墻外土壓力進(jìn)行監(jiān)測(cè)， 各測(cè)點(diǎn)布置如圖3 所示。 地下連續(xù)墻徑向位移采用預(yù)埋測(cè)斜管進(jìn)行監(jiān)測(cè)， 測(cè)斜管安放于相應(yīng)槽段的鋼筋籠上并在澆筑地下連續(xù)墻時(shí)隨鋼筋籠一起下放至槽孔內(nèi)， 共設(shè)置8 根測(cè)斜管， 編號(hào)為CX01 -CX08； 地下連續(xù)墻中鋼筋應(yīng)力采用鋼筋應(yīng)力計(jì)進(jìn)行監(jiān)測(cè)， 鋼筋應(yīng)力計(jì)設(shè)在槽段中部徑向剖面的內(nèi)弧和外弧主筋上， 每個(gè)槽段上監(jiān)測(cè)點(diǎn)沿地下連續(xù)墻的深度分為7 層布置(4.5m ～22.5m，間隔為3m）， 編號(hào)為 G01 -A/B ～ G08 -A/B； 墻外土壓力的監(jiān)測(cè)通過(guò)預(yù)埋的土壓力計(jì)， 在地下連續(xù)墻背坑面的監(jiān)測(cè)點(diǎn)分層埋設(shè)， 編號(hào)為T(mén)01-T04。

圖3 西錨碇開(kāi)挖施工測(cè)點(diǎn)布置Fig.3 Monitoring points of the west anchorage foundation

2 有限元模型的建立及參數(shù)設(shè)置

采用通用程序有限元軟件ABAQUS 建模， 對(duì)地下連續(xù)墻錨碇結(jié)構(gòu)的開(kāi)挖過(guò)程進(jìn)行模擬， 土體、 地下連續(xù)墻、 內(nèi)襯的有限元網(wǎng)格模型分別見(jiàn)圖4， 錨碇各部分結(jié)構(gòu)的參數(shù)見(jiàn)表2。

圖4 有限元網(wǎng)格模型Fig.4 Typical finite element mesh

表2 錨碇各部分結(jié)構(gòu)的模型參數(shù)Tab.2 Model parameters of anchorage structure for each part

模擬開(kāi)挖時(shí)， 將土體開(kāi)挖及內(nèi)襯施工的過(guò)程進(jìn)行分步計(jì)算， 通過(guò)單元的“生死”功能模擬土體的開(kāi)挖和內(nèi)襯的施工； 土層近似等效成厚度相等的成層土， 采用Mohr-Coulomb 彈塑性模型。

地下連續(xù)墻和各層土間的接觸采用以庫(kù)侖摩擦模型為基礎(chǔ)的面-面接觸方式來(lái)模擬， 模型中假定地下連續(xù)墻的墻背極其粗糙且與填土不相互滑動(dòng)， 因而墻土界面的外摩擦角α一般為土體內(nèi)摩擦角φ的 0.67 ～1.00 倍， 模擬中取 0.8 倍，則墻外編號(hào)①～④土層的墻土摩擦系數(shù)分別為0.07、 0.34、 0.29、 0.47。

3 開(kāi)挖過(guò)程中監(jiān)測(cè)及數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.1 徑向位移的實(shí)測(cè)值與模擬值對(duì)比分析

通過(guò)將數(shù)值模擬結(jié)果與47＃槽段上CX07 號(hào)測(cè)斜管的徑向位移監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析， 驗(yàn)證模型的可靠性。

圖5 分別為現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)和數(shù)值模擬得到的不同開(kāi)挖深度d時(shí)， 不同埋深h處徑向位移s的變化曲線， 其變形規(guī)律基本一致。 墻體底部的s隨d的增大變化較小， 基本為0； 墻體徑向位移最大值smax的位置隨d的增大而變化。 開(kāi)挖初期(d小于 9m），smax一般位于頂部； 隨著開(kāi)挖深度的加大(d=9m ～15m），smax的位置下移至開(kāi)挖面附近； 當(dāng)繼續(xù)開(kāi)挖，smax的位置位于開(kāi)挖面以上， 且隨著d的加大，smax的埋深位置距開(kāi)挖面的距離也增大， 最終穩(wěn)定在埋深h約13m 處。最終的smax約為15mm， 相當(dāng)于 0.451%H(H為地下連續(xù)墻高度）， 低于工程中報(bào)警值0.6%。

開(kāi)挖初期， 帽梁的環(huán)向約束作用較小， 地下連續(xù)墻的位移特征與懸臂梁近似； 之后隨著開(kāi)挖的進(jìn)行， 頂部的帽梁和底部嵌入的巖層分別在圓形地下連續(xù)墻的頂部與底部形成環(huán)形約束， 控制住了墻體頂部與底部的位移， 使得圍護(hù)結(jié)構(gòu)的徑向位移最終呈現(xiàn)為“中間大， 頂部較小，底部最小”的形式。 同時(shí)由于圓形地下連續(xù)墻和內(nèi)襯的共同作用體現(xiàn)了明顯的拱效應(yīng)， 墻外土壓力很大一部分被地下連續(xù)墻及內(nèi)襯的環(huán)向壓應(yīng)力平衡， 減小了水平截面上的彎矩， 從而控制住了墻體的徑向位移。

3.2 豎向應(yīng)變的實(shí)測(cè)值與模擬值對(duì)比分析

在實(shí)際工程中， 通過(guò)對(duì)地下連續(xù)墻鋼筋的應(yīng)力進(jìn)行監(jiān)測(cè)并記錄， 基于共同變形的原則， 將鋼筋應(yīng)力轉(zhuǎn)換成應(yīng)變， 從而方便模擬值和實(shí)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比。 將53＃槽段 G08 -A 測(cè)點(diǎn)的監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)與模擬值進(jìn)行對(duì)比分析。

圖6 分別為現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)和數(shù)值模擬得到的不同開(kāi)挖深度d時(shí)， 地下連續(xù)墻豎向應(yīng)變值ε隨墻體埋深h的變化曲線， 兩者基本一致。 隨著開(kāi)挖的進(jìn)行， 同一埋深h處，ε基本上持續(xù)增大。 同一開(kāi)挖工況下，ε先隨h的增加呈現(xiàn)遞增的趨勢(shì)， 并在基坑底部附近(埋深約 20m 處）ε達(dá)到最大值εmax；之后隨著h的增加， 直至巖土分層界面附近，ε持續(xù)減小； 然后， 在開(kāi)挖底部以下嵌巖段， 隨著h的增加，ε繼續(xù)增大。

圖5 徑向位移-埋深變化曲線Fig.5 Relation curves of lateral displacement and burial depth

圖6 應(yīng)變-埋深變化曲線Fig.6 Relation curves of vertical strain and burial depth

這是因?yàn)殡S著墻內(nèi)土體的開(kāi)挖， 墻內(nèi)土體對(duì)墻體的支撐作用逐步減少， 墻外土壓力持續(xù)增加， 因而在同一開(kāi)挖工況下， 隨著埋深h的增大， 地下連續(xù)墻豎向應(yīng)變與徑向位移的變化相對(duì)應(yīng)。

3.3 墻外土壓力實(shí)測(cè)值與模擬值對(duì)比分析

將17＃槽段T02 墻外土壓力監(jiān)測(cè)點(diǎn)的數(shù)據(jù)與模擬值結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。 圖7 分別為現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)和數(shù)值模擬得到的不同開(kāi)挖深度d時(shí)， 地下連續(xù)墻外土壓力p隨著墻體埋深h的變化曲線， 其變化趨勢(shì)基本一致。 隨著開(kāi)挖的進(jìn)行， 墻體的徑向位移s增大， 使得同一埋深h處的p持續(xù)增大。 同一開(kāi)挖工況下， 隨著h的增加，p在土層中呈現(xiàn)出逐漸遞增的趨勢(shì)，約在h為20m 處，p達(dá)到最大值； 之后隨著埋深h的增加， 直至巖土分層界面附近(約23m 處），p持續(xù)減小； 而在開(kāi)挖底部以下的嵌巖段， 壓力值依舊在逐步增加。

由于作用在墻體外側(cè)的土壓力受墻體位移的影響， 當(dāng)開(kāi)挖引起墻體產(chǎn)生徑向位移， 墻外巖土分界面以上的土壓力由靜止土壓力逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)橹鲃?dòng)土壓力， 但始終小于理論計(jì)算的主動(dòng)土壓力值。 原因是基于極限平衡理論按水土分算方法得到的極限狀態(tài)下郎肯主動(dòng)土壓力值往往高估了孔隙水壓力的貢獻(xiàn)， 因而主動(dòng)土壓力的計(jì)算值往往偏大。 隨著土層過(guò)渡到嵌巖段， 巖層對(duì)墻體向外徑向位移的約束， 導(dǎo)致墻外土壓力逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)楸粍?dòng)土壓力。 接近土層部分的墻體位移較小， 相應(yīng)的壓力曲線出現(xiàn)下降段， 其后隨著h的增加， 墻體向外徑向位移增大， 相應(yīng)的土壓力持續(xù)增大，甚至超過(guò)了土層中壓力的最大值。

4 結(jié)論

1.墻頂?shù)拿绷汉偷撞壳度氲膸r層可形成環(huán)形約束， 控制住頂部與底部的位移， 隨著開(kāi)挖的進(jìn)行， 地下連續(xù)墻的徑向位移逐漸呈現(xiàn)為“中間大， 頂部較小， 底部最小”。

圖7 墻外土壓力-埋深變化曲線Fig.7 Relation curves of earth pressure and burial depth

2.開(kāi)挖過(guò)程中， 內(nèi)襯對(duì)地下連續(xù)墻豎向鋼筋應(yīng)力影響較大， 它與地下連續(xù)墻共同受力限制了墻體的豎向應(yīng)變， 有效地避免了墻體在開(kāi)挖過(guò)程中發(fā)生破壞。

3.墻外土壓力p隨埋深h的增加， 呈現(xiàn)R狀分布， 先增加后減小然后再增加。 土層中， 隨h的增加， 徑向位移s增大， 墻外的土壓力逐漸接近理論計(jì)算的主動(dòng)土壓力值； 而隨著土層過(guò)渡到嵌巖段， 巖層對(duì)墻體向外徑向位移的約束， 導(dǎo)致墻外土壓力隨埋深h的增加逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)楸粍?dòng)土壓力。