土巖組合地層地鐵深基坑土釘墻支護軸力分析

王 珂,王立峰,韋 康,壽凌超

(浙江科技學院 土木與建筑工程學院,杭州 310023)

土釘墻支護由于其經(jīng)濟、可靠和施工快速簡便等優(yōu)點得到迅速推廣和應用[1]。研究者通過現(xiàn)場測試、理論研究及有限元模擬等方式,對土釘墻支護的工作性狀、內(nèi)力特性等進行了大量的探索。國外,最早關(guān)于土釘墻的記載是1972年法國凡爾賽附近鐵路路基的邊坡工程中使用了土釘墻支護技術(shù)[2];之后Juran[3]提出了土釘墻機動分析方法。國內(nèi)對土釘墻支護結(jié)構(gòu)的工作機制研究,多為從土釘抗拔承載力和土釘墻穩(wěn)定性兩方面展開。土釘墻的內(nèi)力主要包括土釘軸力、釘土剪力和面層受力,其中關(guān)于單根土釘軸向拉力計算方法,目前常用的是根據(jù)經(jīng)典朗肯(Rankine)土壓力理論得到的沿深度自上而下呈線性增大的規(guī)范法[4]。然而由于規(guī)范法計算所得自上而下線性增大的結(jié)論與實測結(jié)果相差較大,有一部分研究者根據(jù)土釘施工特性及實測結(jié)果提出了土釘軸力增量計算法[4-6]、土釘支護體系增量解析法[7]和考慮土拱效應的邊坡樁間土釘墻受力計算法[8]等。在土釘墻面層土壓力早期研究中部分研究者假定其不受力,在土釘軸力計算過程中根據(jù)工程經(jīng)驗及理論研究得到土釘墻面層力與土釘軸力的關(guān)系及其計算方法[9]。而土釘墻變形的過程是土釘、面層和土體之間相互協(xié)調(diào)共同作用的過程。因此為了研究三者之間的關(guān)系,鄭曉靜等[10]結(jié)合實際工程案例對既有土釘墻支護基坑加深加固設計及變形展開分析;此外還有研究者[11-13]通過極限平衡閥對土釘墻內(nèi)部穩(wěn)定性及潛在最危險滑裂面的變化形態(tài)展開研究,或用有限元法分析探討土釘墻支護體系的變形特性和穩(wěn)定性[14-15]。而由于不同地質(zhì)條件下土釘墻支護的受力特性往往存在極大的差異性,許多研究者針對不同的地質(zhì)環(huán)境,例如軟弱土層[16]、黃土地區(qū)[17]、風化凝灰?guī)r[18]的土釘墻支護特性展開研究。

土釘墻支護在民建開挖深度較淺的基坑中較為常見,但在土巖組合的特殊地質(zhì)條件下應用到地鐵基坑中相對較少。一般而言,地鐵基坑較為規(guī)整,長寬比較大,與民建基坑有較大不同,為全面研究土釘墻支護形式在土巖組合地質(zhì)條件下的工作機制與支護工作性狀,本研究通過對金華市某地鐵深基坑土釘墻支護進行現(xiàn)場測試、理論分析和有限元計算,研究土釘墻支護結(jié)構(gòu)在土巖組合地質(zhì)條件下施工全過程的內(nèi)力特性,探索土釘墻支護結(jié)構(gòu)在土巖組合特殊地質(zhì)條件下的軸力時空分布規(guī)律和作用機理。

1 工程概況和現(xiàn)場實測

1.1 工程概況

金華市秦塘地鐵站車站主體布置在城北路與國貿(mào)大道交叉口西北側(cè)(城北路與口岸路交叉口東南側(cè)),平行于國貿(mào)大道和口岸路方向呈一字形布置。車站周邊主要為金華海關(guān)義烏駐地、現(xiàn)狀廠房及汽車4S店(已拆除),站點周邊尚待開發(fā)。城北路道路紅線寬60 m,現(xiàn)狀道路寬60 m,國貿(mào)大道道路紅線寬60 m,現(xiàn)狀道路寬60 m,均屬于城市干道,車流量較大,另外口岸路道路紅線寬22 m,現(xiàn)狀道路寬12 m,為雙向兩車道。場地地表水發(fā)育較弱,鉆探顯示勘探深度范圍內(nèi)地下水類型主要可分為松散巖類孔隙潛水(以下簡稱潛水)和基巖裂隙水。場地潛水主要為賦存于第四系松散地層的孔隙水,潛水水量較小,勘察期間測得鉆孔內(nèi)地下水水位高程為58.59～73.29 m,埋深為4.5～20.5 m。基巖裂隙水賦水空間較小,水量較小,對本工程影響較小。

秦塘站主體結(jié)構(gòu)長為305.5 m,寬為43.3～48.2 m,開挖深度為17.5～22 m,車站范圍內(nèi)地質(zhì)情況自上而下主要為素填土、粉質(zhì)黏土、強風化泥質(zhì)粉砂巖,車站基底位于中風化泥質(zhì)粉砂巖中,見巖面高度約為-4.38 m,土層基本物理力學參數(shù)見表1。

表1 土層基本物理力學參數(shù)Table 1 Basic physical and mechanical parameters of soil layer

1.2 圍護結(jié)構(gòu)方案

基坑南北兩側(cè)存在約7 m的高差,基坑標準段南北兩側(cè)采用不同的支護方案,其中基坑北側(cè)采用土釘放坡加樁錨支護,南側(cè)采用二級土釘墻放坡支護。我們主要針對南側(cè)土釘墻放坡支護展開研究,南側(cè)采用土釘墻支護,第一級坡高為6.7 m,坡度為1∶0.75,設4道土釘,釘長均為6 m,孔徑為100 mm,間距為1.5 m,傾角為15°,坡面掛網(wǎng)噴混凝土。地質(zhì)剖面和軸力監(jiān)測布置如圖1所示,每排土釘各設置3個監(jiān)測點,各監(jiān)測點之間的距離為1.5 m。第1道和第2道土釘位于素填土和粉質(zhì)黏土中,第3道和第4道土釘位于粉砂巖層中。

圖1 地質(zhì)剖面和軸力監(jiān)測布置Fig.1 Geological profile and axial force monitoring layout

2 土釘軸力實測結(jié)果分析

2.1 土釘軸力變化分析

基坑開挖過程中,荷載通過釘土摩擦作用及面層與土釘?shù)睦巫饔?逐步施加并轉(zhuǎn)移到土釘上[19]。由于土釘墻邊開挖邊支護的特點,土釘軸力與墻后土體變形等都具有較強的開挖效應。該工程南側(cè)某典型剖面現(xiàn)場實測各道土釘軸力隨時間和基坑開挖深度的變化情況如圖2所示,由圖可以看出:

圖2 土釘軸力時程曲線圖Fig.2 Time history curve of soil nail axial force

1)在基坑開挖過程中,4道土釘軸力隨著基坑的開挖均呈增長的趨勢,開挖初期土釘軸力分布較均勻,隨著開挖的進行,土釘軸力逐漸呈現(xiàn)中間大、兩端小的規(guī)律,4道土釘最大軸力值為14.52 kN,第2道土釘軸力遠大于其余3道土釘軸力。由圖1所示地質(zhì)剖面可以看出,見巖面位于地表以下約4.38 m處,第1、2道土釘位于土質(zhì)條件相對較差的土層中,軸力較大,第3、4道土釘位于土質(zhì)條件較好的粉砂巖層內(nèi),軸力相對較小。

2)第2道土釘軸力隨著土體的開挖,整體上呈增大的趨勢,尾部軸力點T2-3軸力最大值較小,而T2-1、T2-2則快速增長,其最大軸力值約為T2-3軸力值的3～7倍。土釘墻第1道和第2道土釘位于較差土層,總體而言所受土壓力較大,傳遞到土釘尾部的拉力也較大,而位于巖石中第3道和第4道土釘墻側(cè)向主動土壓力較小,因此承受較小的拉力。

3)在開挖后期,4道土釘均存在軸力值減小的趨勢,其原因是隨著底板澆筑完成,產(chǎn)生了約束外部土體的變形,因此土釘在后期出現(xiàn)軸力減小的趨勢。

對各典型開挖階段的土釘軸力最大值做進一步分析,表2為各開挖階段土釘軸力最大值統(tǒng)計。隨著基坑的開挖,第2道土釘T2-2測點軸力一直呈增長趨勢,初期軸力增長速率較大,開挖至-4.5 m處時,土釘軸力增大至8.19 kN左右,為開挖到底時軸力值的59.12%;第3道土釘軸力最大值點T3-1在置入土釘后開挖至-4.5 m處時,土釘軸力增至5.47 kN,為開挖到底時軸力值的81.4%。結(jié)合表2中土釘軸力增長速率可以看出,T2-2和T3-1測點處隨著土釘與開挖面之間距離的增大,每開挖1 m土釘軸力增長值均越來越小,但是T2-2測點處土釘軸力增長速率在各開挖階段均大于T3-1測點處,上部土釘軸力增長更明顯,這是因為第2道土釘位于土質(zhì)條件相對較差的土層中,而第3道土釘則位于粉砂巖層中。

表2 各開挖階段土釘軸力最大值統(tǒng)計Table 2 Statistics of maximum axial force of soil nail in each excavation stage

圖3為基坑開挖完成后實測土釘軸力分布,在深度方向,位于見巖面上下的第2、3兩道土釘軸力值及其分布相差懸殊,這有別于一般土質(zhì)地區(qū)基坑土釘支護實測規(guī)律。對于一般黏土、粉砂土地區(qū),土釘墻支護最大軸力值發(fā)生在基坑邊坡中部[20-21]。

圖3 實測土釘軸力分布Fig.3 Axial force distribution of soil nail measured

土巖組合地質(zhì)基坑深為13.7 m,最大軸力值為14.52 kN,位于土質(zhì)條件較差土層內(nèi)的第2道土釘軸力值遠大于位于粉砂巖層內(nèi)的第3道土釘軸力值,土釘墻支護最大軸力值點發(fā)生在見巖面附近。通過計算得到4道土釘最大軸力比值分別為:36.7%、100%、52.7%、53.7%,其中第2道土釘軸力最大,第3道土釘最大軸力值僅為第2道的52.8%。而如圖3所示,其中一條曲線表示經(jīng)典的朗肯主動土壓力理論求得的理論滑裂面,滑裂面與水平面的夾角為45°+φ/2(φ為土層內(nèi)摩擦角),另一條為根據(jù)實測土釘軸力最大值結(jié)果擬合得到的邊坡最危險滑裂面;由實測可知,土巖組合地質(zhì)條件下土釘墻支護最危險滑裂面不是一條光滑的曲線,在見巖面附近存在拐點,與均勻土層相比,見巖面以上外移,見巖面以下內(nèi)移。這與土巖的地質(zhì)條件相符,見巖面以上土釘軸力較大,見巖面以下土釘軸力較小,因此對土巖組合地質(zhì)條件下土釘墻支護,可根據(jù)見巖面高度來調(diào)整位于不同土層內(nèi)的土釘長度、道數(shù)等,對土釘進行優(yōu)化設計。

2.2 土釘軸力在空間上的變化

各道土釘在不同開挖階段沿土釘長度方向軸力分布如圖4所示,在基坑開挖過程中,各道土釘整體上表現(xiàn)為中間大、兩端小的受力形式,其中第1、3、4道土釘軸力較小,第2道土釘軸力增長迅速,第3、4道土釘在埋設初期軸力變化幅度不大,相比前兩道土釘軸力最大值所在位置略靠近釘頭,整體上仍表現(xiàn)為中間大兩頭小。這是由于第3、4道土釘位于巖土層內(nèi),巖石變形較小,內(nèi)部巖石與土釘?shù)南嗷プ饔脛t更小,土釘剛剛開始發(fā)揮作用即可承受全部的主動土壓力,軸力值最大值處較靠近面層一側(cè),因此靠近下部和巖石層的土釘長度可適當減小?？傊?位于上部土質(zhì)條件略差的黏土層中的土釘軸力相對較大,且隨著基坑的開挖,軸力始終保持增長的趨勢;位于下部土質(zhì)條件較好的巖土層內(nèi)的土釘,除埋設初期的軸力有相對明顯的增長外,后期軸力值基本上趨于穩(wěn)定。

圖4 土釘軸力沿釘長方向分布圖Fig.4 Distribution of soil nail axial force along nail length

3 土釘墻有限元分析的建立與分析

3.1 模擬工況與網(wǎng)格劃分

本研究采用Midas GTS NX進行建模分析,土體采用修正摩爾-庫倫本構(gòu)模型,土釘采用線彈性材料模型,土體采用實體單元模擬,土釘采用桁架單元模擬,土釘與土體間的作用力通過添加接觸單元模擬。其中模型土層參數(shù)根據(jù)表1取值,結(jié)構(gòu)計算參數(shù)見表3。根據(jù)基坑開挖影響范圍設置邊界條件分別為:在水平方向距基坑邊界2.5H(H為基坑開挖深度)處控制x、y方向的變形為0;在豎直方向距坑底3H處控制z方向的變形為0。

表3 結(jié)構(gòu)計算參數(shù)Table 3 Structural calculation parameters

結(jié)合工程實例所處地質(zhì)條件,為研究見巖面高度對土釘支護的影響,在保證支護形式不變的情況下,我們通過調(diào)整見巖面高度來分析不同地質(zhì)條件下土釘墻的作用性狀,模擬工況類型見表4。

表4 模擬工況類型Table 4 Simulation condition types

數(shù)值計算過程按實際施工順序進行,在基坑開挖前對模型進行重力作用下的平衡計算,獲得土體的初始應力狀態(tài);開挖過程共分15步,挖至坑底后,進行穩(wěn)定性計算,得出其安全系數(shù),以保證見巖面調(diào)整后基坑的穩(wěn)定性。三維有限元模型如圖5所示。

圖5 三維有限元模型Fig.5 Three-dimensional finite element model

3.2 模擬與實測結(jié)果比較

工況1為實際工況模擬,見巖面高度為地表-4.38 m,圖6為工況1有限元計算中開挖完成后各排土釘軸力分布,對比圖3所示實測土釘軸力分布情況可以看出,各道土釘軸力和分布與實測擬合較好,最大土釘軸力均出現(xiàn)在第2道土釘處,模擬最大軸力值為9.22 kN,與實測軸力較為接近,沿釘長方向土釘軸力分布規(guī)律與實測分布曲線吻合較好。

圖6 工況1土釘軸力分布Fig.6 Axial force distribution of soil nail in working condition 1

3.3 見巖面高度

在金華地區(qū)土巖組合地質(zhì)下,見巖面分界線上下的土質(zhì)條件相差較為懸殊,故通過工況2～5調(diào)整見巖面高度,以研究土巖組合地質(zhì)條件下土釘受力特征。實際地質(zhì)條件見巖面高度為地表-4.38 m,工況2～5見巖面高度分別為地表-3.48、-6.00、-7.50、-9.00 m。通過有限元法計算基坑開挖過程中的安全系數(shù),其結(jié)果滿足安全要求。

圖7為工況2～5的4種不同見巖面高度的軸力計算結(jié)果,當見巖面位于地表-3.48 m時,第2道土釘軸力值最大,且最大值僅為6.18 kN;當見巖面位于地表-6.00 m時,第2、3道土釘軸力值均較大,最大值約為13.80 kN;當見巖面位于地表-7.50 m時,第3道土釘軸力最大,且最大值約為20.23 kN;當見巖面位于地表-9.00 m時,第4道土釘軸力最大,且最大值約為25.61 kN。由圖7可知,見巖面越低,墻后土體所受主動土壓力越大,土釘軸力越大,土釘軸力最大值向下部移動,最大值位置在見巖面附近,且在深度方向土釘軸力分布相對較均勻,整體上呈現(xiàn)基坑中部土釘軸力大,上下部較小的規(guī)律;而見巖面較高時,土釘拉力在上部最大,中、下部較小,不能很好地發(fā)揮下部土釘?shù)淖饔谩?/p>

圖7 工況2～5土釘軸力分布Fig.7 Axial force distribution of soil nail in working conditions 2-5

圖8為各道土釘軸力與見巖面關(guān)系,由圖可知,當見巖面較高時,第2道土釘軸力值最大;隨著見巖面越來越低,第1道土釘軸力基本上保持不變,第3、4道土釘軸力值迅速增長,第2道土釘最大軸力值增長趨勢較為緩慢,即見巖面高度的變化對基坑頂部土釘軸力影響相對較小,而對見巖面附近的土釘軸力值影響較大;整體而言,隨著見巖面降低,下部土釘軸力會越來越大,例如當見巖面高度由-4.38 m變化為-9.00 m時,第2道土釘最大軸力增長63.8%,而第3道土釘軸力增長了351.2%。

圖8 各道土釘軸力與見巖面關(guān)系Fig.8 Relationship between axial force ofeach soil nail and rock surface

為進一步分析土釘軸力隨見巖面高度的變化規(guī)律,根據(jù)各工況下土釘最大軸力值變化情況得到圖9所示工況1～5軸力變化情況,從圖中可以看出,最大值隨見巖面高度下降,土釘軸力大致呈線性增大,見巖面每下降1 m土釘軸力值增加約3.88 kN。

圖9 工況1～5土釘軸力變化情況Fig.9 Variation of axial force of soil nailin working conditions 1-5

4 結(jié) 論

本文通過對金華市秦塘站地鐵基坑土釘墻支護的實測結(jié)果與有限元模擬,研究了土巖組合二元地層深基坑土釘墻支護土釘軸力隨基坑開挖和見巖面高度的變化關(guān)系和分布規(guī)律,得出如下結(jié)論:

1)有限元分析可以很好地模擬土釘軸力分布規(guī)律,與現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果吻合較好。基坑開挖過程中,土釘墻支護各排土釘軸力呈逐漸增大的趨勢,在土釘設置初期至下一步開挖時增大較明顯。

2)在土質(zhì)相對較差的黏土層中,土釘軸力沿釘長方向呈中間大、兩頭小的分布形式,而在土質(zhì)較好的巖土層內(nèi),土釘軸力主要集中在釘頭附近,巖層內(nèi)部軸力較小,實際拉力遠小于土釘抗拔力設計值,故設計時可以考慮進一步優(yōu)化以適當減小巖層內(nèi)的土釘長度。根據(jù)軸力最大值擬合得到的土釘墻最危險滑裂面不是一條光滑的曲線,在土巖界面處存在拐點,與均勻土層相比,界面以上外移,界面以下內(nèi)移。

3)見巖面上下排土釘承擔的土壓力存在較大的差異,土釘軸力最大值發(fā)生在見巖面附近,對于土巖組合地質(zhì)條件,見巖面離地表深度可以作為土釘支護設計的重要指標,當見巖面高度離地表較近時,結(jié)合土釘墻被動受力的特點可以適當調(diào)整土釘配筋或減少土釘?shù)罃?shù)。