風化花崗巖地區(qū)深基坑圍護結構受力與變形影響因素分析

李富相，李桂芹，韋興

(中交一公局集團有限公司，廣東 深圳 518000)

對于地鐵、隧道等地下工程，施工過程中支護結構的安全穩(wěn)定性非常重要。影響基坑支護結構安全穩(wěn)定性的因素有很多，地質是其中極其重要的因素。不少學者對花崗巖地區(qū)地下工程開挖進行了研究，如孔斌根據(jù)廣州地鐵花崗巖風化層明挖基坑圍護結構設計及施工情況，分析了花崗巖風化層對工程的不良影響，提出了基坑圍護結構優(yōu)化方案；吳強等以長昆鐵路客運專線湖南段寨子崗隧道工程為例，提出了富水全風化花崗巖地層中隧道進洞優(yōu)化方案；龐小朝對深圳福田區(qū)全風化花崗巖進行土工試驗，分析了其物理力學特性，并給出了用于數(shù)值分析的本構模型；孫成偉等以廣州地鐵南方醫(yī)院站為例，分析了花崗巖風化層的特性，對開挖過程中出現(xiàn)的地基處理問題提出了解決方案；李建軍等以太原某深基坑為例，選擇上三角、全三角、梯形3種土壓力分布模式，分別采用土抗力法中m法、c法和k法對支護樁的樁身彎矩進行了理論計算。但對風化花崗巖地區(qū)深基坑的計算分析和施工穩(wěn)定性分析還鮮有報道。該文以深圳公常路K1+365—535段深基坑為背景，開展風化花崗巖地區(qū)深基坑圍護結構受力與變形影響因素分析。

1 工程概況

公常路中山大學深圳校區(qū)段下穿改造工程位于深圳市光明區(qū)新湖街道，西起光橋路-公常路交叉口西側，經(jīng)中山大學預選址范圍，向東經(jīng)武漢大學深圳校區(qū)意向用地(羌下村)，終于深圳與東莞交界處，全長約3.56 km。地下道路長2.645 km，采用干線性城市主干道標準建設，雙向六車道，設計速度50 km/h；地面道路采用生活性城市主干道標準建設，雙向六車道，設計速度40 km/h?，F(xiàn)狀公常路為城市主干道，雙向八車道，紅線寬度為60 m，瀝青路面，設計速度50 km/h。道路東側有圳美河，擬開挖基坑位于公常路中山大學深圳校區(qū)段下穿改造工程K1+365—535段。

公常路K1+365—535段地層自上而下為雜填土層、有機質黏土層、砂質黏性土層、全風化混合花崗巖層、土狀強風化混合花崗巖層、塊狀強風化混合花崗巖層。支護樁底及基坑底大部分位于土狀強風化混合花崗巖層及塊狀強風化混合花崗巖層上。主要地層的物理力學指標見表1。

表1 主要地層的物理力學指標

2 風化花崗巖的工程特性

2.1 巖層性狀

地質勘探報告顯示，公常路K1+365—535段風化花崗巖主要為全風化混合花崗巖、土狀強風化混合花崗巖和塊狀強風化混合花崗巖，主要地層的工程特征見表2。

表2 公常路K1+365—535段風化花崗巖的特征

2.2 顆粒級配

根據(jù)《公路土工試驗規(guī)程》，采用篩分法及密度計法對全風化混合花崗巖進行顆粒篩分，結果見圖1。

圖1 全風化花崗巖試樣的粒徑級配曲線

計算得全風化混合花崗巖的不均勻系數(shù)Cu為12，曲率系數(shù)Cc為1.33，屬級配良好的礫土。

2.3 力學性能

對全風化混合花崗巖、土狀強風化混合花崗巖和塊狀強風化混合花崗巖進行標準貫入試驗和固結試驗，得到其力學參數(shù)(見表3)。

表3 風化混合花崗巖的力學參數(shù)

3 受力與變形影響因素分析

深基坑圍護結構內力及變形分析常用方法主要有經(jīng)典方法、彈性地基梁法、有限單元法等。有限單元法直接解得墻體側向位移和地表沉降及深層位移，還可對分級開挖施工過程進行模擬，能從空間、時間上較全面地反映各種因素對支護結構及周圍土體應力、位移的影響。為此，采用有限單元法對公常路K1+365—535段深基坑圍護結構受力和變形影響因素進行分析。

3.1 模型建立及計算工況

3.1.1 模擬截面及本構模型

由于基坑呈相對規(guī)則的幾何形狀，基坑的支護結構也基本相同，根據(jù)基坑對稱性和受力特點，建立計算模型時取K1+365—535段典型基坑橫斷面的一半。巖土體的本構模型選取摩爾-庫倫彈塑性模型，支護樁采用彈性各向同性模型。

3.1.2 基本假定

(1) 基坑土質均勻水平分布。

(2) 不考慮基坑開挖對土體彈性模量的影響。

(3) 不考慮基坑內支撐變形的影響。

(4) 不同材料間的接觸部位為完全連續(xù)。

3.1.3 模型計算參數(shù)及邊界設置

根據(jù)該基坑工程的實際情況，考慮模型的邊界效應，對地基土左右邊界x方向進行約束，底邊界為固定端，上邊界為自由端，并在基坑外設置長度為7 m的均布荷載模擬地面超載，大小為34 kN/m。計算模型見圖2，模型中結構參數(shù)見表4。

圖2 深基坑計算模型

表4 模型中結構參數(shù)

3.1.4 計算工況

根據(jù)現(xiàn)場實際工況，對基坑分級開挖及加支撐過程進行模擬，計算工況見表5。

表5 計算工況

3.2 影響因素分析

3.2.1 風化花崗巖的影響

根據(jù)表6所示計算方案模擬不同風化程度花崗巖地基土，計算得到不同工況下支護樁彎矩、位移和內支撐軸力的變化(見圖3～5)。由于在加支撐的工況中基坑的水土壓力不變，支護結構的彎矩和位移變化基本與上一工況相同，僅分析開挖深度大的工況(工況3、工況5和工況7)。位移為負表示樁體向基坑內變形，為正表示樁體向基坑外變形。

表6 計算方案

由圖3可知：1) 實際開挖工況中最大彎矩為負彎矩，發(fā)生在工況3，為-978.3 kN·m。這是因為工況3中只設有一道內支撐，基坑中的內支撐與開挖面相距較遠，而隨著施工的進行，內支撐間距逐漸減小，鋼支撐數(shù)量逐漸增加，導致支護樁的最大彎矩減小。2) 各開挖工況下，各方案的最大彎矩從大至小依次為方案A>方案B>方案C。隨著開挖深度的增加，不同風化程度混合花崗巖引起支護樁產(chǎn)生的最大彎矩差值逐漸增大，在工況7中，方案A中支護樁的最大負彎矩為-779.5 kN·m，分別比方案B、方案C中相同深度支護樁的負彎矩增加147.7%、197.7%?？梢姡燥L化程度越高的混合花崗巖作為支護樁嵌入地基土時，支護樁的最大彎矩將增大，且隨著開挖深度的增大而急劇增大。

圖3 不同開挖工況下不同風化程度花崗巖中支護樁的彎矩變化

由圖4可知：各工況下，不同風化程度混合花崗巖地基土對支護樁最大位移幾乎沒有影響，但隨著開挖深度的增大，風化程度越高的混合花崗巖地基土會使最后一道內支撐以下的支護樁樁體位移增大。在工況7中，方案A中16 m深度處支護樁樁體位移為-9.1 mm，分別比方案B、方案C中同深度處支護樁樁體位移增大56.8%、78.4%?？梢?，風化程度越高的混合花崗巖對支護樁的嵌固作用越差，會使開挖面以上至最后一道內支撐間支護樁樁體的位移增大，且隨著開挖深度的增大這種影響加劇。

圖4 不同開挖工況下不同風化程度花崗巖中支護樁的位移變化

由圖5可知：開挖后，內支撐軸力急劇增加。隨著施工的進行，內支撐間距逐漸減小，鋼支撐數(shù)量逐漸增加，導致內支撐軸力逐漸減少。同一開挖工況下，第一道混凝土支撐的軸力由大到小為方案C>方案B>方案A，而第一道、第二道鋼支撐的軸力恰恰相反?？梢姡蔑L化程度越高的混合花崗巖替換支護樁下段周圍的地基土會使基坑中第一道、第二道鋼支撐的軸力增大，但對坑頂附近混凝土支撐的軸力影響較小。

圖5 不同開挖工況下不同風化程度花崗巖中內支撐的軸力變化

3.2.2 內支撐豎向布置位置的影響

在內支撐加排樁支護的基坑中，基坑變形和支護樁的內力與內支撐的豎向布置位置密切相關。為研究內支撐豎向布置位置對基坑支護結構受力和變形的影響，設計表7所示模擬方案，并與實際工況進行對比。由于加內支撐工況下基坑的水土壓力不變，支護結構的彎矩和位移變化基本與上一工況相同，僅分析開挖深度大的工況(工況3、工況5和工況7)，結果見圖6～8。

表7 內支撐布置方案

由圖6可知：各開挖工況下，工況3中支護樁的彎矩最大，其中方案D支護樁的最大負彎矩達-998 kN·m。這是因為方案D下調了第一道鋼支撐的位置，增大了支護樁懸臂端的長度，導致樁后土壓力引起的彎矩增大。隨著開挖深度的增加，架設的內支撐數(shù)量增多，相鄰內支撐間距逐漸減小，支護樁的最大彎矩逐漸減小。方案E中混凝土支撐與第一道鋼支撐之間的支護樁最大彎矩始終小于方案D和實際工況，而第一道鋼支撐與開挖面之間的支護樁最大彎矩始終大于方案D和實際工況。這是因為方案D下調了第一道鋼支撐的位置，減小了與第二道鋼支撐間的間距，使第二次土體開挖后作用在相鄰支撐間的樁后土壓力減小，進而引起最大彎矩減??；而方案E增大了相鄰鋼支撐的間距，使作用在相鄰鋼支撐間的樁后土壓力增大，進而引起最大彎矩增大。綜上，支護樁的最大彎矩受內支撐布置位置的影響，間距過大或過小都可能引起支護樁彎矩增大。

圖6 不同開挖工況下不同內支撐布置位置時支護樁的彎矩變化

由圖7可知：各開挖工況下，工況3中方案D的支護樁位移最大，為-12.3 mm。這是因為工況3的單次開挖深度最大，而方案D下調了第一道混凝土支撐的位置，使支護樁后土壓力作用的懸臂長度增大，進而增大了樁頂?shù)奈灰?。隨著內支撐數(shù)量的增加，相鄰內支撐的間距減小，支護樁樁頂?shù)淖畲笪灰坡晕p小。可見，僅減小相鄰內支撐間距并不能保證支護樁的最大位移減小，支護樁的最大位移與內支撐的豎向布置位置息息相關。

圖7 不同開挖工況下不同內支撐布置位置時支護樁的位移變化

由圖8可知：在架設內支撐的工況，內支撐軸力幾乎不變；在基坑開挖工況，內支撐軸力急劇增加。方案D中混凝土支撐軸力最大，工況3時達到2 359 kN；隨著施工的進行，鋼支撐數(shù)量逐漸增加，內支撐間距逐漸減小，混凝土支撐軸力也逐漸減小。對比方案D、方案E和實際工況，盡管減小了相鄰內支撐間距，但由于下調了第一道混凝土支撐位置，混凝土支撐的軸力顯著增大，鋼支撐軸力減??；增大內支撐間距會增大工況5中混凝土支撐的軸力及第一道鋼支撐的軸力?？梢?，下調第一道混凝土支撐的位置會使混凝土支撐軸力增大，但減小或增大相鄰內支撐間距并不一定會使內支撐的軸力也減小或增大。

圖8 不同開挖工況下不同內支撐布置位置時內支撐的軸力變化

4 結論

(1) 基坑開挖過程中，以風化程度越高的混合花崗巖作為支護樁嵌入地基土時，支護樁最大彎矩、開挖面至最后一道內支撐間支護樁樁體的位移及這一區(qū)間的內支撐軸力增大，且隨著開挖深度的增加這種影響加劇。

(2) 下調第一道混凝土支撐的位置，會使下一開挖工況支護樁的彎矩、水平位移及混凝土支撐軸力大大增加。

(3) 深基坑內支撐間距增大或減小并不能保證內支撐的軸力也增大或減小，內支撐的軸力與內支撐豎向布置位置息息相關。