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(jié)構(gòu)的安全穩(wěn)定性非常重要。影響基坑支護結(jié)構(gòu)安全穩(wěn)定性的因素有很多，地質(zhì)是其中極其重要的因素。不少學(xué)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(fēng)化層明挖基坑圍護結(jié)構(gòu)設(shè)計及施工情況，分析了花崗巖風(fēng)化層對工程的不良影響，提出了基坑圍護結(jié)構(gòu)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(fēng)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(fēng)化花崗巖進行土工試驗，分析了其物理力學(xué)特性，并給出了用于數(shù)值分析的本構(gòu)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(fēng)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(fēng)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(fēng)化花崗巖地區(qū)深基坑圍護結(jié)構(gòu)受力與變形影響因素分析。

1 工程概況

公常路中山大學(xué)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(cè)，經(jīng)中山大學(xué)預(yù)選址范圍，向東經(jīng)武漢大學(xué)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(biāo)準建設(shè)，雙向六車道，設(shè)計速度50 km/h；地面道路采用生活性城市主干道標(biāo)準建設(shè)，雙向六車道，設(shè)計速度40 km/h。現(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(shè)計速度50 km/h。道路東側(cè)有圳美河，擬開挖基坑位于公常路中山大學(xué)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(zhì)黏土層、砂質(zhì)黏性土層、全風(fēng)化混合花崗巖層、土狀強風(fēng)化混合花崗巖層、塊狀強風(fēng)化混合花崗巖層。支護樁底及基坑底大部分位于土狀強風(fēng)化混合花崗巖層及塊狀強風(fēng)化混合花崗巖層上。主要地層的物理力學(xué)指標(biāo)見表1。

表1 主要地層的物理力學(xué)指標(biāo)

2 風(fēng)化花崗巖的工程特性

2.1 巖層性狀

地質(zhì)勘探報告顯示，公常路K1+365—535段風(fēng)化花崗巖主要為全風(fēng)化混合花崗巖、土狀強風(fēng)化混合花崗巖和塊狀強風(fēng)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(fēng)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(fēng)化混合花崗巖進行顆粒篩分，結(jié)果見圖1。

圖1 全風(fēng)化花崗巖試樣的粒徑級配曲線

計算得全風(fēng)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(xué)性能

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

表3 風(fēng)化混合花崗巖的力學(xué)參數(shù)

3 受力與變形影響因素分析

深基坑圍護結(jié)構(gòu)內(nèi)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(cè)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(jié)構(gòu)及周圍土體應(yīng)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(jié)構(gòu)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(gòu)模型

由于基坑呈相對規(guī)則的幾何形狀，基坑的支護結(jié)構(gòu)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(gòu)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(zhì)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(nèi)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(shè)置

根據(jù)該基坑工程的實際情況，考慮模型的邊界效應(yīng)，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(shè)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(jié)構(gòu)參數(shù)見表4。

圖2 深基坑計算模型

表4 模型中結(jié)構(gòu)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(fēng)化花崗巖的影響

根據(jù)表6所示計算方案模擬不同風(fēng)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(nèi)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(jié)構(gòu)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(nèi)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(shè)有一道內(nèi)支撐，基坑中的內(nèi)支撐與開挖面相距較遠，而隨著施工的進行，內(nèi)支撐間距逐漸減小，鋼支撐數(shù)量逐漸增加，導(dǎo)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(fēng)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%。可見，以風(fēng)化程度越高的混合花崗巖作為支護樁嵌入地基土?xí)r，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(fēng)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(fēng)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(fēng)化程度越高的混合花崗巖地基土?xí)棺詈笠坏纼?nèi)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%?？梢姡L(fēng)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(nèi)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(fēng)化程度花崗巖中支護樁的位移變化

由圖5可知：開挖后，內(nèi)支撐軸力急劇增加。隨著施工的進行，內(nèi)支撐間距逐漸減小，鋼支撐數(shù)量逐漸增加，導(dǎo)致內(nèi)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(fēng)化程度越高的混合花崗巖替換支護樁下段周圍的地基土?xí)够又械谝坏?、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(fēng)化程度花崗巖中內(nèi)支撐的軸力變化

3.2.2 內(nèi)支撐豎向布置位置的影響

在內(nèi)支撐加排樁支護的基坑中，基坑變形和支護樁的內(nèi)力與內(nèi)支撐的豎向布置位置密切相關(guān)。為研究內(nèi)支撐豎向布置位置對基坑支護結(jié)構(gòu)受力和變形的影響，設(shè)計表7所示模擬方案，并與實際工況進行對比。由于加內(nèi)支撐工況下基坑的水土壓力不變，支護結(jié)構(gòu)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(jié)果見圖6～8。

表7 內(nèi)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(diào)了第一道鋼支撐的位置，增大了支護樁懸臂端的長度，導(dǎo)致樁后土壓力引起的彎矩增大。隨著開挖深度的增加，架設(shè)的內(nèi)支撐數(shù)量增多，相鄰內(nèi)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(diào)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小；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(nèi)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(nèi)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(diào)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(nèi)支撐數(shù)量的增加，相鄰內(nèi)支撐的間距減小，支護樁樁頂?shù)淖畲笪灰坡晕p小?？梢?，僅減小相鄰內(nèi)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(nèi)支撐的豎向布置位置息息相關(guān)。

圖7 不同開挖工況下不同內(nèi)支撐布置位置時支護樁的位移變化

由圖8可知：在架設(shè)內(nèi)支撐的工況，內(nèi)支撐軸力幾乎不變；在基坑開挖工況，內(nèi)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(nèi)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(nèi)支撐間距，但由于下調(diào)了第一道混凝土支撐位置，混凝土支撐的軸力顯著增大，鋼支撐軸力減小；增大內(nèi)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(diào)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(nèi)支撐間距并不一定會使內(nèi)支撐的軸力也減小或增大。

圖8 不同開挖工況下不同內(nèi)支撐布置位置時內(nèi)支撐的軸力變化

4 結(jié)論

(1) 基坑開挖過程中，以風(fēng)化程度越高的混合花崗巖作為支護樁嵌入地基土?xí)r，支護樁最大彎矩、開挖面至最后一道內(nèi)支撐間支護樁樁體的位移及這一區(qū)間的內(nèi)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(diào)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(nèi)支撐間距增大或減小并不能保證內(nèi)支撐的軸力也增大或減小，內(nèi)支撐的軸力與內(nèi)支撐豎向布置位置息息相關(guān)。