0 引言
目前,城市基坑工程正在向着深、大方向发展,不规则形状基坑越来越多,周边环境也越来越复杂,基坑设计的时空特性、应对敏感建( 构) 筑物的复杂性成为基坑工程施工需要面对的难题。复杂敏感环境下的深大基坑设计重点是满足基坑自身安全、控制周边建筑物变形和方便施工组织等。然而,无论是深基坑工程本身的设计还是对周围环境的影响分析,实践中都还存在着一定的不足,普通工程勘察所提供的岩土参数资料无法满足复杂计算的要求,三维模拟计算无法完全模拟复杂的施工工况,对地下水、岩土介质与结构物之间的接触界面都较难模拟,简化计算存在着精度不足的问题,实际施工工况也往往与先期设计工况有偏差。基坑工程设计需进行深入、全面的设计验算,同时需要了解计算存在的不足,结合相应的工程措施予以弥补,最终保证工程的安全。
针对复杂基坑的设计计算,前人做过较多的研究。文献[1 - 2]采用三维有限元计算的方法分析了复杂条件下的基坑设计; 黄沛等[3]对采用分区开挖减小相邻地铁结构变形的方法进行了分析; 冯龙飞等[4]以广州地铁侧方的典型深基坑工程为例,介绍了内撑式和双排桩2 种常用支护体系的特点及其工程应用情况,并通过地铁位移监测、基坑变形监测分析,探讨了基于地铁保护的深基坑支护设计及变形控制; 刘焕存等[5]采用三维模拟软件对北京地铁深基坑设计进行了分析; 文献[6 - 8]则通过简化、离散、拼接等方式对复杂基坑支护体系进行了分析; 王建中等[9]针对不规则基坑的支撑布置方式进行了论述,对环形支撑的特点进行了归纳,并结合基坑应用实例进行了分析。理论计算是工程设计的依据,但施工中的因素远比设计因素复杂,实测数据与计算数据往往存在偏差。地下水是基坑工程安全事故的主要风险源,周红波等[10]通过大量统计得出,约有62% 的基坑事故与地下水渗流有关,本文在该依托工程设计中将地下水处理作为工程重难点予以重视。
佛山桂城越秀星汇云锦项目基坑紧邻地铁及其他构筑物,地质条件复杂,基坑尺寸较大,地铁对变形的控制要求严格,在计算分析的基础上,采用地下水控制、基坑与地铁结构间夹土加固等工程措施,结合严密的监控措施,最终保证了工程和相邻地铁及构筑物的安全。
1 工程概况
1. 1 周边环境
项目位于佛山市南海大道与南桂东路交叉口的西南和东南象限,共分为A、B、C 区3 个部分,其中A 区位于南海大道西侧,B 区位于南海大道东侧,C 区为跨越南海大道的多条顶管通道组成的地下空间。南海大道两侧设置了明挖的顶管始发井和接收井,分别与A、B 区地下室紧邻,C 区在A、B 区基坑施工之前完成,A、B 区基坑与C 区工作井共用0. 8 m 厚的地下连续墙。A、B 区基坑北侧紧邻正在运营的地铁广佛线桂城站,最小距离仅约3 m,2 个基坑埋深19. 4 m,地铁底板埋深16. 6 m; B 区基坑西北侧紧贴1 条4 m × 2. 5m 的混凝土排水渠箱,渠箱常处于满水状态。A 区西侧和南侧、B 区东侧和南侧分布有密集的建筑物,距离A、B 区基坑的最小距离约17 m,A、B 区基坑总平面见图1,1- 1 断面和2 - 2 断面的剖面见图2。
图1 A、B 区基坑总平面布置图( 单位: m)
图2 1 - 1 断面和2 - 2 断面剖面图( 单位: mm)
1. 2 地质条件
地层分布主要以填土层、淤泥、淤泥质土、粉细砂、粉砂、中砂、粉质黏土、粉土和中粗砂层为主,其中砂、淤泥质土层厚度达19 ~ 22 m,且多以透水性较好的富水砂层为主。地面以下12 m 内的土层多以标准贯入度小于10 击的软土为主,12 m 至岩面之间的地层标准贯入度锤击数也多在20 击以下。基岩为白垩系风化泥岩、砂岩,基底均位于中粗砂层。A 区北侧地质剖面如图3 所示,地层性质参数见表1。场地地下水位高、水量丰富,基坑漏水或抽水会带走粉砂层的细小颗粒,造成地面下陷开裂,可能危及周围建筑物。
2 设计验算及措施
2. 1 设计方案
地层上部存在较厚的淤泥及粉细砂层,地下水位较高,附近地铁施工时多次出现连续墙接缝漏水的情况,且周边环境敏感,因此在满足结构受力的前提下,需尽量提高支护的结构刚度和止水性,以控制变形和防止涌水。根据实际情况,围护结构选用地下连续墙,连续墙厚度为1. 0 m,墙底嵌入中微风化岩层的深度不小于1 m,支撑体系采用3 道钢筋混凝土支撑。连续墙采用工字钢接头,2 期钢筋笼端部内侧设置预留钢板,接缝处预留注浆管,接缝有涌水涌砂征兆时,可及时焊接预留钢板与工字钢,并实施接缝注浆,以快速止砂止水。
图3 A 区北侧地质剖面图( 单位: mm)
表1 地层性质参数
A 区基坑整体呈100 m × 130 m 的矩形,较规则,采用了4 个角部斜撑+ 中部对撑的布置形式,A 区基坑支撑布置见图4( a) 。基坑埋深约为19. 4 m,设置3道混凝土支撑。支撑布置形式受力体系清晰明确,局部稳定性较好,局部提前拆撑基本不影响其他区域的受力,整体刚度较大,对控制变形较为有利。
B 区基坑西北角接近弧形,且紧邻排水渠箱,无法设置斜撑。若布置对撑,则需要的对撑长度过大,支撑刚度小,且对施工空间影响较大,不利于施工组织,故采用环形布撑方式。基坑深度约为19. 4 m,设置3 道混凝土支撑,B 区基坑支撑布置如图4( b) 所示。
2. 2 设计验算
2. 2. 1 基坑自身安全验算
A 区基坑采用斜撑+ 对撑的布置形式,采用理正深基坑软件对A 区基坑进行简化单元计算和整体计算,由简化单元计算的基坑最大变形时的内力包络图和整体计算结果如图5。整体计算中,最大位移为31. 34 mm,在基坑的东南角位置,此处有板撑,软件无法模拟,故忽略此处变形,基坑其他位置的最大位移为23. 11 mm,位于基坑的南侧; 单元计算中,最大位移为29. 48 mm,相对整体计算偏大,原因主要是理正软件整体计算采用的是全量法,而单元计算采用的是增量法。整体计算结果显示,基坑轴力最大值发生在第3道支撑的最短斜撑位置,最大值为15 040 kN。
对A 区基坑的计算结果采用Midas GTS 有限元软件荷载结构法进行了三维计算复核。基坑内部和外部土体分别采用仅受压面弹簧模拟,根据开挖工况逐步增加外部压力,并钝化内部弹簧,架设内支撑,以实现增量法的计算过程。经计算,最大水平位移为22 mm,与理正整体计算结果较为接近,基坑整体变形形态也较为相似,A 区基坑Midas 有限元计算模型及最大位移云图见图6。
图4 A 区和B 区基坑支撑平面布置图( 单位: mm)
A 区基坑3 种计算方法的主要结果对比见表2。从表中可以看出,3 种计算方法的结果存在一定的偏差,但不显著。单元计算的最大支撑轴力偏小、位移偏大,原因可能是支撑的支锚刚度计算偏小; 理正和Midas 整体计算结果的偏差不大,产生差异的原因主要是荷载计算和被动区弹簧刚度取值不完全相同,另外最大位移位置虽不同,但2 个模型在基坑西侧和南侧的变形都较大,变形形态也相似。3 种方法相互验证,说明计算方法基本合理,结果基本可信。
B 区基坑采用环形支撑布置形式,较难采用简化单元的计算方法进行基坑计算。文献[8]对空间支撑的计算做了论述,通过将支撑体系与围护结构分离,在支撑体系周围施加单位均布线荷载求得体系四周的位移,然后反算各个位置处的支锚刚度。根据此方法计算的支撑刚度较小,计算位移过大,无法满足基坑设计要求。分析文献[8]中离散支撑体系计算的基坑变形远大于整体模型的原因是离散后的支撑体系模型仅考虑了外侧土体作为荷载的不利因素,而未考虑地下连续墙及外侧土体对变形的控制作用,以及空间环形支撑受力不均匀出现了压扁现象使部分位置反算出的支锚刚度过小。
图5 A 区基坑单元计算法及整体计算法模拟结果
图6 A 区基坑Midas 有限元计算模型及最大位移云图
表2 A 区基坑不同计算方法的结果对比
对于B 区基坑验算同样采用Midas GTS 有限元软件荷载结构整体模型对基坑开挖进行模拟,计算模型见图7( a) 。模型中,将坑外土简化为荷载,未开挖土体及坑外土体以仅受压弹簧进行模拟,根据开挖工况分区分层逐步加载,以实现增量法的计算过程。经计算,基坑最大位移发生在拆除第1 道支撑阶段,最大水平位移发生在部分支撑点位置,约为39. 5 mm,水平位移云图见图7( b) 。支撑最大轴力发生在开挖至19. 4m 深度工况时第3 道支撑处,此时环形撑也承受了较大弯矩,支撑的轴力及弯矩分别见图7 ( c) 和7 ( d) 。因此在实际设计时,对局部变形较大的位置和环形支撑弯矩较大的位置采用了板撑进行加强处理。
图7 B 区基坑Midas GTS 计算模型及模拟结果
2. 2. 2 基坑开挖对周围环境的影响分析
针对地铁保护要求较高的特点,基于2 个基坑开挖对周边地铁结构的影响进行了三维有限元分析。经计算,A 区基坑附近车站及区间的最大侧向变形为8. 1 mm,位于在车站和区间交接位置; 远离B 区基坑的盾构区间的最大水平位移为6. 8 mm,明挖区间最大水平位移为10. 5 mm,出现在距离基坑最近的位置。基坑开挖对地铁影响分析的计算模型及水平位移云图见图8。由计算结果可知,总体计算位移均小于城市轨道交通结构安全控制指标值20 mm[11],理论上满足地铁保护要求,文献[11]也得到了相似的结论。
图8 基坑开挖对地铁影响分析的计算模型及水平位移云图
排水渠箱几乎紧贴基坑,所以可以认为渠箱的变形等同于相邻连续墙的水平变形,因此进行渠箱保护最重要的是控制相邻连续墙的变形。在基坑施工前对渠箱进行了迁改,按要求设置了多处变形缝,并在底部布置了点阵式的旋喷桩,以更好抵御基坑施工引起的渠箱变形。
2. 3 验算过程中存在的问题
针对该工程复杂的地质条件、边界条件,以上各类型的验算尚存在一些不足,对这些不足在设计阶段和施工阶段要有充分的认识。
1) A 区基坑布置采用斜撑和对撑结合的形式,空间受力也较为显著,采用单元计算可以一定程度上模拟结构的受力和变形,但在对撑和斜撑相邻区域容易出现偏差。
2) 荷载结构模型中外部荷载的计算存在水土合算和水土分算的争议,尤其对于黏性土层,实际基坑监测情况往往与水土合算和水土分算的结果都有偏差。本工程主要采用水土分算进行计算。
3) 受限于边界条件的复杂性和普遍的技术水平,在三维地层结构模型中,很难精确的模拟围护结构与周边地层之间的接触、地下水的作用、周边建筑及其基础形式,常规的地勘参数也难以满足复杂岩土本构模型的建模要求。所以三维地层结构模型的计算更多的作为定性分析,很难在定量上满足mm 级的精度要求。因此,本工程将地铁保护的三维计算分析作为一种定性判断的手段,由于无加固后的地层参数,地层加固体的作用也未在计算模型中考虑。
4) 设计验算工况为理想工况,而实际施工的步骤、构件质量、时间因素、天气条件、外部荷载条件等有一定的差异,因此设计验算具有一定的局限性,工程设计应有一定的包容性。
2. 4 周边环境保护的其他措施
结合以上分析,本工程的设计在理论上基本可以满足基坑自身和周边环境的安全,但仍存在一定的不确定性,如地下水损失和连续墙成槽等,需要采取一些措施进一步规避风险。
1) 隔离加固措施。基坑与地铁结构距离较近,且比相邻地铁埋深大,基坑变形对相邻地铁的影响较大,因此在B 区和A 区靠近地铁结构的北侧分别设置了3排三轴搅拌桩( 见图4) ,以起到隔离和止水的作用,搅拌桩先于地下连续墙施工以保证咬合。计算结果显示,B 区北侧的明挖区间结构变形也较大,因此采用格栅状搅拌桩对两结构之间的土体进行了隔离加固。
2) 接头止水措施。连续墙接缝均采用3 根旋喷桩,加强接缝处的止水。
3) 地铁结构自动化监测措施。连续墙和基坑施工期间对地铁车站和区间结构进行自动化监测。
4) 施工工序。A、B 区基坑紧邻地铁,为避免2 个基坑同时开挖造成变形效应叠加、地铁结构位移超限,设计文件中要求2 个基坑先后分期施工。另外,不得在基坑北侧靠近地铁处出土、堆放材料、停放大型机械,基坑开挖应遵循分层分区的原则,基坑北侧作为最后的循环分区开挖。
3 施工过程及分析
3. 1 施工过程
实际实施过程中,B 区基坑先于A 区基坑施工。施工中在B 区基坑的西南角、西北角、基坑西侧出现了局部涌水、涌砂,主要是连续墙接头处刷槽不干净所致,B 区连续墙接缝涌水、涌砂临时封堵现场见图9。因此,在A 区施工时特别注意了接头的施工质量,施工中未发生连续墙接缝漏水的现象。其余施工均按设计工序正常完成。
在基坑漏水处理过程中,接头预埋钢板和注浆管的措施对漏水起到了一定的延缓作用,但对接缝处粉细砂的快速涌出其作用也较为有限,建议将重点放在连续墙的施工质量方面。
B 区基坑西南侧涌水时,地面出现了明显的沉降、开裂,而B 区基坑北侧基坑涌水期间,地铁结构变形及地表变形并未显著增加,接缝渗水中含砂量也较西南侧明显偏少,说明在基坑失水的情况下基坑北侧的加固体对地铁结构的安全起到了保护作用。
图9 B 区连续墙接缝涌水、涌砂临时封堵现场
3. 2 基坑监测情况
3. 2. 1 A 区基坑监测结果及分析
A 区基坑墙顶水平位移和连续墙测斜的最大值均发生在基坑北侧的中部,即靠近地铁车站的位置。最大墙顶水平位移为19. 36 mm; 测斜最大值为11. 47mm,发生在基坑开挖至坑底时刻墙顶位置,其他墙体测斜测点情况类似; 基坑最大支撑轴力发生在基坑西南角最短的斜撑上。监测结果分析如下:
1) 从监测结果来看,基坑位移和支撑轴力均小于理论计算值,且差异较大,说明理论计算与实际有一定的偏差。
2) 墙顶水平位移最大值比连续墙测斜最大值大,说明墙底可能发生了踢脚。
3) 基坑变形最大值位于两段斜撑相交的基坑中部,与计算结果基本相同。连续墙竖向变形形态和理论分析不同,理论分析中最大变形出现在连续墙中下部第3 道支撑附近,呈“鼓肚子”的形态,实测最大值发生在连续墙顶部,具体原因目前无法分析清楚。
3. 2. 2 B 区基坑监测结果及分析
B 区基坑墙顶水平位移和连续墙测斜的最大水平位移均发生在基坑西北侧的弧形段、靠近地铁车站的位置。最大墙顶位移为19. 18 mm,向基坑内侧变形;测斜最大值为11. 90 mm,发生在开挖至基坑底部时刻的墙顶位置,其他墙体测斜测点情况类似,最大变形都在10 mm 以下,基坑最大支撑轴力位于基坑第3 道环撑东北部,比理论计算值大,环撑上其他测点的最大轴力与理论计算值接近。监测结果分析如下:
1) 从监测结果来看,基坑位移普遍小于设计计算值,可能与测斜管深度不足有关。
2) 基坑变形最大值出现的位置与理论计算结果相同。但连续墙竖向变形形态和理论计算结果不同,理论计算中最大变形出现在连续墙中下部第3 道支撑附近,呈“鼓肚子”的形态; 实测最大值发生在连续墙顶部,总体呈上大下小的特点。基坑下部变形小于理论计算值的原因可能与外部荷载及地层弹簧的刚度取值有关。
3) 支撑轴力基本与理论计算值接近,但局部最大值远大于理论计算的最大值。在2013 年8 月18 日之后的几天内监测结果出现了突变,该段时间正在开挖最后一层土,属于正常工况,且附近无特殊堆载,地下水无明显变化,目前,突变原因不明。
3. 3 地铁监测情况
1) 距离B 区基坑最近的地铁出入口最大沉降为9. 83 mm,理论计算为8. 65 mm。
2) 车站结构最大沉降量为4. 29 mm( 理论计算为5. 09 mm) ,发生在远离B 区基坑的车站北侧位置。
3) 区间隧道最大水平位移为3. 8 mm,理论计算为8. 14 mm; 最大沉降量为3. 6 mm,理论计算为5. 11 mm。
对地铁车站的监测结果分析如下:
1) 地铁结构实测变形较小,均在安全容许范围之内。
2) 车站结构最大沉降发生在距基坑较远处,车站结构发生了微小的倾斜,具体原因可能与该位置附近车站连续墙发生过涌水并采取了注浆处理有关,且此处砂层较厚、渗透系数高、失水影响范围较远。
3) 实测变形值与理论分析值较为接近。
4 结论及讨论
1) 针对本工程复杂的地质条件和周边环境,设计阶段采用的连续墙+ 混凝土支撑方案是可行的。通过计算模拟,并辅以局部地层加固、强化监测措施等方法,基本保证了基坑及周边环境的安全,说明分析和解决问题的方法是有效的。
2) 基坑计算的基础理论较为成熟,但实际操作中存在非常复杂的影响因素,如地层参数不足、地下水计算偏差、施工工况与设计工况不一致等都会影响基坑计算的准确性,工程设计中需要综合考虑这些因素的影响,不能仅仅依赖计算结果,针对工程重难点应采取针对性的措施。
3) 地下水是基坑工程施工中重要的风险源,虽然采取了多项止水措施,但实施过程中仍出现了连续墙接缝涌水、涌砂问题,值得我们进一步分析总结。
4) 监测是工程施工过程中的“眼睛”,有效的监测是信息化施工的前提,是有效控制风险的保障。在本工程复杂敏感的环境下,自动化监测手段在实施过程中起到了较为重要的作用,为实时掌握地铁结构变形情况、指导施工提供了依据,尤其是基坑出现涌水的情况下,对判断地铁结构的安全与否起到了关键作用。但也有部分数据( 如连续墙变形形态) 与理论计算及常规基坑监测数据有偏差,需要进一步分析。
摘自:隧道建设