深厚富水砂性地層深基坑開挖降水變形特性研究

張譽津, 劉俊城, 譚 勇

(同濟大學土木工程學院, 上海 200092)

0 引言

隨著國內經濟的高速發展,城市化進程不斷加快,交通擁堵和城市用地緊張等問題日益突出。作為解決上述問題的重要手段之一,地鐵軌道交通近年來得到了快速發展,目前城市中已建成或正在建設的地鐵車站深基坑數量也在迅速增加。深基坑施工往往會受到諸多復雜因素的影響,如地質條件、圍護類型、降排水等[1-2]。其中,承壓含水層減壓降水是基坑工程施工期間引起地表沉降及鄰近建(構)筑物損害的重要因素[3-4]。已有研究表明,由于減壓降水導致含水層中形成水位降深漏斗,土層中有效應力增加,土體發生固結壓縮變形[5-8],進而引發坑外一定范圍內的地面沉陷,甚至會導致基坑變形突增、圍護結構失穩等嚴重后果。因此,在地下水位高、滲透系數大、自穩性差的深厚富水砂性地層開展深基坑開挖時,尤其需要重視承壓水降水所造成的不利影響。

位于長江三角洲北翼段的南通市,地表以下80 m范圍內以粉土和砂土為主,地鐵車站深基坑開挖涉及到深厚富水砂性地層特殊地質條件。由于含水層厚度過大,止水帷幕通常難以完全隔斷坑內外水力聯系,坑內降水(尤其是承壓水降水)會引起坑外水位明顯下降,從而產生大規模的地表沉降。此外,在深厚富水砂性地層深基坑中若降水不當,極易發生流砂、管涌和坑底突涌等滲透破壞,從而引發支護體系失效及坑外地層塌陷,使鄰近建(構)筑物面臨極大的風險[9]。因此,非常有必要對深厚富水砂性地層深基坑變形特性展開深入研究,尤其是降水引起的圍護結構側向位移及坑外地表沉降等重要變形規律。

由于經驗法和解析法在考慮復雜地層和邊界條件時的局限性,近年來數值分析方法被廣泛應用于深基坑變形的相關研究中[10-14]。Zeng等[12]建立了流固耦合數值模型,開展一系列數值分析探究了不同降水條件下的坑外地表沉降分布規律,指出當坑內外水力聯通時,坑內降水會同時引起坑外水位下降和圍護墻側向變形,二者均會產生坑外地面沉降。然而,既有研究[5-7, 12-14]主要聚焦于軟黏土地層或軟黏土弱透水層/砂土含水層相互交替復雜地層(如上海、天津等地)深基坑開挖降水引起的總體變形規律,而對于砂層厚度非常大、地下水位高的深厚富水砂性地層(如南通等地)的相關研究則非常少,并且鮮有對深基坑施工全過程各階段降水及土方開挖對基坑變形的貢獻程度展開深入探討。基于此,本文結合南通某地鐵車站深基坑實例,建立三維有限元流固耦合數值模型,分析坑內降水和土方開挖期間累計變形特性,并進一步分析各施工階段降水和開挖對深基坑變形的影響程度。通過總結深厚富水砂性地層基坑開挖降水變形特征,為類似特殊地層條件下深基坑工程施工和設計提供參考。

1 工程概況

1.1 基坑概況

某車站位于南通市人民中路與環城東路交叉口,沿人民中路東西向布置,車站為13 m島式站臺地下3層車站,車站凈長162.5 m、凈寬23.1 m。標準段開挖深度為25.9 m,西端頭井開挖深度為27.4 m,東端頭井開挖深度為28.6 m。基坑圍護結構采用地下連續墻+內支撐體系,基坑各段圍護結構情況如下。

標準段采用1 000 mm厚地下連續墻,墻深約49 m,設置7道支撐+1道換撐。其中,第1道和第5道為混凝土支撐,第6道為φ800 mm(t=20 mm)鋼管支撐(φ為鋼支撐直徑,t為內壁厚度),其余支撐均為φ609 mm(t=16 mm)鋼管支撐。西端頭井和東端頭井采用1 200 mm厚地下連續墻,墻深約54 m,設置8道支撐+1道換撐。其中,第1道和第5道為混凝土支撐,第6道和第7道為φ800 mm鋼管支撐,其余支撐均為φ609 mm鋼管支撐。基坑標準段橫剖面圖如圖1所示。基坑監測平面示意圖如圖2所示。

圖1 基坑標準段橫剖面圖(單位: m)

圖2 基坑監測平面示意圖

1.2 工程及水文地質條件

擬建車站場址土體類型復雜,性質差異較大,地層從下更新世至全新世均有發育,成因類型較多,主要有河流相、河海相等。車站主體基坑坑底位于④-2～④-2t層,開挖深度內以砂性土層為主,依次為①層填土、②層砂質粉土、③-1層粉砂夾粉土、③-2層粉砂、④-2層粉質黏土夾粉土; 開挖面以下依次為④-2t層粉質黏土夾粉土、⑤-1層粉砂夾粉土、⑤-t層粉質黏土夾粉土、⑤-3層粉砂夾粉土、⑥層粉砂。標準段和端頭井地下連續墻墻趾均插入⑤-3層粉砂夾粉土。結合現場水文地質勘察及室內土工試驗成果[15],確定水文地質參數和沉降有關參數。場址土層主要物理力學性質參數如表1所示。

表1 場址土層主要物理力學性質參數

潛水主要賦存于淺部粉土、粉砂和填土層中,含水層厚度大,含水量豐富。第Ⅰ承壓含水層一般賦存于④-2t層和⑤-1層,第Ⅱ承壓含水層一般賦存于⑤-2層、⑤-3層和⑥層。④-2層和⑤-t層為相對隔水層,但其厚度較薄并夾雜粉土,導致承壓水與上部潛水存在一定水力聯系。場地潛水水位埋深2.7 m,相應水位標高為+3.41 m; ④-2t層承壓水水位埋深4 m,相應水位標高為+2.11 m; ⑤-2層承壓水水位埋深4.3 m,相應水位標高為+1.81 m。

2 有限元數值模擬分析

2.1 流固耦合理論及其模擬

在基坑降水過程中,局部地下水的滲流條件發生改變,形成人工干擾下的地下水滲流場,從而影響周圍土體的穩定性。本文的三維流固耦合模型采用Biot固結理論[16],將土體變形方程與滲流方程相結合,并考慮地下水滲流與土體變形的動態變化及相互影響。其中,三維Biot固結方程及三維滲流連續方程分別如式(1)和式(2)所示。

(1)

(2)

通過式(1)和式(2)的聯立求解,可以得到求解域內的土體變形和滲流結果。本文利用Midas GTS NX軟件中的“應力-滲流-邊坡”耦合分析模塊進行基坑開挖降水的相關模擬,分析中主要考慮了地下水滲流對應力及變形的影響。

2.2 建立數值模型

利用有限元軟件Midas GTS NX對該地鐵車站建立三維流固耦合精細化模型,進行基坑開挖降水(含潛水和承壓水降水)全過程模擬。Ou等[17]、Hsieh等[18]認為坑外地表沉降影響區范圍為4He(He為最終開挖深度),其中主、次影響區范圍均為2He,故選用超過4倍基坑開挖深度(120 m)和超過2倍立柱樁深度(80 m)分別作為主體模型水平向和豎直向的邊界尺寸。主體模型尺寸為410 m×260 m×80 m(長×寬×高),模型網格單元數為287 173個,節點數為191 176個,如圖3(a)所示。此外,為真實模擬基坑深部承壓水降水影響,結合場址現場抽水試驗報告中承壓含水層抽水估算影響范圍建立外擴模型,整體模型尺寸為748 m×610 m×80 m(長×寬×高),如圖3(b)所示。結構單元服從彈性本構模型,其中,實體單元用于模擬地下連續墻,梁單元用于模擬立柱、支撐、冠梁、腰梁等構件,結構具體參數見表2(本文依托的工程項目及所建立的數值模型中,立柱樁兼作抗拔樁,并未單獨設置抗拔樁)。土體的本構模型選用了Midas GTS NX軟件內置的Hardening-Soil本構模型(HS模型),土體強度參數選取表1中的固結快剪值c、φ,其他模型所需參數基于文獻[19-21]已有的取值經驗,再結合現場監測數據通過不斷試算獲取,見表3。其中,各土層厚度及層底埋深按照場址范圍內各地質鉆孔土層埋深的平均值進行選取。

表2 圍護與支護結構參數

表3 各土層硬化土體模型主要參數

(a) 主體模型

2.3 模型主要邊界條件和計算假定

1)本模型應力邊界條件按照以下方式設置: 地表無約束,模型底部邊界采用固定約束,模型側邊界僅設置水平向約束。

2)假設流場為穩定滲流,模型水力邊界按照以下方式設置: 在整體模型表面及側面設置節點水頭來模擬整體水力邊界; 在基坑內外相應深度處土體網格單元節點設置水頭條件來模擬各階段深基坑降水邊界。

3)假設各地層在空間范圍內厚度一致,各土層均質、各向同性。

4)潛水按需求降至每次開挖面以下3.0 m處(其中最后一次開挖降至坑底以下1.0 m處),承壓水則根據抗突涌計算結果進行按需降壓。

2.4 驗證數值模型

為確保參數選取的合理性和數值模型的準確性,將地下連續墻側向變形和坑外地表沉降的計算值與現場實測值進行對比,分別如圖4和圖5(a)所示。可見,圍護結構側移計算值與實測值在各施工階段的變形發展規律基本一致,且側移最大值(約87 mm)及其所在墻深位置也較為接近;坑外最大地表沉降計算值與實測值也基本一致(約45 mm),且出現位置較為接近。綜上,本數值模型參數選取較為合理,模型計算準確度較高,可用于后續的深入分析。

圖4 CX14測點地下連續墻側移對比圖

(a) 坑外地表沉降計算值與實測值對比

圖5(b)為歸一化地面沉降δv/δvm與距離比D/He之間的關系。由圖5(b)可知,Clough等[22]基于砂土地層得到的沉降分布包絡線會明顯低估深厚富水砂性地層基坑施工引起的地表沉降影響范圍; 而Hashash等[23]基于軟土地層得到的沉降分布包絡線則會明顯高估深厚富水砂性地層基坑施工引起的地表沉降量,并在一定程度上低估地表沉降影響范圍。因此,上述學者基于砂土和軟土地層得到的地表沉降包絡線難以直接用于深厚富水砂性地層地表沉降變形規律的估算,所以,非常有必要對該特殊地層基坑開挖降水引起的地層變形分布和發展規律展開進一步研究。

3 富水砂性地層深基坑變形特性分析

3.1 確定深基坑概化模型

基于第2節已驗證的數值模型及合理參數,為便于探究深厚富水砂性地層深基坑變形特性,建立了深基坑概化模型,為典型的狹長形基坑,基坑尺寸為160 m×24 m×30 m(長×寬×深),模型地層分布條件和圍護結構剖面如圖6所示。選用6倍基坑開挖深度(180 m)和超過2倍立柱樁深度(80 m)分別作為主體模型水平向和豎直向的邊界尺寸(模型邊界條件與第2.2節一致),概化數值主體模型如圖7所示,主體模型尺寸為520 m×384 m×80 m(長×寬×高),網格單元數為382 687個,節點數為256 497個。

圖6 深基坑概化模型剖面示意圖(單位: m)

圖7 深基坑概化模型示意圖

本深基坑概化模型共有9個施工模擬階段,各施工階段分別包括1個降水階段和1個土方開挖階段,遵循基坑現場施工順序,即先降水后開挖。各階段潛水按需求降至每次開挖面以下3.0 m處(其中最后一次開挖降至坑底以下1.0 m處)。根據基坑承壓水抗突涌驗算結果,本模型需在第4—7施工階段進行第I承壓含水層降壓,共計4次,由于第8—9施工階段期間,第Ⅰ承壓含水層已揭露,因此合并至潛水降水; 在第7—9施工階段進行第Ⅱ承壓含水層降壓,共計3次。各施工階段降水工況見表4。此外,為便于后續對計算結果進行討論,對相關概念進行定義: 施工x為對第x層土進行施工; 降水x為施工x中的降水階段; 開挖x為施工x的土方開挖階段。

表4 各施工階段降水工況

3.2 地下連續墻側向變形

通過對上述概化模型進行基坑施工全過程模擬運算,得到各施工階段墻體側向位移變化發展規律,如圖8所示。隨著開挖深度的增加,墻體側移逐漸增大,坑外深層土體受擾動影響范圍逐漸向下擴展,墻體最大側移所在墻體深度也由開挖面以下發展到開挖面附近。這主要是由于土體開挖卸荷及坑內降水導致坑內外存在水土壓力差,基坑持續施工導致該壓力差不斷增大,在此作用下地下連續墻側移逐漸發展,并且當開挖深度較大時,墻體側移增長會更加明顯。此外,值得注意的是基坑開挖前的降水Ⅰ階段施工引起的墻體側向變形量相較其他降水階段更為顯著,且墻頂位置變形量最大,這與曾超峰等[8,12]的結論一致。該現象主要是由于開挖前基坑首道支撐并未架設,坑內降水導致墻體兩側存在明顯的水壓差,因此,墻體產生較為明顯的側向變形。當基坑開挖至坑底時,最大側移量達到106 mm,位于開挖面以上2 m位置。

圖8 各施工階段墻體側移

各施工階段墻體側移最值增量如表5所示。結合圖8及表5,通過對比各施工階段基坑降水和土方開挖期間墻體側移發展情況,發現基坑降水引起的墻體最大側移增量占各施工階段最大側移增量的20%～40%。其中,第7施工階段占比最大,這是由于該施工階段需同時進行潛水層降水、第Ⅰ和第Ⅱ承壓含水層降水。此時,坑內外水頭差顯著增大,進而導致坑內被動區抗力顯著減小,因此,墻體向坑內出現更大的側向變形。

表5 各施工階段墻體側移最值增量

此外,為進一步分析富水砂性地層深基坑開挖和降水期間累計地下連續墻側移變形特性以及開挖和降水的貢獻程度,將9個降水階段與9個開挖階段引起的墻體側移增量分別進行累加,見圖9。可見,降水和開挖引起的地下連續墻累計側向變形均呈典型的“鼓肚狀”,在15～40 m深度內開挖引起的墻體側向變形占主導。其中,以地下連續墻30 m深度處為例,降水貢獻占比約33%,而開挖貢獻占比約67%。在地下連續墻0～15 m和40～60 m深度內,降水與開挖引起的地下連續墻側移累計增量基本一致,即貢獻程度相近。

圖9 施工期間降水與開挖引起的地下連續墻側移累計變形

3.3 坑外地表沉降

由于富水砂性地層含水層厚度過大,地下連續墻無法完全隔斷坑內外水力聯系,坑內降水(尤其是承壓水降水)會引起坑外水位下降,上部土層有效應力增大,進而發生固結沉降。各施工階段坑外地表沉降如圖10所示。可見,隨著開挖深度的增加,地表沉降量逐步增大,最大沉降量位置與基坑邊距離逐漸增大,坑外沉降影響范圍也不斷向外擴展。其中,在第9施工階段,基坑施工引起的坑外影響范圍甚至可達180 m,即6He。各施工階段地表沉降最值增量如表6所示。通過對比各施工階段基坑降水和土方開挖期間坑外地表沉降發展情況,發現基坑降水引起的墻體最大側移增量占各施工階段最大側移增量的20%～60%。其中,與墻體側移發展規律類似,在第7施工階段由于同時進行了潛水和承壓水降水,占比達到最大。上述結果表明,由于不同施工階段降水方式的差異,相應降水階段引起的坑外地表沉降增量也有所不同。因此,有必要對各個階段降水和土方開挖引起的坑外地表沉降增量情況進行進一步討論。

表6 各施工階段地表沉降最值增量

圖10 各施工階段坑外地表沉降

各降水階段坑外地表沉降增量如圖11所示。由圖11可知: 1)第1—3降水階段引起的地表沉降影響范圍較小,僅約40 m; 2)相較于前3個降水階段,第4—6降水階段引起的地表沉降影響范圍明顯增大,可達100 m左右,主要是由于這3個階段除進行潛水降水外,還需進行第Ⅰ承壓含水層減壓降水,所以引起更明顯的水位下降; 3)相較于前6個降水階段,第7—9降水階段引起的地表沉降影響范圍進一步增大,甚至發展至坑外180 m以上,這是由于自第7降水階段開始需進行第Ⅱ承壓含水層減壓降水,降水漏斗影響范圍進一步增大。第6—9降水階段坑外第Ⅱ承壓含水層頂部水位變化見圖12(由于止水帷幕隔斷了坑內外潛水以及第Ⅰ承壓含水層的聯系,施工期間坑外潛水和第Ⅰ承壓含水層無明顯的水位降深,故此處僅對第Ⅱ承壓含水層水位降深展開分析)。綜上可得,在深厚富水砂性地層中,坑內減壓降水引起的坑外地表沉降影響范圍明顯大于潛水降水,這是由于止水帷幕未能完全隔斷第Ⅱ承壓含水層范圍內坑內外的水力聯系,因此,坑內減壓降水引發坑外大范圍的水位下降,土體進而產生固結壓縮沉降,坑外地表沉降影響范圍甚至可達180 m以上。

圖11 各降水階段坑外地表沉降增量

圖12 第6—9降水階段坑外地下水降深分布

各土方開挖階段引起的坑外地表沉降增量如圖13所示。可見,土方開挖造成的地表沉降影響范圍主要在90 m內,遠小于坑內降水引起的影響范圍。因此,在90～180 m內的地表沉降主要是由于第Ⅱ承壓含水層減壓降水引起的。第7施工階段開挖降水引起的坑外地表沉降增量如圖14所示。可以看出: 1)潛水降水影響較小; 2)第Ⅰ承壓含水層降水引起的地表沉降與土方開挖相當,影響范圍主要為90 m; 3)第Ⅱ承壓含水層降水在90～180 m產生了較為明顯的沉降。這進一步證實了富水砂性地層第Ⅱ承壓含水層減壓降水是坑外地表沉降范圍較大的重要影響因素,因此,施工時需盡可能降低其帶來的不利影響。

圖13 各土方開挖階段引起的坑外地表沉降增量

圖14 第7施工階段開挖降水引起的坑外地表沉降增量

此外,為進一步分析富水砂性地層深基坑開挖和降水期間累計地表沉降變形特性以及開挖和降水的貢獻程度,將9個降水階段與9個開挖階段引起的坑外地表沉降增量分別進行累加,如圖15所示。可見,降水與開挖引起坑外地表沉降累計增量最大值均位于距基坑邊約18 m處,其中,降水貢獻占比約為42%,開挖貢獻占比約為58%; 而在距基坑邊90 m(He)以外,降水沉降增量甚至可以達到100%。

圖15 施工期間降水與開挖引起地表沉降累計變形

3.4 坑底隆起及深層土體位移

由于坑內土體開挖,開挖面以上土體的自重應力被釋放,導致坑底土體發生卸荷回彈。在圍護結構的約束下,基坑墻側位置隆起量最小,而基坑中部區域隆起量最大,呈現“上凸型”[24-25]的分布模式。基坑各施工階段引起的開挖面隆起變形如圖16所示(選取自各施工階段深基坑跨中開挖面的隆起變形情況),典型施工階段坑底隆起變形云圖如圖17所示。由圖16可知: 隨著開挖深度的增加,坑底隆起變形由單峰“上凸型”逐漸轉變為雙峰“上凸型”; 當進行第9施工階段時,坑底隆起變形量達到最大值156.96 mm。

圖16 各施工階段引起的開挖面隆起變形

(a) 第3施工階段

此外,為進一步分析施工期間立柱回彈變形發展規律,本文選取基坑跨中附近2個典型的立柱作為分析對象,即LZ-1和LZ-2,具體位置見圖17(a)。各施工階段立柱回彈變形發展圖如圖18所示。由圖18可知: 與坑底隆起變形規律類似,回彈量隨開挖深度的增加而增加,并且始終顯著小于對應施工階段基坑跨中開挖面隆起量,這表明立柱能夠明顯降低坑底隆起變形; 第6—9施工階段期間,立柱回彈量增長速率顯著降低,這表明該期間立柱起到了更明顯的坑底回彈約束作用。結合圖16可知,坑底變形模式在第6—9施工階段期間由單峰轉變為雙峰,這進一步證實了坑底立柱在開挖深度較大時其抗隆起效果更為明顯的結論。

圖18 各施工階段立柱回彈變形發展圖

圖19為基坑開挖至坑底時(即He=30 m)墻后土體位移分布矢量圖,圖20為不同埋深處墻后深層土體沉降變形圖。可見,由于坑內開挖卸荷,墻體在主動區水土合力作用下向坑內產生一定側向變形。其中,對于鄰近墻體的地層而言,位于開挖面以上的坑外土體主要呈現朝坑內斜向下變形的發展趨勢; 位于開挖面及以下的坑外土體,則主要呈現朝坑內斜向上變形的發展趨勢。

圖19 墻后土體位移分布矢量圖(單位: m)

圖20 不同埋深處墻后深層土體沉降變形圖

4 結論與討論

本文借助三維流固耦合數值軟件對深厚富水砂性地層深基坑開挖降水引起的變形特性進行分析,總結了土方開挖和坑內降水對墻體側移和地表沉降變形的貢獻程度分布規律,主要結論如下。

1)深厚富水砂性地層開挖前降水會引起明顯的墻體側移與地表沉降變形,而后續各施工階段僅由降水引起的墻體最大側移增量和地表最大沉降增量分別占其對應階段總增量的20%～40%和20%～60%。其中,當同時進行潛水和第Ⅰ、Ⅱ承壓含水層降水時,占比達到最大值。因此,需尤其重視深基坑承壓含水層降水期間的施工和變形監測工作。

2)由于深厚富水砂性地層中止水帷幕無法隔斷第Ⅱ承壓含水層,坑內降水會導致坑外水位顯著下降,地表沉降影響區可擴展到坑外180 m。其中,降水對坑外90～180 m的地表沉降貢獻程度將近100%。

3)對于狹長形深基坑而言,抗拔樁對坑底隆起變形的約束作用隨開挖深度的增大而增大,且變形模式由單峰“上凸型”轉變為雙峰“上凸型”。

4)本文僅對墻體側移和地表沉降2個指標展開探討,但實際工程同樣非常關心深基坑鄰近建(構)筑物的損害情況,后續可在本文基礎上進一步開展富水砂性地層深基坑開挖降水對鄰近敏感建(構)筑物的影響研究。