程曄 袁鵬 陳旭浩 過超

(1.南京航空航天大學土木與機場工程系 210016；2.江蘇省機場基礎設施安全工程研究中心 南京210000； 3.朗詩綠色集團 南京210004；4.中交公路規(guī)劃設計院有限公司 北京100088）

引言

地下連續(xù)墻由于其良好的工作性能， 已被廣泛應用于高層建筑、 地鐵車站、 地下變電站等大型基坑工程中。

目前國內(nèi)外學者對地下連續(xù)墻作為支護結構在基坑工程中的應用作了大量的研究， 孫學先[1]、 姜濤[2]分別從現(xiàn)場模型實驗和數(shù)值模擬的角度對地下連續(xù)墻在施工過程中承載力和荷載傳遞的機理進行了研究； 丁勇春[3]通過對基坑工程中地下連續(xù)墻試驗槽段進行現(xiàn)場監(jiān)測， 發(fā)現(xiàn)土體側移和地表沉降值隨槽段開挖深度的增加而增大， 且土體側移主要發(fā)生在軟土層； Clough 和O'Rourke[4-6]通過對不同類土中的墻體徑向位移與基坑最大開挖深度之間的關系進行研究， 得出墻體徑向位移與抗隆起安全系數(shù)、 支護體系的剛度、 支撐的平均間距之間的聯(lián)系。 Karlsrud[7]通過對奧斯陸(Oslo， 挪威首都）軟粘土基坑開挖進行研究， 提出更為詳細的抗隆起安全系數(shù)與變形的關系。 Ou[8]等通過對臺北軟粘土中的10 個抗隆起安全系數(shù)均較高的基坑進行研究， 得到墻體最大水平位移與基坑開挖深度的比值， 并與Peck[9]預估圖表計算出的結果進行比較。

由于圓形地下連續(xù)墻具有拱效應， 在開挖過程中對比矩形形式能更好地控制變形[10]。 因而在橋梁工程中， 圓形的地下連續(xù)墻開始應用于錨碇基礎。

潤揚長江大橋北錨碇[11]為采用地下連續(xù)墻加內(nèi)撐的結構形式， 其底部嵌入微風化的粗?；◢忛W長巖， 李劭暉、 徐偉[12]通過數(shù)值模擬計算，發(fā)現(xiàn)地下連續(xù)墻在嵌巖面上的負彎矩主要和地下連續(xù)墻的嵌巖深度有關， 并根據(jù)計算結果和施工實踐提出了不同巖層時所需的嵌巖深度。 陽邏長江大橋[13]、 鸚鵡州長江大橋[14]、 珠江黃埔大橋[15]均為圓形地下連續(xù)墻加內(nèi)襯的支護結構形式， 其底部分別嵌入砂礫巖、 微風化白云質灰?guī)r以及弱風化礫巖。 李劭暉[16]以陽邏大橋南錨碇為研究背景， 通過現(xiàn)場實測變形， 以有限元軟件ANSYS 對土體的m值進行反分析， 預測墻體的變形， 為開挖時施工的安全性提供了理論依據(jù)；王琨， 張?zhí)芠17]等針對珠江黃埔大橋南汊懸索橋南錨碇的支護特點， 利用有限單元法對其施工過程進行了仿真分析， 并與現(xiàn)場監(jiān)測結果進行對比，結果表明施工過程中圓形嵌巖地下連續(xù)墻的拱效應顯著， 能夠有效減小墻體豎向應力、 徑向位移。

綜上所述， 目前的研究中地下連續(xù)墻應用于常規(guī)基坑工程十分注重監(jiān)測和反演分析。 但是將其應用于錨碇基礎的工程實例還較少， 對于錨碇基礎采用嵌入軟巖的地下連續(xù)墻作支護結構， 且不設內(nèi)部支撐的工程， 缺乏相關的監(jiān)測和分析。本文針對虎門二橋泥州水道橋西錨碇工程， 對開挖過程中地下連續(xù)墻的徑向位移、 墻外土壓力等進行實時監(jiān)測， 并與數(shù)值模擬的結果進行對比分析。

1 工程概況

虎門二橋是廣東省高速公路網(wǎng)規(guī)劃中連接廣州和東莞的重要東西向通道， 全線為橋梁工程，總長12.89km， 為標準的八車道高速公路， 共設置兩座跨江大橋， 其中泥州水道橋為(548 +1688）m 的雙塔雙跨鋼箱梁懸索橋， 其西錨碇采用重力式圓形錨碇基礎。

1.1 工程地質與水文條件

西錨碇(圖1）位于番禹區(qū)海鷗島沙南村境內(nèi)， 距坭州水道西岸約100m， 地貌為珠江三角洲平原類型， 區(qū)域覆蓋層主要由第四系全新統(tǒng)海陸交互相淤泥質土、 砂土和第四系更新統(tǒng)沖擊相粉質粘土、 砂土、 圓礫土組成； 基底為白堊系白鶴洞組(K1b）泥巖， 存在風化不均勻、 風化夾層現(xiàn)象， 中風化泥巖飽和單軸抗壓強度為5.06MPa～9.49MPa， 微風化泥巖飽和單軸抗壓強度為10.38MPa ～ 19.79MPa， 屬極軟巖 - 較軟巖。 各土層分布見表1。

地下水類型以第四系松散層孔隙承壓水及基巖裂隙水為主， 水位埋深較淺， 穩(wěn)定在0.5m左右。

圖1 虎門二橋西錨碇基礎構造示意Fig.1 Structure of the west anchorage foundation of Second Humen Bridge

表1 各層土的參數(shù)Tab.1 Parameters of soil profile

1.2 施工工藝與支護體系

西錨碇的地下連續(xù)墻為外徑 90m， 壁厚1.5m 的圓形結構； 施工槽段分 I 期和II 期兩種各30 個槽段(圖2）； 錨碇區(qū)巖石飽和單軸抗壓強度較低、 基巖破碎、 裂隙發(fā)育， 為避免地下連續(xù)墻底腳發(fā)生滲流及踢腳破壞， 墻體嵌入中風化泥巖3m ～4m。

西錨碇區(qū)內(nèi)襯的施工采用逆作法， 分層開挖土體， 分層整體現(xiàn)澆鋼筋混凝土帽梁和內(nèi)襯結構。 內(nèi)襯與土體分層的高度均控制在3m 以內(nèi)，共分 8 層， 其中帽梁1 層(寬 3m， 高 3m）， 內(nèi)襯7 層； 第1 層內(nèi)襯高3m， 寬1.5m； 第2 層 ～ 第5層內(nèi)襯高 3m， 寬 2m； 第 6 層、 第 7 層內(nèi)襯高2.1m， 寬2m。

圖2 虎門二橋地下連續(xù)墻槽段劃分Fig.2 Diagram of section division of diaphragm wall of Second Humen Bridge

1.3 施工監(jiān)測及監(jiān)測點布置

為研究地下連續(xù)墻在開挖過程中的受力與變形， 對其徑向位移、 豎向應力及墻外土壓力進行監(jiān)測， 各測點布置如圖3 所示。 地下連續(xù)墻徑向位移采用預埋測斜管進行監(jiān)測， 測斜管安放于相應槽段的鋼筋籠上并在澆筑地下連續(xù)墻時隨鋼筋籠一起下放至槽孔內(nèi)， 共設置8 根測斜管， 編號為CX01 -CX08； 地下連續(xù)墻中鋼筋應力采用鋼筋應力計進行監(jiān)測， 鋼筋應力計設在槽段中部徑向剖面的內(nèi)弧和外弧主筋上， 每個槽段上監(jiān)測點沿地下連續(xù)墻的深度分為7 層布置(4.5m ～22.5m，間隔為3m）， 編號為 G01 -A/B ～ G08 -A/B； 墻外土壓力的監(jiān)測通過預埋的土壓力計， 在地下連續(xù)墻背坑面的監(jiān)測點分層埋設， 編號為T01-T04。

圖3 西錨碇開挖施工測點布置Fig.3 Monitoring points of the west anchorage foundation

2 有限元模型的建立及參數(shù)設置

采用通用程序有限元軟件ABAQUS 建模， 對地下連續(xù)墻錨碇結構的開挖過程進行模擬， 土體、 地下連續(xù)墻、 內(nèi)襯的有限元網(wǎng)格模型分別見圖4， 錨碇各部分結構的參數(shù)見表2。

圖4 有限元網(wǎng)格模型Fig.4 Typical finite element mesh

表2 錨碇各部分結構的模型參數(shù)Tab.2 Model parameters of anchorage structure for each part

模擬開挖時， 將土體開挖及內(nèi)襯施工的過程進行分步計算， 通過單元的“生死”功能模擬土體的開挖和內(nèi)襯的施工； 土層近似等效成厚度相等的成層土， 采用Mohr-Coulomb 彈塑性模型。

地下連續(xù)墻和各層土間的接觸采用以庫侖摩擦模型為基礎的面-面接觸方式來模擬， 模型中假定地下連續(xù)墻的墻背極其粗糙且與填土不相互滑動， 因而墻土界面的外摩擦角α一般為土體內(nèi)摩擦角φ的 0.67 ～1.00 倍， 模擬中取 0.8 倍，則墻外編號①～④土層的墻土摩擦系數(shù)分別為0.07、 0.34、 0.29、 0.47。

3 開挖過程中監(jiān)測及數(shù)值模擬結果分析

3.1 徑向位移的實測值與模擬值對比分析

通過將數(shù)值模擬結果與47＃槽段上CX07 號測斜管的徑向位移監(jiān)測數(shù)據(jù)進行對比分析， 驗證模型的可靠性。

圖5 分別為現(xiàn)場監(jiān)測和數(shù)值模擬得到的不同開挖深度d時， 不同埋深h處徑向位移s的變化曲線， 其變形規(guī)律基本一致。 墻體底部的s隨d的增大變化較小， 基本為0； 墻體徑向位移最大值smax的位置隨d的增大而變化。 開挖初期(d小于 9m），smax一般位于頂部； 隨著開挖深度的加大(d=9m ～15m），smax的位置下移至開挖面附近； 當繼續(xù)開挖，smax的位置位于開挖面以上， 且隨著d的加大，smax的埋深位置距開挖面的距離也增大， 最終穩(wěn)定在埋深h約13m 處。最終的smax約為15mm， 相當于 0.451%H(H為地下連續(xù)墻高度）， 低于工程中報警值0.6%。

開挖初期， 帽梁的環(huán)向約束作用較小， 地下連續(xù)墻的位移特征與懸臂梁近似； 之后隨著開挖的進行， 頂部的帽梁和底部嵌入的巖層分別在圓形地下連續(xù)墻的頂部與底部形成環(huán)形約束， 控制住了墻體頂部與底部的位移， 使得圍護結構的徑向位移最終呈現(xiàn)為“中間大， 頂部較小，底部最小”的形式。 同時由于圓形地下連續(xù)墻和內(nèi)襯的共同作用體現(xiàn)了明顯的拱效應， 墻外土壓力很大一部分被地下連續(xù)墻及內(nèi)襯的環(huán)向壓應力平衡， 減小了水平截面上的彎矩， 從而控制住了墻體的徑向位移。

3.2 豎向應變的實測值與模擬值對比分析

在實際工程中， 通過對地下連續(xù)墻鋼筋的應力進行監(jiān)測并記錄， 基于共同變形的原則， 將鋼筋應力轉換成應變， 從而方便模擬值和實測值進行對比。 將53＃槽段 G08 -A 測點的監(jiān)測數(shù)據(jù)與模擬值進行對比分析。

圖6 分別為現(xiàn)場監(jiān)測和數(shù)值模擬得到的不同開挖深度d時， 地下連續(xù)墻豎向應變值ε隨墻體埋深h的變化曲線， 兩者基本一致。 隨著開挖的進行， 同一埋深h處，ε基本上持續(xù)增大。 同一開挖工況下，ε先隨h的增加呈現(xiàn)遞增的趨勢， 并在基坑底部附近(埋深約 20m 處）ε達到最大值εmax；之后隨著h的增加， 直至巖土分層界面附近，ε持續(xù)減?。?然后， 在開挖底部以下嵌巖段， 隨著h的增加，ε繼續(xù)增大。

圖5 徑向位移-埋深變化曲線Fig.5 Relation curves of lateral displacement and burial depth

圖6 應變-埋深變化曲線Fig.6 Relation curves of vertical strain and burial depth

這是因為隨著墻內(nèi)土體的開挖， 墻內(nèi)土體對墻體的支撐作用逐步減少， 墻外土壓力持續(xù)增加， 因而在同一開挖工況下， 隨著埋深h的增大， 地下連續(xù)墻豎向應變與徑向位移的變化相對應。

3.3 墻外土壓力實測值與模擬值對比分析

將17＃槽段T02 墻外土壓力監(jiān)測點的數(shù)據(jù)與模擬值結果進行對比分析。 圖7 分別為現(xiàn)場監(jiān)測和數(shù)值模擬得到的不同開挖深度d時， 地下連續(xù)墻外土壓力p隨著墻體埋深h的變化曲線， 其變化趨勢基本一致。 隨著開挖的進行， 墻體的徑向位移s增大， 使得同一埋深h處的p持續(xù)增大。 同一開挖工況下， 隨著h的增加，p在土層中呈現(xiàn)出逐漸遞增的趨勢，約在h為20m 處，p達到最大值； 之后隨著埋深h的增加， 直至巖土分層界面附近(約23m 處），p持續(xù)減??； 而在開挖底部以下的嵌巖段， 壓力值依舊在逐步增加。

由于作用在墻體外側的土壓力受墻體位移的影響， 當開挖引起墻體產(chǎn)生徑向位移， 墻外巖土分界面以上的土壓力由靜止土壓力逐漸轉變?yōu)橹鲃油翂毫Γ?但始終小于理論計算的主動土壓力值。 原因是基于極限平衡理論按水土分算方法得到的極限狀態(tài)下郎肯主動土壓力值往往高估了孔隙水壓力的貢獻， 因而主動土壓力的計算值往往偏大。 隨著土層過渡到嵌巖段， 巖層對墻體向外徑向位移的約束， 導致墻外土壓力逐漸轉變?yōu)楸粍油翂毫Α?接近土層部分的墻體位移較小， 相應的壓力曲線出現(xiàn)下降段， 其后隨著h的增加， 墻體向外徑向位移增大， 相應的土壓力持續(xù)增大，甚至超過了土層中壓力的最大值。

4 結論

1.墻頂?shù)拿绷汉偷撞壳度氲膸r層可形成環(huán)形約束， 控制住頂部與底部的位移， 隨著開挖的進行， 地下連續(xù)墻的徑向位移逐漸呈現(xiàn)為“中間大， 頂部較小， 底部最小”。

圖7 墻外土壓力-埋深變化曲線Fig.7 Relation curves of earth pressure and burial depth

2.開挖過程中， 內(nèi)襯對地下連續(xù)墻豎向鋼筋應力影響較大， 它與地下連續(xù)墻共同受力限制了墻體的豎向應變， 有效地避免了墻體在開挖過程中發(fā)生破壞。

3.墻外土壓力p隨埋深h的增加， 呈現(xiàn)R狀分布， 先增加后減小然后再增加。 土層中， 隨h的增加， 徑向位移s增大， 墻外的土壓力逐漸接近理論計算的主動土壓力值； 而隨著土層過渡到嵌巖段， 巖層對墻體向外徑向位移的約束， 導致墻外土壓力隨埋深h的增加逐漸轉變?yōu)楸粍油翂毫Α?/p>