偏压作用下非等深基坑开挖效应数值分析

刘　波　席培胜　章定文

(1东南大学交通学院, 南京 210096)(2东南大学江苏省城市地下工程与环境安全重点实验室, 南京210096)(3安徽建筑大学建筑健康监测与灾害预防技术国家地方联合工程实验室, 合肥230601)



偏压作用下非等深基坑开挖效应数值分析

刘波1,3席培胜3章定文1,2

(1东南大学交通学院, 南京 210096)(2东南大学江苏省城市地下工程与环境安全重点实验室, 南京210096)(3安徽建筑大学建筑健康监测与灾害预防技术国家地方联合工程实验室, 合肥230601)

采用考虑基坑分层开挖与支护的三维有限元计算模型,研究偏压非等深基坑的开挖效应,并评价基坑支护结构设计参数的合理性．分析结果表明:偏压荷载下,基坑上部一定深度内的围护墙和内支撑发生向非偏压侧的整体偏移,进而使得基坑上部支撑的挠度远小于中下部支撑．地下3层开挖引起的墙体向坑内侧移量是地下2层开挖引起的侧移量的3倍,且最大侧移均发生在各自坑底标高附近．坑底隆起和地表沉降表现出明显的空间效应,地下3层开挖引起坑底最大隆起值约为地下2层开挖引起坑底最大隆起值的2倍．基坑中间断面外侧地表最大沉降约为基坑角点处地表最大沉降的1.4倍．本工程采用的基坑支护体系设计参数可满足变形控制要求．

偏压基坑;开挖深度;数值模拟;空间效应

近年来,随着我国城市地下空间开发的迅速发展,工程中出现了大量复杂的基坑问题．例如,部分基坑临近公路、铁路、高层建筑等设施,导致基坑两侧存在不对称荷载,还有部分基坑由于对地下空间的利用深度不同,坑内开挖深度不一致,形成坑中坑[1]．与传统基坑相比,由于偏压或者开挖深度不同,基坑的受力变形模式、开挖引起的环境效应等将发生很大改变[2-4]．

针对偏压基坑问题,石钰锋等[5]和姚爱军等[6]基于现场实测数据分析了某偏压基坑围护结构的受力和变形特征,指出偏压对基坑稳定性的影响不容忽视．张学民等[7]研究了列车振动条件下某偏压基坑的动力响应特性,并从减震角度考虑给出了列车行驶速度上限值．林刚等[8]采用数值分析方法模拟基坑两侧不同荷载组合条件下的开挖效应,指出应根据基坑两侧荷载情况分别设计两侧支护结构参数．针对非等深开挖基坑工程,龚晓南[1]提出了坑中坑的概念,并指出设计人员应重视坑中坑对基坑稳定性和变形的影响．徐为民等[9]分析了某坑中坑失事原因,提出了坑中坑的设计方法．丰土根等[10]研究了坑中坑不同开挖位置、深度及大小对悬臂式支护结构变形的影响规律,并探讨了相应的变形控制措施．申明亮等[11]研究了面积比、坑趾系数、深度比、插入比4个参数对坑中坑基坑应力场的影响．郑刚等[12]和蔡袁强等[13]也指出非等深开挖对围护结构受力变形有显著影响,基坑设计中应考虑开挖深度因素对支护结构进行优化设计．然而,针对偏压和坑中坑共同影响下的基坑开挖效应研究还鲜有报道．

本文以某个受高速公路路基偏压作用且坑内开挖深度悬殊的基坑工程为例,建立能考虑基坑分层开挖与支护的三维有限元计算模型,研究基坑的开挖效应,并据此给出工程指导建议,以便为类似工程提供参考．

1　工程简介

1.1工程概况

基坑与高速公路相邻,基坑南侧外边线侵入路基边坡范围,距离路肩仅6.5 m,公路路面较基坑顶面高5.4 m,使基坑两侧处于严重偏压状态(下文中称路基一侧为偏压侧,另一侧为非偏压侧),如图1所示．基坑长73.5 m,宽14.3 m,设计为地下3层结构,局部为地下2层结构,支护体系采用钻孔灌注桩加内支撑的形式．基坑中部地下3层开挖深度为26.22 m,围护结构采用直径1.2 m、间距1.5 m的钻孔灌注桩,其中偏压侧桩长45 m,非偏压侧桩长为44 m,竖向采用1道钢筋混凝土支撑加7道钢管支撑．基坑两端地下2层开挖深度为16.92 m,围护结构采用直径1.0 m、间距1.3 m的钻孔灌注桩,两侧桩长均29 m,竖向采用1道钢筋混凝土支撑加4道钢管支撑．坑内开挖深度相差9.3 m,为典型的非等深开挖基坑．

图1　基坑与土层位置关系剖面图(单位：m)

1.2场地工程地质条件

2　数值模拟

2.1模型建立

图2为基坑整体有限元计算模型,模型长253.5 m,宽194.3 m,高90 m．土体采用实体单元模拟,混凝土支撑和钢管支撑采用梁单元模拟,钻孔灌注桩按照等刚度原则等效为围护墙,采用板单元模拟．模型底部设置为固定约束,四周为水平单向约束,上表面为自由边界．为考虑施工机械、材料堆放及交通荷载的影响,基坑北侧地面上施加10 kPa荷载,基坑南侧路基上施加20 kPa荷载．

图2　基坑整体有限元计算模型(单位：m)

基坑支护体系有限元模型如图3所示．X,Y,Z分别代表基坑宽度、长度和深度方向．

2.2计算参数选取

图3　基坑支护体系有限元模型(单位：m)

表1　HS模型参数取值

注：γ为土的重度.

围护桩、混凝土支撑和钢支撑采用线弹性模型．基坑围护桩按照下式等效为厚度为h的围护墙：

(1)

式中,D为桩体直径;L为桩间距．直径1.2m、桩间距1.5m的围护桩等效成厚度为0.934m的围护墙．直径1.0m、桩间距1.3m的围护桩等效成厚度为0.768m的围护墙．

第1道支撑为钢筋混凝土支撑,容重取24kN/m3,泊松比取0.2,弹性模量取31.5GPa,截面尺寸为1 000mm×800mm;第2～8道支撑为钢支撑,容重取78.5kN/m3,泊松比取0.28,弹性模量取200GPa,外径为609mm,壁厚为16mm．

2.3模拟步骤

通过设定网格单元的生死来模拟施工步骤．具体工序如下:① 平衡初始应力场;② 围护墙施工;③ 开挖土方至第i道支撑设计标高以下0.5m,并架设第i道支撑(i=1，2,…,8);④ 开挖土方至坑底设计标高．平衡初始应力场和围护墙施工后均将位移清零．为方便表述,下文用开挖1表示开挖土方至第1道支撑设计标高以下0.5m,其余以此类推．

3　模拟结果分析

3.1结果可靠性验证

为了验证本文模拟结果的可靠性,选取开挖至坑底时非偏压侧围护墙水平位移计算值与现场实测值进行对比,结果如图4所示．由图可见,计算曲线与实测曲线变形趋势基本吻合,桩体向坑内的最大水平位移值基本相等．由于数值模拟中把钻孔灌注桩等效成围护墙,增加了围护结构的整体刚度和稳定性,故开挖深度范围内位移计算值略小于现场实测值．总体而言,模拟结果可反映偏压作用下基坑的受力变形特性及基坑开挖对周围环境的影响．

图4　墙体水平位移计算值与实测值对比曲线

3.2围护墙变形分析

图5为基坑中间断面(Y=36.5 m)围护墙水平位移历时曲线．由图可见,两侧围护墙的水平位移均随着基坑开挖深度的增大而逐渐增大,且位移最大值所在位置随开挖逐渐向下移动,曲线整体呈弓形．偏压侧围护墙向基坑内偏移,地表下23 m处偏移量最大(32.8 mm),墙顶处向坑内偏移了12.3 mm．非偏压侧墙体上部5 m范围内向基坑外整体偏移,墙顶向坑外最大偏移了10.3 mm,墙体向坑内的最大偏移点为地表下24 m,偏移量为30.1 mm．偏压侧与非偏压侧墙体水平位移存在显著差别．现场两侧围护桩成桩质量较好,施工工艺相同,因此可以排除因成桩质量、施工工艺不同而引起的两侧变形差异．基坑偏压侧荷载(5.4 m高路基)使基坑处于偏压状态,基坑开挖过程中偏压侧的土压力大于非偏压侧,通过支撑传递作用, 使非偏压侧围护结构上部一定范围内发生了向坑外的整体偏移．这是偏压基坑围护结构变形区别于两侧荷载对称基坑的一个显著特点．

图5　基坑中间断面围护墙水平位移历时曲线

图6为开挖至坑底时,沿基坑长度方向(Y方向)不同位置处的围护墙水平位移曲线．由图可见,基坑两侧围护墙的水平位移具有明显的空间效应,随着基坑角点向基坑中部移动,围护墙的侧移逐渐增大,地下3层开挖(开挖26.22 m)引起的墙体向坑内侧移量明显大于地下2层开挖(开挖16.92 m)引起的侧移量,前者最大侧移量约为后者的3倍,最大侧移发生的位置均位于各自坑底标高附近．因此,对于非等深开挖基坑,基坑中部及开挖深度最大处是整个围护墙变形最大的地方,施工中应格外重视．

图6　不同Y值处围护墙水平位移曲线

3.3内支撑变形分析

图7为开挖至坑底时,沿基坑长度方向(Y方向)不同位置处各道支撑的水平位移曲线．由图可见,与上述围护墙水平位移变形规律一致,偏压侧支撑均向坑内偏移,且从上至下支撑向坑内侧移越来越大,而非偏压侧第1～2道支撑向坑外偏移,第3～8道支撑向坑内偏移．上部支撑(第1～5道)的水平位移沿Y方向分布比下部支撑(第6～8道)位移分布更加平缓．这与支撑所在平面围护墙的水平位移有关．由图5可知,第6～8道支撑所在平面的围护墙水平位移比第1～5道支撑所在平面的围护墙水平位移大得多,由于围护墙与内支撑通过钢围檩相连接,因此第6～8道支撑所在平面的支撑体系水平位移也较大．

图7　支撑体系水平位移曲线

图8为开挖结束时各道支撑的最大扰度值．由图可见,从上到下支撑的挠度越来越大．第1～2道支撑由于发生了向非偏压一侧的整体偏移,支撑内力被大幅削弱,所以支撑挠度较小．第6～8道支撑由于水平位移均指向坑内且数值较大,两端同时受压,因此内力很大,支撑发生明显的竖向挠曲,如第8道支撑的竖向挠度达到了7.4 cm．这表明在内撑式基坑中,中下层支撑对控制基坑侧向变形发挥了关键作用,其架设和拆除对基坑稳定性影响较大,在施工中应予以重视．由于本次模拟并未考虑立柱桩及中立柱对支撑变形的约束作用,弱化了支撑体系的整体刚度和稳定性,因此支撑的竖向挠曲变形略偏大．

图8　支撑最大挠度

3.4坑底隆起分析

图9为该基坑坑底隆起历时曲线．由图可见,坑底隆起值随着开挖深度的增加而逐渐增大,同一施工步时基坑中部负3层坑底隆起值大于基坑两端负2层坑底隆起值．坑底隆起值呈现出明显的空间效应．开挖至坑底时负2层坑底(开挖16.92 m)最大隆起分别为91.4和81.3 mm,负3层坑底(开挖26.22 m)最大隆起为183.1 mm,后者约为前者的2倍．产生该现象的主要原因是:一方面,负2层坑底的卸荷量小于负3层坑底的卸荷量,故负3层坑底回弹值大于负2层坑底回弹值；另一方面,这与围护结构水平位移有关．由图6可知,负3层范围内的围护墙向坑内侧移量大于负2层范围内墙体侧移量,其引起的坑底被动区土体剪切变形量也会大于负2层范围内墙体侧移所引起的土体剪切变形量．

图9　基坑坑底隆起历时曲线

坑底不均匀隆起还会引起支护结构的不均匀上抬,如果存在中间柱,中间柱与围护墙或围护桩的变形差异会使内支撑由轴心受压变为偏心受压,若变形差异过大甚至会造成支撑脱落,对于逆作法施工的基坑,这种隆起还会引起内部结构的开裂．对于这种超深基坑尤其是内部开挖深度悬殊的基坑而言,控制坑底的隆起和差异隆起是一个不容忽视的问题,实际工程中可通过在坑底施打工程桩、加固坑底被动区土体、及时浇筑垫层或底板、尽量减少坑底暴露时间、防止雨水浸泡和坑底渗流等措施把坑底隆起控制在一个合理的范围内．

3.5地表沉降分析

图10为基坑中间断面两侧地表沉降历时曲线．由图可见,基坑两侧地表沉降值均随着开挖深度的增加而增大,曲线呈凹槽形．偏压侧地表最大沉降为34.0 mm,发生在距基坑边缘约30 m处;非偏压侧土体最大沉降为12.3 mm,发生在距基坑边缘约10 m处．偏压侧最大地表沉降值和距坑边距离约为非偏压侧的3倍．偏压侧地表沉降影响范围(约80 m)比非偏压侧(约60 m)大,偏压侧的影响范围约为3倍基坑开挖深度,非偏压侧的影响范围约为2倍基坑开挖深度．因此,偏压基坑建模时可适当加大偏压侧的模型尺寸,以消除边界效应的影响．

图10　基坑中间断面两侧地表沉降历时曲线

图11为非偏压一侧基坑长度方向(Y方向)不同位置处的墙后地表沉降曲线．由图可见,墙后地表沉降也表现出明显的三维空间效应,由基坑角点向基坑中部移动,墙后地表沉降越来越大,靠近基坑角点处(Y=1.26 m)的地表最大沉降为8.7 mm,基坑中部附近(Y=31.6 m)的墙后地表最大沉降为12.3 mm,约为角点处的1.4倍,但地表最大沉降均发生在距坑边10 m附近．

图11　不同Y值墙后地表沉降曲线

3.6支护体系设计参数评价

根据上述模拟结果,基坑开挖变形情况如表2所示．表中,δhm为围护墙最大水平侧移,δvm为墙后地表最大沉降,H为基坑开挖深度．由表2可见,偏压侧围护墙水平侧移和地表沉降略大于非偏压侧的相应值,开挖结束时,偏压侧δhm/H=0.125%,δvm/H=0.13%,满足设计提出的围护墙体最大水平侧移和最大地表沉降不大于0.15%H的要求．

表2　基坑变形参数

此外,现场监测显示,基坑开挖引起的路基沉降未造成沥青混凝土面层开裂破坏,未影响车辆正常行驶,基坑开挖变形满足环境保护要求．

4　结论

1) 偏压荷载下,基坑两侧围护结构变形明显不对称,基坑围护墙上部一定范围内发生向非偏压侧的整体偏移．

2) 由于基坑围护墙上部向非偏压侧整体偏移,基坑中下部支撑的内力和变形远大于上部支撑．偏压基坑的中下部支撑对基坑稳定性的影响较上部支撑大．

3) 由于开挖深度不同,地下3层开挖引起的墙体向坑内侧移量是地下2层开挖引起的侧移量的3倍,且最大侧移均发生在各自坑底标高附近．

4) 坑底隆起和地表沉降具有明显的空间效应．地下3层开挖引起坑底最大隆起值约为地下2层开挖引起坑底最大隆起值的2倍．基坑中间断面外侧地表最大沉降约为基坑角点处地表最大沉降的1.4倍．

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Numerical analysis of excavation effect of unsymmetrical loaded foundation pit with different excavation depths

Liu Bo1,3Xi Peisheng3Zhang Dingwen1,2

(1School of Transportation, Southeast University, Nanjing 210096, China) (2Jiangsu Key Laboratory of Urban Underground Engineering and Environmental Safety, Southeast University, Nanjing 210096, China) (3State and Local Joint Engineering Laboratory of Structure Health Monitoring and Disaster Prevention, Anhui Jianzhu University, Hefei 230601, China)

A three-dimensional finite element model, which considers the stratified excavation and supporting, is adopted to investigate the excavation effects of the unsymmetrical loaded foundation pit with different excavation depths, and evaluate the reasonability of the supporting system design parameters. The results indicate that the diaphragm wall and inner supports have an obvious lateral displacement towards the opposite side of load at a certain depth due to the unsymmetrical load, which makes the deflection of upper supports be far less than that of middle-lower supports. The maximum wall deflection induced by three-story underground excavation is 3 times that induced by two-story underground excavation, and the maximum deflection both occurs near the bottom elevation. The bottom heave and the ground settlement show an obvious spatial effect, and the maximum bottom heave induced by three-story underground excavation is 2 times that induced by two-story underground excavation. The maximum outside ground settlement in the middle section of foundation pit is 1.4 times that at the corner of foundation pit. The supporting system design parameters adopted in this project can meet the requirements of the deformation control.

unsymmetrical loaded foundation pit; excavation depth; numerical simulation; spatial effect

10.3969/j.issn.1001-0505.2016.04.030

2015-11-08.作者简介: 刘波(1989—)，男，博士生；章定文(联系人)，男，博士，教授，博士生导师，zhangdw@seu.edu.cn.

“十二五”国家科技支撑计划资助项目(2012BAJ01B02)、中央高校基本科研业务费专项资金资助项目(2242014R30020)、江苏省高校“青蓝工程”优秀青年骨干教师培养对象资助项目.

10.3969/j.issn.1001-0505.2016.04.030.

TU473.2

A

1001-0505(2016)04-0853-07

引用本文: 刘波,席培胜,章定文.偏压作用下非等深基坑开挖效应数值分析[J].东南大学学报(自然科学版),2016,46(4):853-859.