冻胀作用对地下连续墙基坑支护结构影响数值模拟

孙 超，谢金超

吉林建筑大学 测绘与勘察工程学院,长春 130118

在东北等季节性冻土区进行基坑开挖,需要考虑负温对支挡结构的影响.随着基坑工程的发展,其表现为开挖深度大,暴露时间长.在深基坑越冬的过程中,基坑侧壁长时间处在负温环境下,坑壁后的冻胀敏感性土体会发生冻胀作用.产生水平冻胀力后,再按此种理论考虑的土压力值则偏小,易造成支挡结构破坏[1].管枫年等[2]人认为，水平冻胀力是主动土压力的几倍甚至十几倍.刘守花等[3]人研究结果表明，受冻胀影响的基坑围护结构裸露段水平位移增加11.5 %～35.7 %,且围护结构角隅位置受冻胀影响较大.董建华等[4]人将土体的冻胀位移视为自由冻胀和复合结构约束冻胀两部分的叠加,推导出冻胀力计算公式.史迪菲[5]对季冬区基坑无内支撑的地下连续墙结构的研究表明,对于初始应力,应力值的增长率为 48 %.毛宇飞等[6]人通过地下连续墙现场监测数据,分析了冻胀作用对地下连续墙变形和支撑轴力的影响.

目前对于地铁基坑常见的地下连续墙支护体系,在冻胀作用下其支护结构受力的研究较少.为了进一步分析冻胀作用对于地下连续墙结构的影响机理,本文基于FLAC3D数值模拟软件,建立了数值模型,模拟降温过程中的热-力耦合的过程,分析土体冻胀对围护结构的影响.

1 地下连续墙支护体系数值模拟分析

1.1 模型建立及参数选取

本文所模拟的地铁基坑围护结构采用地下连续墙-内支撑体系.基坑宽18 m，深17 m,三道内支撑距离地面竖直距离分别为1.5 m,6.5 m,11.5 m.考虑基坑横断面尺寸对称且地铁基坑的长度通常较长,对整个基坑进行热-力耦合计算的计算量过大，为了缩短计算时间,在基坑的标准段沿长度方向取支撑间的水平间距3 m进行建模.考虑水平方向影响范围取3～5倍开挖深度,竖直范围去2倍～3倍开挖深度,最终确定模型尺寸为120 m×40 m×3 m(长×宽×厚),并在地下连续墙所在位置对网格加密处理.模型的单元与网格划分如图1所示.

图1 模型示意图Fig.1 Model diagram

网格的最大尺度为1.0 m,最小尺度为0.5 m,共划分了9 960个单元,15 981个节点.根据经验,土体在冻胀过程中的变形属于小应变范围,选取Mohr-cloumb模型能够较好地模拟土体冻胀过程中的力学变化.地下连续墙采用线弹性本构模型,土体与地下连续墙采用六面体单元.开挖后在模型厚度 1/2 处(1.5 m)设置内支撑，实际工程中通常选用规格为609×16 的钢支撑,为了便于进行分析内支撑采用结构单元,利用等抗弯刚度原则确定参数.该模型范围内物理及力学参数见表1.

表1 力学参数Table 1 Mechanical parameters

1.2 边界条件与温度场参数

模型的底部与左右边界为固定边界,前后两侧边界设置边界面上的法向速度为0,以便将模型的y方向位移进行约束;模型的顶部设为自由边界.在计算过程中墙体与基坑内支撑采用刚性连接,不产生转动与相对位移.该模型范围内热力学参数见表2.

表2 热力学参数Table 2 Thermal parameters

土体深部的温度较为恒定,大致为当地年平均气温,故选取土体内部的初始温度为5 ℃,并在底面以热力学边界条件的形式施加温度为5 ℃的热源,左右侧和前后两侧均为绝热边界.开挖完成后,在模型顶面与基坑侧壁及基坑底板施加预设的负温.

按照FLAC3D内置的土体热-力耦合功能,计算过程分为4 步:① 设置初始温度场为5 ℃并进行初始地应力平衡；② 模拟安装地下连续墙并再次地应力平衡,将自重应变清零；③ 逐步分层开挖土体并架设内支撑直至浇筑底板；④ 冻胀过程模拟,施加零下25 ℃的负温并持续30 d,监测支挡结构的位移与内力变化.

2 结果分析

2.1 温度场分析

初始温度场为 5 ℃,在不考气温突变的情况下,通过热力学与机械力学耦合计算,可获得模型初始温度场分布状况,如图2所示,在负温作用下,模型上地表处土体的温度呈层状分布,冻深为1.59 m.在基坑的顶部附近的土体由于受到双向冻结作用的影响,其冻结深度较大,达到了1.96 m.基坑底板中部下的土体冻结深度为1.51 m,略小于地表处的土体,而底板与地下连续墙连接处后方土体由于双向冻结其冻深达到了1.75 m.这说明,在基坑顶部附近的土体受地表与基坑侧壁处负温的共同作用,此时土体处于双向冻结状态,会产生更大的冻胀力.

图2 冻结后温度场Fig.2 Temperature field after freezing

2.2 地下连续墙受力分析

在地下连续墙背部一定范围内的土体发生不同程度的冻胀,可使基坑支护体系的受力超出设计值或超出变形控制范围.图3所示为基坑开挖后地下连续墙内力云图,其最大内力为1 705.6 kPa,且在内支撑设置处应力较大,这与实际相符.

图3 开挖前地下连续墙内力Fig.3 Internal force of wall before freezing

在施加了负温后,计算结果如图4所示,地下连续墙的内力最大值达到了13 756 kPa,是开挖前的8.06倍,这表明冻胀作用会使地下连续墙受力大幅增加.

图4 开挖后地下连续墙内力Fig.4 Internal force ofwall after freezing

在基坑上部第一道支撑位置附近墙体的内力由冻结前的83.9 kPa增加到800 kPa,并可见第一道与第二道支撑位置附近出现了较大的应力集中现象.第二道与第三道内支撑位置处墙体的力分别达到冻结前的2.36倍与1.53倍.可以得出结论,在地下连续墙-内支撑体系中,由于内支撑的存在,墙后土体在降温冻结过程中,会在内支撑位置附近产生一定的应力集中,支撑附近的墙体会承受较大的冻胀力与支反力,对支撑体系存在不利影响,因此,在越冬基坑设计时应予以考虑.

2.3 支撑轴力分析

监测得到的支撑的轴力如图5所示,当开挖完成后,最大轴力出现在第二道内支撑.在施加负温后,随着在冻结的初始阶段支撑的轴力大致呈线性增加,且一道支撑轴力增加的速度最快.在冻结面深入土层后轴力的增加速度逐渐放缓并最终趋于稳定.降温后支撑的轴力为2 627.39 kN,3 361.46 kN,1 426.30 kN,三者在-25 ℃条件下监测轴力比5 ℃条件轴力分别高出2 342.44 kN,2 347.99 kN和1 017.15 kN.可见支撑的轴力因结构受到冻胀作用而显著增大,第一道与第二道支撑轴力数值已超过了轴力控制值,冻胀作用对内支撑的轴力产生了较大的影响.靠近基坑顶部的第一道支撑受冻胀力的相对影响较大,其支撑内力为施加负温前的9.2倍.而由于地下连续墙与土体的协调变形所限制,第一道与第二道内支撑因土体冻胀所增加的轴力大致相同.另外,第三道支撑的轴力在初始阶段存在增速较慢的现象,这是由于底板附近土体的应力状态较为复杂,且底板与地下连续墙连接处刚度较大,形成了一个理想 ‘铰’.底板因下方土体的冻胀发生向上的翘曲导致墙体与底板连接处产生了扭转，使底板以下附近的地下连续墙向基坑外侧产生位移,释放了一部分冻胀力,对第三道支撑的轴力增加起到了抑制作用.随着底板下方土体的冻结深度不断增加,这种作用也不断增大,坑底附近地下连续墙外侧与底板处土体冻胀力达到平衡,第三道内支撑的轴力不再增加.

图5 支撑轴力变化Fig.5 History of strut axial forces

2.4 地下连续墙位移分析

图6为该基坑的地下连续墙向基坑内侧的水平位移图.在开挖完成后墙身的水平位移模式为弓形,其水平位移的最大值出现在距地表13 m处,为 5.38 mm.在冻结后,地下连续墙的最大水平位移位置出现了一定的上移,在距地表10 m处,其水平位移最大值为8.95 mm.在基坑顶部,地下连续墙因土体冻胀产生的的水平位移为2.58 mm.可见,地下连续墙因冻胀产生的位移主要在第一道与第二道内支撑范围内.在基坑底板附近连续墙的水平位移产生了部分突变,在此处地下连续墙的变形为‘S’形,验证了之前的猜想,可进一步推测出此处墙体变形与最下面一道支撑的轴力大小、坑底处土体的冻胀特性及底板的刚度密切相关.

图6 墙体位移Fig.6 Displacement of wall

3 结语

本文以某地铁车站基坑为例,基于FLAC3D有限差分软件的热力耦合模块,对地下连续墙-内支撑体系支护的越冬期进行了数值模拟.结果表明:

(1) 土体的冻胀作用对越冬基坑存在重要影响,当土体发生冻胀后,在支撑附近的墙体会产生应力集中；墙体最大水平位移达到了冻胀前的1.67倍,且最大水平位移的位置会出现一定的上移；对于以控制变形为主的基坑需要考虑越冬期间内土体冻胀带来的不利影响.

(2) 在施加了负温后,内支撑的轴力随着冻结深度的增加而变大，钢支撑的轴力可增长到冻结前的2倍～9倍,第一道支撑处因土体处于双向冻结状态其轴力增长最为明显；对于浇筑了底板的基坑,其最下面一道支撑的轴力存在一个上限,这对支撑的轴力控制有利.

(3) 土体冻胀会影响到基坑的安全性,对于高纬度地区的基坑在越冬的过程中应采取措施，减小冻胀带来的危害,在冬季暂停施工期间应加强监测.