土钉支挡结构在地铁基坑边坡稳定性分析中的应用

刘 盼,李新斌

(武汉地铁股份有限公司建设二公司,湖北 武汉 430000)

商业化、人口密集化成为现在城市的主要特点,地上空间的拥挤越来越严重,地下空间的开发和利用逐渐成为城市发展的主角,地下工程的数量随之增加,施工难度逐步提高。以地连墙为围护结构的传统开挖方式见于大多数基坑施工,但放坡开挖方式较少,因此如何保证基坑边坡的稳定是重中之重。基坑常见的边坡支挡结构有锚杆、土钉墙、挡土墙、围护桩、地连墙等。边坡稳定性计算的极限平衡法[1]是以土的抗剪强度和静力平衡为准则,随后在该基础上又由Fellenius提出了瑞典圆弧法和简化法,以静力和力矩平衡为研究准则[2]。采用平面滑动法和瑞典圆弧法对边坡稳定性进行研究,并用midas GTS NX数值模拟对不同支护参数进行分析。

1 工程概况

武汉地铁12号线某基坑处于长江一级阶地,采用土钉墙支护放坡开挖方式,基坑长256 m,开挖深度6.2 m,放坡坡比率为1,处于城市交通枢纽地带,按环境影响和失事程度定边坡稳定性为二级。工程地质主要由近代人工杂填土(Qml)、粉砂层、第四系全新统湖积(Q4l)淤泥、第四系全新统冲积(Q4al)一般黏性土、淤泥质土、互层土、砂土及第四系全新统冲洪积(Q4al+pl)碎石类土组成。水文地质主要为第四系上层滞水、孔隙水承压水和碎屑岩裂隙水三种类型。

2 边坡稳定性方法对比分析

根据静力平衡和力矩平衡受力特征及假定条件,将边坡稳定性分析方法列表,详见表1。

表1 各边坡稳定性分析方法的特征及假定条件

瑞典圆弧法适用于黏性土,可以将各土层的内摩擦角和粘聚力进行折算为一层土的计算参数,适用于大多数边坡工程,计算处安全系数较实际工程小,工程偏安全;简化法考虑了水平间作用力,忽略竖向作用力;毕肖普法计算原理中增加了竖向作用力,计算过程较为复杂;简化法和毕肖普法可满足一般工程的精度要求,但其计算单元划分要求较高,计算出安全系数接近实际,工程安全。不平衡推力法和Morgenstern-Price 法是建立在现代数值模拟计算基础上[3],对理论数据掌握要求较高,实际工程中采用不多。平面滑动法为假定滑动面为平面,适用于大多数实际工程,也是边坡计算中的经典模式,并且计算过程和受力分析不太复杂,适用于该基坑边坡稳定性分析。通过对比各研究方法并结合现场工程实际情况,基坑边坡静力平衡采用平面滑动法计算,力矩平衡采用瑞典圆弧法计算。

3 边坡稳定性计算

3.1 按静力平衡法

(1)天然工况。

边坡在没有支挡结构的情况下,计算边坡是否处于自稳状态。天然工况边坡安全系数计算示意图如图1所示,计算过程如下。

图1 静力平衡法天然工况

边坡倾角:α=45°;滑动面破裂角:

安全系数:ks=[0.5×6.2×6.2×18.3×cos36°×tan28°+6.2×5÷tan36°]÷[0.5×6.2×6.2×18.3×sin36°]=0.938<1.2;

计算出的安全系数为0.938小于规范要求的1.2,故边坡在天然工况下处于不安全状态。

(2)土钉支挡工况。

边坡在打设土钉的作用下,计算边坡安全状态,计算过程如下。

一根土钉锚固力:Nk=3.14×0.022×130×10=89.8(kN/m);

总的锚固力:N=3×89.8=269.4(kN/m);

滑动力矩:MS=0.5×6.22×18.3×sin 36°=206.7(kN·m);

抗滑力矩:MR=0.5×6.22×18.3×0.5×6.22×18.3×cos36° × tan28°+269.4×sin51°×tan28°+ 269.4×cos51°+6.2×5/tan36°=473.4(kN·m);

3.2 按力矩平衡法

(1)天然工况。

边坡在没有支挡结构的情况下,计算边坡是否处于自稳状态。天然工况计算示意图如图2所示,计算过程如下。

图2 天然工况

根据计算简图3取计算参数:圆弧半径R=15 m、滑块力臂d=7.1 m、滑块体积V=21 m3、粘聚力长度L=18 m。

图3 土钉支挡工况

(2)土钉支挡工况。

根据计算简图3取计算参数:圆弧半径R=15 m、滑块力臂d=7.1 m、滑块体积V=21 m3、粘聚力长度L=18 m、各土钉的抗滑力臂d1=6.63 m、d2=8.8 m、d3=11.9 m。

则安全系数:ks=(5×15×18+89.8×6.63+89.8×8.8+89.8×11.9)÷(21×18.3×7.1)=1.39>1.2,在土钉支挡结构下边坡的安全系数为1.39大于规定值1.2,故边坡处于安全状态。

3.3 结论

对边坡不同工况下的安全系数进行对比分析,见表2。

表2 不同工况下的边坡的安全系数

由计算结果可知,在天然工况的情况下边坡稳定的安全系数均小于规定值1.2。基坑的上层覆土主要为杂填土和素填土,土的内摩擦角和抗剪强度较低,致使土体内部的抗滑阻力克服不了下滑力,在坡面倾角大于内摩擦角时会引起失稳。基坑开挖控制坡面为45°,远大于土的内摩擦角28°,因此在天然工况下边坡处于不稳定状态。对边坡打设土钉支挡后,边坡的安全系数均满足要求,土钉的施做极大地提高了土体的抗滑力,增大了抗滑力矩。

4 数值模拟计算

4.1 模型建立

该基坑边坡无大幅度起伏,断面规则平稳,选取与力学计算相同的断面建立二维计算模型。采用midas GTS NX数值模拟,边坡内土体采用二维平面应变单元分析,打设土钉支挡结构采用一维植入式桁架单元模拟,边坡坡面喷锚支护等材料采用摩尔库伦计算准则[4]。边界条件根据圣维南原理取3倍的开挖深度,即坡顶取6.2 m,坡底取6.2 m,数值分析模型图如图4所示,并输入岩土力学参数,见表3。

图4 数值分析模型

4.2 天然工况与土钉支挡对比分析

对边坡分别进行天然工况下和施做土钉支挡结构下稳定性分析,其位移图和塑性应变图如图5、图6所示。

图5 天然工况下位移

图6 土钉支挡下位移

据图分析,天然工况下土体的竖向最大位移出现在中部4 m位置处,位移大约5.7 mm,坡体有滑裂趋势。施工土钉墙支挡结构后边坡稳定,最大位移大约1.8 mm,在边坡中上部位置。普通的滑坡地质灾害研究表明,边坡滑裂最大原因是局部竖向位移突然变大,或者在外部干扰因素下土体抗剪强度下滑,因此施工土钉墙后,控制了局部竖向位移,可提高边坡稳定,研究与实际工程相符。天然工况下塑性变形区范围较大,体现土体有效应力区滑裂张力较大,但具体不能直接表明边坡会发生失稳,故塑性区体现出贯通面不是客观的边坡滑动面,采用竖向位移增幅大小能更好体现失稳状态。

4.3 土钉杆体直径对比分析

研究土钉杆体直径对边坡稳定性的影响,设定其他参数不变,仅研究土钉杆体直径d=22 mm和d=28 mm时对边坡竖向位移和塑性区的影响。取土钉打入角度15°,锚固段长度10 m,其他参数如上,计算结果如图7、图8所示。

图7 土钉直径d=22 mm位移

图8 土钉直径d=28 mm位移

据图分析,当边坡植入土钉后,其竖向位移和塑性区均得到有效改善。d=22 mm土钉影响边坡竖向位移最大值为1.2 mm,d=28 mm土钉为1.0 mm,二者几乎无差距,并且都能达到施工要求。对此从施工成本经济角度出发,选择d=22 mm的土钉既能达到稳定边坡的目的,又能节材降低成本。

4.4 边坡喷混凝土厚度对比

研究边坡喷射混凝土厚度不同对边坡稳定性的影响,设定其他参数不变,仅研究混凝土厚度h1=80 mm和h2=150 mm时对边坡竖向位移和塑性区的影响。计算结果如图9、图10所示。

图9 混凝土h1=80 mm位移

图10 混凝土h2=150 mm位移

由图可知,150 mm厚度混凝土的塑性变形区较80 mm厚度小,更加有利于控制土体的变形,但在竖向位移值中无明显体现,分析原因是土钉植入使得边坡稳定,土体未形成潜在滑动面,并且开挖的土体表面及时喷射混凝土,可进一步控制由有效应力失散引起的回弹变形,减小塑性区土体变形,故施工选择150 mm厚度喷射混凝土。

4.5 数值模拟结论

在土钉支挡结构工况下,边坡的竖向位移为1.8 mm小于天然工况下的5.7 mm,打设土钉可以增加滑裂面的抗滑力。直径为22 mm和28 mm的杆体对竖向位移和塑性区的改善相差甚微,因此选用直径为22 mm的土钉既能达到稳定边坡的目的,又能节材降低成本。150 mm厚度混凝土的塑性变形区较80 mm厚度小,表明混凝土保护层可以起到抵抗有效应力失散作用。

5 监测数据分析

为更好的掌握基坑施工的安全状态,及时掌握施工过程中的异常情况,评价对周围环境和建筑物的影响,监测成为现在项目管理中重要一环。监测还可以反映地层变形发展的规律及工程施工所造成的影响,判断前一步施工工艺和施工参数是否符合预期要求,以确定和优化下一步的施工参数,为后续施工取得信息,达到经济目的[5]。

根据地质条件选取代表性断面即基坑开挖第55轴区,根据《城市轨道交通工程监测技术规范》(GB 50911-2013)相关要求和条文说明,在施工主要影响区内的坡顶、边坡中部、坡顶处布设监测点,进行地表沉降、竖直位移监测、预警值见表4。

表4 边坡监测项目及预警 单位:mm

5.1 影响区域划分

图11 断面监测布置

5.2 监测点的布设

坡顶和地表监测点布设采用固定中杆结合配套棱镜。其埋设方法如下:沿边坡顶部坚固区域按4 m 间距用电钻成孔植入Φ16 圆钢,钢头采用长度为8 mm 的对中螺牙,露出地面长度为10～15 mm。

边坡中部和坡底监测点布设采用土钉支挡稳固结构焊接钢筋测头,粘贴测量反光贴,沿基坑纵向布设间距4 m。施工过程中需对监测点进行保护。

5.3 监测数据分析

(1)地表沉降监测。

地表沉降变化趋势如图12所示。由图可知,测点1和测点2的沉降变化有着相同的趋势,基坑放坡开挖形成边坡后,土体自重应力减小,产生回弹变形,于是在前九天内沉降呈增大趋势,后续土体自重应力重新分布外加应力扩散,使得沉降趋于稳定,后续随时间沉降慢慢减小。沉降最大值监测显示在第九天,其中测点1的最大值为4.6 mm,测点2的最大值为4 mm,均小于监测预警值6 mm,显示边坡安全可控状态。

图12 地表沉降变化

(2)坡顶竖向位移。

坡顶竖向沉降变化趋势如图13所示。由图可知,坡顶的竖向位移在随着时间呈增长状态,测点1在初期较测点2增长慢,但后续测点2变化值较大。第十一天测点1竖向位移达到最大值4.5 mm,但测点2的竖向位移最大值2.6 mm在第九天,分析原因基坑坡顶施工荷载影响测点1的数据变化,基坑土方开挖对边坡顶部的影响较小,而施工堆载影响较大。竖向位移最大值均小于预警值8 mm,边坡处于安全可控状态。

图13 坡顶竖向沉降变化

(3)边坡中部竖向位移。

边坡中部竖向位移变化趋势如图14所示。由图可知,边坡中部竖向位移变化较复杂,前四天时间内测点1和测点2的竖向位移急剧增大,分析原因边坡放坡倾角45°较大,基坑开挖后土体无法达到自稳状态,上部土体下滑致使土体的抗剪强度和抗滑阻力不足,致使土体有较大位移。第四天后竖向位移呈减小趋势,说明在施工土钉支挡结构后,增大了土体抗滑力和抗滑力矩,外部因素干扰了失稳状态,人为达到了边坡稳定。第九天后土体竖向位移进一步减小,后续达到2.2 mm左右。中部边坡竖向位移最大值为7 mm,距预警值8 mm较近,施工现场及时组织相关技术人员进行商讨,及时采取边开挖边支护的施工措施,加大监测频率,随时掌握边坡稳定状态。

图14 边坡中部竖向位移变化

(4)边坡底部竖向位移。

边坡底部竖向位移变化趋势如图15所示。由图可知边坡底部监测位移值较小,基本稳定在1.5 mm左右,远小于预警值6 mm。边坡底部土体扰动性小,其底部大多数为未开挖部分,岩土应力变化小,只要不人为破坏坡脚,不造成坡脚悬空,其长时间可处于安全稳定状态。

图15 边坡底部竖向位移变化

5.4 监测结论

通过监测数据显示,地表和坡顶的沉降变化趋势相似,均在前期呈增长趋势,后期随支护结构的施工,土体抗剪强度增大,抗滑阻力增加,土体的变形量减小。坡底的土体由于扰动量小,竖向位移长期趋于稳定状态,但边坡中部变形量较大,故在实际工程支护结构施工中要做到早开挖、早支护、勤测量。

6 结 论

(1)采用土钉支挡结构后,边坡安全系数提高至1.39,大于天然工况下的0.495,边坡的竖向位移为1.8 mm小于天然工况下的5.7 mm,表明土钉支挡提高了边坡稳定性,增加了滑裂面的抗滑力,因此选用土钉支护可行。

(2)通过数值模拟对比,直径为22 mm和28 mm的杆体对竖向位移和塑性区的改善相差甚微,因此选用直径为22 mm的土钉既能达到稳定边坡的目的,又能节材降低成本。150 mm厚度混凝土的塑性变形区较80 mm厚度小,表明混凝土保护层可以起到抵抗有效应力失散作用。

(3)现场监测数据显示边坡中部竖向位移变化量最大为7 mm,在土钉施工后稳定在3.5 mm,因此在施工中尽早施工土钉并及时喷锚,提高土体抗滑力,减小边坡位移。