地连墙-内支撑具有良好的受力和止水效能,在地铁基坑工程中广泛应用。在围护结构施工过程中常出现接缝渗漏的现象。接缝处渗漏水除造成坑外地表沉降外,还会产生基坑安全隐患。因此探究接缝渗漏水的成因对增强基坑韧性,保障安全施工具有重要意义。
现有研究认为接缝渗漏与地连墙接头施工质量较差
[1-2]或槽段间无法完全搭接
[3]有关:张思源等
[4]对软土基坑地连墙接头处进行数值分析,发现产生最大侧向变形的位置处于基坑开挖的上部,应注重接头形式的选择,防止其变形过大造成基坑渗漏;付蕾
[5]归纳基坑渗漏原因后指出,支撑架设滞后、土方开挖不合理等施工因素也可能造成基坑渗漏;Liu等
[6]通过统计分析发现复杂的水文地质、地连墙钢筋裸露、接缝缺陷等是基坑渗漏的主要因素;戴轩等
[7]利用DEM-CFD计算方法,模拟分析了富水砂层上覆黏土层在开挖面以上缺陷处发生漏水漏砂后的地层变形规律、土体损失规律及地应力场发展变化规律。相邻地连墙错动与地连墙不协调变形有关,在地连墙-内支撑支护体系中,支撑预加轴力是影响地连墙变形的重要因素:雷霆等
[8]模拟分析了各级预加轴力下的支撑轴力及地连墙水平变形,认为0.2~0.3倍设计轴力较为合理;曹雪山等
[9]对多道支撑的基坑研究发现,单道钢支撑预加轴力施加对墙体变形控制产生不利的影响,而双道钢支撑预加轴力对变形控制有利;何君佐等
[10]比较同步加载与逐根加载下的支撑轴力差异发现,逐根加载时,会加剧同层相邻支撑上的预应力损失;孙九春等
[11]研究支撑轴力与围护结构水平变形的相互作用发现,顶部支撑的预应力调整对底部围护结构的变形影响较大,底部支撑的预应力调整对顶部的围护结构变形影响较小;胡之锋等
[12]研究发现钢支撑滞后架设对与其相邻的上道支撑轴力影响较大,同时支撑滞后架设会使其自身少承担坑后主动土压力;高笑娟等
[13]基于洛阳地铁1号线基坑工程进行数值建模,研究基坑明挖侧荷载、钢支撑位置、钢支撑轴力等对混凝土支撑轴力大小的影响。
综上,当前研究集中在基坑整体稳定性及单幅地连墙受力合理性上,对相邻地连墙错动导致的接缝渗漏研究存在不足。现依托天津市地铁11号线一经路地铁站基坑工程开展现场试验,通过实测数据探究接缝错动随基坑施工进行的发展程度,并通过有限元模拟分析接缝错动发展规律,比较支撑轴力不均匀分布、局部支撑滞后架设对接缝错动的影响,并提出对应的控制措施,为减小实际工程中因接缝错动导致的渗漏提供参考。
1 工程及试验概况
天津地铁11号线一经路地铁站为地下二层岛式站台车站,基坑主体规模220 m × 21 m,标准段宽21 m,开挖深度16.3 m。如
图1所示,地连墙厚度0.8 m,竖向设4道支撑,第1道为800 mm × 1 000 mm的钢筋混凝土支撑,其余3道为直径800 mm,壁厚16 mm的钢管撑。基坑开挖范围内土层主要为粉质黏土、黏质粉土、粉砂等,坑底以下土层主要为粉砂。
选取标准段某区域进行大型现场足尺试验,如
图2所示,试验区域包括紧邻A、B出入口各4幅地连墙,从左至右分别编号为B2-13~B2-16,B1-13~B1-16。钢筋混凝土支撑间隔9 m分布,共3道,钢支撑间隔3 m分布,每层有8道,例如,编号GZC2-1表示第2层由左至右第1道钢支撑。地连墙水平变形监测点布置如
图3所示,共22处监测点(编号CX01~CX22),其中在6处接缝的两侧设立12道测斜点,并在地连墙墙体中心处、架设支撑位置处以及地连墙端部设置另外10处测斜点进行对比研究。
试验工况如下:①基坑开挖完成并施作混凝土底板;②将GZC4上预加轴力由其25%设计轴力提升至40%设计轴力;③拆除GZC4。分析各个施工节点前后的地连墙变形及试验区域内各道支撑轴力的变化,通过以上分析明确渗水接缝的错动情况及施工过程中可能引发渗水的因素。
2 接缝错动监测及模拟分析
2.1 地连墙变形及接缝错动监测
如
图4所示,CX-11与CX-10分别为B1-13地连墙上左右两端水平变形监测点,CX-13与CX-12分别为B2-13地连墙上左右两端水平变形监测点。对单幅地连墙上左右两端测点分析发现,地连墙左右两端变形趋势接近,数值上存在微小差别,B1-13地连墙同深度最大水平变形差值为6.52 mm,B2-13地连墙同深度最大水平变形差值为6.73 mm,单幅地连墙相较原轴线出现倾斜的趋势。
如
图5所示,相邻地连墙间差异变形相较单幅地连墙左右两端明显增大,B1-13与B1-14接缝同深度处最大水平变形差值为7.46 mm,B2-13与B2-14接缝同深度处最大水平变形差异为14.89 mm,接缝处存在接缝错动。
2.2 模型建立
现场试验影响因素众多,难以区分各因素对接缝错动的具体影响,通过有限元模拟对接缝错动的形成及发展过程展开研究。基于
图1中典型剖面建立关于接缝错动分析的标准模型,如
图6所示,基坑开挖深度16.3 m,根据建模经验,从基坑外边缘取3~5倍基坑开挖深度作模型边界。基坑
y向由“整幅+半幅”地连墙组成,减少混凝土支撑作用范围对模型计算结果的影响。模型以基坑中心线方向为对称轴进行1/2建模,
x、
y、
z方向尺寸分别为60 m×9 m×80 m。模型顶面为位移自由面,并设置为0孔压的自由排水面,初始水位设置在地表,各侧面约束其法向位移,并在
y-z左侧面设置常水头补给
[14-16],底面边界约束水平及竖向位移。
土体采用修正剑桥本构,将土体参数接近的土层进行合并,合并后的土层参数如
表1所示,土体单元类型为C3D8P。冠梁、地连墙、内支撑均采用线弹性本构,混凝土弹性模量30 GPa,Q235b钢管撑弹性模量210 GPa,模拟过程中根据研究成果折减为80 GPa
[17],泊松比均为0.2,冠梁、地连墙单元类型C3D8R,内支撑单元类型B31。围护结构与土体接触面设置法向“硬接触”,且切向摩擦系数为0.3。
冠梁与地连墙设置Tie约束。重点研究了相邻地连墙之间的滑移错动变形,参考坝基中地下防渗混凝土墙之间泥皮削弱作用的模拟方式
[18],将相邻地连墙端部简化为直角关系并在墙面间建立接触面,以等效模拟墙体之间的错动变形特性。并根据现场试验数据反演确定墙-墙间摩擦系数
f=0.50时,接缝错动的计算值与实测最为吻合,如
图7所示。
将
图1所示土层中具有相近力学参数的土层进行合并,合并后模型深度范围土层内共7层,各土层参数如
表1所示。
模型中局部钢支撑滞后架设施工步如下:①初始地应力平衡;②激活地连墙与冠梁,建立墙-梁、墙-墙、墙-土之间的约束;③坑内降水,基坑开挖至1.1 m,激活第一道钢筋混凝土内支撑;④坑内降水,基坑开挖至3.6 m;⑤坑内降水,基坑开挖至6.6 m,激活GZC2-3;⑥坑内降水,基坑开挖至8.2 m;⑦坑内降水,基坑开挖至10.2 m,激活GZC2-1、GZC2-2、GZC3-3;⑧坑内降水,基坑开挖至13.3 m,激活GZC3-1、GZC3-2、GZC4-3;⑨坑内降水,基坑开挖至16.3 m,基坑开挖完成; ⑩激活GZC4-1、GZC4-2,并按照GZC4-2、GZC4-3、GZC4-1的顺序将支撑轴力提升至40%设计轴力。
2.3 模型验证
在墙体变形及支撑轴力双元参数组合验证
[8]的基础上,针对接缝错动值进行模型适用性分析。受限于现场试验结果,取基坑开挖完成为分析节点,将CX-09、CX-10、CX-11监测点水平变形作地连墙水平变形验证,CX-09与CX-10水平差异变形作接缝错动验证,以及各层第二道钢支撑在第⑨与第⑩施工步的轴力作支撑轴力验证。综合
图8及
表2可知,上述监测点在第⑨施工步基坑开挖完成后的模拟计算水平变形最值与实测值分别相差1.85、0.58、4.2 mm,接缝错动最值相差0.17 mm,计算误差分别为6.19%、1.61%、9.98%、2.33%。接缝两侧监测点水平变形及接缝错动计算结果误差较小。
根据已有研究
[15],将钢支撑刚度进行折减后进行模拟计算,支撑轴力误差集中在GZC3-2上,从
表3可知在两施工步中计算值较实测值分别相差288.4 kN、283.4 kN,误差分别为20%、19.2%,其余计算误差均在20%以内,与曹雪山等
[9]研究结果一致。综上,通过地连墙水平变形、接缝错动、支撑轴力多参数对比分析验证了模型计算有效性,计算模型能合理地反映出基坑各施工流程中接缝错动的发展过程。
2.4 计算结果分析
为探究接缝错动在完整施工步骤中的发展过程,对模型中各个分析步中的接缝错动最值进行统计,除模型施工顺序中介绍的步骤外,完善支撑拆除过程中接缝错动的发展情况。此外为对比基坑开挖及支撑拆除阶段支撑预加轴力对接缝错动的影响,在支撑拆除前对支撑进行复加载,GZC2、GZC3、GZC4分别由其设计轴力的25%、25%、20%提升至40%、40%、35%。
如
图9(a) 所示,第④施工步表示钢筋混凝土支撑架设完成后第二层土的第一次开挖,在该施工步中,接缝错动最值较小;第⑤施工步表示第二层土第二次开挖完成,在该施工中,同层支撑仅GZC2-3架设,GZC2-1、GZC2-2在第⑦施工步延后架设,接缝错动在第⑤~第⑥施工步中发展迅速,形成于首次出现支撑延后架设时。第⑦~⑨施工步中GZC3、GZC4仍有延后架设发生,但增幅均较小。
如
图9(b)所示,模型分析了支撑拆除及拆撑前加载过程中接缝错动的变化规律,整体上看,拆撑阶段接缝错动变化幅度较小,差别不超过0.15 mm,除GZC4外,支撑加载使接缝错动产生微小增长,支撑拆除使接缝错动产生微小减小。综合来看,接缝错动发展集中在支撑开挖阶段,在首次发生支撑延后架设后形成,并在临近的开挖步中迅速发展。支撑架设过程中应尽可能保证同层支撑架设间隔时间缩短。
3 影响因素分析
3.1 支撑架设节点及状态对接缝错动影响
图10为3种架设节点图示。方案1:以开挖至6.6 m,支撑第二层全部支撑;方案2:以开挖至6.6 m时,仅激活GZC2-3,开挖至8.2 m时,再激活GZC2-1、GZC2-2;方案3:以开挖至6.6 m时激活2-3,开挖至10.2 m时,激活GZC2-1、GZC2-2、GZC3-3,下层支撑同理。
图11所示为上述3种架设间隔方案下紧邻接缝处两监测点的变形情况,方案1中监测点10与监测点9处变形接近,接缝错动最值仅0.16 mm,支撑同步架设能较好控制接缝错动;方案2中局部支撑间隔一个开挖步再进行架设,接缝错动最值达5.22 mm;方案3中支撑滞后架设间隔进一步延长,接缝错动增长至7.29 mm。
表4给出了3种架设间隔方案下监测点变形及接缝错动最值情况,滞后架设支撑出现后,地连墙变形增长迅速,并且支撑滞后架设一侧地连墙变形增长高于支撑正常架设一侧,加剧了接缝错动。支撑滞后架设间隔延长后,接缝错动进一步发展,错动最值深度靠近墙顶位置,由此可见支撑滞后架设对接缝错动影响显著。
为进一步探究局部支撑滞后架设对接缝错动的影响,进行如
图12所示滞后架设出现时机的研究。方案1为从第GZC2、GZC3、GZC4滞后架设;方案(2)为GZC2同步架设,GZC3、GZC4滞后架设;方案(3)为GZC2、GZC3同步架设,GZC4滞后架设,模拟支撑滞后架设出现在不同层支撑时,接缝错动的发展情况。
图13为3种方案下紧邻接缝的两监测点变形情况。综合
表5来看,滞后架设出现时机越早,接缝错动最值越大,而在上层支撑保证同步架设的前提下,GZC3或GZC4上出现局部支撑滞后架设对接缝错动影响差别较小,并且数值上也低于方案1中的接缝错动情况。究其原因,GZC2及时架设能有效控制地连墙变形,使滞后架设发生时接缝两侧地连墙的变形间距减小,进而控制接缝错动。可见对于常见1道混凝土支撑+3道钢支撑的支护体系来说,保证GZC2上支撑正常及时架设能有效控制接缝错动。
综上所述,局部支撑滞后架设间隔延长会使接缝错动进一步增长,滞后架设出现时机越早,接缝错动发展越迅速。从保证围护结构整体性及安全性的角度出发,应保证上层支撑能及时同步架设,或尽量缩短支撑架设间隔。
3.2 支撑激活方式及顺序对接缝错动影响
支撑架设及加载会使已有支撑的轴力产生衰减或增长,支撑轴力的增减与架设及加载顺序有关,接缝两侧支撑在此过程中产生轴力差后,将对接缝错动产生不利影响。为分析不同架设顺序对接缝错动的影响,分别模拟了支撑在一个分析步中同时激活、由左向右逐根激活、由右向左逐根激活条件下,各分析步中接缝错动最大值的变化情况。
如
图14所示,在各层支撑架设间隔较短的理想条件下,接缝错动最值随各层支撑架设逐渐减小,及时架设支撑对接缝错动起到约束作用;不同支撑激活顺序会造成接缝错动计算结果产生差异,在1.5幅地连墙宽度范围内,相比同时激活,按从右至左先激活接缝右侧支撑的顺序会对接缝错动产生不利影响,按照从左至右先激活远离接缝一侧支撑的顺序会对接缝错动起到约束作用。
表6为按照GZC3-GZC2-GZC1顺序激活支撑过程中,接缝错动最大值的发展情况。同层支撑以上述不利顺序激活过程中,接缝错动最大值增加,激活支撑位置接近坑底后,错动增加相对减弱。
图15分别为按照从左至右顺序激活与同时激活支撑过程中,模型区域内9道钢支撑的轴力变化过程。同时激活条件下同层各道支撑轴力较均匀,在R5基坑开挖完成后,三层支撑轴力较为接近,最大支撑轴力为1 229 kN,分布在GZC3;逐根激活条件下,同层首道激活支撑与其余两道支撑轴力差别较大,接缝两侧支撑轴力接近,在R5基坑开挖完成后,最大支撑轴力为1 305 kN,分布在GZC3。综合来看,逐根激活不同于同时激活条件下各道支撑轴力均匀分布的情况,仅接缝两侧支撑轴力接近,并且最终轴力大于同时激活的情况,由此可见不同激活条件下接缝错动的极值差与激活过程中各道支撑轴力的发展变化有关。
3.3 滞后架设支撑位置及数量对接缝错动影响
支撑滞后架设对接缝两侧地连墙差异变形影响显著,施工过程中难以严格遵守“先撑后挖”或“随撑随挖”导致局部支撑存在滞后架设时,接缝错动将迅速发展。该基坑计划每天开挖1.5幅地连墙宽度,对应9 m宽度内,每层有3道钢支撑。根据滞后数量方案分为两类,A类:滞后数量为1(
图16),B类:滞后数量为2(
图18),两类方案中又根据架设位置简要划分为3种情况。
在A类中,比较
图17(a)和
图17(b)可以发现,考虑接缝对围护结构整体性产生不利影响,地连墙变形与墙上是否架设支撑关系密切。在方案2中,同步于土方开挖进行架设的两道支撑均位于接缝左侧,导致右侧半幅墙受到的约束作用减弱,因此#9处变形大于#10处变形,也大于其他方案中#9一侧有支撑架设的情况。同理,A类滞后情况下#10一侧墙上均有支撑架设,该侧变形在3种方案下差别不明显。当两道支撑架设在接缝两侧时,#9、#10变形控制效果最优,且#10变形小于方案2中支撑均架设在#10一侧地连墙上的情况。
在B类方案中,根据
图19(a)和
图19(b)可知,支撑架设位置对地连墙变形的影响更加明显,监测点9与监测点10处变形最小时均为支撑架设在靠近监测点位置处时,分别对应方案1及方案3。比较接缝对支撑位置因素的影响:方案1中在右侧架设支撑距离监测点10更近,变形控制效果却劣于方案2中支撑在左侧架设的情况。同理受接缝影响,方案2和方案3中支撑均在接缝左侧,距离监测点9远近对监测点9处变形影响差别较小。
针对1.5幅地连墙宽度范围内支撑滞后架设情况而言,A类、B类各滞后方案下的接缝错动汇总如
表7所示,A类同层支撑仅一道滞后架设时,接缝错动最值差别较小,3种情况下接缝错动极差仅1.24 mm,为控制接缝错动,两道支撑应避免架设在同一幅地连墙上;B类同层有两道支撑滞后架设时,接缝错动最值差异较大,极差为5.12 mm,为控制接缝错动,支撑应架设在远离接缝位置处,并保证接缝两侧支撑能在后续施工步中及时架设。
4 结论
基坑施工过程中相邻地连墙接缝错动会影响围护结构整体性,对基坑安全性产生不利影响,探究接缝错动形成的影响因素及发展过程对增强结构韧性具有重要意义。通过对接缝错动开展现场试验及数值模拟研究,得出如下结论。
(1)现场试验结果表明,基坑开挖导致在一定深度范围内的单幅地连墙左右两端变形及接缝两侧地连墙变形不协调,其中接缝两侧地连墙变形最大值达到了15 mm,原因在于其受到了单幅地连墙倾斜及相邻地连墙接缝错动共同影响。
(2)进一步建立了考虑地连墙接缝错动的基坑开挖数值模型,计算结果表明模型建立可靠,有效反映接缝错动在基坑施工过程中的发展变化:接缝错动形成于首次支撑延后架设,并在开挖阶段加深,此时上层支撑拆除会造成接缝错动减小。
(3)深入探究了支撑模拟方法中逐根激活与同步激活的区别,并分析了支撑激活顺序对接缝错动的影响。发现在同层各支撑激活间隔均较短的条件下,支撑激活方式与激活顺序对接缝错动影响差别较小,在特定顺序激活同层支撑的过程中,接缝错动呈增长趋势。随着基坑开挖及支撑架设的深度增加,接缝错动值逐渐减小。同层支撑同步激活下各道支撑轴力分布均匀,逐根激活下仅加载顺序靠后的临近支撑轴力接近,并且接缝两侧支撑轴力大于支撑同步激活的情况。
(4)针对支撑延后架设分析了同层支撑延后数量一道及两道分设不同位置的6种情况,可见在施工过程中为达到最优控制效果,在1.5幅地连墙宽度范围内同层架设两道支撑时,应避免支撑架设在同一幅地连墙上,当同层支撑架设一道时,支撑应架设在远离接缝处,并尽可能使临近接缝的两道支撑能够在后续工况中同步架设。
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