被动区花岗岩残积土弱化对深基坑的影响

(1.广西华蓝岩土工程有限公司, 南宁 530001； 2.长江大学 城市建设学院, 湖北 荆州 434023)

1 研究背景

花岗岩残积土是风化花岗岩的一种，风化花岗岩是出露的花岗岩经一系列物理、化学风化作用后形成的产物。我国花岗岩分布十分广泛，东北、东南、西部地区均存在花岗岩地层[1]。其中，东南沿海地区分布较为集中，广东、福建两地花岗岩出露面积约占陆地总面积的30%～40%[2]，香港地区出露花岗岩面积占陆地总面积的比例高达65%[3]。花岗岩的风化程度与其所处的气候条件、环境条件密切相关，通常气温越高，雨量越多，风化层厚度越大。东南沿海地区特殊的亚热带季风气候及潮湿温热的地域环境使得出露花岗岩风化程度较高，形成了大量深厚的全强风化花岗岩和残积土地层。广东、福建等沿海地区全风化花岗岩地层厚度一般在20 m以上，大部分位于20～35 m之间[4]，局部地区(厦门、漳州)厚度高达40 m[5]。

花岗岩残积土遇水时，土体中起胶结作用的游离氧化物会随之溶解，土体强度降低、压缩性增大，使土体表现出软化特性[6]。此外，浸泡在水中的全风化花岗岩还呈现出散粒状、片状及块状掉剥崩落等崩解现象，使土体遭受结构性破坏[4]。风化花岗岩残积土的上述特性使得其遇水时的力学性能急剧减弱，给工程建设带来巨大风险和经济损失。例如，广州地铁2号线越秀公园站围护结构人工挖孔桩施工过程中，花岗岩残积土软化崩解导致周边房屋沉降开裂，最后不得不改变工法，增加了工期和造价；3号线天河客运站坑底花岗岩残积土软化造成施工困难，并导致地下连续墙开裂，给工程施工带来极大风险[7]。

广东、福建等沿海地区经济发达，人口密集，为方便出行，目前，广州、福州、厦门、深圳、珠海、三亚、东莞、佛山等地均在开展地铁工程建设，涉及到众多在花岗岩残积土地区施工的地铁车站深基坑。东南沿海特殊的气候、丰富的雨量及部分地铁沿线丰富的地下水极易导致深基坑开挖时底部花岗岩残积土软化，给工程施工带来困难，增加周围环境保护的难度。目前，众多学者[8-13]开展了坑底被动区土体加固对深基坑变形影响的研究，鲜有学者就坑底被动区土体弱化对深基坑的影响进行分析。本文以某花岗岩残积土地区地铁车站深基坑工程为背景，运用PLAXIS有限元软件，建立有限元模型，基于现场监测数据，在对有限元模型进行验证的基础上，系统地研究了坑底被动区花岗岩残积土受水浸泡后力学性能急剧降低对基坑的影响，以期为类似工程提供参考。

2 工程概况

某地铁车站深基坑位于花岗岩残积土地区，车站长392.2 m，标准段开挖宽度约23.9 m，开挖深度约16.9 m，盾构端头井开挖宽度约27 m，开挖深度约19 m，为地下2层岛式站台车站。标准段围护结构采用800 mm地连墙，地下连续墙深26 m，墙底嵌入全风化花岗岩中，嵌入深度约9 m，所用混凝土强度等级为C35。内支撑体系采用1道混凝土支撑和2道钢支撑，第1道支撑采用800 mm×800 mm钢筋混凝土支撑，所用混凝土强度等级为C30，水平间距8 m；其余均为Φ609、厚t=16 mm规格的钢支撑，水平间距约为3.5～4.0 m，钢支撑预加轴力均为600 kN，基坑开挖地层主要为残积砂质黏性土，场地地下水埋深在1.7～5.6 m之间变化。基坑采用明挖顺作法施工，标准段基坑典型断面示意图如图1所示。

图1 基坑围护结构剖面Fig.1 Profile of the retaining structure of deep excavation

3 有限元模型

3.1 模型建立

基于上文地铁车站深基坑，建立二维有限元数值计算模型。模型开挖深度取17 m，开挖宽度取24 m，为减少模型边界对基坑开挖计算的影响，坑边宽度取5倍基坑开挖深度，坑底地层厚度取3倍基坑开挖深度。围护结构长度取26 m，嵌入深度取9 m，设置3道内支撑，首道为钢筋混凝土支撑，位于地表以下1 m，其余2道支撑均为钢支撑，分别位于地表以下7.0 m和11.5 m。模型中地下水设置于地表以下3 m，取1/2 基坑进行建模，模型几何尺寸示意图如图2所示。

图2 模型尺寸示意图Fig.2 Dimensions of the base model

3.2 模型参数

表1 基岩物理力学参数
Table 1 Physical and mechanical parameters ofMohr-Column model for bedrock

土层名称重度γ/(kN·m-3)有效内聚力c′/kPa有效摩擦角φ′/(°)剪胀角ψ/(°)弹性模量E/MPa泊松比ν碎裂状全风化花岗岩22.1402801000.18中等风化花岗岩26.7503007 0000.15

表2 花岗岩残积土HSS模型物理力学参数Table 2 Physical and mechanical parameters of HSS model for soil layers

模型围护结构采用板单元模拟，单位宽度为800 mm地下连续墙水平抗弯刚度EwI(E为弹性模量，I为惯性矩，下标w表示地下连续墙)为1.34×106kN·m2，轴向抗压刚度为2.52×107kN，其重度为24.0 kN/m3，泊松比为0.17。模型支撑均采用锚锭杆单元模拟，根据上文给定数据可得800 mm×800 mm钢筋混凝土支撑的抗压刚度EcAc(E为弹性模量，A为截面面积，下标c表示钢筋混凝土)为1.92×107kN，支撑水平间距为8 m，Φ609、厚t=16 mm钢支撑的抗压刚度EsAs(下标s表示钢材)为3.172×106kN，支撑水平间距取4 m。

3.3 模型验证

为了验证有限元模型的合理性，结合实际施工情况，运用上述模型开展有限元计算，将计算结果与模型断面附近实测变形数据进行对比分析。基坑模拟开挖顺序如表3所示。注意到，在开挖地下水位以下土体之前，均降水至预计开挖面以下0.5 m。

表3 基坑开挖工况Table 3 Working conditions of deep excavation

图3 围护结构水平位移和地表沉降计算与实测 结果对比Fig.3 Comparison of horizontal deflection of support structure and ground settlement at final excavation depth between finite element calculation and monitoring

图3给出了围护结构水平位移和地表沉降有限元计算值与实测数据曲线对比。图3中监测点的具体位置是：基坑长度392.2 m，在中间位置，即距离两端196.1 m处，沿宽度方向左右两边一边1个监测点，且布置在地下连续墙的墙顶、墙壁厚度的中间位置。监测断面也是从这2个监测点向基坑外面延伸，垂直基坑长度方向。从图3(a)可知：围护结构水平位移有限元计算最大值及最大值位置与实测数据较为接近，在最大值位置以上部分，有限元计算曲线与实测值吻合较好；在最大值位置以下部分，围护结构踢脚变形较实测结果明显，计算曲线较实测值偏大。由图3(b)可知，地表沉降有限元计算曲线与实测数据变化趋势一致，整体较实测数据略微偏大，这可能是由于有限元计算围护结构踢脚变形较实际情况明显所致。总体而言，有限元计算结果与实测数据较为接近，说明了上述模型建立及参数选取的合理性。

4 坑底土体弱化研究

图4 围护结构水平位移和地表沉降随弱化深度 变化曲线Fig.4 Curves of horizontal displacement of retaining wall and ground settlement varying with softening depth

图4(a)为围护结构水平位移随坑底花岗岩残积土弱化深度变化的曲线。从图4(a)可知：当弱化深度较小时，围护结构底部受到深层未弱化花岗岩残积土较强的约束作用，水平位移最大值增量较小，围护结构底端踢脚变形基本不变；当弱化深度较大，直至围护结构底端标高时，围护结构水平位移最大值及踢脚变形急剧增大，这与文献[17]基坑底部被动区花岗岩残积土受雨水浸泡崩解，力学性能急剧恶化时的监测现象一致；此外，随坑底弱化深度增大，围护结构水平位移最大值位置逐渐向下移动。

图4(b)为地表沉降随坑底花岗岩残积土弱化深度变化曲线。从图4(b)可知，地表沉降变化曲线呈现“凹槽形”特性，地表沉降最大值位置距基坑边缘有一定的距离，地表沉降曲线随坑底花岗岩残积土弱化深度的变化规律与围护结构水平位移一致:当坑底花岗岩残积土弱化深度较小时，地表沉降最大值增量较小;当弱化深度较大，直至围护结构底部时，地表沉降最大值急剧增大。

图5(a)给出了各道支撑轴力随坑底花岗岩残积土弱化深度变化的曲线。由图5(a)可知，随着坑底被动区花岗岩残积土弱化深度的增大，第1道混凝土支撑轴力缓慢减小，共计减小116 kN；第2道钢支撑轴力逐渐增大，共计增大914.8 kN；第3道支撑轴力急剧增长，由安装时预加的600 kN增大到最终的4 188 kN。支撑轴力整体呈增大趋势是因为坑底被动区土体弱化后力学性能急剧降低，被动区土压力减小，主动土压力转而由支撑承担，其中，第1道支撑轴力有所减小，第3道支撑轴力急剧增大是由于被动区土体弱化，围护结构踢脚严重，主动区土体向坑底被动区流动，使得主动土压力部分向下转移所致。钢支撑轴力急剧增大，微小偏心便易诱发支撑挠曲变形，如图5(b)所示。

图6(a)为围护结构弯矩随坑底花岗岩残积土弱化深度变化的曲线，正弯矩表示围护结构向基坑内部弯曲，负弯矩表示向基坑外弯曲。由图6(a)可以看出，随着坑底被动区花岗岩残积土弱化深度的增大，围护结构最大弯矩逐渐增大。坑底被动区土体未弱化前，除底端受到被动区土体较强约束作用部分的围护结构弯矩为负，表现出略微向坑外弯曲外，其余围护结构均向基坑内部弯曲。随着坑底花岗岩残积土弱化深度的增加，坑底被动区土压力逐渐减小，墙后土体向坑底被动区流动，基坑开挖面以下部分弯矩逐渐增大，最终带动第2道支撑与第3道支撑之间的围护结构弯矩由正变负，围护结构由向基坑坑内弯曲转变为向坑外弯曲。围护结构弯矩过大，易导致围护结构结构开裂，如图6(b)所示。

图6 围护结构弯矩随弱化深度变化曲线及地连墙开裂实例Fig.6 Variation of bending moment of wall with softening depth and photo of diaphragm wall cracking

由上述分析可知，随着坑底被动区花岗岩残积土弱化深度的增加，围护结构水平位移最大值、围护结构踢脚变形会增大，围护结构最大值位置向墙底移动，临近坑底支撑的轴力急剧增大，墙后地表沉降最大值亦呈现增长趋势。综合上述各因素变化趋势可以看出，坑底被动区土体弱化会导致基坑存在较大踢脚式变形失稳风险。

5 结 论

以花岗岩残积土地区某地铁车站深基坑为背景，运用PLAXIS有限元软件，考虑基坑底部被动区花岗岩残积土弱化，系统地开展了坑底被动区土体弱化深度对基坑变形受力影响的研究，得出以下结论：

(1)随着坑底被动区花岗岩残积土弱化深度的增加，围护结构水平位移最大值、地表沉降最大值均呈现出增大趋势，当弱化深度较小时，上述指标值增大幅度较小，当弱化深度较大时，上述指标值急剧增大，给周围环境带来极大风险。

(2)临近坑底钢支撑的轴力会随着坑底被动区花岗岩残积土弱化深度的增加而急剧增大，在实际工程中，需在坑底附近增设支撑以分担主动土压力，防止单道支撑受力过大诱发较大挠曲变形而破坏。

(3)随着坑底被动区花岗岩残积土弱化深度的增加，围护结构最大弯矩会逐渐增大，在实际工程中，易诱发围护结构开裂，给基坑围护结构的安全使用带来风险。

(4)坑底被动区较大深度范围内花岗岩残积土弱化会导致围护结构踢脚变形急剧增大，易诱发基坑踢脚式变形失稳破坏。

坑底被动区花岗岩残积土弱化深度较大时，给周边环境及基坑自身的安全稳定带来极大威胁。因此在实际工程中，需及时排除坑底积水，减少坑底花岗岩残积土弱化深度，避免坑底大范围花岗岩残积土弱化。