軸力作用下軟土基坑力學場演化規律的原位試驗研究*

孫九春,曹 虹,王 哲

(1.騰達建設集團股份有限公司,上海 201204; 2.浙江工業大學,浙江 杭州 310023)

0 引言

隨著地下空間的利用,特別是在城市中心城區,住宅、商場或商務樓林立,地下管線密布,施工場地狹小(見圖1[1]),基坑明挖法施工因顯著改變了基坑所處區域地層的力學場,勢必引起周圍土體應力場、位移場的變化,過大的位移則可能會超過基坑周邊地下管線或建筑物抵抗不均勻變形的能力,引起地下管線破壞及建筑物開裂甚至倒塌[2]。

圖1 基坑周邊典型的環境條件Fig.1 Typical environmental conditions around the foundation excavation

由于基坑變形、自身安全風險和周邊環境安全風險呈現出較強相關性,考慮到各種不確定性因素的耦合作用,又鑒于諸多基坑工程事故的教訓[3-5],如何有效控制開挖所引發的基坑及鄰近建筑物、管線的變形,成為基坑工程面臨的核心問題之一。基于日益提高的環境保護要求,為減少軸力損失對圍護側向變形的影響,早期研制了軸力補償(伺服)系統來補償軸力損失[6-8]。但該系統的控制目標是支撐軸力而不是圍護變形,因此其實踐應用效果差異較大,不能充分發揮出他的優勢。

1 軸力作用下基坑力學場的演化問題

在軟土地層中,“時空效應”理論是變形控制的主要依據,該理論要求及時施加軸力以控制變形,但對于軸力作用下圍護結構的變形機理少有涉及[9-15]。同時,由于缺乏可靠的軸力施加方式,支撐中的實際軸力具有較大的不確定性。軸力伺服系統克服了傳統支撐軸力施加的弊端,可根據需要對任意數量的支撐實時施加軸力,且軸力損失為0,實現了二維計算理論與三維施工實踐的統一。通過在支撐上設置軸力伺服系統,圍護結構在支撐軸力下向坑外產生的變形可部分抵消甚至完全抵消流變產生的坑內變形,從而實現對變形的有效控制,為基坑變形的主動控制奠定了硬件基礎。圍護結構變形形態如圖2所示。

圖2 圍護結構變形形態Fig.2 Deformation of the enclosure structure

這種運用軸力伺服系統來控制圍護結構側向變形的作用機理可視為軸力作用下基坑力學場狀態的演化問題,其中,圍護結構的側向變形作為基坑力學場的重要組成部分,是引發坑外地層位移場、周邊建(構)筑物及管線變形的主要原因。因此,作為軸力施加和承受的直接載體,軸力作用下支護體系力學狀態的演化則是該問題的核心。

文獻[16-26]以軟土條形基坑為對象,針對支護體系的力學狀態,研究了鋼支撐系統的極限承載機理、主動軸力作用下圍護結構力學狀態的演化規律及變形控制方法,形成了一套支護體系的變形主動控制技術,實現了伺服系統由軸力主動控制向變形主動控制的轉變。

另外,坑外荷載中的土壓力與圍護結構變形有關,主動控制下坑外土壓力的變化直接影響支護體系的力學狀態。本文依托浦東南路站附屬結構基坑,通過原位試驗進一步研究軸力作用下基坑力學場的演化規律。

2 工程概況

浦東南路站2號出入口位于浦東南路車站主體南側,即墨路東側,南側毗鄰上港小區,東側為永華大廈。基坑外包尺寸為60.4m×36.7m,西側深坑最大開挖深度18.3m,東側淺坑最大開挖深度13.73m。基坑首道混凝土支撐截面尺寸為800mm×800mm,圈梁尺寸為1 200mm×800mm,第2～5道支撐為鋼支撐,支撐規格為φ800×20,φ609×16,其中,中間西側6道直撐與東南角最長斜撐設置了軸力伺服系統。鋼支撐平面如圖3所示(圖中未標注的均為φ609鋼支撐),基坑立面如圖4所示。

圖3 基坑鋼支撐平面Fig.3 Foundation excavation steel support plane

圖4 基坑立面Fig.4 Foundation excavation facade

土層自上而下依次為①1素填土、②1褐黃～灰黃色粉質黏土、③灰色淤泥質粉質黏土、③夾層砂質粉土、④淤泥質黏土、⑤1灰色粉質黏土、⑥暗綠～草黃色粉質黏土、⑦1-2草黃～灰黃色砂質粉土。

3 軸力作用下基坑力學場演化的原位試驗方案

基坑力學場涉及圍護結構、支撐體系、內外地層與周邊環境等,其力學狀態由周邊地下管線位移、周圍建筑物沉降與傾斜、圍護結構側向變形與豎向沉降、支撐軸力、立柱隆沉、土壓力、地層豎向沉降與水平位移等構成。其中,支撐軸力、圍護結構變形與內力、土壓力、地層位移和周邊環境沉降是核心控制指標。為進一步提高研究的針對性,本次試驗主要聚焦于軸力作用下圍護結構側向變形、迎土面土壓力、軸力間的相干性、坑內土體流變的影響,及鋼支撐溫度變化對支撐軸力和圍護結構變形的影響。

3.1 開挖工況

根據實際工程進度要求,按照盡量減少無支撐暴露時間的原則擬定基坑開挖順序,如圖5所示。挖土順序為區塊1到區塊6,其中開挖至第3層土時區塊5每層高度處架設2道支撐再進行后續挖土作業,以防無支撐暴露時間過長造成基坑圍護結構側向變形過大。

圖5 基坑開挖順序Fig.5 Sequence of foundation excavation

3.2 軸力施加方案

在每道鋼支撐架設過程中,先對鋼支撐初次施加軸力,再根據現場實測變形分次增加軸力,進而控制基坑圍護結構側向變形,鋼支撐軸力如表1所示,每道鋼支撐架設及分次加力時間如表2所示。鋼支撐初始軸力由開挖卸荷過程確定,分次施加的軸力則根據流變影響確定,可參考文獻[27]。

表1 鋼支撐軸力Table 1 Steel support axial force kN

表2 鋼支撐軸力施加工況Table 2 Axial force application condition of steel support

由于圍護結構中部變形最大,且對應位置布有自動測斜設備,為凸顯主動控制效果,對2-3,2-4鋼支撐額外加力500kN以獲取對比數據。由于第1道與第3道鋼支撐作用于既有車站的圍護結構上,軸力施加時為確保車站圍護結構的安全,兩道鋼支撐軸力限值均為3 000kN;而第2道跟第4道鋼支撐正對既有車站頂板與中二板,軸力限值設定為4 000kN。

3.3 監測方案

監測項目為支撐軸力、支撐溫度、圍護結構側向變形、圍護結構迎土面水土壓力,其中支撐軸力采用伺服系統自帶的采集系統,溫度采用鋼支撐表面設置振弦式溫度傳感器,圍護結構迎土面水土壓力采用振弦式傳感器,圍護結構側向變形采用人工測量。

1)圍護結構測斜管布置 基坑測斜管平面布置如圖6所示。

圖6 基坑測斜管平面布置Fig.6 Plane layout of foundation excavation inclinometer pipe

2)基坑迎土面土壓力盒布置 圍護結構迎土面土壓力盒布置如圖7所示。土壓力盒采用掛布法布置在圍護結構鋼筋籠上,位置與相應鋼支撐位置一一對應,從而獲取鋼支撐軸力施加前、后圍護結構迎土面土壓力的變化。

圖7 土壓力盒布置Fig.7 Layout of earth pressure box

3)軸力伺服系統布置 設置有軸力伺服系統的鋼支撐布置如圖3,4所示。伺服系統自帶軸力監測裝置,并在支撐中間布設GBX4000X型應變溫度測量計。

4)數據采集方式 圍護結構側向變形擬采用高密人工監測,基坑迎土面土壓力、支撐軸力和溫度采用自動采集并上傳數據至云平臺。

5)數據采集頻率 為驗證軸力對相關參數的影響,擬在每道鋼支撐施加軸力前后對圍護結構側向變形進行加密監測,加密監測期間每2h進行一次數據采集,未加密期間每24h進行一次數據采集。

4 軸力作用下基坑力學場演化的原位試驗結果分析

4.1 軸力作用下圍護結構側向變形的演化規律

鋼支撐(即基坑內第2～5道支撐)初始軸力施加試驗工況如表3所示,各工況所對應的基坑開挖卸載深度如表4所示。取正對鋼支撐的P14測孔監測數據進行整理,結果如圖8所示,圖中正值表示向坑內發生位移,負值表示向坑外發生位移。

表3 鋼支撐初始軸力施加試驗工況Table 3 Test conditions for initial axial force application of steel support

表4 各工況不同工序所對應的基坑開挖深度Table 4 Excavation depths of foundation excavation corresponding to working conditions and different processes m

圖8 鋼支撐軸力施加前后P14測孔的變形Fig.8 Deformation of P14 measuring hole before and after the application of steel support axial force

由圖8a可知,第1道鋼支撐軸力施加后,該道鋼支撐處圍護結構側向變形由3.71mm減小為2.71mm,變形減小27%。此工況下基坑開挖深度為3.9m,圍護結構最大側向變形在8m處,該處最大側向變形由5.86mm減小為5.51mm,減小約6%,控制效果明顯。

由圖8b可知,第2道鋼支撐軸力施加時,第1道鋼支撐已按照分次施加軸力的方式增加軸力至 1 600kN, 第2道鋼支撐處圍護結構側向變形由12.48mm減小為10.35mm,減小17%。施加伺服軸力后的圍護結構最大側向變形所處深度由10m處變為10.5m,最大側向變形由15.23mm減小為13.83mm,減小9%,控制效果較明顯。

由圖8c可知,第3道鋼支撐施加初始軸力時,第1,2道鋼支撐已分別分次增加100kN和700kN的軸力,第3道鋼支撐處地下圍護結構側向變形由22.18mm減小為20.66mm,減小7%。此時基坑開挖深度為11m,圍護結構最大側向變形在12m處,最大側向變形由24.21mm減小為22.72mm,減小6%。

由圖8d可知,第4道鋼支撐施加初始軸力時,第3道鋼支撐已分次施加300kN復加軸力,第3道鋼支撐處圍護結構側向變形由30.91mm減小為29.82mm,減小3%。此時基坑開挖深度為13.5m,圍護結構最大側向變形處由13.5m變為15.5m,最大側向變形由30.91mm減小為30.22mm,減小2%。

綜上可發現,支撐軸力施加對本道支撐處圍護結構側向變形影響最大;隨著深度加深,支撐處自上而向下的影響程度逐漸減弱,影響范圍不斷減小;基坑開挖越深,軸力的控制效果越差;軸力伺服系統使用時應遵循“就近、盡早、分區控制”原則。

4.2 軸力作用下土體流變引起的圍護結構側向變形演化規律

為控制因坑內土體流變而產生的圍護結構側向變形,施工過程中按表1對鋼支撐施加軸力。為避免監測數據中混有基坑卸載產生的變形,試驗于本層開挖支撐架設1d后進行,鋼支撐軸力施加工況如表5所示,各工況對應現場實際坑內的卸載深度如表6所示。鋼支撐軸力施加前后P14測孔的變形如圖9所示。

表5 鋼支撐分次加力工況Table 5 Working condition of step-by-step loading of steel support

表6 各工況順序下對應的基坑開挖深度Table 6 Corresponding excavation depths of foundation excavation under each working condition sequence m

圖9 土體流變引起的P14測孔側向變形Fig.9 Lateral deformation of P14 measuring hole caused by soil rheology

由圖9a可知,第1道鋼支撐初次施加支撐軸力后2d左右增加控制流變的軸力500kN,增加軸力的12h前后圍護結構最大側向變形發生位置由地表下12m變為11.5m,側向變形最大增量由1.35mm變為0.64mm,減小幅度為0.71mm。

由圖9b可知,第2道鋼支撐初次施加支撐軸力后2d左右增加控制流變的軸力700kN,增加軸力的12h前后圍護結構最大側向變形發生位置由地表下11.5m變為10m,側向變形最大增量由1.53mm變為-0.34mm,減小幅度為2.06mm,圍護結構側向變形增量為負,但仍朝坑內。

由圖9c可知,第3道鋼支撐初次施加支撐軸力后2d左右增加控制流變的軸力300kN,增加軸力的6h前后圍護結構最大側向變形發生位置為地表下11m處,側向變形最大增量由0.4mm變為-0.4mm,減小幅度為0.8mm。

由圖9d可知,第4道鋼支撐初次施加支撐軸力后2d左右增加控制流變的軸力300kN,增加軸力的12h前后圍護結構最大側向變形發生位置由地表下15.5m變為12.5m,側向變形最大增量由0.5mm變為-0.54mm,減小幅度為1.04mm。

由上述分析可知,通過軸力伺服系統增加軸力的方式,可有效延緩和抵消因坑內流變產生的變形增量,從而達到主動控制圍護結構側向變形發展的目的。

4.3 軸力相干性的演化規律

根據試驗方案,劃分軸力相干性試驗工況如表7所示。通過現場自動監測,得到伺服系統軸力施加后鄰近支撐軸力的變化,如圖10所示。

表7 支撐軸力相干性試驗工況Table 7 Supporting axial force coherence test condition

由圖10a可知,第2道伺服(3-3,3-4支撐)軸力的施加對同道支撐軸力影響較大,但豎向影響較小,距支撐架設處越遠,軸力影響越小。

由圖10b,10c可知,第3道鋼支撐(4-3,4-4支撐)及第4道鋼支撐(5-3,5-4支撐)的軸力施加均對豎向支撐軸力影響較大,對水平向支撐軸力影響較小,且支撐相距越遠軸力影響越小。

實測數據反映了支撐架設對鄰近已架設完成支撐軸力的影響,影響表現出較高的空間性。在進行主動控制過程中,運用多目標動態控制法及時調整支撐的軸力,提前預測軸力損失可提高變形控制的精準性,能進一步推動主動控制精細化的發展與應用。

4.4 軸力作用下圍護結構迎土面土壓力的演化規律

根據連續體影響性原理,支撐軸力的改變不僅會導致支護體系力學狀態的改變,同樣也會引起地層中土壓力的變化。通過工程現場監測圍護結構迎土面土壓力,得到支撐軸力對圍護結構迎土面土壓力的影響規律,如圖11所示。因現場施工破壞缺少第4道伺服鋼支撐處的相應數據。通過對比可知,現場實測土壓力介于靜止土壓力與主動土壓力之間(實測值與計算值均為水土總側壓力),各支撐處實測土壓力與計算土壓力如表8所示。

表8 實測土壓力與計算土壓力Table 8 Measured earth pressure and calculated earth pressure kPa

由圖11a可知,當鋼支撐軸力施加時,第1道鋼支撐處迎土面土壓力隨圍護結構側向變形先減小后增大,土壓力變化范圍在朗肯主動土壓力和靜止土壓力之間,由于在基坑坑內降水過程中,圍護結構已發生了側向變形,所以實測土壓力小于靜止土壓力。

由圖11b,11c可知,第2道及第3道鋼支撐處迎土面土壓力均隨圍護結構側向變形的增長整體呈減小趨勢,土壓力變化范圍在朗肯主動土壓力和靜止土壓力之間,在基坑開挖到底后實測第2道鋼支撐處迎土土壓力接近朗肯主動土壓力。

現場實測土壓力均在主動土壓力與靜止土壓力之間,隨著圍護結構側向變形增加,支撐處迎土面土壓力逐漸減小,直至開挖到底時,迎土面土壓力接近朗肯主動土壓力,且土壓力隨支撐處圍護結構側向變形減小而增大。

4.5 溫度變化對圍護結構側向變形的影響

由于金屬的熱脹冷縮,鋼支撐軸力會隨溫度的變化發生明顯變化。而鋼支撐軸力又與圍護結構側向變形相關,因此有必要研究溫度對鋼支撐及圍護結構側向變形的影響。為此,選擇無荷載變化影響的工況,研究溫度變化下P14測孔的變形,研究工況如表9所示。溫度變化對鋼支撐軸力、圍護結構側向變形的影響如圖12所示。

表9 溫度變化下圍護結構側向變形工況Table 9 The lateral deformation conditions of the enclosure structure under the temperature change

圖12 鋼支撐軸力、溫度與對應圍護結構側向變形Fig.12 Axial force, temperature of steel supportand lateral deformation of corresponding enclosure structure

由圖12可知,伴隨溫度升高,支撐軸力逐漸增大且圍護結構側向變形逐漸減小,軸力與側向變形隨溫度的變化具有較明顯的滯后效應。由于材料的熱脹冷縮需要一定時間,溫度先升高到一定程度后,鋼支撐軸力再上升到最大;而伴隨軸力增大,對應支撐處的圍護結構側向變形則同步減小。

試驗過程中,隨著溫度升高,第1道鋼支撐軸力上升約25%,相應位移從4.69mm減小為4.13mm,減小幅度11.94%;第2道鋼支撐軸力上升約11%,相應位移從14.23mm減小為13.63mm,減小幅度為4.22%;第3鋼支撐軸力上升約9.9%,相應位移從24.89mm減小為24.27mm,減小幅度為2.49%;第4道鋼支撐軸力上升約6.7%,相應位移從32.83mm減小為31.77mm,減小幅度為3.23%。由于基坑越深處光線越少,各支撐軸力隨溫度的變化與所處深度成負相關。支撐所處深度越深,受氣溫變化的幅度越小。

上述數據實際上是對軸力-變形影響性的進一步驗證,即溫度的變化引起了支撐軸力的變化,軸力改變后進而影響了圍護結構的側向變形,是軸力作用下基坑力學場演化研究的一部分。

5 結語

本文依托14號線浦東南路站附屬結構基坑開展原位試驗,對軸力作用下基坑力學場的演化規律進行了深入研究,得到以下結論。

1)原位試驗數據表明連續體變形協調方程所體現的影響性是客觀存在的,通過主動調控支撐軸力能改變支護結構和土體的力學狀態,基于軸力的圍護結構側向變形主動控制是可行的。

2)支撐軸力的變化會引起圍護結構迎土面土壓力的變化,對比理論計算與現場實測土壓力發現,其土壓力實測值介于靜止土壓力與主動土壓力之間,軸力增大時圍護結構側向變形減小、迎土面土壓力增大,表明軸力對土層力學狀態影響同樣存在。

3)支撐軸力隨溫度的升高而增大,且具有較明顯的滯后效應,支撐所處深度越深,受氣溫變化影響的幅度越小;支撐軸力的變化同時導致圍護結構側向變形的增大或減小,表明溫度引起的軸力變化同樣會影響圍護結構的力學狀態。