李 兵,隋 文,谢 晋

(沈阳建筑大学土木工程学院,辽宁 沈阳 110168)

地下城市轨道交通系统对比其他在日常生活中经常使用的交通方式[1-3],有着诸多的优点。但其施工持续时间长,不可控风险多也是应该重点考虑的问题。特别是当发生地震、爆炸等可能对施工进程产生威胁的重大灾害时,会严重威胁地铁深基坑周边的人身安全和施工进度[4-8]。现有研究方法有静力法[9]、反应位移法[10]、动力时程分析法[11]、模型试验分析法[12]等。

张社荣等[13]研究了注浆加固方法应用在盾构隧道的方案,并提出使用Abaqus研究不同注浆方法下的地表沉降和管片内变形情况,对注浆加固这一施工方法叙述详细,但其未考虑在遇到地震荷载作用时注浆加固后的结构性能变化;周丁恒等[14]对近接地铁条件下深基坑施工方面进行研究,考虑了近接地铁车站和区间隧道的深基坑工程并以深层土体位移、地面沉降、地下水位变化及支撑轴力为研究对象,得出其数值变化规律。但现阶段对注浆加固方法用于深基坑施工中的实际改进情况并未研究,同时对地震荷载作用下该结构性能变化情况研究较少。

综上所述,笔者基于沈阳市正在建设中的地铁四号线北大营街车站主体结构深基坑工程以及其围护结构的实测数据进行数值模拟分析,通过MIDAS/GTS NX对其深基坑及其影响范围内的建筑结构进行三维建模,分析地震作用下注浆加固对地铁深基坑支护结构产生的影响,得出注浆加固施工方式,对地震荷载作用下深基坑支护结构性能有一定改进作用,可以有效提高其使用性能。

1 基于现场实际监测数据的有限元分析模型的建立与验证

1.1 工程概况

沈阳市地铁四号线北大营街车站主体的深基坑工程,其工程设计将地铁的深基坑工程分成6个步骤进行开挖,在施工现场深基坑围护桩各处的深层水平位移监测点共有16处,其编号为CX-1～CX-16。同时在支护结构中所设各层钢支撑位置布置轴力监测部位,在文中共设置20个观测点位,其中ZL1-1代表该观测点位置布置在围护结构中第一层钢支撑的一号观测点位置,笔者设置深层水平位移监测点平面布置图见图1。深基坑现场支护结构中的钢支撑轴力观测点设置位置与施工区域附近的建筑物位置的布置示意图见图2。

1.2 抗震分析模型建立

1.2.1 深基坑参数

笔者严格按照地铁深基坑各个施工步骤进行施工开挖的模拟过程中,对模型中涉及的土体本构模型使用Mohr-Coulonb本构准则[6]进行模拟,并将建立的有限元模型范围内力学性质相同或相似的土体进行合并。

图1 水平位移测点示意图Fig.1 Schematic diagram of horizontal displacement measuring points

图2 钢支撑观测点位示意图Fig.2 Schematic diagram of steel support observation points

模拟过程中具体涉及的各类土层厚度与土层模拟所需要的相关参数为实地测量所得,其具体数值如表1所示。

表1 主要土层参数Table 1 Main soil layer parameters

笔者对地铁主体位置的深基坑地下连续墙体结构周边各类土体进行注浆加固,用该种方式改变深基坑周边土体的性质[16]。针对该种工况,对地铁主体位置的深基坑地下连续墙影响范围内5 m宽,15 m深的各类土体进行注浆加固处理,其所得参数为实地测量所得,其注浆加固前后各个土层参数如表2所示。

表2 加固后土层参数表Table 2 Parameters of soil layer after reinforcement

深基坑应使用支护结构进行保护,位于地铁深基坑南侧扩大段范围内的围护桩,采用φ1 200@1 500钻孔灌注桩。地铁车站标准段施工深基坑范围内的围护桩,采用直径为1 000 mm，间隔为1 400 mm的钻孔灌注桩,在其北端采用直径为1 000 mm，间隔为1 400 mm的钻孔灌注桩。在钻孔灌注桩之间设置支撑,在支护结构中的第一道支撑材质为混凝土,其余道材质为钢,基坑支护结构所涉及参数如表3所示。

表3 深基坑支护结构各部部件设计参数Table 3 Designed part parameters of deep foundation pit supporting structure

笔者将支护结构中使用的支护排桩等效为平板式连续墙,通过刚度转换将支护桩转化为同等刚度下的壁式地下连续墙进行模拟计算,该种情况下的刚度计算式如下:

(1)

(2)

式中:D为深基坑支护结构灌注桩直径;t为支护结构相邻灌注桩间距;h为等刚度转换后壁式地下连续墙厚度。

在基坑开挖后，位于地铁深基坑南端的盾构扩大段的地下连续墙，等效后结构厚度h为0.9 m,东西两侧及北侧等效后地下连续墙厚度为0.8 m。模拟施工开挖各阶段如表4所示。

表4 施工阶段表Table 4 Construction stage table

1.2.2 场地范围内建筑物参数

沈阳市大东区合作街26号思和苑小区公寓楼为开挖深基坑范围内西南角位置现存建筑物,该建筑物为框架结构,建筑物总层数为28层,其中包括地下室2层,建筑物楼板厚度为0.2 m,建筑物中桩、梁、板、柱部分,混凝土强度均为C30,在有限元模拟中,涉及的C30混凝土参数主要包括混凝土泊松比、混凝土弹性模量、混凝土重力密度,其参数如下：泊松比为0.2,弹性模量为30 GPa,重力密度为25 kN/m3。

沈阳市大东区北海街32号楼位于开挖深基坑的东北角,该建筑物采用砖混结构,共有5层,楼板使用预制混凝土板,楼板厚度为0.2 m。

沈阳市大东区合作街21号楼位于合作街路东,与地铁站相距约18 m,与基坑长边处于平行方向,该建筑物采用砖混结构,整体共分为7层,建筑物楼板采用预制混凝土板,厚度为0.2 m。

1.2.3 有限元模型参数

笔者建立的有限元模型取实际施工范围内长×宽×深为260 m×180 m×75 m,其X轴方向长180 m,Y轴方向长260 m,Z轴方向长50 m。因在开挖施工阶段开始前,施工区域内地下水位降低至基坑开挖面以下,故笔者忽略土体出现固结及蠕变情况对深基坑及围护结构模型计算产生的各种影响,在有限元模型建立过程中,共涉及土体、地下连续墙和深基坑围护结构。各层土体使用3D实体单元进行建模计算、等效后的地下连续墙采用2D板单元进行建模计算、开挖后深基坑围护结构既文中纵钢支撑采用1D桁架单元进行建模计算[15]，有限元模型建模如图3所示。

图3 有限元模型示意图Fig.3 Schematic diagram of finite element model

1.3 抗震分析模型验证

笔者选择实际测量中最具代表性的水平位移监测点进行有限元分析,并将其实测数据与模拟结果进行对比,选取的位移监测点为CX-8,该点位为位于地铁深基坑的南侧扩大段中部位置的位移监测点位,其实测值与模拟值对照曲线如图4所示。由分析结果可看出,笔者的模拟过程能有效反映实际工况。

图4 有限元模拟数据与实测数据对比Fig.4 Comparison between finite element simulation data and measured data

2 深基坑支护结构抗震性能分析

2.1 结构时程分析过程参数选择

笔者使用动力时程分析进行地铁深基坑的抗震性能分析,并选取两种不同的地震波进行抗震性能模拟分析,即EL-centro地震波[16]、汶川地震加速度[17]。

根据建筑抗震设计规范对抗震性能分析的规定,应对模拟中涉及的地震加速度时程曲线，取其0～5 s时域进行分析，且该时域内应包含地震加速度峰值。

2.2 基于时程分析方法的结构抗震性能分析

2.2.1 地震分析方式及曲线选择

在地震的时程分析模型中,用于抗震性能分析中使用的地震加速度峰值,应与规范中模拟位置所在地区要求的抗震设防烈度,既模拟所在地区的多遇地震和罕遇地震两种情况下，地震加速度峰值相当,当两者相差较大时,可按照如下公式对选取的地震波进行适当调整。

(3)

2.2.2 注浆加固前后钢支撑结构抗震性能的对比分析

笔者使用调整后的地震波对笔者建立模型进行抗震性能分析,并对深基坑支护结构中的钢支撑所产生的各项数据进行分析,图5为调整后汶川地震波作用下,模拟土体加固前后围护结构中各层钢支撑最大轴力数值变化对比。图中将每层钢支撑观测点以5个观测点为一组进行绘图,共分为四组,如1-1为第一层钢支撑第一个观测点。

通过对地铁深基坑周围土体加固[18]前后,不同组观测点位置最大轴力折线图分析得出,对深基坑施工影响范围内的土体进行注浆加固可以有效减小一二层钢支撑所受的轴力作用,但注浆加固的方法对第三层钢支撑的轴力作用改善效果并不明显。对上层土体进行注浆加固后,位于第四层钢支撑的最大轴力值普遍较注浆前增加。造成该种现象是因为深基坑上部土体在进行注浆加固后, 土体重力密度上升,该部分土体对其下部施加侧向压力,并造成该部分的地下连续墙结构在第四层钢支撑处的侧壁土压力上升。上述第四层钢支撑轴力值普遍增加的问题可利用加大注浆加固深度的方式来解决。

图5 调整后汶川地震波作用土体加固前后深基坑支护结构各层钢支撑最大轴力对比

图6为EI-centro地震波作用下土体注浆加固前后的围护结构中各层钢支撑模拟得到的最大轴力值对比图。

对图6进行分析,北海街32#楼区域内观测点位为第一组观测点,通过该观测点位数据对比土体加固前后的变化,该组观测点中大部分测量点位出现轴力最大值下降现象,ZL2-2观测点的周边土体在注浆加固前后的最大轴力下降16.131 kN,该点位为该部分数据中,轴力最大值变化最明显的点位。通过第一组观测点的数据分析,在注浆加固前后，第四层钢支撑最大轴力值变化不大,即该种改进方式对该部分第四层钢支撑的改进效果较差。

图6 注浆加固处理前后EL-centro地震波作用下深基坑各层钢支撑支护最大轴力值变化趋势图Fig.6 Variation trend of maximum axial force at each steel support layer of deep foundation pit under El Centro seismic wave before and after grouting reinforcement

位于合作街21#楼范围内轴力观测点为笔者设置的第二组观测点,通过分析第二组第一层钢支撑最大轴力观测数据,在EL地震波作用影响下,该范围内的围护结构钢支撑的轴力最大值在注浆加固前后数值增大,其中ZL1-8点的最大轴力值增加至8 813 kN,该点位为该组测量点中数值变化最大的测量点。在土体加固前后,各组观测点位的第四层钢支撑为各组钢支撑轴力最大值中最大的,在该部分观测点位中,土体注浆加固前后,第四层钢支撑监测到的最大轴力值均有所下降,其中ZL4-7点位的最大轴力值在注浆加固前后减少22.905 kN。该点位为该组监测点中最大轴力值减少最大的点位。

3 结 论

(1)通过对汶川地震和EL-centro地震作用下各层钢支撑最大轴力图进行对比可以得出,在地震作用下注浆加固部分处理后的钢支撑轴力变小,且当钢支撑处于土体加固区与非加固区之间时,钢支撑应力与变形情况发生突变。

(2)通过对不同观测点处轴力曲线进行分析,在对地铁深基坑维护结构使用土体注浆加固方式进行加固后,当观测的钢支撑位置越接近于加固区与非加固区交界位置处,其轴力值越大,即注浆加固对其轴力值控制效果越差。

(3)在不同的地震荷载作用下,各观测点位置处钢支撑反应各不相同,是因为不同的地震荷载作用时,地震加速度峰值不同与地震加速度随时间变化速率不同所导致。