陶文涛,湛海群,孙 毅,谢 俊,罗会平,董 俊,安旭文
(1.武汉地铁集团有限公司,武汉 430077; 2.湖南省工程建设监理有限公司,长沙 410000;3.中铁第四勘察设计院集团有限公司,武汉 430063;4.武汉大学 土木建筑工程学院,武汉 430072)
以地铁地下车站为代表的地下构筑物,由于埋入地下较深,结构上部荷载较小,尤其是地下水位较浅的地区,受地下水浮力的影响较大,地下结构的抗浮问题突出[1]。根据地下构筑物抗浮设计的内容可知,地下构筑物抗浮设计主要有两种思路[2]:一种是被动抗浮的方法,即采取措施增加结构物的抗浮力,增加抗力来提高地下构筑物的抗浮稳定性,例如配重法、设置抗浮桩或抗浮锚杆等;另一种是主动抗浮的方法,即采取措施降低地下水位,减小地下构筑物承受的上浮荷载来提高地下构筑物的抗浮稳定性,例如,泄水减压抗浮。目前,大部分地下构筑物采用被动抗浮的方法来解决抗浮问题,主动抗浮的方法在实际工程中的应用相对较少[3-4]。对于地铁车站等这一类地下结构,由于上部荷载较小,延伸较长,跨越多种地质单元,施工和运行过程中受地下水的影响较大,特别是当地下水位较高时,由于没有足够的上部荷载与浮力相平衡,其抗浮问题更为突出。采取配重法、设置抗浮桩或抗浮锚杆等这种以“抗”为主的被动抗浮方法往往导致经济成本大幅度增加。同时由于设计水位的难以确定和土层的复杂多变,设置抗浮桩或抗浮锚杆也存在较大的不确定性,导致结构出现问题的工程也屡见不鲜[5]。
地下水浮力是造成地下构筑物上浮的主要因素,泄水降压就是通过一定的构造措施和排水设备来消除或减小施加到地下构筑物上的浮力来达到抗浮的目的。近年来,泄水降压技术在实际工程中的应用也日益增多。王世明[6](1994年)根据上海地区的软土地质条件和和地下水位高的特点,提出了倒滤层排水法,在解决地下结构抗浮方面取得了显著的经济效益。贾志清[7](2011年)针对贵广铁路佛山隧道进口引道段的抗浮问题,提出通过泄水降压层引排上层地下水,降低结构抗浮的设计水位,采用泄水降压与抗拔桩相结合的方式,大大减少了抗拔桩的数量和深度。刘畅等[3,8](2009年和2013年)根据深圳福田站地下综合交通枢纽地下围护结构的布置,采用有限元法和经验公式法计算室内地下水的排水量,分析了泄水抗浮方案的可行性。新加坡环球影城项目具有临海建筑受潮汐、地下水和不良地质条件等各种作用综合影响的特征,经综合分析采用由泄水降压系统与泄压安全控制系统构成的泄水降压新技术,很好地解决了该项目可能存在的基底隆起或结构整体上浮的问题[9-10]。曹洪等[11](2016年)结合实际工程,采用泄水降压技术降低基底水浮力,同时考虑到该工程地层中存在地下水补给相对充分的强透水层,在地下室周边设置止水帷幕截断基坑内外的水力联系通道,以增加泄水降压系统的可靠性和耐久性。
泄水降压技术在实际工程中的应用日益增多,并取得显著的社会和经济效益。但目前大都是针对具体的工程项目,结合具体工程的特点,为解决地下构筑物的抗浮问题作了非常有益的探索。本文针对武汉长江三级阶地的地质条件,采用数值模拟与模型试验相结合的方法,对武汉地区地铁地下车站的基底水浮力进行研究,通过不同地层条件下渗流量的计算和试验结果,验证盲沟泄水抗浮的可行性。研究成果可为武汉地区地铁地下车站结构的抗浮稳定设计提供理论依据和技术支持,同时也可供市政地下工程及地下空间等工程结构的抗浮稳定设计提供参考。
为进一步验证泄水降压抗浮技术的可行性,针对武汉长江三级阶地的地层特点,采用盲沟泄水降压的试验模型,对不同工况下盲沟泄水时各测点的总水头和压力水头以及盲沟渗流量等方面进行理论分析和试验研究。
2.1 盲沟泄水降压试验模型的设计
近年来,武汉地区新建的地铁车站往往建在长江三级阶地。武汉长江三级阶地地层的特点自地表向下依次为填土、老黏土层,下部为含角砾的黏土层,局部为红泥砾或卵砾石层。含水层的土体颗粒级配较好,且含有粉质黏土或粉土透镜体,极大地削弱了含水层的透水性,渗透系数和影响半径均比较小[12]。三级阶地地铁车站的持力层一般布置在渗透系数较小的黏土层中。
根据长江三级阶地的地质特点和盲沟泄水降压的原理,本文设计了盲沟泄水降压抗浮的试验模型,如图1所示。图1(a)中S开头的字符串表示测点编号。试验中选取武汉长江三级阶地的黏土和砂土,砂土的厚度为2.0 m,黏土的厚度为4.0 m;试验土层的宽度为3.0 m。土体中心位置布置一带有反力支架的圆柱形钢内筒模拟构筑物,构筑物底部黏性土层的厚度为2.0 m。同时在构筑物底部设置直径为1 500 mm、高度为300 mm的筒底盲沟1,试验内筒侧壁标高为3.0～3.5 m的位置处设置宽度为300 mm的环形盲沟2。
图1 试验模型剖面图及平面图Fig.1 Sectional and plan view of test model
2.2 孔隙水压力的试验结果和理论分析
根据上述试验模型,自试验模型顶部卵石层注水,渗透砂土层和黏土层进入盲沟,然后由盲沟泄水测定试验筒底和周边的渗透压力。通过盲沟1单独泄水(工况1)、盲沟2单独泄水(工况2)以及盲沟1和盲沟2共同泄水(工况3)共3种工况,采用试验研究和理论分析相结合的方法,从试验池内各测点的总水头、压力水头和盲沟的渗流量等方面对盲沟泄水降压的可行性进行了研究。限于篇幅,这里仅给出不同工况下距盲沟0.25 m处渗压计B1的压力水头测量结果,如图2所示。由图2可见,3种工况下,泄水后压力水头均较泄水前明显减少,其中工况3中由于2个盲沟共同泄水,压力水头下降最为明显。
图2 不同工况下距盲沟0.25 m处渗压计B1的测量结果Fig.2 Measurement results of osmometer B10.25 m away from blind trench under different working conditions
上述试验研究和理论分析结果表明:
(1)在盲沟泄水之前,由水位管和渗压计的测试结果可知,不论是砂土层、还是黏土层,也不论测点距盲沟距离的远近,试验池中各测点的总水头基本上都可以达到6.0 m,各测点压力水头随埋深的增加而呈线性增长,如图中泄水前的压力水头变化。说明在地下水位以下的砂土层或黏土层中,如果不采取相应的泄水措施,尽管由于黏土渗透系数较小,孔隙水压力在黏土中的传递具有比较明显的滞后现象,但经过足够长时间的渗透以后,砂土层和黏土层中的水位最终均会上升到理论水位。因此,地下构筑物的抗浮设计水位应取为理论水位,不论是砂土层还是黏土层,不应考虑压力水头的折减。
(2)盲沟泄水过程中,由于砂性土的渗透性大,在砂性土层中总水头的损失较小,水头的损失主要集中在黏性土层中。在黏性土层中,由于盲沟的泄水降压作用,各点水头的损失与该点距盲沟的距离有关,距盲沟越近,水头的降低越显著;距盲沟越远,水头的降低幅度越小。
(3) 在工况1和工况3下盲沟1泄水,当盲沟泄水稳定后,在埋深为2.0 m以内的砂土层中,由于砂土的渗透性较强,水头有所降低,但降低幅度很小。在埋深为2.0 m以下的黏土层中,由于黏性土的渗透性较弱,不同测点处压力水头的降低幅度有所不同。距离盲沟较近的内筒筒壁附近,由于盲沟的泄水降压作用明显,各测点的压力水头在局部范围内显著降低;距离盲沟较远的黏土层内,盲沟的泄水降压效果逐渐减弱。在工况2下,当布置在内筒侧壁的盲沟2泄水稳定后,由于盲沟2的泄水降压作用,试验筒底以及试验内筒侧壁的压力水头均有较大幅度的减小,虽然试验筒底的压力水头未能降低到0.0 m,但筒底的压力水头由4.0 m降为1.85 m,较理论压力水头也有大幅度的降低,且盲沟2所在位置处,内筒侧壁上所承受的侧向压力水头为0.0 m。
(4)在黏土层中布置盲沟泄水,可有效降低构筑物底部的水压力,从而达到主动抗浮的目的。根据各测点压力水头趋于稳定后的实测结果,计算该点压力水头实测值与静水压力的比值,即为盲沟泄水时相应测点处的水压力折减系数η。结果表明,在工况1和工况3下,由于盲沟1泄水,试验内筒底部的压力水头为0.0 m,相应的η基本上为0.0;在工况2下,盲沟2泄水,虽然试验内筒底部的压力水头没有减小到0.0,但也有较大幅度的降低,η在0.462～0.471之间。同时,盲沟2的泄水降压作用有效降低了构筑物墙体所承受的侧向水压力。
因此,在实际工程中,可考虑在构筑物底板下部合适的位置布置盲沟,通过泄水降压的方式降低构筑物的浮力;亦可考虑在构筑物底板下部与侧壁上布置盲沟,由侧壁盲沟和底板盲沟联合排水,除可降低构筑物底板的浮力外,还可降低地下构筑物外墙的侧向水压力。
2.3 盲沟渗流量的试验结果与理论计算结果
盲沟泄水稳定后,分别对3种工况下盲沟的渗流量进行多次试验,结果见表1。根据盲沟过水面积的大小,表中计算了盲沟单位面积上的渗流量。同时,为便于比较,表中还给出了不同工况下盲沟渗流量的计算结果。
表1 盲沟渗流量的试验结果Table 1 Test results of seepage flow of blind trench
由表1可知,盲沟泄水稳定后,经过多次泄水计量,工况1下盲沟1的平均渗流量为0.133 6 m3/d,为渗流量理论计算结果的3.20倍;工况2下盲沟2的平均渗流量为0.236 5 m3/d,为理论计算结果的2.98倍;工况3下盲沟1和盲沟2共同泄水,其平均渗流量为0.248 6 m3/d,为理论计算结果的3.05倍。这可能是由于土体中仪器电缆线和试验内筒的存在以及试验中可能存在土体压实不均匀的现象,导致黏性土的实际渗透系数高于测量值,使得盲沟渗流量的试验结果有所增加,但不同工况下,盲沟渗流量的变化规律基本一致。如果考虑盲沟的过水面积,盲沟1和盲沟2的过水面积分别为3.181 m2和6.692 m2,3种工况下单位面积上的平均渗流量均较小。
为便于比较,根据筒底盲沟1渗流量的试验和理论计算结果,近似估算典型地铁地下车站基础底板下盲沟满布时的渗流量。
一典型地铁车站长度为200 m,宽度为20 m,基础底板的埋深为-17.0 m,车站顶部的埋深为-14.0 m,车站上部有3.0 m厚的覆土,假设该地铁车站基础底板下部满布盲沟。
根据达西定律可知,在一定速度变化范围内,流体通过多孔介质的渗流量Q与过水断面面积A和两点之间的水头差ΔH=H1-H2呈正比,与渗流路径的长度L呈反比,即
(1)
式中:k为比例系数,也称为渗透系数;H1、H2分别为渗流起点和终点的水头。
渗流量估算中,试验模型从池顶到筒底的水头差ΔH=4.0 m,盲沟1的表面积为A=3.181 m2。渗流路径计算中,上面2 m厚的砂土层引起的水头损失较小,可忽略不计;黏土层中不同点到筒底的渗流路径差异较大,近似按最短渗流路径L=2.0 m估算。
在地铁车站中,假设从地面到车站基底为同一种黏土,且其渗透系数与试验用黏土的渗透系数相同。车站顶部考虑3 m厚的覆土,基底可考虑保留6 m的压力水头与其相平衡。即通过盲沟泄水降压的方式,将车站基底的压力水头由原来的17 m降为6 m,则从地面到基底的水头差ΔH=11 m。车站长度200 m,取单位长度1 m估算,基底按盲沟满布的情况估算,即单位长度车站基底的盲沟表面积按A=20.0 m2考虑。地表水的渗流路径亦近似按最短渗流路径L=17.0 m估算。
根据试验模型渗流量的计算结果和试验结果分别按比例对地铁车站单位长度的渗流量进行了估算,结果如表2所示。由表2的估算结果可以看出,按试验模型的有限元计算结果和试验结果估算的地铁车站单位长度的盲沟渗流量分别为0.084 8 m3/d和0.271 8 m3/d,与试验模型的计算结果和试验结果相差不大,约为2倍。这主要是由于盲沟泄水时,其渗流量Q除与盲沟的过水面积A有关外,而且与两点之间的水位差ΔH和渗流路径L有关。
表2 典型地铁车站单位长度的渗流量估算Table 2 Estimation of seepage flow of typical subway stations per unit length
整个地铁车站长度按200 m计算,根据表2估算的典型地铁车站单位长度的渗流量结果,则典型地铁车站每天的渗流总量分别为17 m3和54 m3。
为便于比较,根据典型地铁车站的平面尺寸,本文对上述典型地铁车站建立了二维有限元模型,计算地铁车站的渗流量。地铁车站的宽度为20 m,高度为14 m,车站顶部埋深按3 m考虑,因车站沿长度方向较长,为简化计算,按平面问题考虑,取1 m长进行计算。模型建立中,为考虑周围环境对车站基底盲沟渗流量的影响,车站沿宽度方向左右各延伸50 m;底部按高新四路地铁车站的地质报告,取至不透水层顶部的平均深度,即取至地下-38.000 m处。假设从地面到车站基底为同一种黏土,且其渗透系数与试验用黏土的渗透系数k相同,取k=1.772×10-6cm/s。车站顶部为3 m厚的覆土,基底保留6 m的压力水头与其相平衡。车站底部布置盲沟泄水时,基底及周围土层中的压力水头变化如图3(a)所示,车站周边的流速矢量图如图3(b)所示。
图3 典型车站底部的压力水头和流速矢量分布Fig.3 Pressure head and velocity vectors at the bottom of a typical station
由于地铁车站尺寸较大,盲沟泄水过程中,流速较大的区域主要集中在车站基底拐角附近,如图3(b)所示,底板中部大部分位置的流速很小,故单位长度地铁车站底部盲沟的渗流量仅为2.722×10-7m3/s,若保证基底盲沟的压力水头为6.0 m,则单位长度车站盲沟的泄水量为0.023 52 m3/d,小于表2的估算结果,由此求得整个地铁车站每天的渗流总量仅为5 m3左右。由此可见,采用盲沟泄水,不仅可有效降低盲沟处的压力水头,且盲沟的渗流量较小,对周边环境的影响也较小。因此,当地铁地下车站基底位于长江三级阶地渗透性较弱的黏土层中,采用盲沟泄水降压技术是可行的。
在实际工程中,由于基础底板的面积往往较大,同时在实际工程中土层性质往往比试验模型的要复杂。因此,盲沟泄水降压技术的应用还需要在实际工程中做进一步的验证。
盲沟泄水降压技术在实际工程中成功与否的关键因素在于两个方面:一是泄水降压对周边环境影响的大小;二是泄水降压系统的可靠性和耐久性[11]。根据模型试验的理论分析和试验结果以及典型地铁车站的有限元计算结果可知,当地下构筑物基底位于弱透水层中,在合适位置处设置盲沟可有效降低浮力和侧壁水压力。当盲沟周边的弱透水层具有一定的厚度,利用弱透水层渗透系数较小的特点,亦可减小盲沟泄水对周边环境的影响。故这里初步探讨盲沟的可靠性和耐久性问题。
在实际工程中,盲沟一般采用砂石或土工织物制成,其内部存在孔隙,渗流水通过盲沟孔隙排水。一般认为,早期盲沟孔隙介质较大,往往具有很好的泄水降压功能,但随着时间的推移,黏土层中的细小颗粒将逐渐随渗透水进入盲沟,导致盲沟孔隙减小,渗透系数降低,从而影响盲沟的泄水降压功能,甚至可能出现淤堵的现象[13],从而引起盲沟泄水的可靠性和耐久性问题。
大量试验研究表明,土工织物作为反滤、排水材料时,具有良好的排水和保土能力,这也是土工织物在进行产品和材料选型时的关键技术参数。在土工织物与被保护土层之间铺设一层砂石垫层,可以明显改善反滤层的过滤效果和土工布淤堵的情况[14]。因此,为保证排水盲沟的可靠性与耐久性要求,建议在排水盲沟的周边布置土工织物反滤层,且土工织物反滤层应满足下列要求:
(1)透水性要求。能及时将反滤层内的渗透水导入盲沟,以防止反滤层在高孔隙流水压力作用下发生较大的流失和变形。因此,要求土工织物的渗透系数应大于被保护土体的渗透系数。
(2)保土性能要求。防止被保护土体的细颗粒随渗透水流失。因此,土工织物的有效孔径应能挡住被保护土体的颗粒。这与土工织物反滤层的透水性要求往往是相互制约的。
(3)力学性能要求。土工织物必须具有一定的强度、抗蠕变性能和抗冲击性能。
(4)耐久性能要求。为保证泄水盲沟的长期稳定性,土工织物反滤层应具有良好的耐久性能,与结构的设计使用年限相一致。
土工织物反滤层的选型和关键控制参数应根据实际工程的土颗粒分析的试验结果,按照国家现行标准《土工合成材料应用技术规范》(GB/T 50290—2014)[15]的规定计算确定。
土工合成材料在长期使用过程中也存在老化问题,由于土工合成材料的老化等原因,使其过滤、泄水和减压功能部分或完全丧失,进而使砂石垫层的渗透系数加大、最终导致盲沟的泄水降压面临失效的风险。因此,对于盲沟泄水的耐久性问题还需进一步研究。
根据武汉长江三级阶地的地层特点,分别从泄水降压技术在实际工程中的应用、盲沟泄水降压试验模型的理论分析和试验结果等方面,对盲沟泄水降压的可行性进行了分析,主要研究结论如下。
(1)泄水降压技术可以有效降低甚至完全消除地下构筑物的抗浮水位,不仅可解决地下构筑物的抗浮问题,还可减小地下构筑物抗浮所需要的抗拔桩和基础底板的厚度,显著降低构筑物的建造成本,节约工期,充分体现绿色节能的特点;且盲沟泄水措施具有构造简单、施工方便、可操作性强等特点;盲沟泄水措施的适应性强,适用于不同深度、不同类型的地下构筑物,尤其对上部结构自重较轻的地铁车站的抗浮有着广阔的应用前景。
(2)试验模型的理论分析和试验结果表明,当地下构筑物基础底板位于渗透性较弱的黏性土中,设置盲沟可有效降低盲沟设置位置处局部范围内的压力水头,减小地下构筑物底板和侧壁上的水压力;同时由于黏土层的渗透性较弱,盲沟的渗流量较小,可减小盲沟长期泄水对周边环境的影响。因此,当地铁地下车站基底位于武汉长江三级阶地的黏土层中,采用盲沟泄水降压技术是可行的。
(3)为保证泄水盲沟的可靠性与耐久性要求,建议在泄水盲沟的周边布置土工织物反滤层,且土工织物反滤层的设计应满足透水性和保土性要求,且土工织物的材料性能应满足一定的强度、蠕变和抗冲击要求以及耐久性的要求。
(4)在实际工程中,由于基础底板的面积往往较大,同时在实际工程中土层性质往往比试验模型要复杂得多。因此,盲沟泄水降压技术的应用还需要在实际工程中做进一步的论证。
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