砂卵石地層圓形深基坑支護結構土壓力

摘要：在以砂卵石地層為主的成都平原地區，近年來圓形深基坑工程逐漸出現，但一直無適宜的支護結構土壓力的確定方法，對土壓力分布特征尚不清楚。運用彈塑性數值模擬方法，充分考慮樁土變形協調關系，確定了成都地區砂卵石地層的圓形深基坑支護結構上土壓力的分布規律，呈現出在圍護樁中下部偏大的近似三角形分布模式，平均值小于Rankine主動土壓力。開展了模型試驗研究，針對試驗模型，數值計算值與試驗值分布規律整體上具有相似性，二者較為接近，說明了數值計算結果具有一定的合理性。

關鍵詞：砂卵石地層；圓形深基坑；土壓力；數值模擬；模型試驗

中圖分類號：TU470

文獻標志碼：A

文章編號：1674-4764（2013）04-0089-05

圓形深基坑因其內部空間大等突出優點而越來越多地出現在工程實踐中，但目前的圓形深基坑工程大多集中在軟土地區，且主要采用地下連續墻作為圍護結構^[1-2]。近幾年來，伴隨著經濟的發展，以砂卵石地層為主的成都平原地區也逐漸出現了圓形深基坑工程。典型實例為目前中國西南地區最深的德陽二重廠熱處理車間新增淬火爐裝置深基坑工程，其開挖深度達到37.4 m，采用鋼筋混凝土排樁與鋼腰梁構成的排樁框架支護結構，基坑直徑約為12 m。對于軟土地區采用地下連續墻支護的圓形深基坑，已有許多學者研究了相關計算方法^[3-12]，主要表現為基于平面彈性地基梁或三維彈性地基板的圓形地下連續墻算法，對相應實際工程問題的分析與解決提供了重要參考依據，但是對于砂卵石地層中采用排樁框架結構支護的圓形深基坑，因在地層條件、支護結構類型等方面與前者存在很大差異，決定了其不能簡單套用前者的相關方法。同時，圓形基坑與普通的矩形基坑有很大的不同，圓形基坑屬于典型的空間問題，且需要充分考慮基坑周圍土體與支護結構之間存在變形協調關系^[13-14]，而按普通的矩形基坑中選取典型地層剖面的平面應變問題求解方法，對圓形基坑并不適合。另外，根據中國《建筑基坑支護規程（JGJ120—2012）》及四川省地方標準《成都地區建筑深基坑工程安全技術規范（DB51/T5072—2011）》，對基坑圍護結構的側向位移限制均較高^[15-16]。因而，對于砂卵石地層中的圓形深基坑排樁框架支護結構，在整個開挖支護過程中，支護結構產生的側移不足以使其后側土體達到極限平衡狀態。實際上，圍護樁后的土體是處于非極限狀態的，對于在坑底以上作用于圍護樁后的土壓力，也不適合采用傳統的Rankine主動土壓力理論計算確定。有鑒于此，有必要針對砂卵石地層圓形深基坑排樁框架支護結構的具體實際情況進行研究，并充分考慮樁土變形協調關系，以合理確定實際作用于圍護樁上的土壓力及其分布規律。

張家國，等：砂卵石地層圓形深基坑支護結構土壓力

1分析模型

如圖1所示的某排樁框架結構支護的圓形深基坑，基坑凈內徑為12 m，坑深33 m。圍護樁直徑12 m，澆筑C30混凝土。樁頂設置冠梁，寬度為12 m，高度為0.8 m。內支撐采用環形箱梁，共設置4道，設置深度分別為7、14、20、26 m，其中前3道支撐尺寸為400 mm×300 mm×14 mm×14 mm（寬×高×壁厚×壁厚），后一道支撐尺寸為600 mm×550 mm×16 mm×16 mm（寬×高×壁厚×壁厚）。排樁墻由28根排樁在平面上以1.5 m等間距排列，樁長40 m，嵌固深度7.0 m。基坑周圍地層由上至下依次粉土（0～3 m）、中密卵石（3～18 m）、密實卵石（18～33 m）、泥巖（33 m以下），各地層土體的主要參數如表1所示。

采用Flac3D進行數值模擬，對地層采用理想彈塑性本構模型和Mohr-Coulomb強度準則，并采用非關聯流動法則；對圍護樁、冠梁、腰梁均采用線彈性模型模擬。模型左右兩側面距基坑中軸線距離為5倍坑徑，采用水平位移約束；底端距樁底0.5倍樁長，采用水平與豎向雙向位移約束。如此建立的數值分析模型如圖2所示。

2計算結果

取施作第1～4道腰梁后、開挖到坑底這5種典型工況的開挖底面以上樁側土壓力計算結果，如圖3所示。

可見，樁后側土壓力均具有隨深度逐漸增大的特征，在靠近開挖面附近土壓力有急劇增大的特點，各工況下樁后土壓力在某種程度上均可近似簡化成三角形分布模式。同時，在開挖施工過程中，每道腰梁施工完成后，樁后土壓力主要在上下兩道腰梁之間有顯著增大，在上一道腰梁以上的部分幾乎沒有變化。在開挖到坑底的工況也有類似特征。這說明各道腰梁起到良好的支撐作用，以致于后續的開挖施工對其上面的部分影響很小。

3.4試驗結果及分析

如圖7所示的分步開挖施工過程中，坑底以上樁側土壓力分布圖。可見，對于坑底以上部分，在加第4道腰梁之前的各工況下，樁側土壓力隨著深度增加具有逐漸增大的特點，在施作第4道腰梁及其以后的工況下，樁側土壓力在基坑深度2/3以下位置沿深度逐漸有所減小，但幅度不大。在開挖深度較淺（約為坑深一半及其以上）的情況下，樁側土壓力沿深度幾乎呈線性增長；但在開挖到3/5坑深以后，樁下部的增長幅度開始逐漸降低，樁側土壓力呈增幅遞減的非線性增長分布。這可能是由于在開挖深度較淺時，基坑周圍土體卸荷量相對較小，開挖深度范圍內的坑周土體變形近似接近于彈性變化特征，土壓力隨深度呈線性增大，但當開挖深度較深時，基坑周圍土體卸荷量相對較大，尤其在開挖底面附近，而上部土體因壓應力較小仍呈現一定的彈性變形特征，但開挖底面附近土體因壓應力較大則呈一定的塑性變形特征，因而沿著整個開挖深度樁側土壓力不再呈連續線性變化。同時，在第4道腰梁施作以前，同一位置的土壓力隨著開挖進行逐漸發生較為顯著的變化，尤其是樁的中上部位置，這是由于樁的中上部變形相對較大，使得土壓力得到一定程度的釋放。在開挖到坑底時，坑底以上近坑底位置樁后土壓力達到約2.0 kPa。

針對試驗模型，根據前述的數值模擬方法可得，在開挖到坑底時刻，坑底以上部分樁側土壓力分布如圖8所示。由同一圖中所示的試驗結果對比可見，本文模擬計算值與試驗值分布規律整體上具有相似性，土壓力整體上均隨深度增加逐漸增大；采用本文方法計算的土壓力值比試驗值平均超出約20%，且在坑深2/3以下計算值與試驗值差別較大，可能是由于數值模型的誤差以及模型樁與土體參數的離散性和某些試驗誤差所致。另外，對比圖8中的靜止土壓力和Rankine主動土壓力結果還可看出，本文方法得到結果比Rankine主動土壓力平均約小30%。總體而言，本文計算結果與試驗值較為接近，且與傳統算法之間也具有良好的可比性，這些均說明了模擬計算結果具有一定的合理性，即圖3所示的開挖施工過程中樁后土壓力分布模式較符合實際。

4結論

圓形深基坑因其諸多優點逐漸應用于成都平原地區（以砂卵石地層為主），然而經典的朗肯土壓力及庫侖土壓力理論并不適用于此類側移較小的基坑支護結構分析。本文采用數值模擬和模型試驗方法研究，主要得到如下結論：

1）可以利用有限差分數值模擬的方法近似計算在開挖施工過程中圓形深基坑圍護樁后的土壓力，在開挖施工過程中，每道腰梁施工完成后，樁后土壓力主要在上下兩道腰梁之間有顯著增大，在上一道腰梁以上的部分幾乎沒有變化，各道腰梁起到了良好的支撐作用。

2）砂卵石地層圓形深基坑樁后土壓力，總體表現為隨深度增加而逐漸增大的特征，在靠近開挖面附近土壓力有急劇增大的特點，各工況下樁后土壓力在某種程度上均可近似簡化成三角形分布模式，土壓力平均小于Rankine主動土壓力，約為Rankine主動土壓力的70%。

參考文獻：

[1]邊亦海， 黃宏偉， 張冬梅. 寶鋼軋機旋流池深基坑的監測分析[J]. 巖土力學， 2004， 25（Sup2）： 491-495.

[2]賈堅， 謝小林， 翟杰群，等.“上海中心”圓形基坑明挖順作的安全穩定和控制[J].巖土工程學報， 2010，32（Sup1）： 370-376.

[3]宋青君， 王衛東. 上海世博500 kV地下變電站圓形深基坑逆作法變形與受力特性實測分析[J]. 建筑結構學報， 2010， 31（5）： 181-187.

[4]翁其平， 王衛東， 周建龍. 超深圓形基坑逆作法“兩墻合一”地下連續墻設計[J]. 建筑結構學報， 2010， 31（5）： 188-194.

[5]王林， 謝亮， 楊文琦，等. 軟土地區深基坑圓筒支護結構三維數值分析模擬[J].建筑結構， 2011， 41（3）： 88-91.

[6]翟杰群， 謝小林， 賈堅.“上海中心”深大圓形基坑的設計計算方法研究[J]. 巖土工程學報， 2010， 32（Sup1）： 392-396.

[7]沈健， 王衛東， 翁其平. 圓形基坑地下連續墻分析方法研究[J]. 巖土工程學報， 2008，30（Sup）： 280-285.

[8]Cheng Y M， Hu Y Y， Wei W B. General axisymmetric active earth pressure by method of characteristics- theory and numerical formulation [J]. International Journal of Geomechanics， ASCE. 2007， 7（1）：1-15.

[9]Cheng Y M， Hu Y Y. Active earth pressure on circular shaft lining obtained by simplified slip line solution with general tangential stress coefficient [J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering， 2005， 27（1）：110-115.

[10]Liu F Q， Wang J H， Zhang L L. Discussion of “General axisymmetric active earth pressure by method of characteristics-theory and numerical formulation”[J]. International Journal of Geomechanics， 2008（8）： 325-326.

[11]Liu F Q， Wang J H， Zhang L L. Axi-symmetric active earth pressure by slip line method with tangential stress coefficient [J]. Computers and Geotechnics， 2009， 36（2）： 352-358.

[12]Youssef M A. Hashash C M. Novel approach to integration of numerical modeling and field observations for deep excavations [J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering， ASCE， 2006， 132（8）： 1019-1031.

[13]Vaziri H H， Simpson B， Pappin J W，et al. Integrated forms of Mindlins equations [J]. Geotechnique， 1982， 32（3）： 275-278.

[14]Vaziri H H，Troughton V.An efficient three-dimensional soil-structure interaction model [J].Canadian Geotechnical Joumal， 1992，29：529-538.

[15]中華人民共和國住房和城鄉建設部.JGJ 120—2012 建筑基坑支護技術規程[S].北京：中國建筑工業版社， 2012.

[16]四川省住房和城鄉建設廳.DB51/T 5072—2011 成都地區基坑工程安全技術規范[S].2012.

（編輯王秀玲）