軟土超深基坑失穩(wěn)破壞的離心模型試驗(yàn)研究

馮 虎，高丹盈，劉國(guó)彬，馬險(xiǎn)峰

(1.鄭州大學(xué)土木工程學(xué)院，河南鄭州450001;2.同濟(jì)大學(xué)地下建筑工程系，上海200092)

0 引言

軟土具有顆粒細(xì)、抗剪強(qiáng)度低、含水量高、天然孔隙比大、靈敏度高、高壓縮性和流變性等工程特性，土體經(jīng)擾動(dòng)后強(qiáng)度明顯降低，且在長(zhǎng)時(shí)間內(nèi)存在固結(jié)和次固結(jié)沉降.因此，軟土基坑的穩(wěn)定安全問題顯得格外突出［1-2］，尤其是對(duì)于開挖深度20 m以上的軟土超深基坑，尚未形成完整的設(shè)計(jì)理論，其失穩(wěn)破壞機(jī)制及影響因素、穩(wěn)定性驗(yàn)算方法等都有待進(jìn)一步研究［3-4］.離心模型試驗(yàn)可以在高速離心場(chǎng)下模擬基坑開挖過程，其應(yīng)力水平與現(xiàn)場(chǎng)相當(dāng)，文獻(xiàn)［5-6］開展了這方面研究，證明其適合于研究基坑的開挖問題，探討周邊建筑對(duì)軟土超深基坑變形的影響.筆者通過離心模型試驗(yàn)?zāi)M挖深24 m的軟土深基坑開挖施工過程及失穩(wěn)破壞，研究軟土超深基坑穩(wěn)定影響因素、破壞特征與征兆等，為判斷基坑穩(wěn)定安全狀態(tài)提供依據(jù)，為研究軟土深基坑穩(wěn)定性分析方法提供試驗(yàn)數(shù)據(jù).

1 離心模型試驗(yàn)方案

1.1 土樣制備

試驗(yàn)選用了上海地區(qū)具有代表性的第④層淤泥質(zhì)黏土和第⑦層粉細(xì)砂土作為需要模擬的開挖土層.其中第④層土厚39 cm，第⑦層土厚19 cm.為了便于固結(jié)排水，形成雙排水通道，在土箱的底部鋪設(shè)一層2 cm厚的黃砂.試驗(yàn)前對(duì)土樣進(jìn)行了含水率測(cè)定，第④層土含水率為41%，第⑦層土含水率為22.0%.在試驗(yàn)室里將第⑦層土按照土水的質(zhì)量比為10∶1(ω=32.1%)進(jìn)行調(diào)制，第④層土按照土水質(zhì)量比為3∶1(ω=67%)進(jìn)行調(diào)制，然后攪拌均勻后按照斷面土層分布采用分層固結(jié)法進(jìn)行固結(jié)形成重塑土.先對(duì)于第⑦層粉細(xì)砂土固結(jié)，再對(duì)第④層土進(jìn)行固結(jié)，其固結(jié)度利用固結(jié)時(shí)間與含水率進(jìn)行控制.

1.2 模型率的選取

考慮要保證基坑外部橫向有不受基坑開挖影響的足夠土體和模型箱凈空尺寸，試驗(yàn)選取的模型率n=100，即離心機(jī)穩(wěn)定運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)加速度為100 g.

1.3 試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)

試驗(yàn)三組模型分別模擬連續(xù)墻深度52、43、38 m，墻厚1.0 m，開挖深度24 m，插入深度比1.14、0.8、0.6.八道支撐，第一道為混凝土支撐，界面尺寸1.0×0.8 m，第二至八道為φ609鋼管支撐，壁厚16 cm.土層以上海典型土層適當(dāng)簡(jiǎn)化，上部39 m為④層淤泥質(zhì)黏土、下部19 m為⑦層粉細(xì)砂.根據(jù)模型比例關(guān)系，模型中基坑開挖深度24 cm，土層厚度60 cm(最下面2 cm為黃砂，固結(jié)排水用)，擋墻深度分別為52、43和38 cm，擋墻和支撐用鋁板和鋁管模擬.

試驗(yàn)中量測(cè)坑外地表沉降、擋墻應(yīng)變、土壓力和坑底隆起量.

圖1為三組模型的示意圖，考慮到對(duì)稱特性，取基坑半結(jié)構(gòu)進(jìn)行試驗(yàn).

圖1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ褪疽鈭DFig.1 Experiment model diagram

1.4 模型圍護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

(1)地下連續(xù)墻

本次離心模型試驗(yàn)中，采用鋁板模擬地下連續(xù)墻，根據(jù)材料抗彎剛度等效相似原則，確定替代材料板的厚度［7］，即

式中:E為彈性模量;δ為擋墻厚度;μ為泊松比;m1表示與原型P相同的模型材料，μm1=μp，Em1為模型替代材料，經(jīng)推導(dǎo)計(jì)算，模型鋁板厚度為6.5 mm，模擬的地下連續(xù)墻厚度1 000 mm.

(2)混凝土支撐和鋼管支撐

現(xiàn)場(chǎng)水泥混凝土支撐與鋼支撐均采用鋁管模擬，根據(jù)抗壓剛度等效的原則可確定模型試驗(yàn)中模擬支撐的鋁管直徑和壁厚.

鋼管支撐

混凝土支撐

式中:Es為混凝土或鋼支撐彈性模量;δs為鋼支撐壁厚;A 為混凝土支撐截面積;EAl，DAl，δAl為模型試驗(yàn)中鋁管的彈性模量、直徑和壁厚;混凝土支撐截面尺寸1.0×0.8 m，強(qiáng)度等級(jí)C30;模量為Es=3.0×104MPa;鋼管支撐為φ609鋼管支撐，壁厚16 cm，計(jì)算得到:第一道撐直徑取12 mm，第二至第八道鋼管撐取8 mm，壁厚都取2 mm.

1.5 試驗(yàn)設(shè)備及主要儀器

(1)同濟(jì)大學(xué)TLJ-150土工離心機(jī).本試驗(yàn)是在同濟(jì)大學(xué)巖土及地下工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室完成，實(shí)驗(yàn)室配置了TLJ-150復(fù)合型土工離心機(jī)，其最大加速度為200 g，最大載重2 t，轉(zhuǎn)臂形式不對(duì)稱.

(2)電阻式應(yīng)變片及地下連續(xù)墻變形的量測(cè).地下連續(xù)墻的側(cè)移在實(shí)際工程中是通過測(cè)斜管測(cè)得.本試驗(yàn)采用基于寬帶光源的布拉格光柵形變?cè)淼亩帱c(diǎn)光纖傳感器測(cè)應(yīng)變，通過曲線應(yīng)變換算曲率半徑，推導(dǎo)曲線變形公式，從而計(jì)算得到地下連續(xù)墻的變形.

試驗(yàn)所采用的應(yīng)變片是由浙江黃巖測(cè)試儀器廠生產(chǎn)的BX120-6AA型電阻式應(yīng)變片，應(yīng)變片電阻值120±1%，靈敏系數(shù)2.08±1%，柵長(zhǎng)×柵寬:6×4 mm.

(3)地表位移的量測(cè).位移傳感器是由西南結(jié)構(gòu)力學(xué)研究所研制生產(chǎn)的差動(dòng)式位移傳感器(LVDT)，測(cè)桿形式為彈簧復(fù)位，量測(cè)分為30和50 mm，精度0.1%FS，電源 ±12 V，輸出(-2～ +2)V.

(4)土壓力的量測(cè).本試驗(yàn)采用微型土壓力盒，微型土壓力傳感器由西南結(jié)構(gòu)力學(xué)研究所制造，規(guī)格是外徑8 mm，厚2 mm，量程1 MPa，輸入電源5 V，輸出0～2 V，非線性度0.07%FS，經(jīng)標(biāo)定后使用.

2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

2.1 試驗(yàn)土層室內(nèi)土工試驗(yàn)結(jié)果

離心模型試驗(yàn)是在重塑土的環(huán)境中模擬基坑開挖過程，重塑土的性質(zhì)直接關(guān)系到試驗(yàn)結(jié)果，因此必須對(duì)重塑土的性質(zhì)進(jìn)行評(píng)價(jià)，以便對(duì)試驗(yàn)誤差進(jìn)行估計(jì)，同時(shí)對(duì)模型與原型的近似程度進(jìn)行評(píng)判.為了減少對(duì)試驗(yàn)土體的擾動(dòng)，在模擬基坑開挖剛剛結(jié)束后就進(jìn)行取樣測(cè)試抗剪強(qiáng)度和含水量.將土樣抗剪強(qiáng)度指標(biāo)和含水量匯總成表1.

表1 模型土樣直剪試驗(yàn)結(jié)果Tab.1 Direct shear test results of soil samples

2.2 地下連續(xù)墻水平位移

模型M-1和M-2地下連續(xù)墻水平位移曲線如圖2.擋墻水平位移最大點(diǎn)隨基坑開挖面的下移而下移.墻體水平位移是根據(jù)鋁板上的應(yīng)變值計(jì)算得到的，最靠下的應(yīng)變片距離墻址有一段距離，墻址水平位移不能直接得到，可以將試驗(yàn)數(shù)據(jù)的曲線延伸到實(shí)際擋墻深度處得到墻體踢腳，可以發(fā)現(xiàn)，踢腳相當(dāng)小，說明墻體插入到⑦層粉細(xì)砂硬土層中以后，墻趾的嵌固作用非常明顯，對(duì)控制墻趾變形非常有利.同時(shí)對(duì)比兩組試驗(yàn)數(shù)據(jù)可以看出，雖然插入深度不同(M-1為13 m，M-2為4 m)但是最大變形相近，這說明墻趾插入到⑦層硬土中一定深度再增加對(duì)墻趾和墻體總體變形的影響不再顯著.墻趾插入⑦層硬土層中墻趾嵌固作用下對(duì)踢腳控制非常有利，進(jìn)而也對(duì)基坑的穩(wěn)定性有明顯的貢獻(xiàn).

圖2 M-1、M-2、M-3擋墻水平位移曲線Fig.2 Horizontal displacement of different retaining wall

模型M-3墻體沒有插入硬土層⑦層中，全部位于4層軟弱的淤泥質(zhì)黏土中，在開挖步7過程中失穩(wěn)破壞.在開挖步6就出現(xiàn)很大的變形，有失穩(wěn)、坍塌的征兆.開挖步6時(shí)墻體水平位移達(dá)到了36.17 cm，開挖面以下的墻體變形急劇增加，將測(cè)斜曲線順延可以得到墻趾真正的“踢腳”為12 cm左右，大概等于最大測(cè)斜值的1/3.

2.3 地表沉降

圖3和圖4分別是模型M-1、M-2地表沉降曲線.隨著開挖深度增加，地表沉降隨之增大，沉降曲線呈現(xiàn)凹槽型.在開挖后期，地表沉降變化量變小，變形趨于穩(wěn)定，相對(duì)最大沉降量分別為1.6Hmax、1.16Hmax(Hmax為對(duì)應(yīng)的墻體最大水平位移)，或1%H、0.59%H(H為基坑的最終開挖深度).

模型M-3地表沉降曲線如圖5所示，變化規(guī)律與前兩組有明顯不同，隨著開挖的進(jìn)行，地表沉降增加的越來越快沒有收斂的趨勢(shì)，開挖步6時(shí)，地表沉降急劇增加到31.09 cm，即1.73%H(H為開挖深度)，可以看出基坑正向失穩(wěn)破壞發(fā)展.繼續(xù)進(jìn)行第7次開挖，離心機(jī)加速過程中基坑坍塌、失穩(wěn)破壞.

圖3 M-1地表沉降曲線Fig.3 Surface subsidence curve of M-1

3 臨界開挖深度

模型M-3進(jìn)行第七次開挖中，在離心機(jī)啟動(dòng)加速階段，地下連續(xù)墻出現(xiàn)嚴(yán)重踢腳，之后基坑坍塌，實(shí)際上沒有達(dá)到第七次開挖的開挖深度.基坑極限平衡狀態(tài)的臨界開挖深度，介于第6步和第7步對(duì)應(yīng)深度之間即17～22 m.根據(jù)鄭穎人［8］數(shù)值分析邊坡穩(wěn)定性時(shí)采用的判據(jù)，筆者將地表沉降的不收斂作為破壞的標(biāo)準(zhǔn).

模型M-3地表最大沉降點(diǎn)處的沉降值與開挖深度關(guān)系見圖6，隨著開挖進(jìn)行，地表沉降越來越大，將曲線豎向漸近線定義為坍塌時(shí)的開挖深度，對(duì)應(yīng)的地表沉降無窮大.

圖中曲線方程

該函數(shù)漸近線方程為x=21.38 m，如圖6所示，即模型M-3臨界開挖深度為21.38 m，擋墻深度38 m，對(duì)應(yīng)墻體插入深度為16.62 m，臨界插入深度比為0.78.將其作為上海軟黏土中墻址不進(jìn)入硬土層時(shí)擋墻的臨界插入深度比.

模型M-2擋墻插入硬土層⑦粉細(xì)砂層中4 m，完成既定開挖深度24 m時(shí)對(duì)應(yīng)的插入深度比為0.8，與M-3極限破壞狀態(tài)的插入深度比0.78非常接近，但距離失穩(wěn)破壞尚遠(yuǎn)，對(duì)比可知墻趾進(jìn)入硬土層⑦粉細(xì)砂層顯著提高了基坑穩(wěn)定性.

圖6 開挖深度與地表沉降關(guān)系Fig.6 Curve of Excavation depth of relationship with the surface subsidence

4 基坑失穩(wěn)破壞征兆

通過對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)和現(xiàn)象的總結(jié)，得到以下失穩(wěn)破壞征兆，可以據(jù)此判斷軟土超深基坑穩(wěn)定安全狀態(tài).

(1)墻體水平位移

墻體水平位移快速增加，“踢腳”明顯，“踢腳”量值約為墻體最大變形值的1/3.

(2)地表沉降

地表沉降急劇增加到1.73%H(H為開挖深度)，坑外土體局部剪切破壞出現(xiàn)大變形，伴隨地面有大量橫裂縫出現(xiàn)，進(jìn)一步開挖基坑坍塌、失穩(wěn)破壞.考慮到實(shí)際地層中分布著其他稍好土層，將地表沉降值乘上折減系數(shù)0.8等于1.38H，作為地表沉降控制值.

(3)被動(dòng)區(qū)土壓力

坑內(nèi)土體被挖卸載，被動(dòng)區(qū)土壓力減小，但受地墻的擠壓作用，被動(dòng)區(qū)土壓力側(cè)向系數(shù)呈增加趨勢(shì)，當(dāng)土壓力系數(shù)逐步增加到一定值(理論土壓力系數(shù)附近)時(shí)，達(dá)到被動(dòng)極限狀態(tài)，如圖7所示.當(dāng)被動(dòng)區(qū)土體全部進(jìn)入極限狀態(tài)時(shí)基坑處于坍塌臨界狀態(tài).

(4)坑底隆起

坑內(nèi)土體在土體卸載回彈、坑外土體繞墻趾流入和擋墻擠壓等作用下隆起.臨近破壞步坑底隆起量為55.8～68.4 cm，即3.1～3.8%H(開挖深度)，坑底靠近擋墻的土體隆起大于基坑中部，坑底土體進(jìn)入塑性隆起狀態(tài)，再進(jìn)一步發(fā)展，基坑失穩(wěn)破壞、坍塌.

圖7 M-3-被動(dòng)區(qū)土壓力系數(shù)Fig.7 Earth pressure coefficient of the passive zone

5 基坑失穩(wěn)破壞特征分析

根據(jù)試驗(yàn)時(shí)標(biāo)示的滑裂面，見圖8，滑裂面繞過墻趾，整個(gè)滑裂面可以分成兩部分，下半部分形狀與拋物線或橢圓相近，比圓弧要扁長(zhǎng)，坑內(nèi)外對(duì)稱分布，在坑內(nèi)貫穿坑底;坑外上半部分滑裂面貫穿地面，與地表沉降曲線曲率最大處相交，交點(diǎn)位于地面最大橫裂縫附近.從破壞特征，根據(jù)文獻(xiàn)［9］對(duì)深基坑事故類型的分類，M-3屬于隆起失穩(wěn)破壞.

圖8 第7開挖步基坑破壞總體特征Fig.8 7th Excavation step instability and failure characteristic

所有支撐都不同程度松動(dòng)，并與擋墻明顯錯(cuò)位.擋墻上抬明顯，并且下部被坑外土體推動(dòng)，整個(gè)墻體傾斜順時(shí)針旋轉(zhuǎn)一定角度，見圖8、9.坑內(nèi)土體在卸載、地墻擠壓、坑外土體流入作用下，隆起量非常大，隆起土體將最后兩道支撐(第6、7道支撐)沖掉，并將其部分掩埋，見圖10.

6 結(jié)論

通過三組離心機(jī)模型試驗(yàn)，研究了軟土超深基坑變形、穩(wěn)定特性.

1)墻趾插入硬土層中，墻趾處的嵌固作用對(duì)“踢腳”變形控制非常有利，也提高了基坑的穩(wěn)定性.

2)墻趾插入到硬土層中一定深度以后再增加插入深度對(duì)墻趾和墻體總體變形的影響都將不再顯著.

3)對(duì)于上海典型軟黏土，墻址不進(jìn)入硬土層時(shí)，擋墻臨界插入深度比為0.78.

4)軟土深基坑失穩(wěn)破壞征兆特征:

(1)墻體水平位移快速增加，“踢腳”明顯，“踢腳”變形量值約為墻體最大水平位移的1/3.

(2)地表沉降急劇增加到約1.38%H(開挖深度)，伴隨坑外地面有大量橫裂縫出現(xiàn).

(3)坑底靠近擋墻的土體隆起大于基坑中部，進(jìn)入塑性隆起狀態(tài)，最大隆起量達(dá)到3.1～3.8%H(開挖深度).

(4)基坑失穩(wěn)破壞時(shí)被動(dòng)區(qū)土體處于被動(dòng)土壓力極限狀態(tài).

5)軟土超深基坑隆起破壞滑裂面特征:滑裂面通過墻趾，滑裂面下半部分形狀與拋物線或橢圓相近，較圓弧扁長(zhǎng)，坑內(nèi)外對(duì)稱分布;坑外上半部分滑裂面貫穿地面，與地表沉降曲線曲率最大處相交，且交點(diǎn)位于地面最大橫裂縫附近.

［1］GOH A T C.Estimating basal-heave stability for braced excavations in soft clay［J］.Journal of Geotechnical Engineering，ASCE，1994，120(8):30-36.

［2］秦會(huì)來，黃茂松，王衛(wèi)東.非均質(zhì)軟土基坑抗隆起穩(wěn)定性的極限分析方法［J］.巖土力學(xué)，2008，29(10):2719-2724.

［3］趙錫宏，楊國(guó)祥.大型超深基坑工程實(shí)踐與理論［M］.北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2004:01-06.

［4］馮虎.軟土地區(qū)超深基坑抗隆起穩(wěn)定計(jì)算方法研究［D］.上海:同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，2010:30-36.

［5］BOLTON M D，POWRIE W.Collapse of diaphragm walls retaining clay［J］.Geotechnique，1987，37(3):335-353.

［6］劉金元.軟土基坑的離心模型試驗(yàn)研究(博士學(xué)位論文)［D］.上海:同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，1999:01-06.

［7］丁春林，周順華，張師德.基于離心模型試驗(yàn)的承壓水基坑變形穩(wěn)定影響因素［J］.同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào)，2005，33(12):1586-1591.

［8］鄭穎人，趙尚毅，宋雅坤.有限元強(qiáng)度折減法研究進(jìn)展［J］.后勤工程學(xué)院學(xué)報(bào)，2005(03):1-6.

［9］劉國(guó)彬，王衛(wèi)東.基坑工程手冊(cè)［M］.2版.北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2009:121-122.