李鏡培，張 飛，梁發(fā)云，宋 著

（1.同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092；2.同濟(jì)大學(xué) 巖土及地下工程教育部重點(diǎn)試驗(yàn)室，上海 200092）

在承壓水壓力的作用下，深基坑容易發(fā)生突涌、管涌或流土破壞，造成破壞性事故.目前，深基坑抗突涌穩(wěn)定性的判斷與計(jì)算，常采用壓力平衡法［1］，通過(guò)降低承壓水位或坑底加固等措施提高基坑抗突涌穩(wěn)定性.另外，也有將坑底的相對(duì)不透水層視為受均布荷載的彈性梁、板［2－3］以及帶預(yù)應(yīng)力連續(xù)梁、板［4］分析，考慮了土體強(qiáng)度和土體與結(jié)構(gòu)相互作用的影響，但是未考慮坑內(nèi)土體性質(zhì)和不同突涌模式的影響.一些學(xué)者采取模型試驗(yàn)的手段分析基坑突涌模式與破壞機(jī)制.Terzaghi［5］通過(guò)模型試驗(yàn)指出坑底滲透破壞的危險(xiǎn)區(qū)域集中在圍護(hù)墻附近，并建立了土層矩形棱柱體的力學(xué)平衡關(guān)系.McNamee［6］認(rèn)為基坑突涌破壞模式分兩種，即圍護(hù)樁附近坑底土表面管涌砂沸和隔水層土體整體頂升破壞.孫玉永等［7］采用L－30型土工離心機(jī)模擬基坑的突涌破壞模式，揭示了基坑3種突涌破壞模式，即隔水層土體與地下結(jié)構(gòu)接觸面水力劈裂、接觸面或附近土體剪切破壞以及隔水層土體復(fù)合拉剪和剪切破壞.

基坑突涌模式與坑底土層性質(zhì)相關(guān)，Marsland［8］通過(guò)大量模型試驗(yàn)揭示了砂土地基中的滲透破壞現(xiàn)象，并將破壞機(jī)制分為樁底附近的楔形體頂升破壞和坑底土體表面的砂沸破壞.牛富俊［9］、胡展飛等［10］利用自行設(shè)計(jì)的試驗(yàn)裝置分析了淤泥質(zhì)粘土基坑的突涌機(jī)制，突涌現(xiàn)象為坑底中心先出現(xiàn)“砂眼”，隨之在大范圍產(chǎn)生“砂沸”，并認(rèn)為突涌機(jī)制是隔水層表面在下部承壓水作用下先達(dá)到拉伸破壞［9］.Wudtke［11］等總結(jié)試驗(yàn)現(xiàn)象提出，低黏性的土體發(fā)生類(lèi)似液化的淺蝕破壞，而高黏性的土體中將發(fā)生帶有剪切面的楔體破壞或隔水層整體頂升破壞.

模型試驗(yàn)可以直觀地觀察坑底突涌形式，但不能反映土體的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)，不能從力學(xué)與土體變形的角度分析承壓水的突涌破壞機(jī)制.基于此，本文結(jié)合緊鄰地鐵樞紐深大基坑工程，設(shè)計(jì)基坑突涌離心模型試驗(yàn)，建立真實(shí)的基坑坑底承壓水應(yīng)力作用狀態(tài)，分析不同承壓水位條件下坑底土體變形與突涌機(jī)制，在離心模型試驗(yàn)基礎(chǔ)上，采用巖土有限元程序PLAXIS建立基坑突涌數(shù)值模型，分析各級(jí)水位作用下坑底土體的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)，研究坑底土體的突涌機(jī)制，驗(yàn)證離心模型試驗(yàn)與有限元數(shù)值模型的適用性.

1 試驗(yàn)工程概況

“世紀(jì)大都會(huì)”2－3地塊項(xiàng)目位于上海浦東陸家嘴金融貿(mào)易區(qū)，緊靠世紀(jì)大道、張楊路和福山路，呈三角形分布，工程占地面積約38000m2，擬建建筑地下2～4層，基坑大部區(qū)域開(kāi)挖深度為22.80m.緊鄰基坑南側(cè)為地鐵2號(hào)、4號(hào)、6號(hào)和9號(hào)線交匯的世紀(jì)大道站，運(yùn)營(yíng)中的軌道交通6號(hào)線矩形區(qū)間隧道橫穿場(chǎng)地中部，將工程分割成兩個(gè)面積約1.33萬(wàn)m2和1.72萬(wàn)m2的三角形基坑.基坑開(kāi)挖與地鐵交通樞紐的位置關(guān)系如圖1所示.

基坑場(chǎng)地淺部第①層為雜填土，第②層為褐黃～灰黃色粉質(zhì)粘土，第③，④，⑤層分別為粉土、淤泥質(zhì)粘土和粉質(zhì)粘土，土質(zhì)軟弱并具有流變性，基坑開(kāi)挖容易產(chǎn)生較大圍護(hù)墻位移變形和基底土隆起回彈，第⑦層屬上海地區(qū)典型的承壓含水層，頂面埋深約為地面下27.40m，并且與下部的含水層連通形成厚度大于90.00m的復(fù)合承壓含水層組.勘察期間測(cè)得承壓水位為－8.90～－10.75m.承壓含水層上覆的第⑥層粉質(zhì)粘土厚度4.00～6.00m，土層黏性大、滲透性小，為本基坑的承壓水隔水層.

圖1 超深基坑與緊鄰地鐵的位置關(guān)系Fig.1 Relationship between the location of deep excavation and adjacent metro lines

經(jīng)壓力平衡法初步計(jì)算，基坑底土層重力不足以抵抗承壓含水層的水壓力，開(kāi)挖到坑底－22.80m時(shí)，需將承壓水位降低到－19.50m，以保證基坑抗突涌穩(wěn)定性.然而，大面積、大幅度的降水將引起軟弱土層較大的固結(jié)沉降，對(duì)緊鄰基坑的地鐵交通樞紐產(chǎn)生不利影響.

2 承壓水基坑突涌離心模型試驗(yàn)

試驗(yàn)在同濟(jì)大學(xué)TLJ－150復(fù)合型巖土離心機(jī)上完成，該離心機(jī)容量為150g·t，最大加速度可達(dá)200g；有效旋轉(zhuǎn)半徑為3.0m，模型箱有效尺寸為0.9m×0.7m×0.7m（長(zhǎng)×寬×高），模擬基坑開(kāi)挖到坑底標(biāo)高－22.8m時(shí)，施加不同承壓水位，分析坑底土層形態(tài)與突涌破壞機(jī)制.

2.1 試驗(yàn)對(duì)象與模型制備

基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)為內(nèi)撐式地下連續(xù)墻，墻深50.0 m，基坑開(kāi)挖深度為22.8m時(shí)，沿深度方向設(shè)5道鋼筋混凝土支撐.三角形基坑邊長(zhǎng)為140.0～180.0 m，因離心機(jī)工作條件和模型箱尺寸的限制，試驗(yàn)?zāi)Ｐ吐嗜?00，并將基坑尺寸作適當(dāng)簡(jiǎn)化，截取長(zhǎng)55.0 m寬20.0m的矩形基坑分析坑底土體的抗突涌穩(wěn)定性.模型基坑圍護(hù)連續(xù)墻采用鋁板制作，按抗彎剛度相等的原則［12］計(jì)算的鋁板厚度為7.0mm，鋼筋混凝土支撐按抗壓剛度相似的原則［12］采用直徑5 mm、壁厚1mm的鋁棒模擬.試驗(yàn)土層根據(jù)性質(zhì)和厚度對(duì)其進(jìn)行了適當(dāng)?shù)暮?jiǎn)化，選取代表性的土層以使其與現(xiàn)場(chǎng)地質(zhì)水力條件相似，模型中各土層分布與基坑開(kāi)挖的關(guān)系如圖2所示.

圖2 離心試驗(yàn)?zāi)Ｐ统叽鐖D（單位：mm）Fig.2 Geometrical model of centrifugal test（unit：mm）

圖2中，試驗(yàn)土層分別為取自現(xiàn)場(chǎng)的第④層淤泥質(zhì)粘土、第⑥層粉質(zhì)粘土和第⑦層粉砂夾砂質(zhì)粉土，經(jīng)粉碎過(guò)篩重塑并在離心模型中分層固結(jié)，土層厚度分別為180，90和300mm，為方便填土階段土層固結(jié)，在模型箱底面鋪設(shè)20mm的黃砂作為固結(jié)排水通道.在模型箱填土過(guò)程中，配制土體含水率與現(xiàn)場(chǎng)土層一致，試驗(yàn)過(guò)程中控制含水率、重度等指標(biāo)，并取土樣做直剪試驗(yàn)控制土體強(qiáng)度，使其與現(xiàn)場(chǎng)土層的性質(zhì)接近.固結(jié)后的土體強(qiáng)度參數(shù)分別為：淤泥質(zhì)粘土粘聚力c＝14.5kN·m－2，內(nèi)摩擦角φ＝13.4°，粉質(zhì)粘土c＝20.89kN·m－2，φ＝23.08°，粉砂夾砂質(zhì)粉土c＝0.96kN·m－2，φ＝38.57°，與現(xiàn)場(chǎng)土體試驗(yàn)參數(shù)基本相近.

試驗(yàn)中，在圍護(hù)墻的一側(cè)設(shè)置水位箱施加水位，地下水通過(guò)連續(xù)墻底端第⑦層含水層連通到模型箱的其他部位，并且，在水箱有機(jī)玻璃面的內(nèi)側(cè)固定直尺讀取水位值的大小.

2.2 試驗(yàn)過(guò)程

基坑土體開(kāi)挖采用目前最為常見(jiàn)的停機(jī)開(kāi)挖方式進(jìn)行模擬，試驗(yàn)先按照基坑開(kāi)挖的工況依次開(kāi)挖支護(hù)，開(kāi)挖到坑底標(biāo)高－22.8m后，在水箱內(nèi)施加水位模擬基坑在不同承壓水位下的突涌穩(wěn)定性.由壓力平衡法計(jì)算的抗突涌穩(wěn)定水位為－19.5m，試驗(yàn)設(shè)計(jì)水位控制在這個(gè)標(biāo)高附近，并逐漸升高承壓水位觀察坑底土層的反應(yīng).

試驗(yàn)水位施加步驟為：先將水位施加到－22.5m并靜置到水位穩(wěn)定，然后加速離心機(jī)到100g并穩(wěn)定3 min，停機(jī)測(cè)量基坑坑底變形，并補(bǔ)充機(jī)器旋轉(zhuǎn)過(guò)程中消失的水位，依次類(lèi)推，將承壓水位分別控制在－21.0，－19.5，－18.5和－17.5m.當(dāng)施加水位為－17.5m，加速度到達(dá)80g時(shí)，坑底發(fā)生突涌破壞.

2.3 試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)過(guò)程中，在基坑底面標(biāo)高處的模型箱玻璃面畫(huà)出3條豎向間距為20mm的水平直線，各開(kāi)挖步運(yùn)行停機(jī)后觀測(cè)土體位移，根據(jù)直線與土體的相對(duì)位置變化，用直尺測(cè)量讀取土體變形值.各級(jí)水位下觀測(cè)的坑底突涌形態(tài)為：①在水位為－22.5m和－21.0m時(shí)，隔水層土體表現(xiàn)為較均勻的隆起，且基坑中間部位的隆起量大，靠圍護(hù)墻的兩側(cè)隆起量?。虎诋?dāng)水位達(dá)到－19.5m和－18.5m時(shí)，隔水層內(nèi)部靠玻璃面附近出現(xiàn)傾斜狀的裂紋，基坑并未發(fā)生突涌破壞，說(shuō)明承壓水壓力與上覆黏性土重力相等時(shí)，土層仍有抗突涌穩(wěn)定性；③承壓水水位繼續(xù)增加到－17.5m時(shí)，持續(xù)加速離心機(jī)，水位壓力的上升促使基坑發(fā)生突涌破壞，承壓含水層內(nèi)的地下水涌入基坑，水箱內(nèi)的水位顯著下降.

將坑內(nèi)的積水抽干后，采集的坑底突涌堆積破壞體如圖3所示.可以發(fā)現(xiàn)其呈現(xiàn)典型的突涌狀“丘”形體.

圖3 坑底突涌破壞體Fig.3 Failure body at the excavation bottom

3 承壓水基坑突涌的數(shù)值模擬

3.1 建模與材料參數(shù)

利用巖土有限元PLAXIS程序建立平面應(yīng)變模型，分析本試驗(yàn)基坑突涌穩(wěn)定性，研究試驗(yàn)承壓水位條件下坑底土體的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài).模型在左右邊界約束水平位移，底部同時(shí)約束水平和垂直位移，土體采用高精度的15節(jié)點(diǎn)三角形單元來(lái)模擬，本構(gòu)模型為土體硬化模型，使用塑性理論，考慮土體剪脹性，并引入一個(gè)屈服帽蓋來(lái)反映塑性體積應(yīng)變.該模型的特點(diǎn)為采用特定參考?jí)毫ο碌耐馏w模量來(lái)反映剛度對(duì)應(yīng)力狀態(tài)的依賴(lài)性，可以較好地模擬坑底土體在開(kāi)挖受力下的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài).數(shù)值計(jì)算參數(shù)如表1所示.

地下連續(xù)墻采用梁?jiǎn)卧?，抗拉剛度EA＝3.0×l07kN·m－1，抗彎剛度EI＝2.6×106kN·m2·m－1，支撐采用桿單元，剛度E＝3.24×106kN，圍護(hù)墻與土體界面的強(qiáng)度折減因子為Rinter＝0.7.生成的模型網(wǎng)格如圖4所示，模型的左上角坐標(biāo)為（0，0）.

表1 數(shù)值模擬土體計(jì)算參數(shù)Tab.1 Soil parameters of numerical simulation

圖4 基坑模型有限元網(wǎng)格Fig.4 Finite element mesh of excavation model

3.2 承壓水突涌模擬方案

數(shù)值計(jì)算基坑開(kāi)挖、支護(hù)步驟按實(shí)際工程和離心模型試驗(yàn)的開(kāi)挖支撐工序進(jìn)行模擬.基坑土層的潛水位在地面下1.0m處，計(jì)算中，將水位改變到相應(yīng)的開(kāi)挖面標(biāo)高，模擬潛水位土體的疏干.第⑦層承壓水的初始水位在－10.0m處，開(kāi)挖到地面以下17.0m時(shí)改變水壓分布，模擬承壓水位降低.根據(jù)離心模型試驗(yàn)的工況，開(kāi)挖到坑底－22.8m時(shí)，施加承壓水位分為－22.5，－21.0，－19.5，－18.5和－17.5m，以此分析坑底土體的隆起變形反應(yīng).

3.3 數(shù)值模擬的結(jié)果分析

當(dāng)開(kāi)挖到基坑底面且承壓水位較低時(shí)，坑底土體在壓力水頭作用下隆起回彈，但不發(fā)生突涌破壞；當(dāng)承壓水位高于－17.5m時(shí)，數(shù)值計(jì)算緩慢，坑底產(chǎn)生無(wú)限增長(zhǎng)的塑性變形，計(jì)算工序未達(dá)到最大加載步數(shù)而土體先達(dá)到破壞荷載，計(jì)算自動(dòng)停止，隔水層與承壓含水層界面處土體脫離，基坑底土體類(lèi)似頂升突涌破壞.

3.3.1 坑底土體的非破壞狀態(tài)

當(dāng)承壓水位較低，開(kāi)挖到基坑底面時(shí)坑底土體的剪切應(yīng)變分布如圖5所示.

從圖5中可以看出，在基坑圍護(hù)墻的內(nèi)側(cè)附近，土體剪切應(yīng)變較大，最大值達(dá)到0.62%，此處土體呈現(xiàn)剪切破壞機(jī)制.在坑底土體標(biāo)高－22.8～－27.0 m的豎向分布上，離坑底表層越近，剪切應(yīng)變?cè)酱?，表明坑底表層土體的剪切變形最大，此處是突涌剪切破壞的最危險(xiǎn)位置.

圖5 坑底土體剪切應(yīng)變機(jī)制Fig.5 Mechanism of soil shear strain in aquiclude

開(kāi)挖到坑底隔水層標(biāo)高為－23.0m的平面上時(shí)，各級(jí)承壓水位工況的土體剪切應(yīng)變?nèi)鐖D6所示.

圖6 不同水位下坑底土體剪切應(yīng)變Fig.6 Soil shear strain at different confined water levels

從圖6中可以看出，當(dāng)坑底承壓水位提高時(shí)，土體剪切應(yīng)變從0.54%變化到1.02%，水頭壓力對(duì)坑底隔水層的剪切作用非常明顯.在同一級(jí)水壓力下，基坑圍護(hù)墻附近的土體剪切應(yīng)變較大，而基坑中間部位土體剪切應(yīng)變較小.由于剪切應(yīng)變?cè)诨又醒胱鴺?biāo)處符號(hào)改變，圖6中表示的應(yīng)變量大小在基坑的兩側(cè)基本相等.

在承壓水壓力作用下，開(kāi)挖到坑底時(shí)土體的體積應(yīng)變分布狀態(tài)如圖7所示.

圖7 坑底土體體積應(yīng)變機(jī)制Fig.7 Mechanism of soil volumetric strain in aquiclude

從圖7中可以看出，坑底隔水層內(nèi)部在水頭壓力作用下產(chǎn)生較均勻的體積應(yīng)變，隔水層與含水層界面處體積應(yīng)變較大，土體產(chǎn)生一定的變形.同一級(jí)水頭壓力下，隔水層內(nèi)的土體體積應(yīng)變?yōu)榧羟袘?yīng)變的20%左右，小于圖6所示的剪切應(yīng)變，即在隔水層內(nèi)，控制突涌破壞的應(yīng)變機(jī)制為土體剪切變形.隔水層與承壓含水層的界面處，土體體積應(yīng)變較大，體積應(yīng)變達(dá)到0.7%，表明坑底隔水層受到承壓水的頂托力作用，發(fā)生較大的向上隆起變形.

3.3.2 坑底土體的破壞狀態(tài)

數(shù)值模擬施加承壓水位高于－17.5m，且計(jì)算開(kāi)挖到第4層土體（深度17.0m）時(shí)，坑底向上的位移達(dá)到50mm，隔水層與承壓含水層界面產(chǎn)生有效應(yīng)力為零的區(qū)域，此時(shí)，坑底土體內(nèi)的剪切應(yīng)變與體積應(yīng)變?nèi)鐖D8所示.

從圖8中可以看出，坑底土體的剪切應(yīng)變?cè)趪o(hù)墻角附近最大，并逐漸向下部的土層擴(kuò)展，延伸到較大的區(qū)域.同時(shí)，隔水層與承壓含水層界面處也有剪切應(yīng)變的擴(kuò)展，大于承壓水位較低時(shí)的土體體積應(yīng)變，表明在較高的水頭壓力作用下，坑底土體的剪切應(yīng)變和體積應(yīng)變均有增大的趨勢(shì).

當(dāng)開(kāi)挖第5層土體（深度20.0m）時(shí)，PLAXIS分步施工控制參數(shù)和前述承壓水位較低時(shí)的設(shè)置相同，但是此時(shí)數(shù)值計(jì)算緩慢，坑底產(chǎn)生無(wú)限增長(zhǎng)的塑性變形，計(jì)算工序未達(dá)到最大加載步數(shù)而土體先達(dá)到破壞荷載，計(jì)算自動(dòng)停止，記錄信息框顯示“未達(dá)到指定的終極狀態(tài)，土體破壞”，此時(shí)隔水層與承壓含水層界面處土體脫離，有效應(yīng)力為零的區(qū)域貫通整個(gè)基坑坑底，認(rèn)為坑底發(fā)生突涌破壞.坑底土體剪切應(yīng)變與體積應(yīng)變分布形狀相似，如圖9a所示，有效應(yīng)力分布如圖9b所示.

從圖9a可以看出，第5層土體的開(kāi)挖過(guò)程中，隔水層與承壓含水層界面處裂縫持續(xù)發(fā)展，并貫通整個(gè)基坑底面，隔水層土體與其下部的承壓含水層脫離，即發(fā)生整體頂升破壞.圖9b為土體有效應(yīng)力分布，符號(hào)“＋”的長(zhǎng)軸表示有效應(yīng)力主方向，短軸表示有效應(yīng)力大小.從圖中可以看，隔水層第⑥層粉質(zhì)粘土的下方，形成厚度約5.0m的有效應(yīng)力為零的區(qū)域并貫穿整個(gè)基坑寬度方向，表明承壓水壓力使土顆粒呈現(xiàn)懸浮狀態(tài)，基坑發(fā)生突涌破壞.

4 結(jié)論

（1）當(dāng)承壓含水層水頭壓力與上覆隔水層土體自重力平衡時(shí)，坑底并未立即產(chǎn)生突涌破壞，表明基坑土體的抗突涌條件應(yīng)計(jì)入黏性土體強(qiáng)度與土體結(jié)構(gòu)相互作用的影響.

（2）承壓水作用下坑底土體變形模式為基坑中間位置處隆起變形大而圍護(hù)墻周?chē)冃涡?，隨著承壓水位的升高或基坑開(kāi)挖深度的增加，土體變形的曲率變大，數(shù)值計(jì)算較好地模擬了離心模型試驗(yàn)的結(jié)果.

（3）基于離心模型的數(shù)值計(jì)算表明，基坑底隔水層內(nèi)部的土體剪切應(yīng)變大于體積應(yīng)變，呈剪切破壞機(jī)制，而隔水層與承壓含水層的界面處體積應(yīng)變較大，產(chǎn)生水壓楔裂作用并逐漸形成有效應(yīng)力為零的區(qū)域，黏性土體隔水層在剪切機(jī)制與楔裂機(jī)制的共同作用下，發(fā)生整體頂升破壞.

（4）離心模型試驗(yàn)可以直觀地反應(yīng)基坑突涌破壞狀態(tài)，數(shù)值模擬可以較好地分析坑底土體的受力狀態(tài)與應(yīng)變機(jī)制，兩者所得的土體受力狀態(tài)和隆起變形吻合較好.

［1］中華人民共和國(guó)行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)編寫(xiě)組.JGJ 120—99建筑基坑支護(hù)技術(shù)規(guī)程 ［S］.北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社，1999.The Professional Standard Compilation Group of People’s Republic of China.JGJ 120—99 Technical specification for retaining and protection of building foundation excavations［S］.Beijing：China Architecture and Building Press，1999.

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