姜曉博，王禮華，張 翾

(1.中交一公局第四工程有限公司，廣西 南寧 530033；2.交通運(yùn)輸部公路科學(xué)研究院，北京 100094)

0 引 言

在江河岸畔以及地下水位較高或水循環(huán)補(bǔ)給通暢的基坑工程中，巖土體常常受到地下水的軟化浸泡或滲流補(bǔ)給沖蝕[1-2]，引起基坑側(cè)壁坍塌、邊坡失穩(wěn)等嚴(yán)重威脅工程安全的問題[3- 6]。特別是富水地層地下洞室或地鐵車站的基坑開挖工程，即使局部降水后，長期受到水巖劣化作用也使得巖土體強(qiáng)度顯著下降，開挖卸荷后引起嚴(yán)重的工程安全事故[7- 8]。為解決這一工程難題，國內(nèi)外學(xué)者開展了大量針對(duì)富水軟弱巖土體開挖和降水后的工程特性研究[9-11]。但現(xiàn)有成果主要集中在飽水巖土體物理力學(xué)特征的室內(nèi)研究或結(jié)合滲流效應(yīng)的開挖穩(wěn)定性分析，較少考慮水巖劣化效應(yīng)下的計(jì)算模型及其工程應(yīng)用，導(dǎo)致研究成果的結(jié)合和推廣具有一定的局限性。

本文以強(qiáng)度衰減分析室內(nèi)試驗(yàn)成果為基礎(chǔ)，通過理論分析推導(dǎo)得出新的水巖劣化模型進(jìn)行參數(shù)擬合，并將理論模型編入模擬軟件中，運(yùn)用到深圳某富水地層基坑開挖項(xiàng)目進(jìn)行穩(wěn)定性分析和研究，可為富水區(qū)地下工程開挖和支護(hù)設(shè)計(jì)提供參考。

1 室內(nèi)試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)準(zhǔn)備及方案

試樣取自于深圳市公常路中山大學(xué)下穿段基坑工程，為褐紅、褐黃色侏羅系砂質(zhì)泥巖，細(xì)粉粒結(jié)構(gòu)，層狀構(gòu)造。巖石風(fēng)化強(qiáng)烈而解體，原巖結(jié)構(gòu)大部分被破壞，風(fēng)化裂隙極發(fā)育，巖芯呈土夾塊狀，夾有較多中風(fēng)化巖碎塊，屬極軟巖，巖體完整程度為較破碎～破碎，巖體基本質(zhì)量等級(jí)為Ⅴ類。試樣選取及準(zhǔn)備見圖1。

圖1 試樣選取及準(zhǔn)備

將地勘鉆探取回的巖樣采用干鉆法制成標(biāo)準(zhǔn)圓柱體(高度為100 mm，直徑為50 mm)，試樣尺寸誤差控制在±1 mm，垂直度偏差<0.25°，并將試樣表面做平整處理。首先，將試樣進(jìn)行階段式透水處理，根據(jù)SL 264—2016《水利水電工程巖石試驗(yàn)規(guī)程》，結(jié)合試樣分3次提高浸水深度，直至水面高出巖樣頂部2 cm，并飽水處理30 d用于三軸壓縮試驗(yàn)。通過測(cè)得試樣的天然含水率和飽水狀態(tài)含水率后，設(shè)置多組試驗(yàn)工況，見表1。

表1 試驗(yàn)工況設(shè)置

1.2 試驗(yàn)設(shè)備

試驗(yàn)采用全自動(dòng)伺服系統(tǒng)控制的巖石三軸壓縮試驗(yàn)機(jī)，全程動(dòng)態(tài)記錄試樣壓縮應(yīng)力—應(yīng)變曲線。三軸壓縮試驗(yàn)系統(tǒng)見圖2。整機(jī)液壓加載限值為3 000 kN，可提供0～100 MPa圍壓。軸向變形和側(cè)向變形量程為0～20 mm，精度為0.001 mm。將制備好的試樣套上防油乳膠套放于三軸壓力室內(nèi)，使試樣承壓塊和球座對(duì)中，然后將三軸壓力室置于壓力試驗(yàn)機(jī)上，使壓力室與承壓板對(duì)中。開機(jī)進(jìn)行低速預(yù)壓，并同步施加徑向圍壓。待達(dá)到試驗(yàn)設(shè)定值時(shí)，緩慢加載豎向壓力至試樣發(fā)生破壞為止。

圖2 三軸壓縮試驗(yàn)系統(tǒng)

1.3 試驗(yàn)結(jié)果分析

1.3.1劣化特征分析

試樣三軸壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線走勢(shì)及強(qiáng)度變化規(guī)律相近，選取干燥和飽水條件下的試驗(yàn)結(jié)果為例進(jìn)行分析。不同含水率試樣三軸壓縮應(yīng)力-位移關(guān)系見圖3。從圖3可知，隨著圍壓的增加，壓密階段逐漸縮短，峰前屈服階段明顯，塑性變形效應(yīng)顯著，峰值強(qiáng)度和應(yīng)變逐漸增加，峰值強(qiáng)度點(diǎn)逐漸后移，試樣由脆性逐漸向延性轉(zhuǎn)化。與此同時(shí)，峰值后應(yīng)力跌落速度也有所減緩。隨著含水率的逐漸增加，峰值強(qiáng)度出現(xiàn)降低，但隨著圍壓的不斷增加，巖體內(nèi)裂隙快速壓密，強(qiáng)度提高率增大。

圖3 不同含水率試樣三軸壓縮應(yīng)力-位移關(guān)系

基于三軸試驗(yàn)結(jié)果統(tǒng)計(jì)分析，本文引入劣化度L[12]評(píng)價(jià)不同含水率條件下水巖劣化作用引起的巖體強(qiáng)度衰減特征。計(jì)算公式如下

L=(σ0-σw)/σw

(1)

式中，σ0為干燥狀態(tài)下的試樣峰值軸向抗壓強(qiáng)度；σw為不同含水率條件下試樣的峰值軸向抗壓強(qiáng)度。

根據(jù)試驗(yàn)所得不同含水率試樣三軸壓縮強(qiáng)度結(jié)果，分別計(jì)算出水巖作用引起的巖體強(qiáng)度劣化情況見圖4。從圖4可知，隨著含水率的增加，巖體內(nèi)部損傷積累呈現(xiàn)出先顯著線性增長，后緩慢增加的趨勢(shì)，強(qiáng)度衰減范圍為15.6%～36.5%。特別是前期隨著含水率的增長，劣化水平增幅顯著。同時(shí)，劣化水平也與圍壓具有一定相關(guān)性。含水率一定時(shí)，圍壓越大，裂化因子值越小。從劣化因子的數(shù)值變化趨勢(shì)來看，低圍壓下隨著含水率的增加劣化因子值呈線性增長，巖體內(nèi)部損傷快速積累，強(qiáng)度下降明顯。而在高圍壓下其增幅很小，表明水巖作用已達(dá)到一定水平，局部巖體結(jié)構(gòu)已基本破壞。

圖4 峰值強(qiáng)度劣化衰減規(guī)律

1.3.2巖體力學(xué)強(qiáng)度特性

不同含水率試樣三軸壓縮曲線得到的試件抗剪切強(qiáng)度參數(shù)變化見圖5。從圖5可知，隨著含水率的增加，粘聚力在初始段下降明顯。但隨著試樣內(nèi)部水分的持續(xù)攀升，其下降趨勢(shì)逐漸放緩，最大降幅為31.3%。表明相較于干燥狀態(tài)下的巖樣，水巖相互作用效果十分明顯，剪切破壞更加趨向于破裂面內(nèi)顆粒間的滑動(dòng)摩擦，顆粒粘結(jié)所形成的抗剪阻斷效應(yīng)減弱。隨著含水率的增加，內(nèi)摩擦角出現(xiàn)輕微下降現(xiàn)象，最大降幅為13%，受含水率的影響相對(duì)較小。這主要是因?yàn)樵嚇又胁糠钟H水性強(qiáng)的礦物質(zhì)遇水膨脹，破壞了巖土體微單元的整體結(jié)構(gòu)性，造成了一定的強(qiáng)度劣化。隨著含水率的增加，內(nèi)部微裂紋開始逐步發(fā)育，造成微單元結(jié)構(gòu)的破壞，加上水體對(duì)單元體表面的潤滑和分離作用，相對(duì)摩擦力有所下降。但由于圍壓的存在，顆粒間的相對(duì)移動(dòng)仍然會(huì)受到表面機(jī)械咬合力產(chǎn)生的摩擦效應(yīng)的影響。通過對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的擬合可以得到，試樣內(nèi)摩擦角隨著含水率的增加基本呈線性降低，而粘聚力則與含水率呈二次函數(shù)關(guān)系。

圖5 不同含水率下試樣強(qiáng)度變化

2 水巖耦合模型

基于前人的研究結(jié)論以及室內(nèi)試驗(yàn)成果表明，由于水巖耦合作用引起的巖體內(nèi)部劣化往往造成局部單元體無法承受較大的外部應(yīng)力。隨著含水率的逐漸增加以及顆粒團(tuán)簇體在水中長期浸泡，水巖耦合引起的巖體強(qiáng)度劣化效應(yīng)增強(qiáng)，內(nèi)部損傷開始逐步積累。為簡化模型形式以及方便工程取值應(yīng)用，將原始材料分為劣化和未劣化材料2個(gè)部分。在外部荷載條件下，巖土體材料承受的應(yīng)力為σ，作用面積為S。其中，一部分應(yīng)力σ′作用于未劣化單元體，作用面積為S1；另一部分應(yīng)力σ″作用于劣化單元體，作用面積為S2。根據(jù)等效應(yīng)變理論，引入劣化因子L可以得出

σ=σ′+σ″

(2)

(3)

σ=σ′(1-L)+σ″L

(4)

式中，σ為名義應(yīng)力；σ′為有效應(yīng)力。假定巖石的破壞準(zhǔn)則通式為

f(σ′)-H=0

(5)

式中，H為與材料粘聚力和內(nèi)摩擦角有關(guān)的常數(shù)，可作為巖石微元的強(qiáng)度。設(shè)巖石微元破壞的概率為P[f(σ′)]，則水巖耦合作用下巖土體微元劣化變量分布可表示為

(6)

假設(shè)巖土體微單元破壞服從摩爾-庫倫破壞準(zhǔn)則，參照廣義胡克定律和文獻(xiàn)[13]介紹的方法，建立水巖耦合作用下巖土體劣化本構(gòu)模型，微單元應(yīng)力狀態(tài)及強(qiáng)度滿足以下條件

σi=Eεi+μ(σj+σk)

(7)

σ1″=tan2αk+2ctanα

(8)

σ3″=k

(9)

(10)

(11)

式中，E為巖土體彈性模量；μ為巖土體泊松比；εi為巖土體應(yīng)變；c和φ分別為巖土體粘聚力和內(nèi)摩擦角；σc為巖土體抗壓強(qiáng)度。

由于水巖耦合作用造成巖土體的內(nèi)部劣化是隨機(jī)產(chǎn)生的，假定水巖耦合作用下巖土體微單元強(qiáng)度滿足正態(tài)分布，基于式(5)可以得出

(12)

式中，S0、H0為模型分布參數(shù)，是巖石材料力學(xué)特性的表征。綜合考慮式(4)、(7)、(12)可得到考慮水巖耦合作用的巖土體微元劣化計(jì)算本構(gòu)模型，參數(shù)取值可參考本文試驗(yàn)結(jié)果，即

(13)

將本文研究得到的考慮水巖耦合效應(yīng)的計(jì)算方程編入Geostudio有限元計(jì)算軟件中并進(jìn)行調(diào)用，可針對(duì)不同含水率下的基坑臨空邊坡穩(wěn)定性進(jìn)行計(jì)算和分析比較。

表2 模型參數(shù)選取

3 工程驗(yàn)證

3.1 工程背景

研究區(qū)位于深圳市光明區(qū)干道公常路，工程場地原始地貌為殘丘坡地及沖積洼地，區(qū)內(nèi)地勢(shì)從西往東逐漸抬高。選取的研究點(diǎn)基坑開挖長32 m，寬22 m，支護(hù)安全等級(jí)為一級(jí)，主體結(jié)構(gòu)范圍主要為粘土、中砂和強(qiáng)風(fēng)化砂質(zhì)泥巖地層，現(xiàn)場施工情況見圖6。根據(jù)勘察結(jié)果，場地地下水位于地下室底板以上，水位較高，開挖前先進(jìn)行工區(qū)降水?；坶_挖后，基槽底板主要落在含砂粉質(zhì)粘土層和第四系殘積層及全、強(qiáng)風(fēng)化砂質(zhì)泥巖層上。其中，強(qiáng)風(fēng)化砂質(zhì)泥巖遇水易軟化，承載力急劇降低，易導(dǎo)致摩擦樁單樁承載力不滿足設(shè)計(jì)要求。為對(duì)比分析水巖耦合效應(yīng)對(duì)基坑開挖后的穩(wěn)定性影響，選取典型剖面進(jìn)行建模計(jì)算。

圖6 現(xiàn)場施工開挖及監(jiān)測(cè)儀器安裝

3.2 模型建立及設(shè)置

根據(jù)地勘資料，研究剖面地層共3層。采用邊樁加2道橫撐，第1道為0.8 m×0.8 m混凝土梁，第2道為1.0 m×1.0 m混凝土梁，中間設(shè)鋼格構(gòu)立柱?；娱_挖深度為17 m，采取分層開挖方式。為了方便研究，將模型進(jìn)行了適當(dāng)?shù)暮喕ＤＰ统叽玳L193 m，高度設(shè)置為100 m，共8 741個(gè)單元、8 923個(gè)節(jié)點(diǎn)。同時(shí)，為了減小邊界效應(yīng)的影響，設(shè)置模型兩側(cè)為水平約束，頂部為自由面，模型底部為半無限大空間，故設(shè)置為固定約束。分別采用M-C模型(工況A)和水巖劣化修正模型(工況B)進(jìn)行計(jì)算，并進(jìn)行深入對(duì)比分析。模型參數(shù)選擇見表2。

3.3 結(jié)果分析

巖土體應(yīng)力模擬結(jié)果見圖7。從圖7可知，在橫撐和邊樁的支擋作用下，基坑上部巖土體水平應(yīng)力較小。隨著埋深逐漸增加，基坑側(cè)壁水平應(yīng)力不斷增大，坑底處達(dá)100 kPa。此外，隨著開挖深度越大，坑底附近的剪應(yīng)力也越大，有發(fā)生滑動(dòng)剪切破壞的趨勢(shì)。在基坑底部邊角處出現(xiàn)了明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象。

圖7 應(yīng)力等值線(單位：MPa)

根據(jù)現(xiàn)場實(shí)際工況進(jìn)行基坑模擬開挖，并與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析，結(jié)果見圖8。從圖8可知，不同工況下土體位移變化規(guī)律相近，并且2種數(shù)值模擬所得結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)變化曲線具有較大的一致性，也表明了數(shù)值模型的合理性。

埋深為0的位置水平位移均接近0。隨著埋深的不斷增加以及多道支護(hù)的施作，巖土體水平位移開始逐漸增大，并于樁底部位移差距分化增大。與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)相比，數(shù)值模擬結(jié)果在初始段相對(duì)偏大，但隨著埋深的增加進(jìn)入砂質(zhì)泥巖段，工況A樁后巖土體最大位移4.5 cm，比實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)偏小約8.3%；而工況B計(jì)算所得最大水平位移比實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)偏大約3%。隨著埋深的增加，雖然水平位移量緩慢減小，但實(shí)測(cè)位移曲線也逐漸靠近工況B計(jì)算所得結(jié)果。這主要是因?yàn)榭紤]了水巖劣化效應(yīng)后，部分砂質(zhì)泥巖的軟化崩解在數(shù)值計(jì)算中有所體現(xiàn)。特別是在深埋應(yīng)力復(fù)雜條件下，巖土體微元在水和自重作用下即出現(xiàn)了初始劣化狀態(tài)，微觀缺陷不斷增加，細(xì)觀裂縫的延伸和發(fā)展，進(jìn)一步加劇了巖土體發(fā)生屈服破壞，這與實(shí)際情況也較為符合。當(dāng)考慮了水巖劣化效應(yīng)后，計(jì)算結(jié)果相對(duì)偏大，也增大了設(shè)計(jì)的安全儲(chǔ)備。

圖8 樁后巖土體水平位移

基坑整體變形見圖9。從圖9可知，2種工況下都可以看出開挖后明顯的基坑回彈變形和兩側(cè)擠壓變形。其中，工況B基坑兩側(cè)巖土體變形趨勢(shì)更加明顯，支護(hù)體系的支擋效果也更為顯著。取左側(cè)邊樁進(jìn)行受力彎矩分析，結(jié)果見圖10。從圖10可知，樁體彎矩隨著埋深的增加呈現(xiàn)出先增大后減小并逐步收斂的趨勢(shì)。2種工況下的總體規(guī)律表現(xiàn)為基坑頂部和嵌固段彎矩差異較小，隨著埋深的增加，工況B計(jì)算得出的受力彎矩增速明顯，最大負(fù)彎矩為719.8 kN·m，最大正彎矩為536.7 kN·m，與工況A相比，最大負(fù)彎矩增幅為27.9%，最大正彎矩增幅33.3%。主要是因?yàn)榭紤]了水巖劣化效應(yīng)后，巖土體自身強(qiáng)度出現(xiàn)顯著下降，同時(shí)又受到基坑開挖后向臨空面卸荷作用的影響，導(dǎo)致本來已產(chǎn)生微缺陷的弱場區(qū)進(jìn)一步破壞運(yùn)移，擠壓支護(hù)結(jié)構(gòu)，產(chǎn)生更大的附加荷載。對(duì)于結(jié)構(gòu)反彎點(diǎn)和最大彎矩處應(yīng)加強(qiáng)支護(hù)剛度。

圖10 支護(hù)樁受力彎矩示意

通過對(duì)巖土體變形破壞以及結(jié)構(gòu)受力變形的對(duì)比分析可以看出，在富水地下工程中，考慮了水巖劣化效應(yīng)的計(jì)算模型與現(xiàn)場實(shí)測(cè)結(jié)果更為接近。同時(shí)，對(duì)于極限破壞值來說，常規(guī)計(jì)算方法所得結(jié)果相對(duì)偏小，巖土體開挖和施工安全具有一定風(fēng)險(xiǎn)。在特殊水環(huán)境下采用考慮水巖劣化的計(jì)算模型進(jìn)行設(shè)計(jì)具有更高的安全性。

4 結(jié) 語

本文基于室內(nèi)試驗(yàn)、理論分析和現(xiàn)場測(cè)試結(jié)果，對(duì)富水軟巖基坑開挖穩(wěn)定性進(jìn)行了研究，建立了考慮水巖劣化效應(yīng)的巖土體破壞計(jì)算模型，得出以下結(jié)論：

(1)水巖作用改變了巖體微觀結(jié)構(gòu)及顆粒聚合性，導(dǎo)致巖體強(qiáng)度劣化水平表現(xiàn)為隨含水率的增加呈先快速上升，后逐漸減緩的變化規(guī)律，劣化度分布范圍為15.6%～36.5%。

(2)隨著含水率的增加，砂質(zhì)泥巖的粘聚力和內(nèi)摩擦角不斷降低。粘聚力與含水率呈二次函數(shù)關(guān)系，最大降幅約31.3%，內(nèi)摩擦角隨含水率線性降低，最大降幅約13%。水巖劣化作用對(duì)巖土體粘聚力影響更大。

(3)采用考慮水巖劣化模型計(jì)算得到的巖土體應(yīng)力結(jié)果比實(shí)測(cè)偏大約3%，支護(hù)結(jié)構(gòu)受力相對(duì)常規(guī)計(jì)算方法所得結(jié)果平均偏大約30%。所得結(jié)果更加接近實(shí)際工況，可以有效提高富水地層基坑開挖和支護(hù)安全性。