蘇永華，廖君橙，黃騰

（湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410082）

城區(qū)地表塌陷是指在城市開(kāi)發(fā)過(guò)程中，建設(shè)項(xiàng)目對(duì)地層不斷造成擾動(dòng)，致使土層中形成內(nèi)部空洞并逐步發(fā)展，直至地層土體達(dá)到承載能力極限狀態(tài)并最終發(fā)生淺層地表失穩(wěn)的現(xiàn)象[1].該類土洞發(fā)育隱蔽，事故后維護(hù)速度快，相關(guān)事故現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)提取難度大，因此對(duì)于地表塌陷事故的可靠測(cè)量數(shù)據(jù)較少.根據(jù)相關(guān)統(tǒng)計(jì)，北京市2012 年發(fā)生道路塌陷事故300 余次；深圳市2017 年報(bào)道的該類事故高達(dá)238 次，我國(guó)其他各大城市，城區(qū)地表塌陷事故多有報(bào)道.其塌陷形式、塌陷規(guī)模與產(chǎn)生的損失各不相同.

相關(guān)理論研究表明，當(dāng)?shù)貙油炼窗l(fā)育時(shí)，土洞上方發(fā)生應(yīng)力重新分布[2-3]，最終土洞發(fā)生破壞的形式為上覆土剪切破壞[4].同時(shí)，文獻(xiàn)[4]指出，當(dāng)土洞產(chǎn)生于黏性土中并發(fā)生塌陷時(shí)，塌陷形式為沿著空洞外圍的豎向筒狀塌陷，并利用極限平衡法構(gòu)建了圓柱形土洞覆土安全系數(shù)計(jì)算方法.對(duì)于黃土路基下伏土洞，研究將黃土內(nèi)土洞發(fā)育簡(jiǎn)化為土洞頂面的抬升過(guò)程[5]，基于普氏理論探討了覆土臨界厚度.

該類事故的試驗(yàn)研究可歸納為以下兩大類：假設(shè)土洞為理想球體，基于三維模型的試驗(yàn)[6-7]；設(shè)置土洞為二維平面模型，探究其發(fā)展破壞機(jī)理[8-9]；將土洞假設(shè)為三維豎直筒形，研究覆土在該條件下的極限覆土厚度[10].

相關(guān)理論與試驗(yàn)研究結(jié)果表明，工程中發(fā)生的地表塌陷事故為三維土洞通過(guò)逐步塌落發(fā)展引發(fā)的事故，二維試驗(yàn)對(duì)于其發(fā)展過(guò)程的研究?jī)r(jià)值有限；三維模型試驗(yàn)使用黏土為填料[11]，假設(shè)土洞為標(biāo)準(zhǔn)球形且均勻發(fā)育.對(duì)于城區(qū)地表塌陷，事故地層為較為松散的填土地層，對(duì)于類似土洞發(fā)育過(guò)程，在工程實(shí)際中，影響因素較多，實(shí)際工程中難以預(yù)測(cè).

鑒于以上的土洞發(fā)育致塌特點(diǎn)，基于目前的研究現(xiàn)狀，模型試驗(yàn)研究計(jì)劃采用以下路線：選取砂土混合物為試驗(yàn)材料，通過(guò)改變填土高度研究不同埋深下土洞的破壞特征，綜合考慮土洞在外力影響下的發(fā)展，試驗(yàn)中逐漸擴(kuò)大土洞的半徑，并通過(guò)監(jiān)測(cè)地面沉降量分析其發(fā)育過(guò)程中的覆土變形特征.

1 試驗(yàn)步驟

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ拖湓O(shè)計(jì)

試驗(yàn)?zāi)Ｐ拖錇殚L(zhǎng)寬高均為1.2 m 的土箱，使用螺栓連接角鋼為其外框架，為方便沉降觀測(cè)，模型箱體側(cè)面均采用鋼化玻璃材料.在模型箱底部設(shè)置直徑為18 cm 的圓形開(kāi)孔，作為模擬土洞的初始直徑，在底部布置兩道型鋼梁控制模型箱底部變形.

1.2 測(cè)量點(diǎn)位布置

針對(duì)土洞內(nèi)部坍塌發(fā)育過(guò)程中地面沉降情況以及土洞擴(kuò)展引發(fā)的地面塌陷形式.試驗(yàn)沉降監(jiān)測(cè)點(diǎn)與土壓力測(cè)點(diǎn)布置如圖1 和圖2 所示.試驗(yàn)過(guò)程中，隨著土洞半徑擴(kuò)展，洞頂覆土發(fā)生沉降，最終產(chǎn)生突塌，以覆土沉降為觀測(cè)對(duì)象，采用攝影測(cè)量技術(shù)，在洞頂對(duì)稱設(shè)置間隔為10 cm 的標(biāo)記物進(jìn)行地表沉降觀測(cè)，測(cè)點(diǎn)標(biāo)記為C1～C5，該測(cè)試系統(tǒng)通過(guò)不同發(fā)育狀態(tài)下測(cè)點(diǎn)的位置確定該狀態(tài)下模型箱內(nèi)表土的相對(duì)沉降量.

圖2 土壓力觀測(cè)點(diǎn)布置Fig.2 Arrangement of pressure measuring points

試驗(yàn)土壓力測(cè)量系統(tǒng)包括5 個(gè)量程為30 kPa 的CS-TYL050 土壓力盒，以土洞垂直中心線為軸心，在同一水平面上對(duì)稱布置于土洞上方，編號(hào)為P1～P5，直徑28.0 mm，厚度6.5 mm.為保證土壓力盒不對(duì)土體應(yīng)力分布產(chǎn)生影響，參考已有研究中同樣大小土壓力傳感器的設(shè)置方法[12]，將土壓力傳感器間距設(shè)置為150 mm.

1.3 填土選擇與基本物理性質(zhì)測(cè)定

目前對(duì)土洞坍塌的試驗(yàn)研究主要采用的材料有以下兩種：其一，以干砂作為填料，該方案試驗(yàn)效果顯著，體現(xiàn)了松散介質(zhì)中土體的沉降破壞過(guò)程，但是其忽略了實(shí)際工程中的黏聚力參數(shù)；其二，以黏土為試驗(yàn)材料，考慮了實(shí)際工程材料的黏聚力，但是其試驗(yàn)現(xiàn)象不夠明顯.為了兼顧工程實(shí)際中土體的材料參數(shù)特性，試驗(yàn)填料采用與路面路基材料成分相近的工程砂土混合材料作為模型填料，使用Geotest 室內(nèi)大型剪切儀測(cè)試材料，結(jié)果如圖3 所示.

圖3 填土材料剪切試驗(yàn)曲線Fig.3 Shear test curve of fill material

試驗(yàn)分別在20 kPa、30 kPa 和50 kPa 的側(cè)壓力下進(jìn)行剪切，直至剪應(yīng)力無(wú)法增加.取曲線水平段平均值為該壓力下材料抗剪強(qiáng)度.直線擬合其黏聚力為10 kPa，摩擦角為25°.

土樣級(jí)配曲線如圖4 所示，其不均勻系數(shù)Cu=6.05，曲率系數(shù)Cc=1.05，試驗(yàn)材料為良好級(jí)配砂質(zhì)填土.

圖4 試驗(yàn)土級(jí)配曲線Fig.4 Gradation curve of soil

1.4 不同埋深土洞發(fā)育模擬

針對(duì)試驗(yàn)砂土進(jìn)行3 組對(duì)比試驗(yàn)，每組試驗(yàn)中均以試驗(yàn)箱底部9 cm 半徑圓形開(kāi)口作為初始土洞直徑，通過(guò)逐步擴(kuò)大土洞半徑模擬土洞發(fā)育過(guò)程，設(shè)定每次將半徑擴(kuò)大1 cm，測(cè)試其穩(wěn)定后的土壓力與表面沉降.試驗(yàn)安排見(jiàn)表1.

表1 試驗(yàn)安排Tab.1 List of tests

試驗(yàn)在紅磚砌筑的下部懸空的操作臺(tái)上進(jìn)行，具體操作為：1）將模型箱在操作臺(tái)上水平放置；2）封閉試驗(yàn)箱下部開(kāi)孔；3）分層填土，試驗(yàn)材料模型采用分層壓實(shí)的方法，每10 cm 壓實(shí)一次；4）擊實(shí)后靜壓24 h 進(jìn)行模型土填筑；5）布置試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)標(biāo)記物；6）打開(kāi)試驗(yàn)箱下部開(kāi)口，形成初始塌落面；7）使用每一步對(duì)應(yīng)長(zhǎng)度刀具分步擴(kuò)大土洞半徑，待土洞發(fā)育穩(wěn)定后測(cè)量塌落尺寸并使用攝影測(cè)量技術(shù)監(jiān)測(cè)沉降點(diǎn)位的位移直至土洞發(fā)生貫穿塌孔.

模型土填筑過(guò)程中要保證試驗(yàn)土的均勻性，具體操作如圖5 所示.為了保證試驗(yàn)土體的均勻，在試驗(yàn)箱中埋設(shè)取土盒，對(duì)試驗(yàn)土體進(jìn)行取樣，試驗(yàn)結(jié)束后取出埋設(shè)的取樣盒并且測(cè)量試驗(yàn)取樣參數(shù)，由此測(cè)量試驗(yàn)用土的密度參數(shù)γ 與含水率w，試驗(yàn)土體物理力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表2.

圖5 土體填筑與土洞發(fā)育Fig.5 Soil filling and soil cave development

表2 材料物理力學(xué)參數(shù)Tab.2 Physical and mechanical parameters of materials

2 不同埋深土洞發(fā)育破壞

2.1 土洞發(fā)育致塌過(guò)程

對(duì)于土洞發(fā)育的研究表明，當(dāng)土體內(nèi)部產(chǎn)生懸空時(shí)，上覆土層逐步發(fā)生坍塌，其坍塌產(chǎn)生類似拱形的界面[13-14]，試驗(yàn)過(guò)程顯示，在該類坍塌過(guò)程中，最終坍塌面為橢球面.因此，將空洞坍塌形狀參數(shù)簡(jiǎn)化為開(kāi)孔半徑R 與其對(duì)應(yīng)的坍塌高度h 來(lái)描述.

試驗(yàn)過(guò)程中每一步發(fā)育土洞底部的半徑R 不斷擴(kuò)大，同時(shí)對(duì)應(yīng)的土洞高度h 也逐漸增大，最終地面塌陷，產(chǎn)生半徑為r 的塌陷窗口.針對(duì)以上三組不同填土高度試驗(yàn)，土洞發(fā)生驟發(fā)塌陷時(shí)的土洞尺寸各不相同：埋深為400 mm 時(shí)覆土塌穿時(shí)土洞的開(kāi)口半徑為140 mm；埋深為500 mm 時(shí)，覆土塌穿時(shí)土洞開(kāi)口半徑為190 mm；埋深為600 mm 時(shí)，土洞的塌孔半徑為160 mm，其塌陷高度隨土洞開(kāi)口半徑的變化見(jiàn)表3.

表3 土洞發(fā)育過(guò)程Tab.3 Excavation results of soil caves cm

對(duì)于不同填土高度的模型，試驗(yàn)結(jié)果表明在相同填土材料的條件下，土洞處于極限狀態(tài)時(shí)，對(duì)于埋深較淺土洞，其直徑隨埋深增加而增加，而埋深較深的土洞由于上覆荷載的增加，其直徑有所減小.為了分析土洞發(fā)育過(guò)程中半徑R 與塌落高度h 的關(guān)系，塌落高度與開(kāi)孔直徑之比即為土洞發(fā)育過(guò)程中的無(wú)量綱化高跨比n，高跨比隨半徑R 變化如圖6 所示.

圖6 試驗(yàn)土洞塌落高跨比Fig.6 Height-span ratio of each cavern

對(duì)于覆土下存在土洞的情況，普氏理論針對(duì)巖溶土洞的發(fā)育過(guò)程將土洞直徑與覆土塌陷后自然平衡拱高間建立的關(guān)系為：

式中：fk為堅(jiān)固系數(shù)，《巖土工程手冊(cè)》建議在松散土中取該值為0.5.實(shí)際工程應(yīng)用中將式（1）乘以經(jīng)驗(yàn)系數(shù)0.828 進(jìn)行計(jì)算，即：

將試驗(yàn)結(jié)果與理論計(jì)算值相對(duì)照，已有理論研究主要針對(duì)埋藏較深巖溶或隧道上方，其覆土強(qiáng)度指標(biāo)相比于淺層的松散土體更高，引發(fā)的塌陷范圍相比試驗(yàn)結(jié)果更小.對(duì)于淺層空洞而言，采用普氏理論的計(jì)算結(jié)果更符合實(shí)際工程情況.

2.2 土洞塌陷類型分析

對(duì)以上三組試驗(yàn)進(jìn)一步分析其塌陷模式，不同埋深情況下，土洞的極限直徑D、地面塌陷直徑d 及其比值k 如表4 所示.

表4 最終塌陷尺寸Tab.4 Collapse size

試驗(yàn)結(jié)果表明，相同材料條件下，當(dāng)不同埋深的土洞發(fā)生破壞時(shí)，其覆土塌陷模式可以分為壇形塌陷與直筒形塌陷.

2.3 覆土沉降模式

采用攝影測(cè)量的方法記錄N1 和N2 每一次土洞發(fā)育完成后洞頂?shù)某两盗縎 與其半徑方向坐標(biāo)X，繪制為如圖7、圖8 所示沉降分布圖.同時(shí)，將C3號(hào)沉降監(jiān)測(cè)點(diǎn)的沉降與相應(yīng)直徑R 進(jìn)行對(duì)比分析，如圖9 所示.

圖7 埋深400 mm 土洞地表沉降分布Fig.7 Surface subsidence of 400 mm buried soil cave

圖8 埋深500 mm 土洞地表沉降分布Fig.8 Surface subsidence of 500 mm buried soil cave

圖9 C3 點(diǎn)位沉降量對(duì)比Fig.9 Comparison of settlement at point C3

對(duì)比以上兩組試驗(yàn)的沉降測(cè)量結(jié)果，該結(jié)果表明位于塌陷區(qū)域的土體沉降隨著土洞破壞的加劇，上覆土的沉降槽由近似圓弧形逐漸發(fā)生變化，土洞到達(dá)極限平衡狀態(tài)時(shí)其沉降可近似看作拋物線型.分析其沉降過(guò)程，發(fā)現(xiàn)在土洞發(fā)生坍塌事故前，地面由于土洞發(fā)育引發(fā)的沉降速度逐漸減小，在土洞覆土發(fā)生完全坍塌時(shí)，其沉降量發(fā)生突變從而引發(fā)地面塌陷，該現(xiàn)象符合實(shí)際工程[7]中城市路面下土洞發(fā)育時(shí)地面沉降發(fā)展規(guī)律.

2.4 土壓力分布

當(dāng)土洞在發(fā)育擴(kuò)展的過(guò)程中，使用土壓力傳感器記錄土壓力隨土洞開(kāi)口直徑變化過(guò)程.試驗(yàn)設(shè)計(jì)綜合考慮土壓力盒的靈敏度以及設(shè)置土壓力盒對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的擾動(dòng)情況，僅對(duì)于600 mm 埋深的土洞模型，在埋深100 mm 的位置布置一排土壓力盒，土壓力盒平面位置如圖2 所示，將土壓力盒從左至右編號(hào)為1～5 號(hào).土洞中心測(cè)點(diǎn)為3 號(hào)測(cè)點(diǎn)，發(fā)育過(guò)程中記錄各土壓力盒的測(cè)試值P，在豎直方向上土洞各步發(fā)育后土壓力測(cè)量值如圖10 所示.根據(jù)不同點(diǎn)位的測(cè)試結(jié)果，土洞發(fā)育過(guò)程中，洞頂土壓力明顯小于洞周的土壓力.為排除土壓力監(jiān)測(cè)過(guò)程中的無(wú)關(guān)因素，對(duì)稱位置上各測(cè)點(diǎn)的數(shù)據(jù)取平均，測(cè)量值與發(fā)育步驟間關(guān)系如圖11 所示.

圖10 土壓力測(cè)試結(jié)果Fig.10 Earth pressure test results

圖11 各點(diǎn)位土壓力變化圖Fig.11 Change of earth pressure at each point

土壓力測(cè)試試驗(yàn)結(jié)果表明，當(dāng)填土下方產(chǎn)生土洞時(shí)，土洞軸心處土壓力變化最為明顯，隨著半徑逐漸擴(kuò)大，土壓力值顯著減小.其次當(dāng)土洞發(fā)育至直徑為32 cm 時(shí)，2、4 號(hào)土壓力盒位置在水平方向位于該范圍內(nèi)，其土壓力降低速度加快.試驗(yàn)1、5 號(hào)土壓力盒在整個(gè)發(fā)育過(guò)程中位于土洞水平投影范圍之外，第1 步發(fā)育完成后其豎向土壓力上升26%，并且在其后的試驗(yàn)過(guò)程中變化較小.

3 數(shù)值模型計(jì)算分析

3.1 數(shù)值模型建立方法

對(duì)于試驗(yàn)所取得的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，選取N1 組試驗(yàn)結(jié)果，建立相對(duì)應(yīng)的數(shù)值模型，其模型相關(guān)參數(shù)如表2所示.考慮三維模型的對(duì)稱性，取1/4 模型進(jìn)行有限元計(jì)算，取摩爾庫(kù)侖模型為計(jì)算本構(gòu)模型.建立模型如圖12 所示.該模型共計(jì)17 846 個(gè)三維計(jì)算單元，其內(nèi)部側(cè)面設(shè)置為對(duì)稱邊界條件，外部側(cè)面則限制水平方向位移，模型下部采用固定邊界.將表3 中N1 組別的坍塌數(shù)據(jù)代入有限元模型中，對(duì)照試驗(yàn)過(guò)程改變模型，對(duì)比有限元計(jì)算模型沉降計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)實(shí)測(cè)沉降數(shù)據(jù).

圖12 數(shù)值計(jì)算模型圖Fig.12 Numerical calculation model diagram

以土洞為中心，取室內(nèi)模型試驗(yàn)C3、C4 點(diǎn)沉降測(cè)量值與數(shù)值模型試驗(yàn)對(duì)應(yīng)點(diǎn)沉降值進(jìn)行對(duì)比，數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)際測(cè)量結(jié)果對(duì)比如圖13 所示.結(jié)果表明，對(duì)于試驗(yàn)用砂土材料，數(shù)值模擬方法對(duì)于橢球形土洞正中心處其模擬效果較好，C3 點(diǎn)位試驗(yàn)與模擬結(jié)果誤差不超過(guò)3%，C4 點(diǎn)的誤差為7%.根據(jù)模型試驗(yàn)與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，在土洞發(fā)生破壞前各步計(jì)算中，數(shù)值模擬較好地反映了土洞發(fā)育過(guò)程中塌陷土體的變形特征，在工程中具有一定參考價(jià)值.

圖13 埋深400 mm 試驗(yàn)沉降對(duì)比Fig.13 Settlement comparison of 400 mm buried depth test

根據(jù)計(jì)算模型進(jìn)一步選取長(zhǎng)沙一處路面塌陷事故為例，其現(xiàn)場(chǎng)塌坑深度3 m，地表產(chǎn)生近似圓形塌孔，塌孔直徑為2.8 m.由臨近地質(zhì)資料推斷塌陷事故土洞在地表填土層中，物理力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表5.

表5 現(xiàn)場(chǎng)地層參數(shù)Tab.5 Field parameters

按照上述方法建立有限元計(jì)算模型，地層為雜填土層，經(jīng)驗(yàn)取值認(rèn)為對(duì)于砂質(zhì)土完整系數(shù)取0.5，砂質(zhì)黏土為0.6，粉質(zhì)黏土以及礫石層則取為0.8.因填土層粒徑分布復(fù)雜，考慮其類似礫石土，取其完整系數(shù)為0.8，以確定其發(fā)育模式.考慮塌陷土體對(duì)土洞的填埋，取土洞的近似埋深為3.5 m.

當(dāng)土洞在水平方向半徑逐漸發(fā)育時(shí)，取塑性區(qū)貫通至地表面時(shí)土洞發(fā)生塌陷，最終塌陷時(shí)塑性區(qū)分布如圖14 所示.由其地面塑性區(qū)分布，可以預(yù)測(cè)其地面塌陷形式為土洞頂部發(fā)生塌穿，周邊地面產(chǎn)生環(huán)狀塑性區(qū)，該環(huán)狀塑性區(qū)產(chǎn)生拉裂破壞.數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)際工程均顯示地面發(fā)生塌穿的范圍為圓形，數(shù)值計(jì)算塌陷半徑為1.5 m，實(shí)際事故發(fā)生的塌穿范圍半徑約為1.4 m，模擬結(jié)果較好地反映了工程中的事故現(xiàn)場(chǎng).

圖14 模型塑性區(qū)分布Fig.14 Distribution of plastic zone in model

3.2 數(shù)值模擬參數(shù)分析

以上針對(duì)三維試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜏y(cè)試結(jié)果與實(shí)際工程實(shí)例建立了相關(guān)的數(shù)值計(jì)算模型，結(jié)果表明了本文數(shù)值模擬計(jì)算模型的可靠性.在實(shí)際工程中，探討土體材料參數(shù)對(duì)塌陷事故的影響具有重要的工程意義.因此，以地表填土的彈性模量E、泊松比μ、黏聚力c、內(nèi)摩擦角φ 作為變量進(jìn)行分析，填土物理參數(shù)的經(jīng)驗(yàn)取值范圍見(jiàn)表6.

表6 素填土參數(shù)經(jīng)驗(yàn)值Tab.6 Empirical value of materials

正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)是探討材料參數(shù)對(duì)土洞坍塌半徑影響的一種有效分析方法[15]，該方法針對(duì)填土參數(shù)的經(jīng)驗(yàn)取值，將填土參數(shù)在取值范圍內(nèi)進(jìn)行變量水平劃分，以此作為變量的編碼依據(jù)，將因素水平劃分為上星號(hào)臂γ、上水平、零水平、下水平、下星號(hào)臂-γ 五個(gè)等級(jí)，其具體劃分如表7 所示.

產(chǎn)業(yè)集聚過(guò)程中所產(chǎn)生的環(huán)境效應(yīng)是經(jīng)濟(jì)因素、生態(tài)因素、社會(huì)化因素、文化因素、政治因素、地理因素等共同作用的結(jié)果，因此，通過(guò)多學(xué)科交叉研究產(chǎn)業(yè)集聚與環(huán)境效應(yīng)相互作用機(jī)制是未來(lái)研究的趨勢(shì)。將多因素納入系統(tǒng)的研究框架，考慮

表7 因素編碼水平表Tab.7 Factor coding level

為了分析各因素對(duì)土洞最終塌陷時(shí)半徑的影響，采用二次正交組合試驗(yàn)進(jìn)行分析.選用正交表L8（27）為二因素設(shè)計(jì)依據(jù)，其星號(hào)試驗(yàn)次數(shù)為8 次，零水平試驗(yàn)次數(shù)為1，總試驗(yàn)次數(shù)為17 次.試驗(yàn)所得的回歸方程包含七項(xiàng)，其中Z1～Z4為因素X1～X4的一次項(xiàng)，交互項(xiàng)為Z1Z2、Z1Z3、Z2Z3，平方項(xiàng)為則擬合公式為：

將上述變量水平依據(jù)二次正交計(jì)算模型輸入有限元計(jì)算軟件，利用湘江路路面塌陷事故建立的模型進(jìn)行有限元模擬，分別得到不同條件下土洞發(fā)育的極限半徑R 的值，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表8.

表8 正交試驗(yàn)安排Tab.8 Orthogonal test arrangement

將試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行回歸計(jì)算，忽略參數(shù)中影響極小的項(xiàng)，得到土洞極限半徑關(guān)于以上表6 中的4 個(gè)參數(shù)的回歸方程如式（4），將上述回歸變量代回可得到極限半徑相對(duì)于各參數(shù)值的回歸方程如式（5）.

針對(duì)計(jì)算結(jié)果，當(dāng)E=6 MPa，μ=0.3 時(shí)，黏聚力與內(nèi)摩擦角與土洞極限半徑Rmax繪制為圖15.圖15 分別顯示了土洞的極限半徑受內(nèi)摩擦角和黏聚力的影響，當(dāng)內(nèi)摩擦角增大時(shí)，在表6 的取值范圍內(nèi)，土洞的半徑呈現(xiàn)先增大后減小的關(guān)系，在φ=24°時(shí)其半徑取得極大值；當(dāng)填土黏聚力增大時(shí)，土洞極限半徑在c=8.5 kPa 處取得極大值.該擬合結(jié)果顯示在一定范圍內(nèi)增加填土材料參數(shù)有助于增強(qiáng)土洞的穩(wěn)定，從而使塌陷時(shí)土洞的半徑更大，但若繼續(xù)提高填土的強(qiáng)度，其土體的塌陷半徑反而有所降低.由此，在道路建設(shè)中應(yīng)當(dāng)針對(duì)材料進(jìn)行多次試驗(yàn)以選取合適強(qiáng)度的填土材料以防止該類事故的發(fā)生.

圖15 填土強(qiáng)度參數(shù)對(duì)土洞極限半徑的影響Fig.15 Influence of filling strength parameters on the limit radius of soil cave

4 結(jié)論

本文通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)，重點(diǎn)研究了土洞發(fā)育致塌過(guò)程中土洞形狀、地表沉降量與其對(duì)應(yīng)土壓力變化數(shù)據(jù)，分析試驗(yàn)結(jié)果得出以下結(jié)論：

1）對(duì)于同一填土材料，當(dāng)土洞的水平向直徑發(fā)展時(shí)，其豎向高度與水平向直徑的比值符合普氏理論提出的幾何規(guī)律.

2）對(duì)于松散填土中埋深不同的土洞，其塌陷形式主要分為壇形與筒式塌陷兩類.

3）土洞產(chǎn)生引發(fā)地面沉降的監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)結(jié)果表明，在土洞坍塌之前沉降發(fā)育較緩慢，塌陷為突發(fā)式失穩(wěn).

4）土洞發(fā)育過(guò)程中，上覆土發(fā)生明顯的應(yīng)力轉(zhuǎn)移現(xiàn)象，土洞外側(cè)豎向土壓力發(fā)生明顯升高，其內(nèi)側(cè)豎直土壓力明顯降低.

5）利用有限單元法結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果建立了模擬土洞發(fā)育的模型，以此為基礎(chǔ)通過(guò)正交回歸試驗(yàn)分析了各參數(shù)項(xiàng)對(duì)塌陷半徑的影響.