黃華，王勝，劉曉明，譚鑫*，周業(yè)

(1.中建五局第三建設(shè)有限公司，長(zhǎng)沙 410116; 2.湖南大學(xué)土木工程學(xué)院，長(zhǎng)沙 410082)

隨著中國(guó)城市化水平的快速提高，城市地下空間的開發(fā)和利用已經(jīng)成為解決人口、資源、環(huán)境問(wèn)題的重要措施和實(shí)施城市可持續(xù)發(fā)展的重要途徑[1]。各類地下空間工程諸如地鐵車站、地下停車場(chǎng)、地下商場(chǎng)、人防工程等都需要進(jìn)行深大基坑的開挖，保證基坑工程的安全成為開發(fā)利用城市地下空間的重要前提。盡管目前基坑支護(hù)技術(shù)和相關(guān)理論日趨完善，但由于基坑工程具有強(qiáng)烈的區(qū)域性、個(gè)體性及高風(fēng)險(xiǎn)性等特點(diǎn)[2-5]，各類基坑事故難以避免。

基坑失穩(wěn)事故[6-8]可能造成嚴(yán)重的生命財(cái)產(chǎn)安全損失，一旦基坑變形達(dá)到預(yù)警值必須立即對(duì)基坑進(jìn)行搶險(xiǎn)加固。朱琦等[9]以實(shí)際深基坑項(xiàng)目為依托，闡述了常用的支護(hù)結(jié)構(gòu)在基坑施工過(guò)程中的力學(xué)變形特性。目前常采用的基坑搶險(xiǎn)加固措施有兩種，一種是在坑底大量回填土方，但通常受限于在市區(qū)短時(shí)間內(nèi)獲得大量土源。另一種是采用鋼管斜撐進(jìn)行支護(hù)[10]，將鋼管一端固定于坑底穩(wěn)定區(qū)域，另一端支撐于基坑側(cè)壁，形成斜撐。斜撐能夠及時(shí)對(duì)坑壁形成有力支持，被大量基坑搶險(xiǎn)工程所首選采用[11-15]。劉曉玉等[11]通過(guò)工程實(shí)例介紹了斜撐支護(hù)體系在深厚淤泥區(qū)域基坑中的應(yīng)用。劉燕等[12-13]研究了斜撐體系的協(xié)同變形承載機(jī)理及相應(yīng)施工方法。但斜撐加固的穩(wěn)定性往往受到斜撐撐腳地基土體的強(qiáng)度限制，當(dāng)基坑坑壁穩(wěn)定需要的抗力過(guò)大時(shí)易發(fā)生撐腳處局部地基失穩(wěn)。采用澆筑混凝土或鋼結(jié)構(gòu)基座能提高斜撐撐腳穩(wěn)定性[14]，但基座澆鑄養(yǎng)護(hù)或鋼結(jié)構(gòu)焊接施工過(guò)程會(huì)增加基坑暴露時(shí)間，無(wú)法滿足及時(shí)搶險(xiǎn)的需求。大量基坑臨時(shí)搶險(xiǎn)采用將無(wú)基座斜撐撐腳插入地基，然后裝配上部斜撐的方法來(lái)迅速處置險(xiǎn)情。因此斜撐撐腳地基的穩(wěn)定性往往成為控制斜撐整體承載能力的關(guān)鍵問(wèn)題。

目前中外研究主要集中在斜撐結(jié)構(gòu)自身受力狀態(tài)和對(duì)基坑變形的限制效果[14-15]，然而對(duì)斜撐撐腳受力變形特征及承載機(jī)理問(wèn)題研究則相對(duì)較少，理論體系也并不完善。為此，針對(duì)現(xiàn)有研究的不足，選取基坑搶險(xiǎn)工程中最為常用的淺埋斜撐撐腳穩(wěn)定性問(wèn)題開展了室內(nèi)物理模型試驗(yàn)和數(shù)值分析研究，獲得了荷載位移曲線和地基土變形特征，并揭示了斜撐撐腳地基承載機(jī)理及破壞模式。

1 物理模型試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)裝置

基坑搶險(xiǎn)工程應(yīng)用中使用斜撐進(jìn)行臨時(shí)搶險(xiǎn)支護(hù)時(shí)，斜撐與地基土表面的夾角范圍大多在30°～60°。因此室內(nèi)模型實(shí)驗(yàn)[圖1(a)]的斜撐傾斜角度設(shè)置為45°。模型箱凈空間尺寸為770 mm(長(zhǎng))×520 mm(寬)×500 mm(高)，模型箱的兩側(cè)分別安裝透明鋼化玻璃，以便觀察撐腳地基失穩(wěn)形式。

h′為加載塊豎向位移；s為斜撐軸向位移

根據(jù)模型箱尺寸，縮尺模型斜撐鋼管選用304不銹鋼無(wú)縫鋼管，直徑為50 mm，長(zhǎng)度為900 mm，壁厚為2 mm。試驗(yàn)豎向荷載由豎向加載框架上部伺服電機(jī)提供，電機(jī)最大推拉力能達(dá)到50 kN。采用YSF-I/25-4型電動(dòng)伺服控制系統(tǒng)進(jìn)行加載控制，可以通過(guò)位移、載荷及手搖3種加載方式進(jìn)行加載的控制，伺服電動(dòng)缸中安裝有壓力和位移傳感器，可以實(shí)現(xiàn)對(duì)加載力、速度和位置的精密伺服控制。如圖1(b)所示，通過(guò)楔形加載塊和可以將豎向加載轉(zhuǎn)換為斜撐的軸向荷載。試驗(yàn)的加載采用位移控制，控制豎向傳力桿以0.167 mm/s的速度推動(dòng)楔形加載塊勻速下降，直至達(dá)到斜撐軸向位移行程(40 mm)或者撐腳地基出現(xiàn)明顯破壞。加載過(guò)程中傳感器每隔1 s采集一次對(duì)應(yīng)時(shí)刻的位移和荷載值。模型試驗(yàn)中對(duì)埋置長(zhǎng)度分別為1倍、2倍、3倍和4倍鋼管直徑的斜撐進(jìn)行豎向加載試驗(yàn)。

1.2 模型用土

地基土選用干燥中砂，試驗(yàn)前將所有試驗(yàn)砂放置烘箱內(nèi)烘干24 h。所選砂土粒徑級(jí)配曲線如圖2所示，其界限粒徑d10、d30、d60分別為0.21 mm、0.43 mm 和1.29 mm，平均粒徑d50為0.81 mm，不均勻系數(shù)Cu為6.14。為保證試驗(yàn)地基的密實(shí)度和均勻性，往模型箱內(nèi)填筑時(shí)采用分層壓實(shí)填筑。試驗(yàn)砂的最大和最小干密度分別為1.951 g/cm3和1.523 g/cm3，通過(guò)分層壓實(shí)后，試驗(yàn)地基土的密度為1.681 g/cm3，此時(shí)地基土的相對(duì)密實(shí)度為0.428，屬于中密砂。為保證每次試驗(yàn)時(shí)地基的密實(shí)度和均勻性，往模型箱內(nèi)填筑時(shí)采用砂雨法進(jìn)行分層壓實(shí)填筑，通過(guò)控制每層砂土的密度來(lái)控制整體的密實(shí)度。試驗(yàn)用砂的主要性質(zhì)參數(shù)如表1所示。

圖2 模型土粒徑分布曲線

表1 模型土基本物理參數(shù)

2 模型試驗(yàn)結(jié)果

對(duì)不同埋置長(zhǎng)度h下的斜撐承載試驗(yàn)的位移和軸向壓力進(jìn)行處理后，得到斜撐承載的荷載-位移曲線如圖3所示。斜撐在進(jìn)行加載試驗(yàn)前即受到來(lái)自于上部楔形加載塊的重力，這部分荷載轉(zhuǎn)換為斜撐的軸向壓力為61.25 kPa，因此曲線起點(diǎn)不處于坐標(biāo)原點(diǎn)。

圖3 斜撐承載荷載-位移曲線

從圖3可以看出，隨著斜撐埋置長(zhǎng)度的增加，在相同位移時(shí)所對(duì)應(yīng)的軸向荷載逐漸增大，說(shuō)明斜撐的承載能力逐漸提高。參考《建筑基樁檢測(cè)技術(shù)規(guī)范》(JGJ 106—2014)中單樁豎向抗壓靜載試驗(yàn)的單樁極限承載力確定方法，本試驗(yàn)中的荷載-位移曲線屬于陡降型，故應(yīng)取其發(fā)生明顯陡降的起始點(diǎn)對(duì)應(yīng)的荷載值為極限承載力Pu。對(duì)應(yīng)于不同斜撐刺入深度的斜撐極限承載力分別如下：斜撐埋置長(zhǎng)度5 cm時(shí)，Pu=127.62 kPa，對(duì)應(yīng)的斜撐軸向位移L=6.46 mm；斜撐埋置長(zhǎng)度10 cm時(shí)，Pu=241.41 kPa，對(duì)應(yīng)的斜撐位移L=6.01 mm；斜撐埋置長(zhǎng)度15 cm時(shí)，Pu=425.17 kPa，對(duì)應(yīng)的斜撐位移L=8.21 mm；斜撐埋置長(zhǎng)度20 cm時(shí)，Pu=605.32 kPa，對(duì)應(yīng)的斜撐位移L=9.26 mm。可以看出，隨著斜撐埋置長(zhǎng)度的增加，極限承載力逐漸增大，每增加1倍鋼管直徑的初始埋置長(zhǎng)度，斜撐的承載力分別增大了113.79、183.76、180.15 kPa。初步分析承載力增大的原因來(lái)源于兩方面：一是由于埋置長(zhǎng)度的增加，斜撐與地基土的接觸面積增大；斜撐所受的側(cè)摩阻力增大，二是由于更深的地基土能為斜撐提供更大的端阻力。

圖4為不同埋置深度下斜撐達(dá)到極限承載能力時(shí)地基土破壞情況。斜撐達(dá)到極限承載能力時(shí)地基破壞形式為地表隆起開裂破壞，在斜撐埋置長(zhǎng)度較淺時(shí)，結(jié)束加載時(shí)的地基土表面隆起較高，地表開裂現(xiàn)象比較明顯，裂紋的寬度較大。斜撐埋置長(zhǎng)度1倍管徑時(shí)，地表最大隆起量達(dá)16 mm，最大裂紋寬度為8 mm；隨著斜撐埋置長(zhǎng)度的加大，地基土表面的隆起和開裂破壞現(xiàn)象則越來(lái)越輕微，斜撐埋置長(zhǎng)度4倍管徑時(shí)，地表僅出現(xiàn)輕微隆起，且地表處開裂的中心位置也距離斜撐刺入處最遠(yuǎn)，但地表的隆起范圍較前者有所擴(kuò)大。

3 數(shù)值模擬

3.1 計(jì)算模型及參數(shù)

為了進(jìn)一步從土體內(nèi)部變形及端阻力發(fā)揮情況等方面分析斜撐撐腳地基破壞模式，利用FLAC3D建立了斜撐承載試驗(yàn)的數(shù)值模型。數(shù)值模型的尺寸均與上節(jié)物理模型一致，考慮到模型的對(duì)稱性，取1/2進(jìn)行建模如圖5所示。

模型試驗(yàn)中的斜撐模型采用的是304不銹鋼材質(zhì)，可認(rèn)為整個(gè)實(shí)驗(yàn)過(guò)程中斜撐鋼管處于線彈性變形狀態(tài)，故使用彈性本構(gòu)模型進(jìn)行模擬，斜撐鋼管的相關(guān)模型參數(shù)如表2所示。地基土體選用摩爾庫(kù)倫本構(gòu)模型，參數(shù)如表3所示。為更準(zhǔn)確反映鋼制斜撐與地基土之間的接觸和滑移作用，在斜撐與地基土之間建立接觸面單元進(jìn)行模擬(圖5)。地基土和接觸面的相關(guān)參數(shù)取值應(yīng)根據(jù)室內(nèi)模型試驗(yàn)所得數(shù)據(jù)進(jìn)行反推得到，如表4所示。數(shù)值模型采用逐級(jí)加載方式計(jì)算，在斜撐的上表面施加均布法向壓力，在該級(jí)荷載作用時(shí)計(jì)算平衡后，讀取該級(jí)荷載作用下的斜撐軸向位移，最終繪制斜撐承載數(shù)值模擬獲得的荷載-位移曲線。

藍(lán)色網(wǎng)格為斜撐部分

表2 鋼管模型材料參數(shù)

表3 地基土體力學(xué)參數(shù)

表4 接觸面單元力學(xué)參數(shù)

3.2 數(shù)值模擬結(jié)果及分析

圖6為不同埋置長(zhǎng)度斜撐模型試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果的對(duì)比。圖7為刺入長(zhǎng)度為200 mm的斜撐在受到700 N和1 000 N軸向荷載作用時(shí)的軸力分布曲線。可以看出，除了斜撐埋置長(zhǎng)度為1倍管徑時(shí)數(shù)值模擬所得到荷載-位移曲線趨勢(shì)存在一定差異外，數(shù)值計(jì)算結(jié)果與模型實(shí)驗(yàn)所得曲線吻合較好，可以認(rèn)為此前所建立的模型和相關(guān)參數(shù)的取值是合理可靠的。利用數(shù)值模型計(jì)算能夠得到斜撐承載過(guò)程中地基土的變形特征，可對(duì)室內(nèi)模型試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行有效解釋。

圖6 數(shù)值模擬與模型試驗(yàn)的荷載-位移曲線對(duì)比

圖7 數(shù)值模擬與模型試驗(yàn)的斜撐軸力對(duì)比

圖8為不同斜撐埋深下地基土在破壞狀態(tài)時(shí)的變形情況(非最終荷載階段)。為便于對(duì)比分析，各模型均選取斜撐軸向位移約為10 mm時(shí)地基土的狀態(tài)，此時(shí)斜撐的荷載-位移曲線已發(fā)生拐點(diǎn)，已經(jīng)達(dá)到了極限承載能力，撐腳地基土均可認(rèn)為達(dá)到其極限破壞狀態(tài)?？梢钥闯?，位于斜撐端部附件地基土體受到斜撐軸向荷載的推力，將發(fā)生剪切破壞。斜撐端部的土體位移最大，隨后位移向周圍土體擴(kuò)散，大小隨著與斜撐端部的距離增加而不斷衰減。因此，對(duì)于埋置長(zhǎng)度較淺的斜撐[圖8(a)和圖8(b)]，由于地表距離斜撐底端距離小，斜撐的推力很容易讓撐腳側(cè)的土體達(dá)到被動(dòng)土壓力的極限平衡狀態(tài)，從而形成貫通地表的連續(xù)滑動(dòng)面；而對(duì)于埋置長(zhǎng)度大于兩倍管徑的斜撐[圖8(c)和圖8(d)]，則難以形成貫通地表的連續(xù)滑動(dòng)面，因此地表隆起量非常?。煌瑫r(shí)可以觀察到隨著斜撐的埋置長(zhǎng)度增加，地表處的最大隆起位置也逐漸遠(yuǎn)離斜撐插入點(diǎn)的位置，這些規(guī)律都與室內(nèi)模型試驗(yàn)相符合。

圖8 不同撐腳長(zhǎng)度下地基破壞狀態(tài)的土體位移場(chǎng)

為分析埋置在地基內(nèi)的斜撐在承載過(guò)程中荷載傳遞機(jī)理，對(duì)模型中斜撐承載時(shí)的斜撐軸力進(jìn)行了監(jiān)測(cè)。在斜撐埋入土體的部分等間距設(shè)置了5個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)，讀取各級(jí)荷載作用時(shí)每個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)以下各節(jié)點(diǎn)沿斜撐軸線方向的承載力并進(jìn)行累加，從而可得到斜撐在該點(diǎn)的軸力值，進(jìn)而繪制沿斜撐埋置長(zhǎng)度變化的軸力分布曲線，如圖9所示。同時(shí)將斜撐頂面所作用的壓力值乘以斜撐截面積即為斜撐的軸力值。斜撐頂部軸力減去某截面處的軸力值為該截面以上斜撐所受到的摩阻力之和，故斜撐底部的軸力值即為斜撐受到的端阻力值。從圖9中可以看出，在荷載較小時(shí)，荷載主要由斜撐側(cè)摩阻力承擔(dān)，且摩阻力會(huì)隨著荷載的增加而提高，而增加到一定荷載值后，由于斜撐位移較大，此時(shí)的摩阻力已完全發(fā)揮，至此摩阻力的大小將保持穩(wěn)定，而端阻力的占比開始增大。隨著斜撐的埋置長(zhǎng)度增大，斜撐摩阻力和端阻力都不斷增大，表明側(cè)摩阻力和端阻力都將有所提升，這也與試驗(yàn)所得規(guī)律相符。

括號(hào)內(nèi)數(shù)值為換算后的斜撐頂面處的軸力值；括號(hào)外數(shù)值為斜撐頂面所作用的均布?jí)毫?/p>

斜撐的端阻力占頂部荷載的比重變化曲線如圖10所示?？梢钥闯?，在荷載較小時(shí)，荷載主要由斜撐側(cè)摩阻力承擔(dān)，端阻力的占比較小，而增加到一定荷載值后，端阻力的占比開始增大。可以看出，隨著荷載的增大，端阻力所占比重越來(lái)越大，表明由斜撐端部土體所分擔(dān)荷載比例越來(lái)越大。且端阻力所分擔(dān)荷載比例隨著斜撐的埋置長(zhǎng)度增大而不斷變大。在斜撐埋置長(zhǎng)度為1倍管徑時(shí)，端阻力最大占比約為50.95%；2倍管徑時(shí)，約為59.05%；3倍管徑，約為68.11%；4倍管徑時(shí)，端阻力最大占比則達(dá)到了為72.2%?？梢娫诒驹囼?yàn)的地基土條件下，斜撐撐腳地基承載力主要來(lái)自于斜撐端部土體提供的端阻力。隨著撐腳埋置深度的加大，撐腳端阻力的絕對(duì)值大小與所占相對(duì)比重均隨之增加。

圖10 端阻力占頂部荷載比重

4 承載機(jī)理及破壞模式

通過(guò)上述模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬分析可以解釋斜撐撐腳地基的荷載傳遞、承載機(jī)理以及破壞模式。在斜撐撐腳具有一定埋置深度的情況下，斜撐傳遞給地基的軸向推力將由撐腳側(cè)面摩阻力qs和底端的端阻力qp兩部分平衡，如圖11(a)所示。

圖11 斜撐撐腳穩(wěn)定性的承載機(jī)理及破壞模式

當(dāng)撐腳地基土體達(dá)到其極限承載能力時(shí)，側(cè)摩阻力和端阻力均達(dá)到其極限值，此時(shí)端阻力將提供絕大部分的承載能力。但當(dāng)斜撐撐腳埋置深度較淺時(shí)，撐腳一側(cè)地基土體在斜撐推力的作用下將率先達(dá)到其抗剪強(qiáng)度τs，形成貫通地表的連續(xù)滑動(dòng)面，此時(shí)撐腳的端阻力由淺層地基土體的被動(dòng)土壓力大小控制，故將遠(yuǎn)小于埋置深度較大情況下的端阻力。斜撐撐腳地基的極限承載能力因此將隨著撐腳埋置深度的增加而增加；但當(dāng)埋置深度大于一定長(zhǎng)度時(shí)，由于端阻力發(fā)揮充分且側(cè)阻力非主要抗力，極限承載能力將趨近其最大值。

5 結(jié)論

針對(duì)目前基坑搶險(xiǎn)工程中經(jīng)常使用的斜撐撐腳地基受力特點(diǎn)設(shè)計(jì)并制作了斜撐撐腳地基受荷的室內(nèi)模型。對(duì)不同埋置深度的斜撐撐腳地基進(jìn)行了加載試驗(yàn)，獲得了荷載位移曲線和地基土變形特征。建立了能夠考慮斜撐與地基土體相互作用的數(shù)值模型，通過(guò)對(duì)比模型試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了數(shù)值模型及相關(guān)參數(shù)的合理性。結(jié)合室內(nèi)模型試驗(yàn)及數(shù)值模擬結(jié)果分析了斜撐撐腳地基的變形特征、承載機(jī)理及破壞模式。得到以下結(jié)論。

(1)斜撐地基的極限承載力由斜撐端阻力和側(cè)摩阻力組成，其中端阻力占主要部分，在埋置深度較大的情況下達(dá)到承載力70%以上。

(2)斜撐撐腳埋置深度較淺時(shí)，撐腳的端阻力由淺層地基土體的被動(dòng)土壓力決定，因此會(huì)遠(yuǎn)小于埋置深度較大情況下的端阻力。

(3)當(dāng)撐腳埋置大于一定深度時(shí)，由于端阻力發(fā)揮充分且側(cè)阻力非主要抗力，極限承載能力將逐漸趨近其最大值。

(4)根據(jù)試驗(yàn)及數(shù)值分析揭示的成果，建議在實(shí)際工程應(yīng)用中要確保斜撐撐腳有2倍管徑以上的埋置深度，防止撐腳地基發(fā)生淺層被動(dòng)土壓力破壞。