方能榕,李金輝,黃 明,伏 瑞,余國梁,楊岳峰

(1.中國建筑第八工程局有限公司,上海 201200; 2.福州大學土木工程學院,福建 福州 350116; 3.福建省建筑科學研究院有限責任公司,福建 福州 350108)

0 引言

近年來,中國城市化進程不斷加快,地下空間的開發(fā)利用變得至關(guān)重要,錢七虎院士[1]曾說過,21世紀是開發(fā)利用地下空間的世紀。在地下空間開發(fā)過程中,不可避免地涉及基坑工程,隨著我國城市化進程的迅速發(fā)展,大部分基坑工程都緊鄰已有建(構(gòu))筑物,于是在基坑與已有建(構(gòu))筑物間產(chǎn)生了有限寬度的土體。

國內(nèi)外學者對基坑有限寬度土體一側(cè)的受力及變形進行了一系列研究,主要以理論分析和數(shù)值模擬為主。Yang等[2]、Fan等[3]、Kniss等[4]運用Plaxis有限元軟件計算并分析了基巖附近擋土墻的土壓力,并在計算中考慮了填土的寬度及基巖傾角對土壓力的影響。王利民等[5]、楊敏等[6]總結(jié)了基坑的現(xiàn)場數(shù)據(jù),得出了支護結(jié)構(gòu)的變形規(guī)律,同時給出了建筑物的變形受坑間距的影響規(guī)律。李志高等[7]、朱炎兵等[8]、Liao等[9]對緊鄰地鐵車站的基坑展開研究,發(fā)現(xiàn)臨近大剛度的地鐵車站對基坑的位移場有顯著影響,能有效減小支護結(jié)構(gòu)變形。方燾等[10]根據(jù)極限平衡理論推導出放坡下的有限土體主動土壓力數(shù)學表達式,可知有限土體的主動土壓力與基坑開挖深度呈正相關(guān)。Kniss等[4]使用Plaxis有限元軟件模擬穩(wěn)定邊坡和墻間的有限加固擋土墻上的靜止土壓力分布,然后將結(jié)果與Frydman等[11]、Take等[12]的離心模型試驗和Janssen[13]的土拱理論進行對比,結(jié)果表明數(shù)值模擬的計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好。

然而,現(xiàn)有的研究大多數(shù)都是基于擋土墻的變位模式及有限土體的寬度對基坑支護結(jié)構(gòu)的影響,而考慮土體本身物理力學特性的模型試驗研究卻少之又少。因此,有必要開展針對基坑有限土側(cè)支護結(jié)構(gòu)在不同密度條件下的受力及變形模型試驗研究。本文以某地鐵車站出入口處有限土體的基坑工程為背景,以基坑有限土一側(cè)的土體密實度為變量,設(shè)計了3種不同有限土密實度的基坑開挖試驗,分析了支護結(jié)構(gòu)在有限土側(cè)和半無限土側(cè)的變形及受力變化,并結(jié)合數(shù)值模擬進行對比研究。

1 模型試驗設(shè)計

1.1 模型試驗準備

此次模型試驗的原型是選自某地鐵車站的出入口基坑,其圍護結(jié)構(gòu)平面如圖1所示。出入口基坑寬度為8m,有限土體的寬度為5m,地下連續(xù)墻深度為16m。

圖1 某地鐵車站圍護結(jié)構(gòu)平面

根據(jù)實驗室條件并考慮邊界影響,模型試驗選取的幾何相似比為1∶15。模型箱由寬度10cm的方鋼焊接而成,其中短邊側(cè)為40mm厚鋼板,長邊側(cè)為壁厚20mm鋼化玻璃,模型試驗箱的內(nèi)部尺寸為2 000mm×800mm×1 300mm,如圖2所示。

圖2 試驗模型箱

本次試驗所采用的支護樁由壁厚2mm、直徑50mm、長度為1.1m的PVC空心圓管制作。每排樁共計12根通過冠梁固定,樁間距14mm。冠梁由3塊尺寸為800mm×66mm×18mm的三合板通過白乳膠黏合而成,底部開孔用于嵌固支護樁,連接處涂刷熱熔膠進行固定。為了防止試驗過程中土體顆粒通過圍護樁的縫隙流入坑內(nèi),用加密的尼龍網(wǎng)紗布將圍護樁整體罩住,試驗用支護結(jié)構(gòu)實物如圖3所示。

圖3 支護結(jié)構(gòu)實物

本次模型試驗所采用的地基土取自贛江流域的河砂,為保證試驗的準確性和可靠性,河砂過5mm篩,篩除砂中較大顆粒的卵石及其他雜質(zhì)。按GB/T 50123—2019《土工試驗方法標準》,經(jīng)過相應的室內(nèi)試驗測試后,得到圖樣的顆粒級配、相對密度、含水率、重度,如圖4所示。試驗用砂部分物理力學參數(shù)為:相對密度Gs為2.620,含水率ω為0.6%,重度γ為17.2kN/m3。

圖4 試驗用砂顆粒級配曲線

本次模型試驗主要目的就是研究在基坑開挖過程中,不同密度有限寬度的砂土對支護結(jié)構(gòu)變形影響的情況,因此在試驗中填砂將控制為3個密實度(見表1),并在填砂過程中通過以下方法來實現(xiàn):①密度1 在同一高度使用人工落雨法進行砂土填入;②密度2 分層填入,每層填砂厚度為35cm,用附著式振動器振動1遍,每層填砂需保持基坑內(nèi)、外側(cè)的填砂高度一致;③密度3 分層填入,每層填砂厚度為10cm,用附著式振動器振動2遍,每層填砂均保持基坑內(nèi)、外側(cè)的填砂高度一致。

表1 模型試驗填砂情況

1.2 試驗測試項目及測點布設(shè)

試驗中用于模擬有限土側(cè)的砂土寬度為330mm,半無限土側(cè)的砂土寬度為1 050mm,擬開挖的基坑寬度為530mm。本次試驗主要監(jiān)測3個項目,地表沉降、樁體水平位移及樁身彎矩,測點布置如圖5所示。

圖5 測點布置示意

如圖5所示,在有限寬度砂土側(cè)布置3個百分表,與支護樁距離分別為50,150,250mm。半無限寬度砂土側(cè)布置6個百分表,與支護樁距離分別為50,150,250,350,450,600mm?？紤]到砂土的松散性,百分表無法直接測量,因此在測點表面放置1塊矩形墊片,將百分表探頭置于墊片上。

在支護結(jié)構(gòu)左、右兩側(cè)選擇2根對稱的模型樁進行監(jiān)測以研究支護樁的水平位移。首先在基坑模型內(nèi)部用金屬焊接膠固定2根長1.5m、尺寸為20mm×40mm的方鋼,待豎直方鋼安裝好后,距離樁頂10cm處布置第1個位移傳感器,其傳感器外殼用熱熔膠固定在方鋼上,探頭用熱熔膠和支護樁黏結(jié)。所挑選的每根監(jiān)測樁各安裝7個間距100mm的位移傳感器。另外,為了研究在試驗過程中模型樁的彎矩情況,將應變片布置在監(jiān)測樁內(nèi)部即PVC管的內(nèi)壁上,避免其他因素影響試驗結(jié)果。應變片在PVC管的內(nèi)壁上以10cm為間隔左、右對稱各布置10個,即1根監(jiān)測樁共計布置20個應變片。傳感器布置及模型試驗實物如圖6所示。

圖6 傳感器布置及模型試驗實物

1.3 模型標定及數(shù)據(jù)采集

由于監(jiān)測樁上設(shè)置了方鋼及各種傳感器,必然導致其抗彎剛度與模型樁存在差異,因此本文參考聶東清[14]選擇的簡支梁法,在試驗前對普通模型樁和監(jiān)測樁的抗彎剛度進行標定。普通模型樁標定數(shù)據(jù)如表2所示,監(jiān)測模型樁如表3所示,由上述兩表可知,普通模型樁的平均抗彎剛度約為423N·m2, 監(jiān)測模型樁的抗彎剛度約為411N·m2。

表2 普通模型樁抗彎剛度標定數(shù)據(jù)

表3 監(jiān)測模型樁抗彎剛度標定數(shù)據(jù)

試驗過程中對于地表沉降數(shù)據(jù)可通過百分表直接讀取。采用江西景慧夷科技有限公司生產(chǎn)的HY-TM1型開挖形變監(jiān)測系統(tǒng)采集儀收集模型樁的水平位移數(shù)據(jù),采用DH3816N型靜態(tài)應變測試系統(tǒng)測量樁身應變數(shù)據(jù),試驗數(shù)據(jù)采集設(shè)備實物如圖7所示。

圖7 試驗數(shù)據(jù)采集設(shè)備實物

1.4 模型試驗過程

模型樁在裝入模型箱前先在模型箱底部鋪設(shè)200mm厚干砂,用附著式振動器進行夯實整平。隨后用記號筆標出模型樁所需安放的位置再將模型樁放入,使其保持垂直。再用熱熔膠將小木塊粘在冠梁上,使模型樁在垂直狀態(tài)下固定。豎向方鋼和水平方鋼間用金屬焊接膠固定,使模型箱、水平方鋼、豎向方鋼形成一個固定不變的整體。

待模型箱內(nèi)填砂完成后,將樁體水平位移及應變片的導線與相應采集儀連接,同時布置好地表沉降的百分表。基坑模型設(shè)計開挖深度為400mm,分為4個開挖步進行,每步的開挖深度為100mm。在開挖前應讀取1次初始數(shù)據(jù),以便在試驗過程中將各類監(jiān)測數(shù)據(jù)清零,每一步開挖完成后應靜置0.5h,待數(shù)據(jù)穩(wěn)定再進行記錄。具體試驗過程如圖8所示。

圖8 模型試驗過程示意

2 模型試驗結(jié)果分析

2.1 不同密度砂土在有限土側(cè)的樁身水平位移分析

不同密度砂土在有限土側(cè)的樁身水平位移與半無限土側(cè)的對比曲線如圖9所示。位移以模型樁向基坑內(nèi)移動為正、向基坑外移動為負。

圖9 有限土和半無限土基坑樁體水平位移對比曲線

由圖9可知,3種不同密度砂土,有限土側(cè)和半無限土側(cè)的樁身水平位移曲線基本一致,都呈“D”字形,位移先增大后減小,樁身最大水平位移處均發(fā)生在支護樁1/2開挖深度處。且隨著密度的增大,水平位移減小,這是由于隨著密度的增大,顆粒間的咬合程度逐漸增大,當顆粒間咬合強度達到一個極限值時,內(nèi)摩擦角趨于穩(wěn)定,故水平位移隨著密度增加而減小。當開挖深度>0.2m后,隨著開挖深度的增加樁身的水平位移減小,這是由于樁身中上部的側(cè)摩阻力先于中下部側(cè)摩阻力發(fā)揮并先達到極限值。對于全部嵌入土體的樁,樁的側(cè)摩阻力主要集中在樁身中上部,因此樁身水平位移隨著深度不斷減小。

由圖9a可知,當砂土為密度1時,有限土側(cè)樁身最大位移為0.519mm,半無限土側(cè)樁身的最大位移為0.89mm,可得有限土側(cè)的水平位移比半無限土側(cè)小71.5%。由圖9b可知,當砂土為密度2時,有限土側(cè)樁身水平位移為0.363mm,半無限土側(cè)樁身最大位移為0.561mm,可得有限土側(cè)水平位移比半無限土側(cè)小54.5%。由圖9c可知,當砂土為密度3時,有限土側(cè)樁身最大樁體水平位移為0.176mm,半無限土側(cè)樁身最大水平位移為0.289mm,可得有限土側(cè)的水平位移比半無限土側(cè)小64.2%。

2.2 不同密度砂土在有限土側(cè)的樁身彎矩分析

由應變片獲得監(jiān)測樁樁身中的應變值,隨后通過彎矩公式計算出對應點的彎矩值,從而得出樁身的彎矩分布圖。

M=WEε

式中:M為支護結(jié)構(gòu)彎矩值(N·m);W為抗彎截面模量(m3);E為材料彈性模量(kPa);ε為測點應變值。

整理后得到的不同密度砂土在有限土側(cè)的樁身彎矩與半無限土側(cè)的對比曲線如圖10所示,以向基坑內(nèi)部的撓曲定義為正彎矩,以向基坑外部的撓曲定義為負彎矩。如圖10所示,有限土側(cè)與半無限土側(cè)的樁身彎矩相差不大,都是隨著密度的增大彎矩值減小,且兩者的彎矩圖都呈“S”形。3種不同密度砂土下的樁身最大負彎矩均出現(xiàn)在開挖深度1/2處,而樁身最大正彎矩則出現(xiàn)在開挖深度的1.25倍處。

圖10 有限土和半無限土基坑樁身彎矩對比曲線

有限土側(cè)和半無限土側(cè)的砂土在不同密度下的樁身彎矩對比曲線如圖11所示。由圖11a可看出,有限土側(cè)的樁身最大正、負彎矩都隨著密度的增大而減小。砂土密度1時樁身最大負彎矩為 -3.21N·m, 當密度增大到砂土密度2時,彎矩值減小13.7%,當密度增大到砂土密度3時,彎矩值減小48.3%。同理,砂土密度1時樁身最大正彎矩為1.88N·m,當密度增大到砂土密度2時,彎矩值減小34.6%,當密度增大到砂土密度3時,彎矩值減小78.2%。由圖11b可看出,半無限土側(cè)的最大負彎矩隨著密實度的增大而減小。砂土密度1時產(chǎn)生最大負彎矩-3.64N·m,砂土密度2時產(chǎn)生最大正彎矩1.73N·m。

圖11 不同砂土密度的基坑樁身彎矩對比曲線

2.3 不同密度砂土在有限土側(cè)的地表沉降分析

本次試驗通過百分表測量地表沉降數(shù)據(jù),不同密度砂土在有限土體側(cè)與半無限土體側(cè)的地表沉降對比曲線如圖12所示。由圖12a,12b可知,在砂土密度1和2時,有限土側(cè)和半無限土側(cè)的地表沉降均呈凹槽狀,且半無限土側(cè)的地表沉降要大于有限土側(cè)。其中,有限土側(cè)的最大地表沉降均發(fā)生在距支護樁15cm處,且沉降量分別為0.48,0.26mm;而半無限土側(cè)的最大地表沉降也發(fā)生在距支護樁15cm處,且沉降量分別為0.98,0.52mm。由圖12c可知,在砂土密度3時,有限土側(cè)的地表沉降曲線呈三角狀,且最大沉降值為0.07mm,出現(xiàn)在距支護樁5cm處;然而在砂土密度3時半無限土側(cè)的地表沉降曲線和砂土密度1和2時的一致,均呈凹槽狀,最大沉降值為0.25mm,發(fā)生在距支護樁15cm處。

圖12 不同密度砂土的地表沉降對比曲線

半無限土側(cè)的地表沉降量比有限土側(cè)的沉降量大,這是因為半無限土側(cè)的樁身彎矩絕對值比有限土側(cè)大。根據(jù)地層損失理論,開挖過程中,支護樁由于彎矩作用會產(chǎn)生一定撓度,于是彎矩越大產(chǎn)生的撓度越大,地表沉降量也越大,所以基坑開挖對半無限土側(cè)地表沉降的影響范圍大于1.5倍的開挖深度。

有限土側(cè)和半無限土側(cè)的砂土在不同密度下的地表沉降對比曲線如圖13所示。由圖13a可知,隨著砂土密度的增加,有限土側(cè)的沉降曲線由凹槽狀變?yōu)槿菭?由圖13b可知,半無限土側(cè)的地表沉降曲線在3種不同密度情況下都呈凹槽狀,二者的最大沉降都出現(xiàn)在密度1時距支護樁15cm處,且沉降量分別為0.58,0.98mm。半無限土側(cè)的地表沉降曲線與Peck[15]曲線對比如圖14所示,結(jié)果較為吻合,說明本次基坑模型試驗有效可靠,其中砂土密度1對應III類地基,砂土密度2對應II類地基,砂土密度3對應I類地基。

圖13 不同砂土密度的基坑地表沉降對比曲線

圖14 坑周地表沉降Peck曲線

3 數(shù)值模擬分析

3.1 模型建立

采用Plaxis 3D有限元分析軟件分析有限寬度砂土不同的密度對基坑變形影響。有限元模型的建立以基坑模型試驗的方案為基礎(chǔ),整個模型尺寸為4 000mm×2 500mm×2 000mm,同時消除了基坑左、右兩側(cè)鋼化玻璃對土體的邊界影響。模型中擬開挖的基坑尺寸為530mm×330mm,開挖深度為400mm,有限土體寬度為330mm,另外三側(cè)的邊界與基坑距離分別為1 600,1 600,1 640mm。支護樁按抗彎剛度等效原則轉(zhuǎn)化為一定厚度的地下連續(xù)墻由板單元模擬,冠梁由梁單元模擬,其有限元模型如圖15所示。

圖15 基坑有限元模型示意

模型土體采用HS模型,該模型能很好地反映土體卸荷時的應力、應變關(guān)系。合理的土體參數(shù)是本次數(shù)值模擬的關(guān)鍵,于是將土體劃分為5種不同密度來分析,土體參數(shù)如表4所示。

表4 HS模型參數(shù)

3.2 結(jié)果分析

從樁頂由上至下每隔10cm采集1個水平數(shù)據(jù),可得樁身水平位移隨砂土密度變化曲線,如圖16所示。由圖16可知,其水平位移變化曲線與模型試驗結(jié)果基本一致,有限土側(cè)與半無限土側(cè)支護樁身最大水平位移位于開挖深度的1/2處。

圖16 樁身水平位移隨砂土密度變化曲線

從樁頂由上至下每隔10cm采集1個彎矩數(shù)據(jù),可得樁身彎矩隨砂土密度變化曲線,如圖17所示。由圖17可知,數(shù)值模擬所得出的變化曲線與模型試驗結(jié)果基本一致,而且有限土側(cè)和半無限土側(cè)的樁身彎矩值相差不大。

在基坑有限土側(cè)和半無限土側(cè)每間隔5cm取1個地表沉降數(shù)據(jù),可得地表沉降隨砂土密度變化曲線,如圖18所示。由圖18可知,地表沉降隨砂土密度變化曲線與模型試驗結(jié)果基本一致,有限土側(cè)和半無限土側(cè)的地表沉降值都隨著砂土密度的增大而減小,其地表沉降的最大值均出現(xiàn)在距支護樁10cm處。

圖18 地表沉降隨砂土密度變化曲線

4 結(jié)語

本文基于室內(nèi)模型試驗,開展有限寬度砂土不同密度對基坑支護結(jié)構(gòu)受力及變形特性影響研究。對模型試驗中的地表沉降、樁身彎矩及水平位移進行分析,并采用數(shù)值模擬手段進行驗證,可得出以下結(jié)論。

1)有限土側(cè)和半無限土側(cè)的樁體水平位移變化曲線一致,都呈“D”形,有限土側(cè)的樁身水平位移隨著砂土密度改變的變化速率均小于半無限土側(cè)。樁身最大水平位移均處于基坑開挖深度的20cm處;樁身水平位移都隨著砂土密度的增大而減小。

2)有限土側(cè)和半無限土側(cè)的彎矩變化曲線一致,都呈“S”形,樁身彎矩都隨著砂土密度的增大而減小,半無限土側(cè)的樁身彎矩略大于有限土側(cè)。樁身最大負彎矩出現(xiàn)在基坑開挖深度20cm處;隨著砂土密度的增加,樁身最大正彎矩的位置由基坑開挖深度的50cm處上移至40cm處。

3)隨著砂土密度的增大地表沉降量減小,由基坑開挖引起的地表沉降范圍也在減小,有限土側(cè)的地表沉降隨著砂土密度改變的變化速率均小于半無限土側(cè)。有限土側(cè)的地表沉降變化曲線隨著砂土密度的增大由凹槽狀轉(zhuǎn)變?yōu)槿菭?不同砂土密度條件下半無限土側(cè)的地表沉降變化曲線都呈凹槽狀,且地表沉降最大值出現(xiàn)在距支護樁15cm處。

4)運用Plaxis 3D有限元軟件,在5種不同砂土密度條件下模擬了模型基坑開挖試驗,發(fā)現(xiàn)基坑的受力及變形數(shù)據(jù)的變化曲線與模型試驗結(jié)果基本一致。隨著砂土密度的增大,基坑有限土側(cè)的各項數(shù)據(jù)值及數(shù)值的變化速率均小于半無限土側(cè),說明有限土側(cè)的支護結(jié)構(gòu)比半無限土側(cè)穩(wěn)定。