李 濤

0 引言

近年來我國的高層建筑不斷增加，深基坑工程愈來愈多。進行基坑開挖時，圍護結(jié)構(gòu)的變形與周圍地表沉降成為研究的熱點和難點問題［1，2］，尤其在含水量大、滲透系數(shù)小的軟土地區(qū)開挖時，由于基坑開挖卸載將在坑底和周圍土體中產(chǎn)生負的超孔隙壓力［3］，使得開挖到設(shè)計標高時坑底的隆起和圍護結(jié)構(gòu)變形并不會立即完成。在國外，Whittle(1993)［5］，Ou ＆ Lai(1994)［6］等較早的研究了負超孔隙壓力的消散以及帶來的影響;在國內(nèi)，連鎮(zhèn)營(2001)［8］，李廣信(2001)［9］，李玉岐等(2005)［10］分別研究了滲透系數(shù)對基坑開挖過程中負超孔隙水壓力消散以及消散過程中對擋墻穩(wěn)定和基坑隆起的影響。本文主要利用ABAQUS有限元軟件建立二維基坑開挖模型，利用修正劍橋土體本構(gòu)模型，研究基坑開挖過程中負超孔隙壓力的消散對基坑支護結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的影響。

圖1 有限元分析網(wǎng)格劃分圖

表1 修正Cam-Clay模型的計算參數(shù)

1 工程概況及模型概述

太原市某深基坑工程，假定地下水位位于地表，基坑長約100 m，寬約30 m，平面呈矩形分布，基坑開挖深度10．0 m，地面標高為±0．0 m，基坑底標高為 -10．0 m。圍護結(jié)構(gòu)采用樁錨支護，在3 m，6 m分別打長度為15 m和20 m的土層錨桿，樁截面直徑0．8 m，基坑分3步開挖，每步開挖3 m，3 m，4 m，每步開挖后的施工間歇時間分別為10 d，20 d，30 d。因荷載分布，施工條件等均為軸對稱，以基坑各邊中線為對稱軸，根據(jù)對稱性，取基坑的1/2作為計算區(qū)域建立二維模型。據(jù)基坑開挖影響范圍(水平方向)和影響深度分別約為開挖深度的3倍～4倍和2倍～3倍，取計算區(qū)域為60 m×30 m。土體及圍護結(jié)構(gòu)的網(wǎng)格剖分如圖1所示。為便于計算，選取土體參數(shù)的加權(quán)平均值，取土體豎向和水平向滲透系數(shù) k=1．2×10-6m/s，土體干密度 rd=1 342 kg/m3，飽和密度rsat=1 847 kg/m3，土體為完全飽和土，飽和度為1．0，孔隙比1．02，土體本構(gòu)模型采用修正的Cam-Clay模型，其計算模型的計算參數(shù)見表1;樁支護結(jié)構(gòu)單元采用梁單元模擬，支護單元模型采用線彈性模型，彈性模量取2．6×109Pa，泊松比取為0．25;每步開挖結(jié)束后假設(shè)基坑開挖底面孔壓為0。

2 有限元分析結(jié)果

各步開挖結(jié)束時，基坑的負超孔隙壓力的有限元結(jié)果和各步施工間歇期結(jié)束后負超孔隙壓力的有限元結(jié)果如圖2～圖7所示。各步開挖結(jié)束時的基坑支護結(jié)構(gòu)彎矩和變形及施工間歇期結(jié)束后對比圖如圖8，圖9所示。

圖2 第一步開挖結(jié)束后負超孔隙壓力分步云圖

圖3 第一步開挖結(jié)束10 d后負超孔隙壓力分步云圖

圖4 第二步開挖結(jié)束后負超孔隙壓力分步云圖

圖5 第一步開挖結(jié)束20 d后負超孔隙壓力分步云圖

對比分析施工結(jié)束后和超靜孔隙水壓力消散后樁身彎矩的變化(見圖8)，可以發(fā)現(xiàn)，前兩步開挖結(jié)束后和超靜孔隙水壓力消散后對比，樁身最大正彎矩基本無變化，最大負彎矩有明顯增大，第一步開挖結(jié)束后和第一次超靜孔隙水壓力消散后對比，最大負彎矩從58．9 kN·m增大到64．7 kN·m，增大幅度13%;第二步開挖結(jié)束后和第二次超靜孔隙水壓力消散后對比，最大負彎矩從192 kN·m增大到206 kN·m，增大幅度7%;第三步開挖結(jié)束后和第三次超靜孔隙水壓力消散后對比，負彎矩有所減小，正彎矩有所增大，最大負彎矩從352 kN·m回落到330 kN·m，回落幅度6．7%，最大正彎矩從170 kN·m增大到176 kN·m，增大幅度4%;綜合比較彎矩變化的情況，超靜孔隙水壓力消散對樁身內(nèi)力的變化是不利的。

圖6 第三步開挖結(jié)束后負超孔隙壓力分步云圖

圖7 第三步開挖結(jié)束30 d后負超孔隙壓力分步云圖

圖8 開挖結(jié)束與超靜孔隙水壓力消散后樁身彎矩對比圖

圖9 開挖結(jié)束后和超靜孔隙水壓力消散后樁身水平位移對比圖

對比施工開挖結(jié)束后和超靜孔隙水壓力消散后的樁身水平位移(見圖9)。從曲線圖可以看出，每一次超靜孔隙水壓力消散后樁身水平位移均有所增大，第一次超靜孔隙水壓力消散后和第一步開挖結(jié)束后對比，最大值增大了13 mm，第二次超靜孔隙水壓力消散后和第二步開挖結(jié)束后對比，最大值增大了5 mm，增大幅度較上步小，第三次超靜孔隙水壓力消散后和第三步開挖結(jié)束后對比，最大值增大了4 mm?？梢姡o孔隙水壓力消散后樁身的變形均有不同程度的增大。

3 結(jié)語

綜合比較超靜孔隙水壓力消散對樁身彎矩、樁身變形可知，隨著超靜孔隙水壓力的消散，樁身彎矩和變形均有不同程度的增大，超靜孔隙水壓力的消散對基坑施工工程中的穩(wěn)定性是不利的，結(jié)合計算結(jié)果并探討變化產(chǎn)生的原因，主要原因在于:開挖卸荷引起土中產(chǎn)生負的超靜孔隙水壓力，在初期的時候?qū)p少支護結(jié)構(gòu)上的總壓力，對支護結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定是有利的，但隨著孔壓的恢復(fù)，地基土有效應(yīng)力逐漸降低，土體變形產(chǎn)生膨脹，引起土體抗剪強度的降低，從另一方面來講，對于土體的卸荷過程，完成的初期是安全的，而消散后是不利的。這也就要求施工人員在進行工程施工時，快速施工，利用產(chǎn)生負超靜孔隙水壓力的初期，提高基坑施工過程中的穩(wěn)定性。

［1］ 陸培毅，顧曉魯，錢 征．天津港務(wù)局綜合業(yè)務(wù)樓深基坑支護與監(jiān)測［J］．巖土工程學(xué)報，1999，21(3):323-327．

［2］ 婁奕紅，俞三溥，王秉勇．基坑支護結(jié)構(gòu)內(nèi)力及變形動態(tài)分析［J］．巖石力學(xué)與工程學(xué)報，2003，22(3):462-466．

［3］ 付艷斌，朱合華，楊 駿．軟土卸荷時效性及其孔隙水壓力變化實驗研究［J］．巖石力學(xué)與工程學(xué)報，2009，28(1):3248-3249．

［4］ Ou C Y，Chiou D C．Three-dimensional finite element analysis of deep excavation［J］．J．Geotech．Engrg．ASCE，1996，122(5):337-345．

［5］ Whittle A J，Hashash Y M A，Whitman R V．Analysis of a deep excavation in boston［J］．J．Geotech．Engrg，ASCE，1993，119(1):69-90．

［6］ Ou C Y，Lai C H．Finite element analysis of deep excavation in layered sandy and clayey soil deposits［J］．Canadian Geotechnica Journal，1994(31):204-214．

［7］ Whittle A J，Hashash Y M A，Whitman R V．Analysis of a deep excavation in boston［J］．Geotech．Engrg．，ASCE，1993，119(1):69-90．

［8］ 連鎮(zhèn)營，韓國城．土體開挖超孔隙水壓力三維數(shù)值分析［J］．工程力學(xué)，2001(sup):502-506．

［9］ 李廣信，陳 平，介玉新，等．加筋擋土墻在二維超靜孔壓下的穩(wěn)定分析［J］．土木工程學(xué)報，2001，34(3):103-106．

［10］ 李玉岐，魏 婕，謝康和．負孔壓消散對坑底的回彈影響研究［J］．長江科學(xué)院院報，2005，22(4):52-55．