負(fù)超孔隙壓力消散對(duì)基坑穩(wěn)定影響有限元分析

李 濤

0 引言

近年來(lái)我國(guó)的高層建筑不斷增加，深基坑工程愈來(lái)愈多。進(jìn)行基坑開(kāi)挖時(shí)，圍護(hù)結(jié)構(gòu)的變形與周?chē)乇沓两党蔀檠芯康臒狳c(diǎn)和難點(diǎn)問(wèn)題［1，2］，尤其在含水量大、滲透系數(shù)小的軟土地區(qū)開(kāi)挖時(shí)，由于基坑開(kāi)挖卸載將在坑底和周?chē)馏w中產(chǎn)生負(fù)的超孔隙壓力［3］，使得開(kāi)挖到設(shè)計(jì)標(biāo)高時(shí)坑底的隆起和圍護(hù)結(jié)構(gòu)變形并不會(huì)立即完成。在國(guó)外，Whittle(1993)［5］，Ou ＆ Lai(1994)［6］等較早的研究了負(fù)超孔隙壓力的消散以及帶來(lái)的影響;在國(guó)內(nèi)，連鎮(zhèn)營(yíng)(2001)［8］，李廣信(2001)［9］，李玉岐等(2005)［10］分別研究了滲透系數(shù)對(duì)基坑開(kāi)挖過(guò)程中負(fù)超孔隙水壓力消散以及消散過(guò)程中對(duì)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(kāi)挖模型，利用修正劍橋土體本構(gòu)模型，研究基坑開(kāi)挖過(guò)程中負(fù)超孔隙壓力的消散對(duì)基坑支護(hù)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(jì)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(zhǎng)約100 m，寬約30 m，平面呈矩形分布，基坑開(kāi)挖深度10．0 m，地面標(biāo)高為±0．0 m，基坑底標(biāo)高為 -10．0 m。圍護(hù)結(jié)構(gòu)采用樁錨支護(hù)，在3 m，6 m分別打長(zhǎng)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(kāi)挖，每步開(kāi)挖3 m，3 m，4 m，每步開(kāi)挖后的施工間歇時(shí)間分別為10 d，20 d，30 d。因荷載分布，施工條件等均為軸對(duì)稱，以基坑各邊中線為對(duì)稱軸，根據(jù)對(duì)稱性，取基坑的1/2作為計(jì)算區(qū)域建立二維模型。據(jù)基坑開(kāi)挖影響范圍(水平方向)和影響深度分別約為開(kāi)挖深度的3倍～4倍和2倍～3倍，取計(jì)算區(qū)域?yàn)?0 m×30 m。土體及圍護(hù)結(jié)構(gòu)的網(wǎng)格剖分如圖1所示。為便于計(jì)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(jì)算模型的計(jì)算參數(shù)見(jiàn)表1;樁支護(hù)結(jié)構(gòu)單元采用梁?jiǎn)卧M，支護(hù)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(kāi)挖結(jié)束后假設(shè)基坑開(kāi)挖底面孔壓為0。

2 有限元分析結(jié)果

各步開(kāi)挖結(jié)束時(shí)，基坑的負(fù)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(fù)超孔隙壓力的有限元結(jié)果如圖2～圖7所示。各步開(kāi)挖結(jié)束時(shí)的基坑支護(hù)結(jié)構(gòu)彎矩和變形及施工間歇期結(jié)束后對(duì)比圖如圖8，圖9所示。

圖2 第一步開(kāi)挖結(jié)束后負(fù)超孔隙壓力分步云圖

圖3 第一步開(kāi)挖結(jié)束10 d后負(fù)超孔隙壓力分步云圖

圖4 第二步開(kāi)挖結(jié)束后負(fù)超孔隙壓力分步云圖

圖5 第一步開(kāi)挖結(jié)束20 d后負(fù)超孔隙壓力分步云圖

對(duì)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(jiàn)圖8)，可以發(fā)現(xiàn)，前兩步開(kāi)挖結(jié)束后和超靜孔隙水壓力消散后對(duì)比，樁身最大正彎矩基本無(wú)變化，最大負(fù)彎矩有明顯增大，第一步開(kāi)挖結(jié)束后和第一次超靜孔隙水壓力消散后對(duì)比，最大負(fù)彎矩從58．9 kN·m增大到64．7 kN·m，增大幅度13%;第二步開(kāi)挖結(jié)束后和第二次超靜孔隙水壓力消散后對(duì)比，最大負(fù)彎矩從192 kN·m增大到206 kN·m，增大幅度7%;第三步開(kāi)挖結(jié)束后和第三次超靜孔隙水壓力消散后對(duì)比，負(fù)彎矩有所減小，正彎矩有所增大，最大負(fù)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(duì)樁身內(nèi)力的變化是不利的。

圖6 第三步開(kāi)挖結(jié)束后負(fù)超孔隙壓力分步云圖

圖7 第三步開(kāi)挖結(jié)束30 d后負(fù)超孔隙壓力分步云圖

圖8 開(kāi)挖結(jié)束與超靜孔隙水壓力消散后樁身彎矩對(duì)比圖

圖9 開(kāi)挖結(jié)束后和超靜孔隙水壓力消散后樁身水平位移對(duì)比圖

對(duì)比施工開(kāi)挖結(jié)束后和超靜孔隙水壓力消散后的樁身水平位移(見(jiàn)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(kāi)挖結(jié)束后對(duì)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(kāi)挖結(jié)束后對(duì)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(kāi)挖結(jié)束后對(duì)比，最大值增大了4 mm?？梢?jiàn)，超靜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(yǔ)

綜合比較超靜孔隙水壓力消散對(duì)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(duì)基坑施工工程中的穩(wěn)定性是不利的，結(jié)合計(jì)算結(jié)果并探討變化產(chǎn)生的原因，主要原因在于:開(kāi)挖卸荷引起土中產(chǎn)生負(fù)的超靜孔隙水壓力，在初期的時(shí)候?qū)p少支護(hù)結(jié)構(gòu)上的總壓力，對(duì)支護(hù)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(qiáng)度的降低，從另一方面來(lái)講，對(duì)于土體的卸荷過(guò)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(jìn)行工程施工時(shí)，快速施工，利用產(chǎn)生負(fù)超靜孔隙水壓力的初期，提高基坑施工過(guò)程中的穩(wěn)定性。

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