考慮基坑開挖卸荷與動(dòng)態(tài)承壓水耦合作用的基坑突涌判別方法

中圖分類號(hào)： TU46⁺3 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Discrimination Method for Foundation Pit Inrush Considering Coupling of Foundation Pit Excavation Unloading and Dynamic Confined Water

WANG Jiuxu ，2，LIU Yanla，b， ZHOU Xiang ³ ， LIU Junyan b，

（1.a.School of Civil Engineering and Architecture，b.The Engineering Technology Research Center for Urban Underground Engineering Supporting and Risk Monitoring of Shandong Province，University of Jinan， Jinan 250022，Shandong，China；2.JSTI Group Co.，Ltd.，Nanjing 210019，Jiangsu，China； 3.China Railway 14th Bureau Group Mega Shield Construction Engineering Co.，Ltd.，Nanjing ，Jiangsu，China）

Abstract：To solvetheproblem of foundation pitinrush failure involving confined waterincoastaland riversideareas， influencedegree andrange offoundation pit excavationunloading onshear strength of soilatthe botomof the pit were researchedbyusinglaboratory tests.Onthebasisofeakagetheoryanalysis，acalculationmethodforhydraulic gradient in aquitard atthe botom offoundation pitunder action ofdynamicconfined water was determined，andthe theoryof foundation pit inrush seepage failure was modified to propose a discrimination method for foundation pit inrush considering coupling offoundation pit excavation unloading and dynamic confined water.Calculationresults ofthe proposed method， seepage failure theory，and presure balance method were compared through an engineering example.The results show thatunloading offoundationpitexcavation hasa weakening effect onshear strength of soil atthe botom of the pit. Compared with loading results， the cohesion of soil is reduced by 16.3% ，and the internal friction angle of soil is reduced by （204號(hào) 34.4% . Under the action of dynamic confined water，the hydraulic gradient in aquitard shows an obvious dynamic change trend.Itisunreasonable to useaverage waterlevel tocheck foundation pit inrush failure.Combined withtheenginering example，safety factors computed byusing the proposed method，seepage failure theory，and pressure balance method are 3.03，3.18，and O.79，respectively.Pressure balance method is too conservative due to notconsidering influencesof shear strength ofthesoil itself.Compared with seepage failure theory，thecritical hydraulic gradient obtainedbyusing the proposed method is reduced by about 15% ，so influences of foundation pit excavation unloading on discrimination of foundation pit inrush cannot be ignored.

Keywords：inrush mechanism；discriminationoffoundation pit inrush；laboratory test;leakagetheory;aquitard;dynamic confined water

近年來，隨著臨海、臨江地區(qū)城市現(xiàn)代化建設(shè)的快速發(fā)展，大量涉及承壓水的深大基坑工程陸續(xù)出現(xiàn)。與海洋或河流有水力聯(lián)系的承壓含水層以及人工抽水回灌的影響[1-3]使得承壓水位通常呈動(dòng)態(tài)變化的趨勢(shì)[4-5]，忽略承壓水的動(dòng)態(tài)變化可能引發(fā)工程事故[6-7]，如新加坡、南安普敦、墨爾本、安大略省西部[8]，以及[9]、上海[10]等均出現(xiàn)了承壓水導(dǎo)致的基坑破壞。山東省市因地下水豐富而于2018一2020年也出現(xiàn)多起承壓水引發(fā)的基坑突涌事故，造成了嚴(yán)重的后果。

近幾年基坑突涌事故的頻發(fā)引起了專家和學(xué)者的重視。基坑突涌判別的計(jì)算方法普遍采用壓力平衡法[]，即假定在承壓水基坑的承壓水頭大于承壓含水層上覆土層的土體自重時(shí)發(fā)生突涌破壞，該方法計(jì)算簡單，應(yīng)用廣泛，但是計(jì)算結(jié)果過于保守。周紅波等[2]、唐業(yè)清[12]通過調(diào)查大量深基坑事故指出，承壓水造成基坑突涌破壞的主要原因之一是對(duì)承壓水的滲透作用認(rèn)識(shí)不足且設(shè)計(jì)時(shí)參數(shù)選用不合理。許鼎業(yè)13通過研究動(dòng)態(tài)承壓水作用下的土體滲流問題發(fā)現(xiàn)，承壓水位按照平均水位設(shè)計(jì)會(huì)增大基坑發(fā)生突涌的風(fēng)險(xiǎn)，而按照最高水位設(shè)計(jì)會(huì)造成不必要的浪費(fèi)。章麗莎等[3，5]、許鼎業(yè)[13]通過模型實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究證明，在實(shí)際工程中即使承壓水位按照最高水位設(shè)計(jì)，也會(huì)因忽視薄弱面的存在而低估基坑發(fā)生突涌的風(fēng)險(xiǎn)。此外，基坑開挖卸荷對(duì)坑底土體的抗剪強(qiáng)度產(chǎn)生弱化作用，使基坑發(fā)生突涌的可能性進(jìn)一步增大?；娱_挖過程對(duì)坑底土體而言是軸向卸荷過程，坑底以下開挖深度的4.88倍范圍內(nèi)土體的抗剪強(qiáng)度減小，最大可減小43% [14]。丁春林[15]從基坑突涌滲透破壞的力學(xué)機(jī)制出發(fā)，考慮坑底土體自身抗剪強(qiáng)度，提出基坑突涌滲透破壞理論，從微觀角度揭示了基坑發(fā)生突涌時(shí)土體的受力狀態(tài)。該理論考慮了土體自身抗剪強(qiáng)度和滲透力對(duì)滲透破壞的影響，但是未考慮基坑開挖卸荷對(duì)土體抗剪強(qiáng)度的影響及水位變動(dòng)時(shí)滲透力的變化規(guī)律。鑒于此，本文中針對(duì)基坑開挖卸荷和動(dòng)態(tài)承壓水耦合作用下的基坑突涌破壞問題，基于室內(nèi)試驗(yàn)和越流理論分析，研究基坑開挖卸荷和動(dòng)態(tài)承壓水耦合作用下的突涌破壞機(jī)制，修正滲透破壞理論，提出考慮基坑開挖卸荷與動(dòng)態(tài)承壓水耦合作用的基坑突涌判別方法（簡稱本文方法），并結(jié)合工程實(shí)例對(duì)比本文方法與滲透破壞理論、壓力平衡法的計(jì)算結(jié)果。

基坑突涌滲透破壞理論

基坑發(fā)生突涌破壞的主要形式有整體頂升破壞、塑性變形破壞和滲透破壞等[2]。滲透破壞理論考慮了土體抗剪強(qiáng)度對(duì)基坑突涌的影響，當(dāng)坑底弱透水層的寬厚比較小時(shí)，基坑更容易發(fā)生滲透破壞[16] 。

圖1所示為基坑突涌滲透破壞理論計(jì)算簡圖[15]。選擇坑底弱透水層滲出面處的土體作為計(jì)算單元體，該單元體受到4個(gè)力的作用并達(dá)到穩(wěn)定，這4個(gè)力分別是土體的浮容重 γ^′ 、垂直向上滲流的滲透力 γ_wi 、單元體所受的摩擦力 0.5ξγ^′tanφ 、土體的黏聚力 ∣c∣ ，其中 γ_w ！ i 分別為水的容重、土體中的水力梯度， ξ 為土體的側(cè)壓力系數(shù)， φ 為土體的內(nèi)摩擦角。基坑發(fā)生突涌滲透破壞的條件[15]為

則土體中的臨界水力梯度為

i_cr=1/γ_w（γ^′+0.5ξγ^′tanφ+c）

γ_w —水的容重； γ^′ 一土體的浮容重;—土體中的水力梯度； ξ 一土體的側(cè)壓力系數(shù)；φ —土體的內(nèi)摩擦角;c—土體的黏聚力。

由式（2）可知， i_cr 與 ∣c∣ 、tan φ 成正比，即土體抗剪強(qiáng)度在基坑突涌判別中具有重要作用。

當(dāng)基坑坑底土體中的水力梯度大于臨界水力梯度時(shí)，基坑發(fā)生突涌?？拥兹跬杆畬硬话l(fā)生突涌的條件為

式中 k_r 為突涌安全系數(shù)。

滲透破壞理論受土體的黏聚力、內(nèi)摩擦角和水力梯度3個(gè)因素的影響；而基坑開挖卸荷對(duì)坑底土體的抗剪強(qiáng)度產(chǎn)生弱化作用，土體抗剪強(qiáng)度的弱化程度與卸荷比有關(guān)[14]。在動(dòng)態(tài)承壓水作用的基坑中，實(shí)際的水力梯度是隨承壓水水位的動(dòng)態(tài)變化而變化的，并且與土體的滲透性、承壓水變化周期等因素有關(guān)，而非恒定不變的。

2 基坑開挖卸荷對(duì)坑底土體抗剪強(qiáng)度的影響

選用黃河下游段典型粉質(zhì)黏土地層開展土體的室內(nèi)試驗(yàn)，包括固結(jié)不排水試驗(yàn)和軸向卸荷固結(jié)不排水試驗(yàn)，研究土體抗剪強(qiáng)度與卸荷比的關(guān)系。根據(jù)國家標(biāo)準(zhǔn)GB/T50123—2019《土工試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》17制備試驗(yàn)所需土樣。

采用ZJ型應(yīng)變控制式直剪儀，通過減小土樣的豎向應(yīng)力模擬軸向卸荷的應(yīng)力路徑。試驗(yàn)分為3組，對(duì)比組的應(yīng)力路徑為傳統(tǒng)加荷應(yīng)力路徑，記為A組；B組為等卸荷量試驗(yàn)組， K₀ 固結(jié)后逐級(jí)卸荷50kPa ;C組為等卸荷比試驗(yàn)組，即卸荷應(yīng)力與固結(jié)壓力之比相同。3組試驗(yàn)均分別取4種不同的初始固結(jié)壓力，共12種土樣試驗(yàn)，每種土樣試驗(yàn)分別設(shè)置3個(gè)平行試驗(yàn)，以消除試驗(yàn)誤差。不同應(yīng)力路徑時(shí)的試驗(yàn)方案如表1所示

針對(duì)A組土樣分別施加不同的垂直應(yīng)力，固結(jié)完成后剪切；針對(duì)B組土樣先按照試驗(yàn)方案分別施加規(guī)定的垂直應(yīng)力，固結(jié)完成后再按照設(shè)計(jì)的應(yīng)力路徑卸荷，卸荷完成后立即剪切，得到加荷與不同固結(jié)壓力時(shí)卸荷土體的抗剪強(qiáng)度，如圖2所示。由圖可知：加荷時(shí)的土體抗剪強(qiáng)度變化路徑與卸荷時(shí)的明顯不同，加荷時(shí)的土體抗剪強(qiáng)度變化路徑近似為直線；而卸荷時(shí)的土體抗剪強(qiáng)度變化路徑為曲線，卸荷狀態(tài)下土體的抗剪強(qiáng)度有不同程度的減小，卸荷完成后的土體仍有一定的殘留強(qiáng)度。

土體卸荷時(shí)的抗剪強(qiáng)度有不同程度的減小，而卸荷后仍有一定殘留強(qiáng)度的抗剪強(qiáng)度弱化效應(yīng)，可以用卸荷比和強(qiáng)度殘留率描述。卸荷比 R 為卸荷應(yīng)力與固結(jié)壓力 p₀ 的比值[18]，即式中 p₁"為剪切時(shí)的軸向應(yīng)力。

強(qiáng)度殘留率 f_r 為卸荷前、后土體的抗剪強(qiáng)度差值與卸荷前土體的抗剪強(qiáng)度 τ₀ 的比值[18]，即

式中 τ₁ 為卸荷后土體的抗剪強(qiáng)度。

固結(jié)壓力為 500kPa 時(shí)的等卸荷量試驗(yàn)組B-1組的強(qiáng)度殘留率與卸荷比的關(guān)系如圖3所示。由圖可知，強(qiáng)度殘留率與卸荷比的關(guān)系曲線可以用3條直線擬合，擬合后的3條直線相交于 B，C 點(diǎn)。 B 點(diǎn)對(duì)應(yīng)的卸荷比為臨界卸荷比 R_cr ， C 點(diǎn)對(duì)應(yīng)的卸荷比為極限卸荷比 R_u 。 B，C 點(diǎn)將整個(gè)關(guān)系曲線分為對(duì)應(yīng)基坑土體的3個(gè)區(qū)域： 1）AB 段對(duì)應(yīng)的強(qiáng)度殘留率不隨卸荷比的變化而變化，即卸荷后土體的抗剪強(qiáng)度變化較小，可認(rèn)為該區(qū)域的土體沒有受到基坑開挖卸荷的影響，定義為非擾動(dòng)區(qū)，即當(dāng) Rcr 時(shí)，土體處于非擾動(dòng)狀態(tài)。 2）BC 段對(duì)應(yīng)的強(qiáng)度殘留率隨著卸荷比的變化而線性減小，定義為擾動(dòng)過渡區(qū)。3）CD段對(duì)應(yīng)的強(qiáng)度殘留率隨著卸荷比的變化而減小的趨勢(shì)放緩，逐漸趨向一個(gè)穩(wěn)定值，認(rèn)為該區(qū)域的土體受到基坑開挖卸荷的影響最大，即當(dāng) Rgt;R_u 時(shí)，卸荷后土體的強(qiáng)度殘留率最小，定義為擾動(dòng)區(qū)。

根據(jù)式（4），當(dāng)基坑周邊土體較均勻時(shí)，坑底以下某計(jì)算點(diǎn)處的卸荷比 R 可以表示為基坑開挖深度 H₀ 與地面到此點(diǎn)距離的比值，即

式中： γ_m 為基坑周邊所有土體的平均容重； d 為基坑坑底到計(jì)算點(diǎn)的距離

由圖3可知： R_cr 為0.13，此時(shí)的強(qiáng)度殘留率為100% R_u 為0.65，此時(shí)的強(qiáng)度殘留率為 62% 。計(jì)算得出 R_u 對(duì)應(yīng)的界限深度為 0.54H₀ ，說明坑底以下0.54H₀ 范圍內(nèi)土體抗剪強(qiáng)度變化最大，降幅約為 38% 。

不同卸荷比時(shí)切應(yīng)力與剪切位移的關(guān)系如圖4所示。根據(jù)圖4得到不同固結(jié)壓力、卸荷比時(shí)土體的抗剪強(qiáng)度，從而得到不同卸荷比時(shí)軸向應(yīng)力與抗剪強(qiáng)度的關(guān)系，如圖5所示。由圖可知，卸荷后的土體抗剪強(qiáng)度均小于加荷時(shí)的，并且隨著卸荷比的增大，土體抗剪強(qiáng)度不斷減小。根據(jù)每條軸向應(yīng)力與抗剪強(qiáng)度關(guān)系直線的傾角和斜率，得到不同卸荷比時(shí)土體的內(nèi)摩擦角和黏聚力。當(dāng)卸荷比為0時(shí)，即在土體不發(fā)生卸荷時(shí)剪切，此時(shí)土體抗剪強(qiáng)度等于加荷時(shí)土體的抗剪強(qiáng)度。土體的抗剪強(qiáng)度指標(biāo)與卸荷比的關(guān)系如圖6所示。由圖可知，與加荷時(shí)的結(jié)果相比，隨著卸荷比的增大，土體的黏聚力變化相對(duì)較小，最大變化量為 6.3kPa ，土體的內(nèi)摩擦角變化相對(duì)較大，最大變化量為 6.2^° 。利用線性內(nèi)插法，可以得出 R_cr 對(duì)應(yīng)的臨界黏聚力、臨界內(nèi)摩擦角分別為 32.2kPa ！ 14.5^° ， R_u 對(duì)應(yīng)的極限黏聚力、極限臨界內(nèi)摩擦角分別為 27.8kPa，10.1^° ， c 減小 16.3% ， φ 減小 34.4% 。

3 動(dòng)態(tài)承壓水作用下基坑坑底弱透水層中的水力梯度

3.1 基坑坑底弱透水層中水力梯度的解析解

假定基坑坑底弱透水層與承壓含水層的交界面上基坑中心處 o 點(diǎn)為坐標(biāo)原點(diǎn)，臨海、臨江地區(qū)的基坑斷面示意圖如圖7所示。根據(jù)越流理論，當(dāng)基坑的平面尺寸較大時(shí)，對(duì)于基坑中心區(qū)域，承壓含水層水頭變化引起的上方弱透水層越流問題可以簡化為一維越流問題。承壓水頭隨時(shí)間的變化形式呈簡諧波形，根據(jù)Terzaghi一維固結(jié)理論，弱透水層中超靜孔隙水壓力 u 的控制方程和邊界條件為

u∣_z=0=A_ucosωt+B_usinωt，

式中： c_vs 為土體的固結(jié)或回彈系數(shù)， c_vs=k_vE_s/γ_w ，其中 k_v 為土體的豎向滲透系數(shù)， E_s 為土體的壓縮模量; z 為坐標(biāo) z 軸上點(diǎn)的豎坐標(biāo)； χ_t 為邊界孔隙水壓變化的時(shí)間； A_u，B_u 分別為邊界孔隙水壓變化的幅值； ω 為邊界孔隙水壓變化的角頻率； δ 為基坑坑底弱透水層的厚度。

動(dòng)態(tài)承壓水作用下基坑突涌判別主要有2種計(jì)算方法，分別記為方法I、Ⅱ。方法I認(rèn)為坑底弱透水層中的水頭與承壓含水層中的水頭同步線性變化，忽略承壓水變化產(chǎn)生的超靜孔隙水壓力的作用，此時(shí)坑底弱透水層中的總水頭[5]為

式中： h₀ 為初始承壓水頭； F（t） 為承壓水頭隨 χ_t 變化的函數(shù)。

開挖面滲流出口處的水力梯度即為基坑坑底處的水力梯度，根據(jù)水力梯度的定義，可以得到基坑坑底處的水力梯度[5]為

方法Ⅱ認(rèn)為坑底弱透水層中的水頭與承壓含水層中的水頭變化一般是不同步的，并且考慮了承壓水動(dòng)態(tài)變化產(chǎn)生的超靜孔隙水壓力的作用，此時(shí)坑底弱透水層中的總水頭[5為

弱透水層中 u 的解析解[5]為

其中

式中： n 為正整數(shù)； θ 為無量綱因子， θ=c_vs/（ωδ²） 參數(shù) M=nπ T_v 為時(shí)間影響因子， T_v=c_vst/δ² O

考慮超靜孔隙水壓力的水力梯度解析解為

為了比較方法I、Ⅱ，分別假設(shè)坑底土體為黏土和砂土，承壓水頭變化的幅值為 2m ，變化周期為1月， u 的變化函數(shù)為 u∣_z=0=20sinωt ?？拥淄馏w分別為黏土、砂土?xí)r的計(jì)算參數(shù)如表2所示?？拥淄馏w分別為砂土、黏土?xí)r方法I、Ⅱ計(jì)算所得的水力梯度如圖8所示。由圖可知：當(dāng)坑底土體為砂土?xí)r，方法I、Ⅱ所得結(jié)果基本相同；當(dāng)坑底土體為黏土?xí)r，方法I、Ⅱ所得結(jié)果差別非常大，方法Ⅱ所得結(jié)果的幅值較小且存在滯后性。原因是黏土的弱透水性導(dǎo)致坑底土體中的水力梯度有一定的滯后性，并且變化幅度減小，即存在削峰作用，因此應(yīng)采用方法Ⅱ計(jì)算弱透水土層。同時(shí)，在實(shí)際施工過程中，應(yīng)

注： ①H 為基坑坑底弱透水層的厚度。 ②h₀ 為初始承壓水頭。③A_u 為邊界孔隙水壓變化的幅值。 ④t 為邊界孔隙水壓變化的時(shí)間。 ⑤k_v 為土體的豎向滲透系數(shù)。 ⑥E_s 為土體的壓縮模量。

I-s ： I-s. 一坑底土體為砂土?xí)r分別根據(jù)方法I、Ⅱ計(jì)算所得水力梯度，方法I、Ⅱ?yàn)閯?dòng)態(tài)承壓水作用下基坑突涌判別的2種計(jì)算方法； I-n 、I-n—坑底土體為黏土?xí)r分別根據(jù)方法I、Ⅱ計(jì)算所得水力梯度。

圖8基坑坑底土體分別為砂土、黏土?xí)r方法I、Ⅱ計(jì)算所得的水力梯度重視工程降水引起的坑外地下水位下降而基坑坑底土體中水力梯度降幅較小并明顯滯后的情況，避免基坑工程發(fā)生突涌破壞。

3.2 工程實(shí)例

以市某隧道北岸工作井基坑工程為例，求解基坑坑底弱透水層中的水力梯度。 H₀ 約為 25m ，δ 為 19.5m ， k_v 為 5.9×10^-6m/s ， E_s 為 6.2MPa ，初始承壓水頭 h₀ 為 42.5m 。該基坑工程緊鄰鵲山水庫和黃河，大氣降水、黃河不定時(shí)泄洪和工程降水的影響使得該地區(qū)的承壓水頭呈動(dòng)態(tài)變化狀態(tài)。含水層主要為粉砂和粉土層，坑底為弱透水的粉質(zhì)黏土層。水源承壓水頭的變化幅值約為 3m ，變化周期為1月，坑底弱透水層下表面上 u 的變化函數(shù)為u∣_z=0=30sinωt， 0

以上所有參數(shù)代入式（16），得到動(dòng)態(tài)承壓水作用下水力梯度隨時(shí)間的變化，如圖9所示。從圖中可以看出，水力梯度隨時(shí)間的變化非常明顯。此時(shí)求得 θ 為3.969，即坑底土體為弱透水層時(shí)，計(jì)算所得的 θ 也較大，承壓水頭動(dòng)態(tài)變化引起的水力梯度動(dòng)態(tài)變化非常明顯，因此采用恒定承壓水頭的計(jì)算方式是不合理的。

4本文方法

針對(duì)基坑開挖卸荷和動(dòng)態(tài)承壓水耦合作用下的基坑突涌破壞問題，利用室內(nèi)試驗(yàn)求得 與 R 的函數(shù)關(guān)系，分別用 φ（R） 、 c（R） 表示，動(dòng)態(tài)水力梯度用 i_e（z，t） 表示，代入基坑突涌滲透破壞理論公式[15]得到本文方法，公式為

將第2章中求得的臨界黏聚力、臨界內(nèi)摩擦角代人式（17），仍以市某隧道北岸工作井基坑工程為例，對(duì)比壓力平衡法、滲透破壞理論、本文方法計(jì)算所得的臨界水力梯度 i_crl ∴i_cr2，i_cr3 與實(shí)際水力梯度 i_e ，結(jié)果如圖10（a）所示。由圖可知：壓力平衡法計(jì)算所得的臨界水力梯度與滲透破壞理論、本文方法計(jì)算所得的臨界水力梯度差距較大，原因是壓力平衡法在計(jì)算過程中僅考慮土體自身的質(zhì)量，沒有考慮土體自身抗剪強(qiáng)度的影響，導(dǎo)致該方法過于保守。相對(duì)于滲透破壞理論，本文方法得出的臨界水力梯度減小約 15% ，因此基坑開挖卸荷對(duì)基坑突涌判別的影響不能忽略。

不同基坑突涌判別方法的突涌安全系數(shù)如表3所示。由表可知：當(dāng)利用壓力平衡法判別基坑突涌時(shí)，突涌安全系數(shù)為0.79，小于突涌安全系數(shù)的臨界值 1.1^[11] ，此時(shí)基坑已發(fā)生突涌；當(dāng)分別利用本文方法、滲透破壞理論判別基坑突涌時(shí)，突涌安全系數(shù)分別為3.03、3.18，均大于1.1，此時(shí)基坑均未發(fā)生突涌。

當(dāng)基坑發(fā)生滲透破壞時(shí)，通常先在弱透水層的缺陷處發(fā)生滲透破壞，薄弱面的深度是影響坑底處最大水力梯度的主要因素。假設(shè)工程實(shí)例中基坑中心處存在深度為 4.3m 的薄弱面，此時(shí)坑底處最大水力梯度為3.895，存在薄弱面時(shí)不同基坑突涌判別方法計(jì)算所得的臨界水力梯度與實(shí)際水力梯度如圖10（b）所示。由圖可知：存在薄弱面時(shí)的坑底處水力梯度與無薄弱面時(shí)的相差非常大；當(dāng)存在薄弱面時(shí)，壓力平衡法計(jì)算所得臨界水力梯度遠(yuǎn)小于坑底處水力梯度的最小值，本文方法計(jì)算所得的臨界水力梯度小于坑底處水力梯度的最大值，但是大于坑底處水力梯度的最小值，滲透破壞理論計(jì)算所得的臨界水力梯度仍大于坑底處水力梯度的最大值。

（20號(hào) i_e 一實(shí)際水力梯度； i_crl 、 i_cr2 ） i_cr3 一壓力平衡法、滲透破壞理論、本文方法計(jì)算所得的臨界水力梯度；本文方法一考慮基坑開挖卸荷與動(dòng)態(tài)承壓水耦合作用的基坑突涌判別方法。

圖10不同判別方法計(jì)算所得的臨界水力梯度與實(shí)際水力梯度

注： ① 本文方法為考慮基坑開挖卸荷與動(dòng)態(tài)承壓水耦合作用的基坑突涌判別方法。

存在薄弱面時(shí)不同基坑突涌判別方法的突涌安全系數(shù)如表4所示。由表可知：當(dāng)利用壓力平衡法、本文方法判別基坑突涌時(shí)，突涌安全系數(shù)分別為0.26、0.99，均小于突涌安全系數(shù)的臨界值1.1[11]此時(shí)基坑均已發(fā)生突涌；當(dāng)利用滲透破壞理論判別基坑突涌時(shí)，突涌安全系數(shù)為1.13，大于1.1，此時(shí)基坑未發(fā)生突涌。由此可知，壓力平衡法因未考慮土體自身抗剪強(qiáng)度的影響而過于保守，滲透破壞理論因不考慮基坑開挖卸荷的影響而存在一定的風(fēng)險(xiǎn)。

注： ① 本文方法為考慮基坑開挖卸荷與動(dòng)態(tài)承壓水耦合作用的基坑突涌判別方法。

5結(jié)論

本文中針對(duì)基坑開挖卸荷與動(dòng)態(tài)承壓水耦合作用下的基坑突涌問題，以市某隧道北岸工作井基坑工程為例，通過室內(nèi)試驗(yàn)研究了基坑開挖卸荷對(duì)坑底土體抗剪強(qiáng)度的影響，根據(jù)越流理論分析，探討了動(dòng)態(tài)承壓水作用下坑底弱透水層中水力梯度的變化規(guī)律，并修正基坑突涌滲透破壞理論，最后應(yīng)用于工程實(shí)例，得到以下主要結(jié)論：

1）加荷時(shí)的土體抗剪強(qiáng)度變化路徑與卸荷時(shí)的明顯不同，卸荷狀態(tài)下土體的抗剪強(qiáng)度有不同程度的減小，并且減小程度與卸荷比和坑底以下的埋深有關(guān)，極限狀態(tài)下土體的黏聚力減小 16.3% ，內(nèi)摩擦角減小 34.4% O

2）考慮動(dòng)態(tài)承壓水的作用，當(dāng)坑底土體是黏土?xí)r，土體中超靜孔隙水壓力的影響使得土體中的水力梯度變化與承壓含水層中的水頭變化不同步，存在一定的削峰、滯后作用。當(dāng)坑底土體為弱透水層時(shí)，土體中的水力梯度受承壓水作用而出現(xiàn)波動(dòng)的現(xiàn)象非常明顯，若不引起重視則有引發(fā)事故的風(fēng)險(xiǎn)。

3）對(duì)比本文方法、滲透破壞理論、壓力平衡法的基坑突涌判別的計(jì)算結(jié)果發(fā)現(xiàn)：壓力平衡法未考慮土體自身抗剪強(qiáng)度的影響，因此計(jì)算結(jié)果過于保守；滲透破壞理論未考慮基坑開挖卸荷的影響，因此計(jì)算結(jié)果存在一定的風(fēng)險(xiǎn)；相對(duì)于滲透破壞理論，本文方法利用室內(nèi)試驗(yàn)得出基坑開挖卸荷使土體中的臨界水力梯度減小了約 15% ，因此應(yīng)重視基坑開挖卸荷引起的坑底土體抗剪強(qiáng)度的減小對(duì)基坑突涌的影響。

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