新型裝配式基坑搶險斜撐穩定性研究

周 業(yè)王 勝劉曉明譚 鑫，*黃 華

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

隨著(zhù)我國城市化水平快速提高，城市地下空間的開(kāi)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)施城市可持續發(fā)展的重要途徑。向地層更深處開(kāi)發(fā)各類(lèi)地下空間的同時(shí)也催生了大量深基坑工程?；庸こ淘谔烊坏貙又虚_(kāi)挖，往往具有強烈的區域性和個(gè)體性，因此風(fēng)險性較高［1-3］。

基坑失穩往往會(huì )造成嚴重的生命財產(chǎn)損失［4］，一旦基坑變形達到某個(gè)預警值則必須立即對其進(jìn)行搶險加固。采用鋼管斜撐加固的方法是目前基坑工程中最常采用的搶險措施之一［5］。如圖1所示，將鋼管一端固定于坑底穩定區域，另一端支撐于基坑側壁，形成斜撐。斜撐能夠及時(shí)對坑壁形成有力支持，在大量基坑搶險工程中得到了應用［6-10］。陳喜和許曉燕［6］在基坑搶險工程中采用樁錨和斜撐除險加固獲得了較好的效果。楊佳等［7］采用彈性地基梁的有限元法和瑞典條分法對“樁+斜支撐”進(jìn)行計算分析，得到了支護樁體和斜撐的位移及內力的分布變化規律。Thoms等［11］和Feng等［12］研究了斜支撐支護結構的位移分布規律，并基于現場(chǎng)數據，指出當對斜支撐結構施加預應力時(shí)，可更有效地防止基坑變形。

圖1 基坑搶險斜撐（澆筑混凝土基座）Fig.1 Diagonal brace for emergency reinforcement of excavation

但斜撐加固的穩定性往往受到斜撐撐腳地基土體的強度限制，當基坑坑壁穩定需要的抗力過(guò)大時(shí)易發(fā)生撐腳處局部地基失穩。雖然采用澆筑混凝土或鋼結構基座能提高斜撐撐腳穩定性［13-14］，但現場(chǎng)澆筑或焊接施工工序較多，用在搶險工程中存在無(wú)法立即處置險情以及后續回收困難等缺點(diǎn)。

本文提出了一種新型基坑裝配式斜撐支護結構，該種斜撐可快速處理基坑突發(fā)險情，及時(shí)遏制變形等災害的進(jìn)一步發(fā)生，并可在基坑回填后回收和重復利用。為揭示所提出的裝配式斜支撐的承載特性，進(jìn)行了室內物理模型試驗和數值分析研究，獲得了不同參數下斜撐荷載位移曲線(xiàn)和地基土變形特征，并據此討論了斜撐承載機理及失穩模式。

所設計的裝配式斜支撐結構如圖2（a）所示，由①埋入段鋼管；
②裝配式底板；
③拼接段鋼管三部分組成，通過(guò)插銷(xiāo)和螺栓連接的形式可以對三者進(jìn)行裝配式拼接。埋入段鋼管端部有多個(gè)開(kāi)孔，通過(guò)插銷(xiāo)插入不同位置的開(kāi)孔可實(shí)現斜撐撐腳不同的地基埋入深度。拼接段鋼管通過(guò)螺栓與埋入段鋼管連接，可靈活調整斜撐長(cháng)度。

在工程實(shí)際使用時(shí)，在選定坑底位置插入埋入式鋼管撐腳后，便可以由吊機等直接吊裝底板和裝配式斜撐，對基坑發(fā)生大變形的位置進(jìn)行支撐加固。斜撐通過(guò)埋入式撐腳和底板組合作用能夠有效提高撐腳處局部地基的穩定性。針對不同的基坑承載力需求可相隔一定的間距布置，如圖2（b）所示。

圖2 裝配式斜撐結構示意圖Fig.2 Illustraction of fabricated diagonal brace

3.1 試驗裝置

室內模型裝置如圖3（a）所示，模型箱凈空間尺寸為770 mm×520 mm×500 mm（長(cháng)×寬×高），模型箱的兩側分別安裝10 mm厚的透明鋼化玻璃，以便觀(guān)察撐腳地基的失穩形式。根據模型箱尺寸，縮尺模型斜撐鋼管選用304不銹鋼無(wú)縫鋼管，斜撐鋼管傾斜角度設置為45°，直徑為50 mm，長(cháng)度為900 mm，壁厚為2 mm。L形底板長(cháng)300 mm，寬200 mm，豎直面高100 mm，厚度為10 mm，底板中間開(kāi)孔面積為135 mm×60 mm，上部焊接兩塊楔形鋼板，楔形鋼板厚度20 mm，中間開(kāi)孔孔徑20 mm，插銷(xiāo)穿過(guò)該孔可與斜撐鋼管進(jìn)行連接。

圖3 模型試驗裝置及加載方式示意圖Fig.3 Model test setup and loading illustration

試驗豎向荷載由豎向加載框架上部伺服電機提供，電機最大推拉力能達到50 kN。采用YSF-I/25-4型電動(dòng)伺服控制系統進(jìn)行加載控制，可以通過(guò)位移、載荷及手搖三種加載方式進(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)現對加載力、速度和位置的精密伺服控制。如圖3（b）所示，通過(guò)楔形加載塊可以將豎向加載轉換為斜撐的軸向荷載。試驗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，直至達到斜撐軸向位移行程（40 mm）或者撐腳地基出現明顯破壞。加載過(guò)程中傳感器每隔1 s采集一次對應時(shí)刻的位移和荷載值。模型試驗中對撐腳鋼管埋置長(cháng)度分別為5 cm、10 cm、15 cm和20 cm的斜撐進(jìn)行了豎向加載試驗。

3.2 模型用土

地基土選用干燥中砂，試驗前將所有試驗砂放置烘箱內烘干24 h。所選砂土界限粒徑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Cu為6.14。為保證試驗地基的密實(shí)度和均勻性，往模型箱內填筑時(shí)采用分層壓實(shí)填筑。試驗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，試驗地基土的密度為1.681 g/cm3，此時(shí)地基土的相對密實(shí)度為0.428，屬于中密砂。試驗用砂的主要性質(zhì)參數如表1所示。

表1 試驗砂的主要性質(zhì)參數Table 1 Mechanics Parameters of Soil

3.3 模型試驗結果

為能更清晰地觀(guān)察加載結束后撐腳處地基土的變形及破壞情況，使用白石灰粉在地基土表面進(jìn)行網(wǎng)格劃分，所劃分的網(wǎng)格單元為4 cm×4 cm的方格（圖4（a）），填土和底板安裝完畢后則開(kāi)始進(jìn)行加載試驗。加載結束后記錄各工況下地基土的破壞情況，如圖4（b）—（f）所示。不同斜撐撐腳埋置長(cháng)度情況下的地基土破壞形式基本相同，均為地表的隆起開(kāi)裂，且破壞范圍和地表隆起量基本相同，破壞區域的形狀與底板單獨承載時(shí)相同，都表現為一個(gè)從底板端部處開(kāi)始擴散的扇形區域，扇形破壞區域在垂直底板運動(dòng)方向的尺寸為41 cm左右，在沿底板運動(dòng)方向的尺寸為34 cm左右。

圖4 地基土破壞情況Fig.4 Failure states of the ground at brace foot

如圖3（b）所示，傳感器所采集的位移和荷載值分別是加載塊的下降高度h和加載塊上的豎向荷載。斜撐的軸向位移s=2/2h。斜撐所受到的軸力值則應為電動(dòng)缸推桿所提供的豎向推力F沿斜撐軸線(xiàn)的分力，軸向壓力為軸力除以截面積計算獲得：P=2F/2A。對斜撐承載試驗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(xiàn)（P-s曲線(xiàn)）如圖5所示?？梢钥吹?，組合承載時(shí)與底板單獨承載時(shí)的荷載-位移曲線(xiàn)的變化趨勢基本一致，均有一個(gè)明顯的拐點(diǎn)，取曲線(xiàn)發(fā)生拐點(diǎn)時(shí)對應的斜撐軸向壓力作為組合承載時(shí)的極限承載力Pu。圖5中底板單獨承載為斜撐撐腳無(wú)埋置深度對應的荷載-位移曲線(xiàn)。

圖5 斜撐承載荷載-位移曲線(xiàn)Fig.5 Load-displacement curves of diagonal braces

對應于不同斜撐刺入深度的斜支撐極限承載力分別如下：斜撐沒(méi)有埋入時(shí)Pu=1566 kPa，對應的斜撐位移L=15.23 mm；
斜撐埋入長(cháng)度5 cm時(shí)，Pu=2687kPa，對應的斜撐位移L=16.54 mm；
斜撐埋入長(cháng)度10 cm時(shí)，Pu=3259 kPa，對應的斜撐位移L=17.88 mm；
斜撐埋入長(cháng)度15 cm時(shí)，Pu=3607 kPa，對應的斜撐位移L=18.63 mm；
斜撐埋入長(cháng)度20 cm時(shí)，Pu=3884 kPa，對應的斜撐位移L=18.72 mm?？梢钥吹?，埋入撐腳+底板組合承載時(shí)的承載能力明顯大于底板單獨承載時(shí)的承載能力，在斜撐埋置長(cháng)度20 cm時(shí)，組合承載力約為底板單獨承載力的2.48倍，表明有一定埋深的斜撐撐腳可以有效提高斜撐整體的承載能力，且從圖5中可以看到隨著(zhù)斜撐埋置長(cháng)度的增大，組合承載的承載力也不斷提高。埋置深度從5 cm（1倍管徑）增加到10 cm（2倍管徑）承載力提升幅度較大（21%），因此建議在實(shí)際工程應用中確保斜撐撐腳有2倍管徑以上的埋置深度。

4.1 計算模型及參數

為了進(jìn)一步從土體內部變形及應力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的數值模型。數值模型尺寸均與物理模型一致，考慮到模型的對稱(chēng)性，取一半進(jìn)行建模如圖6所示。數值模型的底面及側面邊界均為簡(jiǎn)支條件（限制法向位移），地表為自由邊界；
斜撐橫截面為應力邊界，施加軸向荷載。

其中藍色網(wǎng)格為斜撐撐腳及底板部分。模型試驗中的斜撐模型采用的是鋼材，可認為整個(gè)實(shí)驗過(guò)程中斜撐鋼管處于線(xiàn)彈性變形狀態(tài)，故使用彈性本構模型（elastic）進(jìn)行模擬，斜撐鋼管的相關(guān)模型參數如表2所示。地基土體選用摩爾庫倫本構模型，參數根據室內土工試驗結果選取，見(jiàn)表3。為更準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6）。地基土與底板接觸面摩擦角參數取值根據室內試驗結合模型試驗結果數據進(jìn)行反推確定。模型試驗中的斜撐位移主要來(lái)自于土體自身的壓縮（由土體剛度決定）以及接觸界面的滑移（由接觸摩擦角控制），因此接觸面剛度參數根據FLAC3D程序手冊推薦的經(jīng)驗方法選取。接觸面參數見(jiàn)表4。數值模型采用逐級加載方式計算，在斜撐的上表面施加均布法向壓力，在該級荷載作用時(shí)計算平衡后，讀取該級荷載作用下的斜撐軸向位移，最終繪制斜撐承載數值模擬獲得的荷載-位移曲線(xiàn)。

圖6 數值模型Fig.6 Numerical model

表2 斜撐鋼管及底板模型相關(guān)參數Table 2 Mechanics parameters of braces

表3 地基土體力學(xué)參數Table 3 Parameters of soil in numerical model

表4 接觸面單元力學(xué)參數Table 4 Parameters of interface in numerical model

4.2 數值模擬結果及分析

上節室內模型試驗獲得了斜撐撐腳地基土承載能力的變化規律，利用數值模型計算能夠得到斜撐承載過(guò)程中地基土的變形特征，可對室內模型試驗結果進(jìn)行有效解釋。圖7為不同撐腳埋置長(cháng)度情況下數值計算結果，與模型試驗結果的對比，可以看到利用數值計算得到的荷載-位移曲線(xiàn)與相對應斜撐埋置長(cháng)度下的模型試驗結果整體十分吻合，因此可以認為該數值模型和相關(guān)參數的取值是合理可靠的，可以利用該模型開(kāi)展進(jìn)一步的分析。

圖7 斜撐承載數值模擬結果對比Fig.7 Comparison between numerical results and model tests

圖8為斜撐模型達到承載力后的土體變形場(chǎng)，從圖中可以看出，數值模擬結果與圖4所示模型試驗結果顯示出較為一致的隆起破壞模式。底板下方的土體變形最大，其次是底板前方的擋土。達到極限承載力后，地基土出現了一個(gè)圓弧形的滑動(dòng)面，說(shuō)明對應極限承載能力的破壞狀態(tài)均為撐腳處地基土體出現被動(dòng)土壓力狀態(tài)。但由于斜撐的加入，產(chǎn)生被動(dòng)土壓力狀態(tài)的整體剪切滑動(dòng)面將隨著(zhù)斜撐埋深而往更深處發(fā)展，因此也提高了達到被動(dòng)土壓力狀態(tài)時(shí)地基土體能夠提供支持斜撐撐腳的合力。

圖8 斜撐承載時(shí)地基土的變形Fig.8 Displacement filed in the ground at the failure state

圖9 顯示了沒(méi)有埋置斜撐撐腳和斜撐撐腳埋置長(cháng)度為20 cm兩種情況下的土體最大主應力場(chǎng)數值計算結果。由于斜撐在承載過(guò)程中產(chǎn)生位移，引起相應位置地基土體壓應力產(chǎn)生增量，因此土體最大主應力（壓力）可以在數值上近似表示不同部位土體對斜撐產(chǎn)生的最大抗力?？梢钥吹綋文_地基土體的主要抗力產(chǎn)生在底板下方。有無(wú)埋置斜撐撐腳的模型底板下最大主應力均在200～450 kPa之間，兩者區別不大。但是斜撐撐腳有一定埋置深度的模型，在撐腳鋼管的端部和側部均出現了較大的主應力增量，達到了400～600 kPa，大大超過(guò)了底板下土體提供的最大抗力。因此對于斜撐的極限承載能力，撐腳有埋置深度的斜撐比沒(méi)有埋置深度的斜撐更高。提高的承載能力主要來(lái)自由斜撐撐腳埋置段所受到的端阻力和側阻力。

圖9 撐腳地基破壞時(shí)對應的土體大主應力場(chǎng)Fig.9 Maximum principal stress filed in the ground at the failure state

根據模型實(shí)驗的結果和數值分析揭示的現象，本文提出的裝配式斜撐承載機理可如圖10所示。當斜撐撐腳具有一定埋置深度時(shí)，斜撐所受荷載將由斜撐和底板兩部分承擔。底板所受抗力分布在底板下方以及底板側方，其中側方抗力由于底板埋置深度較淺，遠小于底板下方地基土所提供的抗力。斜撐撐腳埋入段側摩阻力及端阻力均較大，對斜撐整體承載力貢獻十分重要。隨著(zhù)斜撐埋置深度加大，斜撐側阻力和端阻力的合力均會(huì )增加，因此斜撐極限承載力也隨之增加。

圖10 斜撐撐腳地基承載機理Fig.10 Bearing mechanism and failure modes

本文提出了一種新型基坑裝配式斜撐支護結構，該斜撐應用于基坑搶險加固具有施工快速及可回收利用等優(yōu)點(diǎn)。為揭示所提出的裝配式斜支撐的承載特性，進(jìn)行了室內物理模型試驗和數值分析研究，結合試驗及模擬結果分析了斜撐撐腳地基的變形特征、承載機理及破壞模式。

斜撐所受荷載將由斜撐和底板兩部分共同承擔；
底板下方地基土所提供的抗力遠大于底板側方土體；
斜撐+底板組合承載時(shí)的承載力明顯大于底板單獨承載時(shí)的承載力，且組合承載力隨著(zhù)斜撐的埋置長(cháng)度增加不斷增大，表明斜撐與底板共同承載具有良好的效果。

斜撐撐腳埋入段側摩阻力及端阻力均較大，對斜撐整體承載力貢獻十分重要，建議在實(shí)際工程應用中要確保斜撐撐腳有2倍管徑以上的埋置深度。

本文模型試驗揭示的承載機理和破壞模式適用于砂土地層，有必要進(jìn)一步開(kāi)展針對軟黏土地層的斜撐穩定性研究。