土工离心模型试验在岩土工程中的应用

土工离心模型试验在岩土工程中的应用

软土基坑离心模型试验研究随着建筑高度、规模和价值的发展，以及城市地铁、车站等市政项目的可持续建设，该市随处可见深基坑项目的清单。由于受周边环境和工程地质、水文条件的影响,在基坑的支护结构选型、施工过程中常常会遇到各种各样的复杂问题,尤其是在我国的东南沿海及长江中下游的软土地区,这类问题尤为突出。为此,许多科技工作者都对基坑开挖中涌现的技术问题进行了大量的研究和探索。作为一种物理模型技术,近年来,土工离心模型试验已成为岩土工程领域研究的重要试验方法,并已广泛应用于岩土工程的各个领域,如边坡和挡墙、港口码头和海洋工程、路堤和坝基工程、隧道及地下工程、地基和基础工程、基坑开挖工程、冻土、环境岩土工程以及地质工程等方面。在软土基坑的离心试验模拟方面,我国的科研工作者开展了大量的研究,如周顺华(1998)进行了水泥搅拌桩-灌注桩承载分担的离心试验,模拟的基坑开挖深度11m,灌注桩长21m,直径0.8m,搅拌桩长18m,宽度为1.2m;吴海平(2000)结合上海地铁2号线某车站基坑工程,利用离心试验分析了搅拌桩-灌注桩复合维护结构以及灌注桩(无搅拌桩)维护两种情况的变形破坏机理,基坑深10.7m,设有两道钢筋混凝土支撑;陈兴年(2000)针对上海地铁2号线中央公园站基坑工程,利用离心试验研究不同施工参数、不同加固方式下基坑周围土体的变形情况,基坑深度15.2m,设四道钢管支撑;刘辉(2002)针对某地铁风井圆形基坑工程,开展了连续墙不同入土深度时的离心模型试验,基坑的开挖深度为33m;宫全美(2006)等对上海地区⑤-2层浅部承压水和⑦层深部承压水之间的第⑥层隔水层的存在或缺失对基坑变形和降水的影响进行了离心试验研究,所模拟基坑底板埋深14.4m,围护结构为厚600mm的地下连续墙,水平设置4道钢管支撑;包旭范(2006)以上海铁路南站南广场大型软土基坑施工为背景,通过离心模型试验对比研究三种不同土台预留宽度及其加固与否对地下连续墙的变形控制作用,基坑开挖深度13.5m,穿越的主要土层为淤泥质软黏土,厚约10m,围护结构采用地下连续墙宽0.8m;杨龙才(2006)等针对南京某地铁深基坑工程的地层和承压水特性,通过离心模型试验研究了全套管咬合桩围护结构的技术可行性,基坑标准段的开挖深度为13m,最大开挖深度为19m。综上所述,基坑工程正朝着超挖深、地质条件差及施工环境越来越复杂等方向发展,因此为确保基坑及周围建筑物的安全,对基坑的变形和稳定特性进行离心试验研究是必要的。本文结合上海地铁某修复工程的超深基坑开挖,开展了系列离心模型试验研究,试验结果对于确保工程的顺利实施和安全生产具有一定的借鉴和参考价值。1原位修复方案确定上海轨道交通某线路区间越江隧道在主体工程完工后修建联络通道时发生险情,导致该段隧道塌陷,隧道附近的土体流失,进而使得地面建筑物发生倾斜。险情发生后,有关单位立即成立了修复方案小组,在对现场条件进行调研、听取专家会议意见的基础上,对修复工程的总体技术路线以及方案进行了反复比选和论证。在综合比选多方面的因素后,确定了原位修复的总体技术路线。最终的总体修复方案包括东、中、西3个明挖基坑,分别长174m、27m和64m,如图1所示。基坑标准段的开挖深度为38m,东侧基坑的东端头落深3m,开挖深度达到41m,目前为上海软土地层中开挖深度最大的基坑工程。整个基坑自上而下设9道钢筋混凝土支撑。基坑的围护结构为厚度1.2m、深度65.5m的地下连续墙,其接缝采用十字钢板接头,接缝处采用坑外旋喷桩止水。由于基坑周围近邻高层建筑和跨黄浦江的南浦大桥匝道,为确保建筑物安全和大桥的正常运行,因此对开挖施工中的变形控制提出了很高的要求。其次,本基坑工程为上海软土地区最深的基坑工程,无论设计和施工都无现成经验可循,使得本工程不仅重要程度高、社会影响大,而且难度又大,国内尚无先例,世界范围内也较少见。基于上述因素,极有必要以该工程为载体,开展软土地基中超深基坑变形和稳定特性的离心试验研究。2工程土壤的组成和材料的性质2.1拟地层的物理力学特性根据现场工程地质勘察资料可知,本次试验所模拟的地层的物理力学特性指标如表1所示。根据试验需要,从上往下,选用①杂填土、⑤粉质黏土、⑦砂质粉土作为本次试验所模拟的主要地层。2.2材料属性基坑的挡墙及支撑均采用钢筋混凝土结构,挡墙9道支撑的具体尺寸参见图2。3离心试验的原理3.1模型材料工程模拟离心试验是通过离心机高速旋转所产生的惯性离心力场来模拟自重应力场,将相对于原型缩小了n倍的模型在n倍重力加速度的空间中进行试验,则作用在模型上的体积力增加n倍。这样在原型与模型材料及边界应力相同的前提下,离心模型与原型各相应点不但应力状态完全相同,其应变也相同,变形相似,破坏机理相同,能再现原型特性。这样,便可通过对离心机上运转中模型性状的量测来预测原型的性状变化规律。3.2最大离心加速度及最大有效载荷本次离心模型试验采用的试验设备为同济大学TLJ-150型土工离心试验机:转臂有效半径3.0m;最大离心加速度200g;离心机能力为150g·t;最大有效载荷在100g时为1500kg(适用于动力试验),在200g时为750kg(适用于静力试验)。该试验系统还配有一套完整的数据采集、高速摄影、闭路电视监控设施。3.3离心试验中的类似关系离心试验中的相似关系如表2所示,n为几何尺寸缩减比例。3.4离心场开挖利用土工离心试验模拟基坑开挖问题,基本上可分为以下几种方法:①在重力场下将土体挖掉,然后,用增大离心加速度来研究应力提高的情况下土体或挡土结构的反应;②在离心力场下通过排放与土体密度相同的氯化锌液体或降低挡墙被动侧土体高度的做法实现基坑开挖的模拟;③采用高精密特种机械设备在离心机高速运转的情况下实现自动开挖。由于氯化锌液体有毒,加之液体所形成的侧压力系数与土体有较大差别,以及特种开挖设备的昂贵,故此,本研究中基坑开挖模拟采用第一种方法,即采用“开机-停机开挖-加支撑-再开机试验”模式,共分9个开挖步。4模型试验设计4.1段原型的土层厚度试验所选用的几何比尺为1∶120。标准段原型中的土层厚度72m、开挖深度38m、挡墙高度65m,换算到模型中去就分别是60cm、31.6cm和54.2cm。4.2离心场分层固结试验用土为取自现场的原状土体,试验过程中将土层作了适当简化,表面填土层合并为一层,其下的②、⑤、⑥层合并为一层,⑦-1、⑦-2层合并为一层。根据现场提供的工程地质勘察资料,试验选用了具有代表性的第⑤层粉质黏土和第⑦层砂质粉土作为需要模拟的开挖土层。为了便于排水,在土箱的底部铺设一层2cm厚的黄砂,从而形成双排水通道。模型地层制备时,先将取自现场不同深度处的原状土经晒干、碾碎过筛后,用水浸泡制成流塑状土膏,使其含水量控制在80%~120%,在排除土料内所含气体后,再放入离心机中在120g离心场下分层固结,每层土的固结度要求达到90%以上。由于模型土处于一维固结状态,其固结度可由Terzaghi一维固结理论进行计算。所用土的干重度,对于第⑤层粉质黏土为15.1kN/m3,第⑦层砂质粉土为16.5kN/m3。根据饱和土体渗透固结时间的相似关系,模型地层固结时间应该是原型地层固结时间的1/n2。待模型地层固结完成后,重新测量土层厚度,计算土层的干密度。同时,通过取样测定粉质黏土和砂质粉土层的含水量、压缩模量、强度指标,作为土性稳定的控制因素。地基模型制作完毕后,拆去模型箱侧壁的有机玻璃板,在土体侧面嵌入带大头针的小纸片作为土体位移的标志点,并记录各标志点的坐标,在有机玻璃板内侧涂抹硅油并覆以聚乙烯薄膜后,装好玻璃板。4.3材料的厚度和截面积对于实际的地下连续墙结构,如果在试验中仍然用钢筋混凝土模拟,则模型尺寸为原型的1/n,这样模型钢筋混凝土结构只有几毫米厚,试验制作时无法加工,故采用铝合金板来代替。由于挡墙结构是作为抗弯构件,要保证模型与原型的应力水平一致,应使两者的抗弯刚度相等,即可根据抗弯刚度相似原则,用铝合金板替代缩小后的原型材料板,并据此确定替代材料板的厚度:Em1δ3m112(1−μ2m1)=Em2δ3m212(1−μ2m2)(1)Em1δm1312(1-μm12)=Em2δm2312(1-μm22)(1)式中:E为弹性模量;δ为板的厚度;μ为泊松比;m1表示与原型材料p相同的模型材料;m2表示替代的模型材料,并且有Ep=Em1,δp=nδm1,μp=μm1。根据钢筋混凝土得弹性模量(Em1=35GPa)和泊松比(μm1=0.167),选取工业铝合金(Em2=70GPa,泊松比μm2=0.30)作为钢筋混凝土的替代材料,根据上式可得铝合金的厚度为δm2=7.76mm,实际试验中选用的厚度为7.5mm。对于挡墙支撑材料,如果采用与原型相同的材料,则尺寸缩为原型的1/n,同样也不方便制作。为此,可以考虑按照轴向抗压刚度相似原则,采用铝合金管来代替缩小后的原型支撑材料,即Em1Am1=Em2π4[D2m2−(Dm2−2δm2)2](2)Em1Am1=Em2π4[Dm22-(Dm2-2δm2)2](2)式中:E为弹性模量;A为截面积;D为直径;δ为管壁厚度,并且有Em1=Ep,Am1=Ap/n2。4.4地震计配置在土层表面布设4个差动式位移传感器,用来测量地表面沉降,其位置如图3、图4所示。4.5压力罐的嵌入在挡墙主动侧埋设6个土压力盒,而在被动侧埋设2个,如图5所示。4.6各挡墙体的变形为了量测挡墙变形,沿挡墙竖向布设2道应变计,每道应变片在挡墙内外两侧对应布置,其位置及通道号如图6所示。挡墙变形量测的原理是假定开挖面以下的挡墙底部位移为0,因此,只要量测出挡墙上某点处内外两侧的应变差(ε1-ε2),便可按下式计算挡墙变形后的曲率半径ρ和对应的曲率圆弧角度θ。ρi=d/(ε1iε2i)(3)θ=li/ρi(4)式中:d为挡墙厚度;li为曲率圆弧角度θi度所对应的弧长。由此曲率半径ρi和θi角度,便可通过换算得到挡墙上各点的水平位移和竖向位移值。4.7支撑墙的安装挡墙支撑共设9道,其尺寸及位置可参见图7;9道支撑按4列排列,具体位置参见图3。5试验结果的分析5.1离心场开挖试验根据试验结果测得的挡墙应变片读数,换算出每步开挖并加支撑后挡墙的变形(以挡墙顶端为纵坐标原点,横坐标以基坑内为正)。图8给出了换算到原型的挡墙变形随基坑开挖深度的变化规律。开挖步1是指停机开挖到设计深度,并架设第一道支撑,再在离心场中运转至稳定状态,其他开挖步亦类似。因数据采集系统故障,第2、3开挖步数据缺失。基坑开挖试验过程中,所有模型都是以第一次开挖前固结稳定阶段的测试值作为初值。由图8可见,挡墙变形随开挖深度的加深而逐渐增大,并且挡墙水平位移最大值点随基坑开挖面的下移而下移;从第4道支撑架设开始,挡墙变形比较显著;在开挖到第7道支撑时,挡墙水平位移达到最大值8.3cm,而第8、9次开挖的最大值未有增大,处于相对稳定状态,只是最大值点有所下移。试验过程中,模型支撑是直接顶在挡墙上的,与实际工程中二者联结成为一个整体不同,故其只能承受压力;如果挡墙有向基坑外的位移趋势时,挡墙弯曲变形,顶部支撑就会与挡墙松脱,导致试验过程中挡墙顶部向基坑外侧移较大,这一点与实际工程有所差别。5.2坑内挠曲的认定图9给出了挡墙弯矩随开挖深度变化的包络线图,在挡墙的弯矩测试断面,向基坑内的挠曲定义为正,相反为负。从上图中可以看出,在深度约25m处挡墙的弯矩达到最大值3700kN·m,出现时间为第7次开挖,这与挡墙变形最大值出现在第7步开挖中的发生时间相一致,反应了墙体在实际开挖过程中的受力情况。5.3支撑的轴力图10给出了支撑轴力随着基坑开挖而逐步变化的情况。可以看出,每道支撑的轴力在经历逐步增加并达到最大值后,随之逐渐衰减;其次,前3道支撑的起始轴力相对较小,在500kN左右,而后几道支撑的起始轴力较大,均在2500kN以上;再次,由于超深基坑的开挖深度大,支撑间距也比普通基坑大,开挖过程中每道支撑的轴力是相当大的,并且前6道支撑在第八道支撑架设时轴力最大,这与第7步开挖时对应的挡墙位移最大有区别,可能是因为挡墙前后土压力分布发生改变的缘故所致,因此,在实际施工过程中应引起重视。此外,从第7道支撑开始,轴力峰值点有继续后移趋势。5.4基坑内土压力增量的变化图11给出了随着基坑开挖的进行,挡墙背后主动区土压力增量的变化情况。可以看出,对于超深基坑,由于挡墙下部插入土层较深,且其本身刚性较大,因此随着开挖的进行,其背后土压力呈现上部增加而下部减小的现象。这一点可以从图12挡墙的变形图可以看出,即弯曲后的挡墙顶部朝基坑外变形,导致该部位的土体受到挤压,从而使得土压力增大;而在靠近开挖面附近的挡墙向基坑内变形,即挡墙与其背后土体有脱离趋势,从而使得该处土体压力相对减少。其次,上方土压力增加值在第7步开挖时达到最大,而此后又有所减小,这一点与前述挡墙的变形规律刚好吻合;与之相对应,下方的土压力则是不断地减小,这与挡墙的变形最大值越来越向下移动相对应。图13表示挡墙前方开挖面以下被动区土压力增量的变化情况。可以看出,深层-55.4m处的土压力随着开挖的进行而不断增加;浅层-45.8m处的土压力先期随着开挖的进行而逐渐增大,但在第7步开挖后却逐渐减小,这是由于基坑开挖卸载所致。由此可见,被动区土压力不仅受挡墙挤压变形的影响(主要表现在深部土体),而且还受上覆土层开挖卸荷的影响(主要表现在坑底浅部土体)。5.5基坑开挖与支护图14给出了不同开挖步下的地表沉降变形图。可以看出,地面沉降随基坑开挖而逐渐增大,最大值接近16cm。其次,随着基坑开挖的进行,地表沉降槽向