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地质工程技术论文 地质工程

2018-12-17 17:50:35来源:组稿人论文网作者:婷婷

  摘要

  伴随着我国经济水平的不断提升,城市化进程的不断加快,基坑工程得到了很大的发展,科研及工作人员都在尝试着更加安全、方便、经济实惠的支护方式来进行基坑支护设计;而这其中就包括土钉支护应用技术的不断推广和逐步成熟,土钉支护以其自身具有的工艺简单、施工速度快、经济效益显着等优点,受到越来越多的工程设计人员的喜爱。但是,土钉支护也有着自身的局限性,对于目前应用中的土钉支护技术,绝大部分都是针对于自立性较好的土层之中;而对于砂土基坑而言,土钉支护的案例极少,这是因为砂土地层的稳定性较差,在多数情况下被大家认为是没有粘聚力的,导致在基坑稳定性计算过程中以砂土粘聚力为零进行计算导致基坑不稳定,而这也严重影响了土钉支护技术在砂土地层这一领域之内的推广应用。

  众所周知,砂土在干燥和饱和状态之下是没有粘聚力的,而在非饱和状态之下却会表现出类似于粘性土的性状,换言之,砂土在非饱和状态之下具有似粘聚力。本文通过控制含水率这单一因素,通过重复三轴试验、直剪试验并辅以基质吸力试验来进行研究,得出似粘聚力值的大小,以及其随着含水率变化情况;在干密度为1.511g/cm3情况下,含水率在6%-9%时,似粘聚力达到最大值,能够达到10kpa上下。

  本文将砂土似粘聚力引入应用,从砂土成孔性入手,对无衬砌非饱和砂土小直径洞室进行稳定性分析,并以能源金融大厦基坑支护实例为基础,通过Flac3D进行成孔以及整个基坑的开挖与支护进行数值模拟计算分析,得出砂土地层成孔稳定的粘聚力取值范围,和砂土基坑采用土钉支护的安全性。借助于Flac3D以及理正深基坑软件,进行了不同似粘聚力值对基坑变形及稳定性影响的计算分析,并对比现场的监测资料,来获取实际基坑土体砂土地层的似粘聚力值的真实值的范围,来说明试验的可靠性,以及土钉支护在砂土地层应用的可行性。最后通过似粘聚力值的应用来对西咸能源金融大厦基坑设计进行优化。

  关键词:非饱和砂土,似粘聚力,三轴剪切试验,成孔性,数值模拟

  第一章绪论

  1.1问题的提出及研究意义

  伴随着我国城镇化的全面推进,城市和城乡居住人口越来越多,城市的土地资源愈加紧张,有效利用土地和地下空间变得尤其重要。在此发展背景之下,城市中的高层建筑越来越多,基坑工程得到了飞速发展,不仅规模越来越大,而且深度越来越深,所面临的场地地质条件也越来越复杂。同时,随着市场经济的全面覆盖,基坑工程在设计施工时也面临着巨大竞争,不仅要保证基坑支护体系自身的安全性,同时也要保证经济实惠、操作方便等。

  因此,在进行基坑支护设计时,全方位的考虑问题,找到最合适且经济的支护方案变得格外重要;尤其是遇到地质条件稍显复杂,与普通地层稍有差异的场地,更需要我们去深究,去探讨和研究,从而找出最安全经济的方案。这其中就包括一些砂土地层,这些地层在表层以下,以细砂、中砂为主的,厚度为5~20m不等,这种地层在我国分布广泛,而且其中有很大一部分都地处政府规划的开发区以及新区之中。该砂土地层一般砂质较纯净,黏粒含量较少,受地下水影响较小,且地势平坦,面积广阔,能够很好的作为建筑场地;但是,在实际工程中,进行基坑支护设计时,若采取经济实惠、操作方便的土钉支护,根据计算发现其并不稳定,这是因为根据传统的理论知识,砂土地层的粘聚力为0。众所周知,砂土在干燥和完全饱和状态下是没有粘聚力的,但是在非饱和状态下,会表现出类似于粘性土的性状,这说明在非饱和状态下是有粘聚力的。如若在计算过程中稍微赋予很小的粘聚力,就能够使计算达到稳定。

  由真实案例——西咸能源金融大厦基坑支护,砂土地层与上文所述吻合,采用了土钉支护技术,而且能够安全稳定,这说明土钉支护在砂土地层中能够达到稳定,同时也说明了砂土似粘聚力的存在。但是,在进行基坑支护设计的专家评审时,遇到了无法解释、无理论可依据的尴尬,这也突出了工程中的一个普遍现象——理论跟不上实践,工程实践的多,但是理论支持却跟不上实践的步伐。这说明了理论研究迫在眉睫,而且工程应用意义极大。这就是本文研究题目的来源。

  砂土在非饱和状态下是有类似于粘聚力的一种力,我们把它称之为似粘聚力。对似粘聚力的研究,不仅可以解决工程应用的理论缺失,也能够大大的降低一些工程成本。本文从工程应用出发,考虑到可操作性和推广性,选取了含水率这单一可变因素来进行研究,目的是获得含水率对砂土似粘聚力的影响情况,并将之推广应用。

  1.2国内外研究现状

  1.2.1土钉支护技术及其研究现状

  土钉支护与其他支护方式不同,是通过将土钉打人将要被支护的土体之内,同时在土体坡面表层喷射混凝土面层,来共同对土体进行加固,提升土体的稳定性,并能够减小土体变形得变形[1],如图1.1。对比于其他传统的支护体系,土钉支护具有一些突出的优点[2]:首先土钉支护把土体与土钉结合,将土体也作为土钉支护的一部分,充分的应用土体的自稳能力;其次,土钉的结构简单,重量小,柔性大,使土钉支护具有很好的延展性和较强的抗震性;土钉支护的整个施工过程简单方便,且施工操作时不需要额外的施工场地,不影响其他的施工进程,对周边的其他建筑物及环境影响很小;再有就是土钉的可调整性强,当在施工过程中出现了不良状况,可以适当的增加土钉个数,调整间距;最后也是很重要的优点就是,土钉支护的经济效益高,施工工期短。

  图1.1土钉墙支护

  我国是从上世纪八十年代才引入土钉支护技术,但在这短短的三十多年里,土钉支护在国内得到了很大的发展,尤其是在土质地层较好的地区,土钉支护的发展迅速,其中以黄土为主的地区发展尤其迅勐[3]。

  欧美等西方国家在上世纪30年代就首先发明了土钉支护技术,并小范围的有所应用,但对土钉支护进行系统的研究推广,要追溯到上世纪的70年代。其中以美国、法国、德国、英国为代表[4]。他们的研究方法主要是通过新奥法,以土体中加筋的挡墙和土锚等原有支护技术作为原型,进行研究扩展,分别发展了各有特色的土钉支护技术。土钉支护技术被大多数学者视为是新奥法的一种发展和延伸,因为它与新奥法由很多相似的地方,例如都最大限度的应用原有土体的强度和稳定能力。尤其是到新奥法得到了空前成功的上世纪70年代,引起了很多学者对土钉支护的兴趣,这对于土钉支护技术的发展起到了很大的推动促进作用。此外,后来加筋土技术的发展也促进了土钉支护技术的发展[5]。

  国外最先使用土钉技术的记载,是发生在1972年的法国凡尔塞,土钉支护技术用在了一边坡坡度为70°深度为21.6m,长度有1000m的基坑中,且其土层为粘性沙土,抗剪强度参数为:c=18k N/㎡、φ=34°~38°,该工程共使用了两万五千多跟土钉,并在表面喷射了50-80mm厚的混凝土面层。

  土钉支护技术第一次被应用在城市里是1974年,同样是在法国,工程师Bouygues在一处地铁车站中采用了土钉墙支护技术。1992年,据法国官方的统计数据,法国每年的土钉支护技术应用在城市公用工程中的面积大概有十万平方米以上[6]。

  德国开始研究和应用土钉支护技术的时间要稍晚,在1979年的德国Stuttgart,第一次将土钉支护技术,应用在了一个永久性的工程之中。科研学者对该工程进行了长达十多年的监测,记录下大量有价值的数据。到上世纪80年代初期,德国才算真正意义上的开始大规模的进行研究和应用土钉支护技术,到80年代末,德国队土钉支护的技术研究和应用已经很成熟了,并开始逐步的将土钉应用与一些永久性的工程之中。到90年代,德国的工程师们开始对土钉支护进行各种改进和与锚杆来进行混用,取得了很多的成果[7]。

  美国最早的一项应用土钉技术案例,是在1974年,应用在了采矿工程中。而最典型的一项应用土钉技术案例,是PPG工业总部的深基坑;当时在该基坑周边,有很多建筑物,在开挖的过程中对边坡进行了注浆处理,并采用了微型桩技术[8]。美国是最早编制系统土钉支护技术设计文件的国家。

  英国虽然相较其他三个国家发展土钉支护技术较晚,确是最先提出采用气动方式将土体打进土体技术的国家,并研究出很多新的方式方法[9]。

  从西方四国将土钉技术发展成熟之后,世界多个国家的学者及工程师们,也对土钉支护技术进行了进一步的研究,这些研究采用了多元化的方式,其中包括理论研究、现场原位实验、模型试验以及足尺试验等方法,获取了大量的成果;其中以土钉墙的机理研究和墙体变形为研究的热点及重点[10]。

  在1980年,我国第一次在工程中应用了土钉支护技术,在山西的柳湾煤矿,应用在了边坡的支护中。我国的王步云等人对该边坡进行了研究和现场监测,并取得了重大成果,提出了在国内外有一定知名度的“王步云法”。提出并验证了土钉支护的坡面的滑裂面是双折线的形式。

  我国首次将土钉支护技术应用在城市建设中,是1992年。并从此使得土钉墙支护方式在城市工程中得到了普遍应用[11]。

  我国地大物博,土钉支护技术在推广中会遇到很多当时未解决的问题,而且随着地域的差异,遇到的问题也不尽相同,这促进了土钉支护技术在我们国家得到了全面的发展。例如,在我国西北地区,主要以黄土地层为主,很适宜土钉支护的应用推广;而在南方一些地区,主要以淤泥质土,粉质黏土为主,这就对土钉支护的推广带来了极大问题。进入到本世纪以来,国家建设部将土钉支护技术在全国范围内进行了大力的推广,使土钉支护技术的发展又上了一个台阶。

  张明聚通过对一工程实例进行现场监测,通过监测数据来分析研究,得出了土钉支护的基坑变形特点,以及施工过程中土钉轴力变化的规律等诸多成果[12]。

  谭泽新通过对复合土钉墙进行了数值模拟计算,采用有限元分析的方式,得出土钉墙的主要破坏面是圆弧形的滑动破坏面。同时证实了有限元分析法进行设计土钉基坑支护的科学性[13]。

  杨强、吕凤梧等人对土钉支护技术进行了系统进行了研究,依据有限元分析法,进行了对实际工程的优化设计[12]。

  陈希哲对粗粒土使用土钉支护技术进行了系统的研究,通过采用大型的模型试验。得出了粗粒土的强度参数c,ϕ值的计算公式,并对其进行了重新定义[14]。

  赵晓峰对砂土基坑采用土钉墙支护进行了可行性的分析研究,通过列举应用实例,以及实测资料,来说明了砂土基坑应用土钉支护是可行的。

  最近几年,有研究者提出了打入注浆式土钉,该种土钉是将带孔的钢钉提前打入土体之中,然后通过高压注浆来形成土钉,这种法式可以很好的应用在软土地层之中[15]。

  1.2.2非饱和砂土似粘聚力的研究现状

  对于砂土的似粘聚力,有学者将其称之为表观粘聚力,还有学者将其称之为湿吸力;但不论是似粘聚力,还是表观粘聚力,在国内外的研究都相对较少。我国有部分学者进行了相关的研究如下:

  崔頔将砂土的似粘聚力称之为表观粘聚力,改变砂土的粒度、含水量,通过无侧限的试验方法,研究了非饱和砂土的表观粘聚力与砂土粒度和含水率的定性关系。并得出,非饱和砂土的表观粘聚力会随着含水量的增加而升高,但是随着砂土的粒度减小而升高的变化规律[16]。

  李宣、孙德安分别对砂土和粉土进行了不同含水率下的直剪试验和土水特征试验,来研究含水率分别对砂土和粉土的抗剪强度的影响。得出了两者的抗剪强度都随着含水率的变化而变化,都呈现出先增大后减小的变化趋势[17]。

  蔡国庆、车睿杰运用等速率单轴拉伸方法,在不同的含水率和干密度之下,进行了非饱和砂土的抗拉强度试验。结果表明:非饱和细砂的抗拉强度随着含水率的增大,表现出先增大后减小再增大的变化情况,随着干密度的增大,其抗拉强度一直增大的规律[18]。

  张平、殷红建利用挡土墙填土试验,依靠朗肯主动土压力理论,来进行试验。通过获取不同含水率情况下的填土临界深度值,来求该分包和砂土的似粘聚力,通过对比,得出:随着含水率的增大,湿吸力表现出先增大,且增大速率变化大,然后当含水率达到一定值后,湿吸力会出现下降。且在相同的初始条件之下,磨圆度越好的砂土,其湿吸力愈大[19]。

  李淑娥、金明东通过一系列的三轴试验,对海砂土进行了剪切强度试验。得出:海砂土的粘聚力存在但是较小,随着含水率的增大,先增大后减小,且12%为界限含水率,内摩擦角较大,且海砂土的强度参数随着干密度的增大而增大[20]。

  王海东、高昌德利用WF循环单剪试验,研究了含水率、法向应力对非饱和砂土在单项剪切作用下的强度参数的影响。结果表明:含水率对非饱和砂土的粘聚力以及抗剪强度具有很大的影响,并提出了一个临界含水量,在此含水量下,粘聚力值达到最大[21]。

  赵晓峰为了研究土钉支护在砂土基坑中的应用,通过基坑侧壁的稳定性计算,来系统的阐述了如何在砂土基坑中应用土钉支护方法[22]。

  1.3研究内容及技术路线

  1.3.1研究内容

  本文在学习总结目前关于非饱和砂土似粘聚力的研究以及土钉支护技术研究现状的基础上,对非饱和砂土,以含水率作为变量,对其进行三轴、直剪以及基质吸力试验,研究含水率对非饱和砂土似粘聚力的影响;将试验获取的似粘聚力值应用于砂土地层之中进行成孔性分析,讨论其满足成孔稳定性的c值范围,并通过Flac3D数值模拟进行成孔性验证;然后以西咸能源大厦基坑支护实例为基础,选取适当的模型,进行数值模拟计算,并对比现场实测数据,来验证该模拟软件可以很好的对基坑进行仿真模拟,以及试验数据的可靠性。最后通过本文将从以下几个方面展开研究:

  第二章,非饱和砂土的三轴、直剪以及基质吸力试验

  以含水率为单一因素,通过三轴剪切,直剪、基质吸力试验,来证实砂土的似粘聚力的存在以及得出数值的大小随着含水率的变化情况。

  第三章,非饱和砂土的成孔性分析和数值模拟验证。

  通过对砂土地层的简化,利用弹塑性理论知识来进行理论分析,进行极限稳定性的计算验证,得出非饱和砂土成孔的似粘聚力c值范围,并通过数值模拟来进行变形验证,得出结论。

  第四章,对工程实例进行数值模拟,验证基坑稳定性。

  借助于Flac3D模拟软件,对西咸能源大厦工程实例的基坑支护进行数值模拟计算,并对比现场的实测数据,来研究基坑开挖过程中的位移、土钉轴力变化规律以及其稳定性;同时来说明Flac3D软件对基坑开挖过程的模拟的科学性和准确性。

  第五章,研究砂土地层的不同似粘聚力值对该基坑工程的影响。

  调整c值大小,并分别进行Flac3D模拟计算,对比沉降观测和位移变化实测值,来获取现场的实际似粘聚力c值范围,来验证试验的真实性,并对现有基坑支护设计方案进行优化并进行稳定性计算,并提出推广意见。

  第六章,得出结论,为砂土基坑运用土钉支护提供理论基础。

  含水率对非饱和砂土似粘聚力的影响及砂土基坑中土钉支护的应用研究

  1.3.2研究方法及技术路线图

  提出问题、研究意义

  含水率对非饱和砂土似粘聚力的影响

  基质吸力试验

  直剪试验

  三轴剪切试验(UU)

  砂土似粘聚力的大小及变化情况

  弹性理论分析砂土地层成孔条件

  弹塑性理论模拟成孔稳定性

  砂土地层的成孔C值

  能源大厦基坑工程实例分析

  不同似粘聚力值对基坑变形的影响

  对比实测数据,得出现场砂土地层似粘聚力

  FLAC3D数值模拟分析基坑稳定性

  结论及展望

  1.3本文主要技术路线图

  第二章含水率对非饱和砂土似粘聚力的影响研究

  目前工程上对待砂土地基时,都是把砂土作为无粘性土来对待,将其粘聚力笼统的视为零。这种方式在理论研究中,简化了很多问题;但是在工程应用中,忽视似粘聚力的存在,有时候会带来诸多的不便,甚至是工程造价的翻番。为了研究非饱和砂土的似粘聚力,本章以工程实例“西咸能源金融大厦的基坑支护项目”为依托,选取了西咸新区,沣河以东,渭河以南的交汇区域,地貌单元属于渭河高河漫滩的砂土,进行了多组不同含水率、相同干密度的砂土的三轴、直剪以及基质吸力试验。

  众所周知,砂土在完全干燥和完全饱和条件下,是不存在粘聚力的,只有在非饱和状态下,才存在粘聚力,我们将这种在非饱和下存在的砂土粘聚力称之为似粘聚力。砂土的性质与级配、密实度、含水率密切相关,这些因素都是影响砂土的似粘聚力的潜在因素。笔者选取最易在工程实际中操作来控制和改变的因素——含水率,作为主要因素来进行研究。

  2.1试验砂土样的基本性质

  试验砂土样取自位于陕西省西安市西咸新区,沣河以东,渭河以南的交汇地区的砂土基坑内,选取三个不同的点,从深度为一米到五米处的砂土样共15个,各3kg。首先进行了天然含水率的测定试验,结果如下

  表2.1试样含水率测定表

  试样编号1-11-21-31-41-5含水率/%4.525.296.576.987.50试样编号2-12-22-32-42-5含水率/%4.304.895.446.777.55试样编号3-13-23-33-43-5含水率/%4.405.555.836.627.04

  进行了颗粒分析试验,结果如下,

  并着重对一号点砂土深度1m处的试样进行了现场密实度测试,得出1m深度处的干密度为1.511g/cm3,1m处砂土的其他物理性状如表2.2:

  表2.2砂土试样的物理性状

  干密度ρd比重Gs孔隙率(%)孔隙比e天然含水率(%)1.511g/cm32.6843.630.7743.52

  取砂土深度为1m处烘干砂土300g进行颗分试验,试验采用细筛,得出该砂土的粒径级配累计曲线如图1和级配情况如表2:

  表2.3砂土的级配情况

  砂土类别不均匀系数曲率系数级配情况中砂2.8971.381级配不均匀通过筛分试验,发现所取试样小于0.075mm的粒径含量在1-2%,该砂土的黏粒含量占比极小,故本文并没将黏粒含量作为一个影响因素变量来进行研究。

  2.2非饱和砂土的三轴试验

  2.2.1试验仪器与原理

  三轴剪切试验是土工试验中一项十分古老但是非常重要的力学试验。美国学者Rendulic在1934年就首次通过这种方法,准确的测出了土的粘聚力和内摩擦角,到如今已经有70多年的历史[23]。在这几十年里,三轴试验在各方面都取得了很大进步,得出的结果也更加精确[24]。现在,三轴试验已成为研究土体强度特性等方面的重要方法。

  本次试验所用仪器为应变控制式三轴仪(TSZ30---2.0型)。

  TSZ30---2.0型三轴仪主要应用于土的抗剪强度及其孔隙水压的测定,其构造先进,速率稳定,测定结果准确,同时该试验仪操作也较为方便,噪音低。适用于测定最大周围压力为2.0MPa直径为Φ39.1mm和Φ61.8mm的土样,能够满足一般建筑工程及大型土建工程的试验要求。TSZ30---2.0试验仪可以进行常规的应力-应变式无侧限剪切试验、不排水不固结剪切试验(UU)、固结不排水剪切试验(CU)、固结排水剪切试验(CD)等试验。

  三轴剪切试验能够很好的反映出试件开始受力变形到最后破坏的整个过程,所以能够很好地进行土体强度测试,准确得出试样应力应变关系的参数。

  该试验仪器在进行剪切试验时得到工作原理为:在进行三轴试验时,第一步是将取回来的土样,制成所需试样,将试样的下端安装在压力室的底座上,并保证橡皮膜密封不漏水;试样的上端,同样需要橡皮圈将其密封。是为了避免压力室内的水进入土体内,影响实验结果。然后将压力室内注满水,提前关好所要关或者开的阀门,将压力室密封并保证完全不漏水,对压力室开始施加所需围压。然后开动电机,开始对试样进行轴向加压,其大小为σ1,且随着剪切过程的进行,轴向压力σ1会不断的增大,直到试样被剪坏。在剪切过程中围压一直保持不变为σ3,所受偏应力值为σ1-σ3。其剪切原理如图2.4。在试验过程中对试样所施加的围压以及反压力,是以水通过水压来对试样施加的,大小值可以通过表盘来调节。孔隙水压力是根据传感器跟踪量测来获取的,并能够显示在面板上,直接读取。试样的轴向位移可通过量程为0-30mm的百分表来进行读取及测量。试验过程中,试样的排水量可根据体变量管的水位上升来得到。

  根据摩尔库伦原理,将试验过程中的数据进行处理,其处理过程如下图2.4。

  2.2.2试验制样

  本文采用不固结不排水的方法对砂土试样进行剪切试验,试验时将所取砂样按《土工试验规程》要求制备成试样,本次试验一律采用直径为39.1mm的对开模具进行制样,且控制试样高度一律为76mm、干密度控制为1.511g/cm3。

  试样制备方法为:

  (1)取下压力罩,测试进水口、排水口通畅,并将橡皮膜、不透水板用皮筋平整的固定在压力室底座;

  (2)装上对开模具,并将橡皮膜往外翻,不断调整使橡皮膜使其紧紧贴住对开模具,并用橡皮膜固定;

  (3)用刻度尺量出底部透水板的深度,并记录;

  (4)将试样所需质量平均分成三份,将每一份依次用小勺子,舀到对开模具之中,并用击实锤击到控制的高度,最后高度控制为76mm;

  (5)装上不透水帽,把橡皮膜从对开模上去掉,并用橡皮圈将其与不透水冒固定在一起,最后取掉对开模具。

  (6)用游标卡尺对试样的下、中、上分别进行测量,得出试样的直径d。

  2.2.3试验步骤及过程

  本次三轴试验采用的是UU法,试验时先关闭排水阀,然后对试样施加预先设定好的的围压σ3。然后将轴向主应力增大,此时偏差应力(σ1-σ3)也会随着逐渐增大,对试样进行剪切,在剪切过程中,排水阀门也被关闭,不让试样排水。

  本次三轴试验(UU)严格按照《土工试验规程》,大致步骤如下:

  (1)在压力室底座上提前装好对应型号的橡皮膜,并在橡皮膜内制好试样,然后安装好不透水冒,用橡皮膜进行密封;

  (2)装上压力室罩,并封闭好,然后打开注水阀,开始往压力室内注水,直至完全注满,然后封闭压力室;

  (3)将测力计与压力室活塞调整至与试样刚刚接触的位置,然后安装变形指针,并将测力计指针调至零位;

  (4)在剪切仪上调整剪切速率为0.04mm/min,调整围压为设置值大小,关闭排水阀门,打开压力阀,开始进行试验;

  (5)开启电动机,对试样开始进行剪切试验,直到测力计上读数达到峰值后,对试样继续进行剪切,直到轴向应变达到12%—15%。

  (6)关闭电动机,停止试验,打开排水阀门,将压力室内的水排尽,拆除试样,并描述记录试样破坏时的性状特征。

  2.2.4试验结果

  试验一共进行了从1%到18%十八组含水率的三轴试验。试验控制围压在100kpa、200kpa、300kpa三种情况下,选取的围压也是严格按照现场1m处的上覆荷载大小来确定的,为的是尽可能的贴近现场的实际情况,得出更真实合理的数据。

  实验数据根据摩尔库伦准则,利用excle软件采用最小二乘法直线拟合以及以下公式所得:

  q=σ1-σ32 p=σ1+σ32(2-1)

  q=a+ptanα(2-2)

  f=tanφ=tansin-1tanαc=acosφ=acossin-1tanα(2-3)

  通过大量以及重复的试验,可得到实验结果如下图所示:砂土的似粘聚力随着含水率变化,先逐渐增长至峰值,在这一过程中,增长速度经历了先增大后减缓再增大的过程;且在8%-10%属于峰值区间,随后逐渐降低至零。而内摩擦角随着含水率的整体变化幅度不大,趋于一稳定值。

  2.3直剪试验

  三轴不固结不排水试验和直剪试验是工程中最常用的两种测定土的抗剪强度参数的试验。相较于三轴试验,直剪试验的仪器更简单,操作更方便,时间更短等优点。所以,直剪试验在工程中具有更广泛的应用性。

  除了上述的优点以外,直剪试验也具有一定缺陷:剪切峰值虽然易于确定,但是整个剪切过程的剪切面被人为提前固定,固定在两个剪切盒之间的水平方向,与真实剪切面可能存在一定出入;同时剪切面上的应力分布不符合实际的应力状态,分布不够均匀。而三轴试验却能够更好的模拟实际土体的受力状态,能够在较为真实的土体应力分布情况之下进行剪切试验,获取与真实情况一致的剪切面。

  考虑到直剪试验的优点以及在工程中的广泛应用,进行相同条件之下的直剪试验,并与三轴试验进行对比,是非常必要且实际意义重大[25]。

  2.3.1直剪仪及原理

  直剪仪的原理是依据于摩尔库伦定律,在四个相同初始状态下的土样,进行四个不同的四个法向压力下,进行剪切试验,来获取土的抗剪强度指标φ和c[26]。

  直剪试验按照固结与否和排水状态可以分为不排水剪(快剪法),排水剪(慢剪法)和固结快剪法。

  本文采用的直剪试验仪器是ZJ型应变控制式(四联式)直剪仪,剪切方法是快剪法(不排水剪)。

  2.3.2试验步骤及过程

  先对其进行试验制样,试样制备与三轴试验一样,将砂土烘干后,现场配比含水率,并控制相同的干密度1.511g/cm3;控制垂直压力分别为50kpa、100kpa、150kpa、200kpa,含水率的配比与三轴相对应,从1%-18%,一共十八组试验。为了试验结果的准确性,进行了大量重复的试验。具体制作过程如下:

  (1)取代表性砂样10kg,进行烘干并放置在烘箱内备用,按要求的干密度称取每个试样所需烘干砂量,准确至0.1g;

  (2)对称取砂样按含水率进行加水,并用小勺轻轻拌匀,完全搅拌均匀后用湿抹布盖上,放置一旁备用;

  (3)将剪切盒上下完全对准,并插入插销将剪切盒固定,然后将洁净的透水板平整的放入剪切盒内;

  (4)将事先预备好的砂土试样倒入剪切盒内,轻轻拂平试样表面,然后放上一块圆形并与剪切盒直径相等的硬木块,用小锤子进行轻轻敲打,将试样的高度达到所需密实度下的高度,然后将硬木块取出。

  每组试验同时进行4个试样的试验,在垂直压力分别为50kpa、100kpa、150kpa、200kpa之下,进行试验,在施加压力的时候,四个垂直压力需要同时且轻轻进行施加。

  实验的步骤如下:

  1、按上述(1)-(4)进行制备和安装好试样;

  2、调整测力计与上半盒接触完好。将加压盖板和加压框架放到指定位置,调整测力计指针至零位置,同时将垂直位移计调整至指定位置,并记录初始数据;

  3、开始施加垂直压力,压力大小依次为50kpa、100kpa、150kpa、200kpa,施加压力时一定要保证同时且动作要轻;

  4、在施加垂直压力的同时,立即把固定上下盒的插销移除,开始计时,并按一定时间记录数据,试验过程中控制以0.8mm/min的速率进行剪切(每分钟4转的均匀速度转动手轮)。当出现测力计的读数稳定在一定范围内,或者是读数出现了显着的降低,这时便表明试样已经被剪切破坏了。如果试验中出现了,测力计读数没有出现上述两种情况,而是一直增大的情况时,需要测记变形达到6mm时的读数作为剪切破坏的值。

  5、试验结束后,将剪切盒取出,清理干净砂土试样,将仪器的测力计,位移计以及手轮等归位。

  2.3.3试验数据处理及结果

  试验所得的试验数据按下式计算试样的剪应力:

  τ=CR/A0×10(2-4)

  式中τ——剪应力,kpa;

  C——测力计率定系数,N/0.01mm;

  R——测力计读数,0.01mm;

  A0——试样面积,cm2;

  10——单位换算系数。

  现选取含水率为8%为例,将实验中的数据进行处理,绘制出的剪切位移和剪应力的关系曲线如图2.8:

  选取剪应力与剪切位移曲线图上的峰值点,作为整个砂土抗剪试验的抗剪强度值。现选取垂直压力为横坐标,抗剪强度作为纵坐标,绘制出抗剪强度与垂直压力的关系曲线图。然后根据摩尔库伦准则,借助于excle软件对数据进行拟合,拟合所得的直线的倾角为砂土的内摩擦角φ,所得直线在纵坐标轴上的截距为砂土的粘聚力c。所拟合的数据如下表2.4:

  表2.4直剪试验内摩擦角与粘聚力数据

  含水率(%)123456789内摩擦角φ-2.21.73.54.04.53.74.86.49.2粘聚力c(kpa)33.133.333.634.132.234.132.735.037.5含水率(%)101112131415161718内摩擦角φ7.23.60.9-1.5-0.9-1.5-1.4-1.2-1.4粘聚力c(kpa)33.834.735.337.636.937.139.237.736.8

  粘聚力值以及内摩擦角的值结果如图2.9~2.11所示:

  从以上三个图的试验结果来看,我们可以得出与三轴试验相似的结果:砂土的似粘聚力随着含水率的增大呈现出先增大后减小的趋势,增速呈现出先增大,然后减缓,再增大的变化过程。峰值出现在7-10%时,最大似粘聚力可以达到9kpa左右。而与之对应的内摩擦角会出现一定波动,但是整体趋势变化不大。

  2.4基质吸力试验

  2.4.1非饱和土基质吸力

  从本质上来讲,非饱和土与饱和土的最主要的区别在于途中存在着负的孔隙水压力,也就是说非饱和状态下的土,其中的水,不论是否连通,都处在受拉状态。基质吸力的大小等于孔隙气压力减去孔隙水压力的值。基质吸力是用来反映土的基质,在包括土的结构、土颗粒大小、土粒组成成分等综合因素下,对土体中的水分的一种吸持作用。它对土体尤其是非饱和土体的强度性质具有决定性的影响。在上世界90年代初,基质吸力最先在土壤学中得到了极大发展,土壤吸力的理论概念在土壤物理学被提出,这一理论主要是同土、水、植物相关联而发展起来的[27-31]。

  基质吸力的清晰概念最早可以追溯到1967年,国外学者Aitchison另辟蹊径,从能量学的角度出发,将整个土体中的吸力,也就是总吸力分为两个部分,一部分被定义为基质吸力,它属于土体中的自由能的一部分,具体为土体自由能的毛细部分;而另一部分定义为渗透吸力,或者叫溶质吸力,它也同样属于土体自由能的一部分,具体为土体自由能大小的溶质部分;同时Aitchison也定义了土体中的吸力等于土体的自由能的数值大小[31]。

  通过以上所述的Aitchison的定义,非饱和土的总吸力等于土体中的自由能大小,基质吸力和渗透吸力都是自由能的组成部分,具体用公式可以表示如下2-5[8,32]:

  φ=ua-uw+π(2-5)

  其中:ua-uw为基质吸力,ua为孔隙水压力,uw为孔隙水压力,π为渗透吸力。

  从本质上来讲,非饱和土与饱和土的区别就在于基质吸力是否存在,基质吸力决定着非饱和土的强度特性。基质吸力这个关键指标,同样适用于非饱和砂土。基质吸力会随着土体饱和度的变化而变化,研究学者将基质吸力随着含水量变化的曲线关系称之为土-水特征曲线(Soil—water characteristic curve,SWCC)。因此,我们想要去研究含水率对非饱和砂土力学性质的影响,就要去研究非饱和砂土的基质吸力变化关系,也就是研究非饱和砂土的土水特征曲线。

  因此,土-水特征曲线对于非饱和砂土的物理力学性质研究至关重要。本节作者通过三轴以及直剪试验得出的抗剪强度指标,结合土-水特征曲线,来多方位的研究其力学性状,这样得出的结果才能更加真实、准确的获取非饱和砂土的力学性质以及似粘聚力随着含水率的变化情况。

  2.4.2滤纸法测试步骤及过程

  在基质吸力的测试过程中,采用了滤纸法ADDIN EN.CITE[33-35],分别对含水率为1%-18%的砂土进行了现配法和增湿法的测试。实验中控制的因素和上述三轴试验以及直剪试验一样,保持相同的干密度1.511g/cm3,含水率采取现场配置,利用制样器进行环刀制样,如下图所示。增湿法制样过程中考虑到试样能够成形,是在含水率为2%的基础上进行加水增湿的。增湿法跟现配法的比较是为了工程应用的论证,因为工程应用过程中,基本上都是在原基础上进行加水提高含水率的过程。

  制样及试验步骤如下:

  (1)提前准备好所需环刀、铝盒,洗净进行编号,在烘箱内烘干并将铝盒放置在烘箱内备用;

  (2)将所需砂土试样、滤纸提前烘干并放置在烘箱内备用;

  (3)按干密度称取每个环刀样所需的砂土质量,现配法采取现场直接往砂土样里加水配比到所需含水率,增湿法采用一律配置2%的含水率;

  (4)称取环刀质量,然后将环刀放置入上图所示制样器内,倒入称取好的砂土样,进行制样,并称取环刀样的质量;

  (5)对于增湿法,在制样时,一律用2%的含水率进行,再把制好的环刀样,用胶头滴管在环刀样的表面加水至所需的含水率,然后用保鲜膜密封后放置在恒湿箱内静置一天;

  (6)相同含水率的环刀样需要制备两个,制完后,立即进行蜡封:取四张大滤纸和一张测量滤纸,两个环刀样上下叠放,测量滤纸放入中间的两个大滤纸之间,且上下面分别放入一张大滤纸,然后用提前剪裁好的锡纸,将其完整密实的包裹好;

  (7)将固体蜡加热融化,用毛刷在锡纸包好的环刀样表层,刷上厚厚一层蜡,确保蜡层均匀密实;

  (8)将密封好的试样放置在恒温箱内静置一周,然后开锡纸称取质量;

  开锡纸称取质量的具体步骤如下:

  1.开锡纸包裹样的时候在装滤纸之前立即称量的铝盒质量;

  2.开锡纸包裹样后,铝盒+湿滤纸质量;

  3.锡纸包裹拆封后湿滤纸放铝盒内烘干后立即称量的质量;

  4.湿滤纸烘干后完成第3项,立即倒掉滤纸,称量的铝盒质量(烘后约10-15s的质量)。

  5.封样之前必须将大小滤纸都用2%福尔马林浸泡后,110°烘16小时以上,放在干燥器中备用。

  6.封样时不需要铝盒,开样时必须用铝盒,铝盒需要提前和托盘清洗干净,在烘箱中8小时以上烘干(建议关掉烘箱后直接放在烘箱中冷却,冷却时间最好过夜,这样做的目的是不希望铝盒弄上脏东西或灰尘,开封试样时,直接连托盘一起端到104桌子上,戴手套拿铝盒。

  7.烘滤纸让铝盒盖半盖,在110°下烘至少2小时后,在烘箱中盖上铝盒盖,再烘20分钟后称量。

  8.恒温箱的温度波动要求在3°以内,要求在20摄氏度。平衡最少7天。9.从土样中取滤纸到放入铝盒中盖上盖子,这个过程需要在3-5s内完成。每慢5s可能就有5%的滤纸水分损失。

  10.滤纸+铝盒在烘箱中烘至少2小时后,在烘箱中盖上盖子,再烘15分钟。

  2.4.3试验结果

  在实验过程中额外做了八组一共16个含水率为2%和16%的含水率的试样,用来观测滤纸含水率以及基质吸力随着时间的变化情况以及标定基质吸力稳定的时长。其数据和结果如下:

  表2.5含水率随着时间的变化

  时间(天)

  含水率12345682%0.43440.53100.49390.42970.35800.42560.404816%1.48091.48431.55941.50161.55091.55641.5529

  表2.6基质吸力随着时间的变化

  时间(天)

  含水率12345682%66.923749.568555.619295.4304345.3745102.6335149.041216%2.58712.55982.02692.42582.08122.04602.0680

  通过以上的数据及图形,我们发现,试样在恒温箱内,含水率在6-8天即可以达到平衡,基质吸力趋于平衡状态;说明了此次试验选取8天作为平衡时间是合理科学的。

  实验中得出了现配法和增湿法的含水率与基质吸力的土水特征曲线,分别用直角坐标和对数坐标的图形变化如下:

  我们发现,现配法跟增湿法得到的基质吸力基本一致,除了2%时,两者的差距明显,这是因为两种方法测出在2%时,含水率刚好在临界值的左右两边,从而换算的公式不同,造成此时的基质吸力差距较大;在含水率大于2%时,两种方式测得基质吸力大小接近。两者都表现出:基质吸力随着含水率由零增大的过程中,呈现出先大幅度减小,再平稳减小至零的变化趋势。增湿法的基质吸力在含水率大于2%以上时,整体上来讲,是略大于现配法的基质吸力的;从图5知,基质吸力在含水率为2%到4%时有个突降的过程,说明了该实验砂土砂粒之间的空隙大小基本属于一致,故可说明该砂土属于纯净均匀的砂质,与颗分试验结果一致。

  2.5试验结果分析

  控制了砂土的干密度等其他因素条件,通过改变含水率这单一的因素,进行了砂土的三轴试验、直剪试验,以及基质吸力试验,获取了大量的数据。

  通过对比三轴与直剪试验数据,如图2-11可以得出:

  1)直剪试验获取的似粘聚力的变化过程及趋势与三轴试验获得的结果基本一致。

  2)与三轴试验相比,相同含水率下,直剪试验获取的似粘聚力的值要小。

  3)直剪试验与三轴试验都有对应的峰值区间,且大致相同,在6-9%。

  4)直剪试验得出的内摩擦角的值整体比三轴试验得出的值小,且变化幅度更大、更不稳定。

  出现粘聚力的值偏小,以及内摩擦角的无规律性波动,经过分析,笔者认为除了直剪试验本身的人为控制剪切面,剪切面应力分布不均匀等缺陷以外,还有就是在进行直剪试验的制样过程中,试样在进行控制干密度而进行的击实,存在不均匀,不易控制等因素,导致试样的下部密实度与上部不一,从而测得抗剪强度参数存在偏差。

  与此同时,上述的结论也给出了在工程应用中,运用直剪试验来进行测定非饱和砂土的抗剪强度参数是可取的,而且还能够保证足够的安全性。因为直剪试验测得数值比实际真实值要小,所以运用于工程上时,就更加安全。

  根据下图2.18和图2.19的土-水特征曲线,进气值大概在2kpa,残余点大约为9kpa。在进气值以上的图形部分,含水率较大,土体接近饱和状态,在此种状态下,土体中的气体被水完全包围,造成了弯液面处收缩膜产生的表面张力无法直接作用在土颗粒之上,使此时的土体不能产生表观粘聚力,土体抗剪强度较小;在残余点以下的部分曲线,此时土体中的水不连续,部分水被气体所包围,土颗粒间的弯液面不再存在,于是就不再产生表观粘聚力,从而导致土体的抗剪强度降低;而在土水特征曲线的过渡区的曲线,土体中的水和气体是相通的,弯液面由于收缩膜产生的表面张力能够作用在土体颗粒上,是土体具有表观粘聚力,从而增加土体的抗剪强度。因此,基质吸力对非饱和砂土体的似粘聚力贡献在一定含水率下达到最大。

  同时,砂土试样在随着含水率的变化过程中,内摩擦角变化幅度很小,基本可以视为处于一稳定值;所以对非饱和砂土,影响其抗剪强度的因素就只有似粘聚力。根据董倩等试验经验知,在饱和度为50%左右时,基质吸力对砂土的抗剪强度的贡献值达到最大,换算成含水率,可以得出在含水率范围为8-11%时,基质吸力对其似粘聚力的贡献值达到最大。

  这个推论可以由下面似粘聚力与基质吸力之间的关系图得到论证,该图表示:似粘聚力随着基质吸力先增大,达到峰值,然后再减小至零,该结论与Donald实验现象相吻合;在峰值时对应的基质吸力在2.9-3.6kpa左右,该区间对应的含水率在10%左右,与三轴试验相吻合。

  2.6本章小结

  通过对砂质较纯,含黏粒较少(2%以下),级配不均匀,控制干密度为1.511g/cm3(以取样点一米深处砂土密实度算得)的中砂进行了多组三轴、直剪试验,以及基质吸力的测试试验。通过数据分析,得出结果如下:

  1)非饱和砂土具有似粘聚力,在该密实度下其值最大能够达到10kpa上下。10kpa的粘聚力可以安全的应用于工程之中。

  2)非饱和砂土的似粘聚力随着含水率的变化,呈现先逐渐增长至峰值,再逐渐降低至零的变化规律。且在增长的过程中,增速经历了先增大后减缓,再增大的变化过程。

  3)非饱和砂土的似粘聚力存在一定的峰值区间,在本文的条件情况下其对应的含水率在8-10%时,似粘聚力处在峰值附近。

  4)直剪试验得出的似粘聚力呈现出与三轴试验相同的变化趋势,但是数值整体偏小,其论证了在工程中,直剪试验得出的抗剪强度参数的可用性以及安全性。

  5)基质吸力试验论证了非饱和砂土的似粘聚力是存在且具有一定的峰值,且得出的对应含水率区间与三轴试验结果是一致相同的。

  第三章砂土地层成孔性分析

  砂土地层采用土钉支护时,成孔不易,容易坍塌的问题,造成土钉无法正常施工。本文通过引进非饱和砂土的似粘聚力,以力学方法对砂土地层进行稳定性分析,并结合Flac3D数值模拟来进行成孔稳定性的分析研究。

  由工程施工经验知,在同一砂土地层中,如果靠上层的砂土中能够成孔性完好,那么靠下层的砂土中一定能够成孔。所以,本文选砂土地层的1m处为研究点,通过现场实测获得砂土实际的密实度,并结合土工试验获得所需的参数。

  3.1非饱和砂土地层成孔性分析

  3.1.1无衬砌非饱和砂土洞室应力场研究

  为了分析砂土地层在开孔后的应力状态,计算砂土洞室周围的应力,首先要了解砂土的力学特性,根据对现场勘察试验资料的分析,可得出:

  1、孔洞深度相对于半径要大很多,本文分析模型尺寸为半径为10mm,深度为10m,可将其视为平面问题进行解答,

  2、洞室周围砂土纯净,颗粒大小集中,可近似将其视为均质的:在应力分析时,将洞周砂土近似为均质体,不仅可以简化计算,而且和实际也比较接近。

  3、洞周砂土基本上是连续的:砂土纯净,杂质较少,可视为周围砂土是连续的。

  4、在浅层砂土地层中,在竖向应力比较小的范围内,洞周砂土可近似看成直线变形体:由三轴试验的主应力差与轴向应变之间的变化规律可以得出这个结果,如图3,在主应力差较小时,主应力小于150kpa时,其轴向变形是成线性变化的;所以,当竖向应力较小时,是可以将砂土地层近似看成是直线变形体。

  对于将均质的非饱和砂土地层视为均质的、连续的直线变形体,对于分析非饱和砂土孔洞的应力状态,带来了很大的方便,使我们可以直接采用弹性理论的分析计算成果,这样处理不仅为理论分析所必须,而且也比较接近实际[36]。

  采用类似于圆形洞室的弹性围岩重分布应力理论,可以得出非饱和砂土地层无衬砌洞室的应力场及位移场规律如下:

  砂土地层圆形洞室一次应力状态,即原始应力状态,地层任一点初始应力为[36]

  σz=γzdz

  σx=λσz(3-1)

  τxz=0

  转换成极坐标为

  σr=12σz+σx-12σz-σxcos2θ

  σθ=12σz+σx+12σz-σxcos2θ(3-2)

  τrθ=τθr=12σz-σxsin2θ

  孔洞开挖后,原始应力场发生变化,叠加二次应力如下

  σrr,θ=12σz+σx1-a2r2-12σz-σx1+3a4r4-4a2r2cos2θ

  σθr,θ=12σz+σx1+a2r2+12σz-σx1+3a4r4cos2θ(3-3)

  τrθ=12σz-σx1-3a4r4+2a2r2sin2θ

  洞壁上的应力:

  σr=0

  σθ=σz+σx-2σz-σxcos2θ(3-4)

  τrθ=0

  圆形隧道无衬砌的位移场:

  urr,θ=1+μ2Eσz+σxa2r2-σz-σx1-μ4a2r-a4r3cos2θ

  uθr,θ=1+μ2Eσz-σx1-2μ2a2r+a4r3sin2θ(3-5)

  洞口边沿位移(r=a):

  urr,θ=1+μa2Eσz+σx-σz-σx3-4μcos2θ

  uθr,θ=1+μa2Eσz-σx3-4μsin2θ(3-6)

  3.1.2非饱和砂土无衬砌洞室稳定性分析

  将纯净的砂土地层近似看做成弹性体,得出了上述砂土地层在孔洞挖成后重分布的应力场及位移场,结合极限平衡理论,来建立非饱和砂土成孔的强度条件,即孔洞稳定性的强度条件。

  由重分布的应力场知,在无衬砌的砂土地层圆形孔洞中,洞壁上只受切向应力,不受竖向应力,所以洞壁的成孔性只与洞壁上的切向应力相关。在工程应用中,一般按公式3-7来取砂土地层的侧压力系数,在本文情况下,λ<1/3,洞壁处于拉应力状态,所以在该状态下,圆形洞室周边的稳定性,只要洞顶处稳定,即可保证整个洞室的稳定。

  λ=ka=tan2(45°-φ2)(3-7)

  根据极限平衡理论,砂土的抗拉强度限来自于非饱和砂土的强度包络线,根据摩尔库伦强度准则,可以得出非饱和砂土的抗拉强度限

  H=2c∙cosφ1+sinφ(3-8)

  式中:c---非饱和砂土的似粘聚力

  φ---非饱和砂土的内摩擦角

  由式2-4知,在洞顶处达到拉应力最大值,

  σθ=90=σz+σx-2σz-σx

  σθ=90=H=2c∙cosφ1+sinφ(3-9)

  c临=σz3λ-11+sinφ2cosφ

  根据以上分析,无衬砌非饱和砂土孔洞欲稳定,就必须满足砂土似粘聚力大于C临。

  本文的计算模型取为2mx10mX2m,在正中间位置开挖一个直径为20mm,长度为10m的孔径,砂土地层的参数如表1

  表3.1砂土地层参数

  重度γ(KN/M)弹性模量E(kpa)泊松比μ内摩擦角半径r/m206.25e40.337°0.1

  关于砂土地层侧压系数的取值:在工程应用中,浅层砂土地层的侧压系数取自主动土压力系数,计算得到的地层的侧压系数以及临界粘聚力值如下

  表3.2临界粘聚力值

  取值方式λC临/kpaλ=Ka=tg2(45。-φ2)0.24865.099

  将浅层的砂土地层和无衬砌砂土孔洞进行适当简化,通过弹性理论来进行应力场分析以及极限平衡理论来获取强度条件,我们得出在本文的地层条件下,砂土孔洞在无衬砌的条件下自稳的条件是其似粘聚力值要大于5.099kpa,这样才能满足在该砂土地层中成孔。

  3.2成孔性的Flac3D数值模拟

  为了论证上述稳定性分析的合理性,现利用Flac3D进行数值模拟,模型采用大小为2m×10m×2m,在模型正中心开孔,孔径大小为半径r=0.1m,采用摩尔库伦模型,砂层参数为表3:

  表3.3模型参数

  体积模量/pa剪切模量/pa泊松比内摩擦角粘聚力/pa密度/kg/m35.21e72.40e70.337°60002039

  先在自重下进行自稳计算,然后进行孔洞开挖,模拟得到洞周砂土层的水平位移和竖直位移云图,同时获得洞顶位置以及右侧水平位置点的位移图,如下

  从以上模拟结果,可以得出洞顶位移与洞周右侧水平处位移值,将洞顶位置定为A点,洞周右侧水平位置定为B点,A、B随着孔洞的开挖,呈现出先急剧增大,后趋于稳定的变化过程。

  现将A、B两点位移的模拟结果与根据前面公式计算所得结果进行对比,如下表4

  表3.4计算与模拟结果对比

  位置计算结果λ=Ka模拟洞顶A5.2e-57.71e-5洞壁B2e-52.22e-5

  通过对比结果,发现计算得出的结果与模拟结果及其相近。证实了将较为纯净的砂土,近似通过弹性理论来进行应力场分析是合理可靠的,以及非饱和砂土无衬砌洞室稳定性强度理论分析的准确性。

  3.3本章小结

  在以现有工程实例“西咸能源金融大厦”为基础,引入非饱和砂土的似粘聚力,进行砂土地层的成孔性分析研究,并通过Flac3D数值模拟来进行论证。得出以下结论:

  (1)将较纯净的浅层非饱和砂土地层近似的视为均质的、连续的直线变形体,并直接采用弹性理论的计算成果,来分析非饱和砂土孔洞的应力状态,可以简化分析过程、方便求解。

  (2)根据极限平衡理论,求得较纯净的非饱和砂土地层中成孔不塌的强度条件为:似粘聚力c>c临=[σz(3λ-1)(1+sin⁡φ)]/(2 cos⁡φ),即可保证洞顶不塌,便可以成孔,可保证土钉的顺利施工;在本文条件下,求得的似粘聚力为5.1kpa,而与之对应满足的含水率范围为5-12%。

  (3)利用Flac3D数值分析软件进行砂土地层在1m处开挖直径为0.1m孔洞的仿真模拟,求得洞周位移与计算结果几乎一致;证实了分析方式的正确性,以及求得的关于C临的强度条件的可用性。

  (4)砂土地层的成孔性与砂土似粘聚力相关,在一定的密实度下,砂土的似粘聚力与其含水率有关,所以在工程实践中,可以通过改变其含水率来保证砂土地层的土钉成孔。

  第四章基坑开挖及土钉支护过程的Flac3D数值模拟分析

  西咸能源金融大厦基坑支护,采用了以土钉支护的方式,在施工过程中是在基坑表面进行了充分的浇水操作,这与本文研究的含水率对砂土似粘聚力的影响相吻合,其目的是让砂土地层具有相当的似粘聚力,从而保证土钉的顺利施工(成孔性)。

  这一章,作者将西咸能源金融大厦作为工程实例,来对上述试验以及理论分析内容进行模拟论证,同时对整个基坑的稳定性及其变形进行模拟验算。

  4.1 Flac3D软件介绍

  Flac3D是Flac软件的三维模式,现已开发至5.0的版本。Flac3D采用与其他数值模拟软件不同的输入方式,通过键盘输入相应的命令流,具有更加强大的交互模式;与此同时,Flac3D可以与ANYSIS,CAD,MATLAB等软件进行互相结合来建立各种复杂的模型。Flac3D采用显式拉格朗日算法和混合-离散分区技术,可以非常准确的对岩土及其他材料的受力特征和塑性流动进行动态分析,尤其是对大变形问题,非常适合用Flac3D来进行模拟。Flac3D包含有十种弹塑性本构模型,并有五种计算模型,且各种模型之间可以互相进行耦合,来模拟各种各样的模型[37]。

  Flac3D有很多优点,总结为以下三点:

  (1)Flac3D得益于混合离散法,计算的结果相较于离散集成法更为合理和准确;

  (2)Flac3D能够动态的进行对模型的模拟计算,解决了在计算不稳定过程时出现的数值障碍问题;

  (3)Flac3D大大减小了数值计算所消耗的时间。

  Flac3D也存在以下自身的缺点,比如相较于有限元模拟软件,Flac3D在进行线性问题的计算时,耗时较长;在模型具有很复杂的地质条件时,采用命令驱动模式进行建模计算过程的效率低下,同时Flac3D的计算严重依赖于单元体的划分及尺寸[38]。

  4.2工程概述及支护设计方案

  4.2.1工程概况

  工程地点:基坑的场地位于西安市西咸新区金融二路与能源一路十字西北角,交通便利。场地地形平坦,局部有少量垃圾堆载。地面的孔口标高介于381.90~382.68m之间。地貌单元属于渭河Ⅰ级阶地。

  4.2.2地层条件

  根据勘察报告,勘察人员将该场地的地基土,从上至下一共划分素填土、黄土状土、细砂、中砂、中砂等五层,地质剖面图如图4.2,其具体层状特征描述如下:

  4.2.3地下水及场地砂土标准贯入试验

  在进行场地勘察时,正属于平水期。根据场地勘察报告,知地下水的稳定水位处在深度为12.70~13.58m,与之相对应的高程为369.60~369.85m。属于潜水,且潜水位的变化幅度≥2m。由当地气候条件知,场地所处的地下水的补给,主要来自于大气降水和地下径流,其排泄主要通过自然蒸发、人工开采和地下渗流。

  钻探过程中对取样孔所遇的砂层做了标准贯入试验,结果如下表表4.1:砂层从上层至下层的密实度依次为稍密~中密,中密~密实,密实,密实。

  表4.1标准贯入试验成果统计表

  层序地层名称统计

  个数锤击数N密实度最小值最大值平均值③细砂26133318稍密~中密④中砂25214028中密~密实⑤中砂16304434密实⑦中砂33344841密实4.2.4支护设计方案

  西咸能源金融大厦的基坑工程,根据相关的技术规范知,将基坑侧壁的安全等级定为二级,考虑到开挖深度、场地地质条件、周边环境、经济效益等,将该基坑支护设计选取为土钉墙支护体系。其设计及计算的过程步骤为:

  (1)根据场地的基坑开挖线以及红线和场地周边环境,来初步确定基坑的放坡空间和以及坡顶的荷载情况。

  (2)依据《建筑基坑支护技术规程》,并根据场地的岩土勘察报告,来选取场地的地层参数以及经验公式的计算参数和数值大小。

  (3)根据《建筑基坑支护技术规程》以及工程经验、经验公式等来选取支护设计的参数,如土钉长度、土钉间距、土钉直径、锚杆锚固段长度、预应力大小、面层厚度、配筋情况等。

  (4)最后通过理正深基坑对设计的支护方案进行稳定性验算。

  模拟计算选取的A-B段的具体设计方案为:基坑开挖的深度为9.7m,支护方案选定为6排土钉外加一排预应力锚杆的支护形式;基坑边坡的放坡坡比为设置为1:0.6。采用梅花型布置土钉,在第四排设定为预应力锚杆,其余六排为土钉,土钉的水平间距设为1.5m,每一排的土钉的垂直间距设为1.3m;土钉以及锚杆的倾角全部设置为12°。第一排和最下部两排的土钉长度均为6m,其余土钉长度为9m,锚杆长度为13.5m,其中锚固段8m,面层厚度设置为80mm,相关参数见表4.2~4.5,布设图见图4.3:

  表4.2场地相关数据及参数

  所依据的规程或方法:《建筑基坑支护技术规程》JGJ 120-2012基坑深度:9.700(m)基坑内地下水深度:12.700(m)基坑外地下水深度:12.700(m)支护结构重要性系数:1.000土钉荷载分项系数:1.250土钉抗拔安全系数:1.600整体滑动稳定安全系数:1.300土钉墙底面支锚轴向拉力经验系数ηb:0.850该段土层参数如下

  表4.3 A-B段土层参数表

  层号土类名称层厚(m)重度(kN/m3)粘聚力(kPa)内摩擦角

  (°)与锚固体摩擦力(kPa)与土钉摩擦阻力(kPa)1素填土0.516101025232黄土状土1.216.524.820.970603细砂7.82013628284中砂7.7201387082该段土钉与锚杆参数如下表:

  表4.4 A-B段土钉参数表

  土钉层序水平间距

  (m)垂直间距

  (m)钻孔直径

  (mm)长度

  (m)配筋入射角度

  (°)11.50.812061E181221.51.312091E181231.51.312091E181241.52.612091E181251.51.312061E201261.51.312061E2012

  表4.5 A-B段锚杆参数表

  序号水平间距

  (m)竖向间距

  (m)入射角度

  (°)锚固体直径(mm)锚杆长度

  (m)锚杆锚固长度(m)抗拉力

  (Kn)12.54.71213013.5850施工布设图如下:

  借助于理正深基坑软件,根据《建筑基坑支护技术规程》的计算理论,对能源金融大厦基坑支护设计方案进行稳定性计算,基坑整体稳定性随着工况的进行,其安全系数的计算结果如表4.6:

  表4.6整体稳定性计算结果表

  工况号安全系数圆心坐标x圆心坐标y半径(m)16.1114.41211.5653.22823.3614.92111.9494.89331.6243.1287.1471.39441.6242.3475.8471.39451.5241.5664.5471.39461.6240.7843.2471.39471.6140.0031.9471.39481.5833.5107.8579.5274.3数值模拟计算

  4.3.1建立计算模型

  本节选取具有代表性的基坑西侧AB段宽为3.75m且包含两列土钉区间的部分,作为模型基础,并对计算模型进行了适当的简化处理。本模型选取A-B段的两列土钉区间进行模拟,模型尺寸为60m×3.75m×19.7m,共9000个单元(zones)、11346个节点(grid-points),14个结构单元(structureal-elements)组成。边界条件为:顶面自由,

  底面固定,其余侧面均约束方向位移。开挖前后模型如下图4.4,4.5所示。

  4.3.2模拟参数选取及开挖过程

  模拟计算模型采用Mohr-Coulomb本构模型,计算过程中需要参数有:粘聚力c,内摩擦角φ、泊松比μ、弹性模量E、重度、密度、压缩模量。同时还需要剪切模量K和体积模量G[39-42]。可以通过以下公式,进行转化计算,来得到Flac3D所能够识别的塑性计算参数,转化式为4-1~4-2:

  K=E3(1-2μ)(4-1)

  G=E2(1+μ)(4-2)

  模拟相关的参数如表4.7~4.10:

  表4.7模拟相关参数

  土层名称层厚/m重度密度压缩模量kpa弹性模量kpa泊松比粘聚力kpa内摩擦角体积模量kpa剪切模量kpa素填土0.51616318000200000.31010166677692黄土1.216.5168210000250000.32520208339615细砂7.820203925000625000.36375208324038中砂7.720203930000750000.36376250028845

  表4.8土钉参数

  弹性模量横截面积m2灌浆周长m抗拉强度抗压强度泥浆刚度泥浆粘聚力摩擦角2e111.13e-20.337310e31e52.2e81.6e625

  表4.9预应力锚杆参数

  预应力锚杆泥浆刚度泥浆粘结力摩擦角弹性模量横截面积m2灌浆周长m抗拉强度锚固区5.5-13.52.2e81.6e6252.1e111.327e-20.4081e9非锚固区0-5.5000

  表4.10面层参数

  密度(ρ)弹性模量(E)泊松比(μ)厚度m250010e90.20.08本实例选取的计算仿真模型是适合岩土体计算的弹塑性体模型,选取摩尔-库仑准则为屈服准则。图4.6-4.8为所建模型,在施加了重力和重力平衡计算之下的初始应力状态,图4.6为计算模型初始状态的水平方向应力云图,图4.7为初始状态的竖直方向应力云图,图4.8为初始状态的最大主应力云图;从中可以得出,该基坑模型的土体在初始状态下的应力分布主要受重力影响,整体分布为压应力,且随着深度的增加,垂直应力、水平应力及最大主应力都增大。

  基坑的分步开挖和支护过程严密关系着土体以及支护系统的受力情况,因此在模拟过程中严格按照实际的开挖和支护顺序,来进行模拟时非常必要的。基坑开挖及支护一共分为九个工况进行:

  (1)工况一:对建立好的基坑模型进行重力荷载下的平衡计算;

  (2)工况二:清除自重作用下产生的位移,基坑第一步开挖至-1.3m,添加第一排土钉和添加混凝土面层;

  (3)工况三,基坑第二步开挖至-2.6m,施工第二排土钉,同时添加混凝土面层;

  (4)工况四,基坑第三步开挖至-3.9m,施工第三排土钉,同时添加混凝土面层;

  (5)工况五,基坑第四步开挖至-5.2m,添加预应力锚杆和混凝土面层;

  (6)工况六,基坑第五步开挖至-6.5m,添加第四排土钉和混凝土面层;

  (7)工况七,基坑第六步开挖至-7.8m,添加第五排土钉和混凝土面层;

  (8)工况八,基坑第七步开挖至-9.1m,添加第六排土钉和混凝土面层;

  (9)工况九,基坑第八步开挖至-9.7m,添加混凝土面层。各步开挖过程中土钉、锚索及面层布置情况如下图4.9~4.16所示。

  4.3.4模拟计算及结果分析

  4.3.4.1水平及竖直结构位移特征

  基坑的在开挖过程中,每一步开挖以及每道工序的施工对基坑支护结构的竖直位移以及水平位移具有很大的影响,所以研究每一步开挖时的水平位移及竖直位移变化规律很有必要ADDIN EN.CITE[43-45]。

  本文选取基坑AB段西南侧作为研究模型,图4-为最大不平衡力在开挖过程中,呈现出的变化规律,一共出现九次波峰,对应于自重应力平衡过程和八次开挖过程,最终土体最大不平衡力趋于1e-5,可以说明本模型的计算结果收敛。

  下图4.18–4.25为水平位移开挖云图,随着基坑的开挖,边坡坡面及基坑坑底部位的位移发生明显的变化,土体及坡面水平位移的变化为:

  (1)从第一步开挖到支护完成,土体的最大水平位移值不断增大,最大的水平位移值从-1.05e-2增加到-4.0e-2;

  (2)在第一步开挖到第三步开挖阶段,最大水平位移值出现在坡脚垂直下的土体里;随着第四步开挖,向坑内的水平位移值出现在坡面靠近坡脚处,直到开挖完成,坡面上向坑内的最大水平位移值在坡面中段稍稍向下的地方,且区域变小。

  (3)坑底部位的水平位移很小,且分布均匀。

  选取坡面上从坡顶到坡底深度间隔为0.65m的16个点的位置为观测点,记录开挖完成后的水平位移情况,其曲线图如图4.26所示,从中可以发现:整个坡面向坑内移动,坡面随着深度的增加,水平位移呈现出先增大后减小的变化趋势,在深度4.5m-6m处达到水平位移的最大值;且在深度6m-9m处位移值出现小幅度的波动情况。

  下图4.27-4.28为垂直位移开挖时的变化云图,随着开挖的进行,有以下变化规律:

  (1)坑底在开挖的过程中一直处于隆起状态,且随着开挖的进行,隆起量不断增加;

  (2)坑顶的竖直位移在开挖中出现了较大变化,从最开始的坡顶的基坑边缘部位处于稍微隆起到逐渐形成呈核状分布的沉降区;

  (3)在坑顶远离坑边的位置的沉降量变化曲线图如下,在接近坑边的位置达到沉降最大值,随着坑边距的增大,沉降量开始减小并趋于一稳定值。

  4.3.4.2土钉轴力特征

  选取第五排土钉为例,记录其轴力变化如下图4.36,得出土钉的轴力值,随着每一步开挖,都会有一定幅度的增长,且轴力值在土钉中表现为两端小,中间大,最大轴力为40KN左右。图4-为六排土钉和一排锚杆在开挖完成后的轴力值,总体表现为:(1)土钉的轴力随着深度的加深,轴力增大;(2)土钉轴力特征表现为两端小,中间大,即由中间向两端方向受力逐步减小,且随着每一步的开挖,都会引起轴力的增加;(3)锚杆的轴力比土钉轴力明显要大。

  对实测数据和模拟数据的水平位移,除了模拟值的沉降量与实测数据有一定差距之外,土钉轴力和水平位移与实测数据相差无几,可以说是相互吻合的。

  表4.11土钉轴力实测值与模拟值对比

  土钉轴力第一排第二排第三排第四排第五排第六排实测20.158.0416.9338.7334.6135.27模拟23.1711.1317.4139.5035.7039.704.4小结

  通过上文的Flac3D对西咸能源金融大厦基坑的开挖与支护的仿真模拟计算,我们可以从中得出以下结论:

  (1)随着基坑的开挖和土钉与面层的施加,基坑坡面的水平位移,向坑内位移逐渐增大,坡面的位移随深度先增大后减小,在深度为4.5m~6m处,水平位移值达到最大。

  (2)坑顶的竖直位移在开挖中出现了较大变化,从最开始的坡顶的基坑边缘部位处于稍微隆起到逐渐形成呈核状分布的沉降区;而坑底在开挖的过程中一直处于隆起状态,且随着开挖的进行,隆起量不断增加。

  (3)土钉的轴力随着开挖的进行,其土钉轴力分布为两端轴力小,中间轴力大,且随着每一步工况的进行,土钉的整体轴力都会增大。

  (4)根据经验及实测数据对比,可以得出,Flac3D模拟计算得出的水平位移和竖直位移结果合理,与基坑的实测数据较为接近,且变化趋势基本相同,可以得出利用Flac3D来对砂土基坑的数值模拟计算的结果是可靠的,可以对我们的施工和设计起到指导作用。

  第五章砂土似粘聚力对模拟结果的影响

  通过上一章的模拟计算以及与实测数据的对比分析,我们得出了Flac3D对土钉基坑支护的模拟结果,是可靠且科学的。因此,我们这一章,以Flac3D为工具,以西咸能源大厦实例为基础,赋予砂土地层不同的似粘聚力值,来进行模拟计算,并将其结果对比;然后以沉降观测资料和基坑位移观测数据对比分析,得出实际施工中的砂土地层的似粘聚力值得大概范围;同时通过理正深基坑软件对其不同粘聚力值下的稳定系数进行计算,并提出在现有基坑设计基础上的更优化的方案。

  5.1不同粘聚力下的模拟结果

  为了反应砂土似粘聚力对基坑稳定性的影响,现通过改变砂土地层的似粘聚力,从2kpa、4kpa、5kpa、6kpa、7kpa、8kpa、10kpa一共7组值,其他条件保持不变,来进行计算,其最终的水平位移云图、数值位移云图及监测点J8点的位移值如下。

  水平位移云图如下图5.1到5.7,从图中,随着砂土地层的似粘聚力的增加,可以得出:

  (1)基坑边坡的最大水平位移最大值从-5.59e-2变小到-1.86e-2;

  (2)基坑边坡的水平位移最大值从靠近坑顶中部位置向坑底移动;

  (3)基坑边坡坑顶部位从向坑内变形逐步转变为向坑外移动的趋势。

  垂直位移云图如下图5.8到5.14,随着粘聚力从2kpa增大到10kpa,我们可以从图中得出:

  (1)坑底整体处于隆起状态,且隆起的位移值随着粘聚力的增加处于一稳定值;

  (2)基坑边坡靠近坑顶位置的竖向位移,随着粘聚力的增大,从处于沉降最大值为-2.62e-2到逐渐减小至零,甚至有向上隆起的趋势;

  (3)远离基坑的位置,随着粘聚力的增加,沉降量变小。

  5.2实际监测位移值与模拟结果对比

  陕西秦泰工程勘察设计有限公司对能源大厦的基坑进行了沉降观测及基坑位移观测,本文选取了基坑西侧K3-K4基线上AB段,包含观测点J8,对应于模型GP7869点,实侧沉降观测值(竖直位移值)及基坑位移值(水平位移值)如下表:

  表5.1 J8点位移量观测表

  观测时段边坡位置水平位移值垂直位移值2015.05.04-2015.09.27(K3-K4)J8点-1.88e-2-0.83e-2J8/GP7869点不同似粘聚力下的模拟结果为下表4-,随着粘聚力的变化规律如下图4-所示:

  表5.2 J8点位移值模拟值

  粘聚力值(kpa)位置水平位移值垂直位移值2J8/GP7869-4.8e-2-3.2e-24J8/GP7869-2.8e-2-1.83 e-25J8/GP7869-1.7 e-2-0.82 e-26J8/GP7869-1.2 e-2-0.34 e-27J8/GP7869-0.6 e-2-0.12 e-28J8/GP7869-0.4 e-20.66 e-210J8/GP78690.19 e-21.367 e-2

  通过以上不同粘聚力下的FLAC3D模拟计算值与实测数据对比分析,我们可以得出:

  (1)随着粘聚力的增加,基坑坑顶边缘点J8的水平位移值由向坑内移动最大值到逐渐变小,当粘聚力大于或者等于10kpa时,出现向坑外移动的趋势;J8点的竖直位移值先表现出沉降最大值,到逐渐变小,伴随着粘聚力的进一步增大,出现稍微隆起的情况。J8点的水平位移与竖向位移是相关联的。

  (2)由模拟之间的比较知,砂土地层的似粘聚力值越大,基坑边坡越安全(基坑边坡向坑内的水平位移越小),这与事实相符。

  (3)在似粘聚力值为5-6kpa时,J8点模拟值与实测值极为接近,由Flac3D能够很好的进行仿真模拟的性质开看,我们可以得出:在能源金融大厦基坑的施工过程中,砂土的似粘聚力在5-7kpa附近。

  5.3不同粘聚力下的稳定系数和方案优化

  本节利用理正深基坑软件,对砂土地层赋予不同的似粘聚力,然后进行基坑的稳定系数验算。选取粘聚力分别为0kpa、2kpa、4kpa、5kpa、6kpa、7kpa、8kpa、10kpa,一共八组似粘聚力值,计算参数,模型严格与上文的西咸能源金融大厦基坑支护实例一致。其稳定系数值如下表5.3,稳定系数值随粘聚力的变化情况为图5.17。

  表5.3不同似粘聚力值下的稳定系数值

  似粘聚力0kpa2kpa4kpa5kpa稳定系数0.3751.3971.5141.584似粘聚力6kpa7kpa8kpa10kpa稳定系数1.6281.6721.7161.759

  从上图知,同等条件下,随着砂土地层的似粘聚力值从0kpa到10kpa增大的过程中,有:

  (1)在0kpa时,稳定系数为0.375<1,基坑处于严重不稳定的状态;

  (2)稳定系数随着粘聚力的增大,也不断的增大,说明砂土似粘聚力值越大,基坑越稳定;

  (3)只需要很小的砂土粘聚力(≥2kpa),既可以满足基坑的稳定;

  (4)在其他条件一定的情况下,基坑的稳定性严重依赖于砂土的似粘聚力值的大小。

  笔者在做完上述稳定系数的计算后,发现在似粘聚力值大于2kpa时,稳定系数处在1.5以及上;基坑处在很安全的状态,便对原设计中的13.5m的锚杆给替换成9m的土钉,如下图5.18和5.19,并进行了不同似粘聚力值下的稳定系数的验算,结果如表5.4和图5.20。

  表5.4优化后不同粘聚力的稳定系数

  似粘聚力0kpa2kpa4kpa5kpa稳定系数0.3751.2561.3061.457似粘聚力6kpa7kpa8kpa10kpa稳定系数1.4011.4451.5061.542

  从上图可知,将原设计图中的锚杆换成土钉后,当粘聚力值达到2kpa以上时,是能够达到稳定要求的,其稳定系数在粘聚力为0时,时远远不能够稳定的,且稳定系数随着粘聚力的增大逐渐增大,增速在0-2kpa时急剧增长,2kpa后增速放缓,稳定系数趋于1.6。从中我们可以得出在引入似粘聚力的情况下,不仅可以使现有基坑设计满足稳定要求,而且还可以使方案更加优化,设计出更经济高效的方案。由图5.21,我们还可以知道,同等粘聚力下,将土钉换成预应力锚杆能够使基坑更加稳定。

  从以上一系列的分析、计算、对比、验算,我们发现,似粘聚力是真实存在非饱和砂土体内的,且能够很好的应用在实际工程中,具有极大应用价值。

  5.4本章小结

  1、通过对砂土地层赋不同似粘聚力值来对模拟结果的影响进行研究,发现似粘聚力值不仅影响基坑的位移大小,而且影响基坑的位移分布情况;似粘聚力值越大,边坡坡顶的垂直位移及坡面的水平位移都减少,且随着粘聚力的进一步增大,甚至会出现隆起的趋势;

  2、以实测点J8点作为研究对象,对比不同似粘聚力下的J8点的水平位移及竖直位移,得出西咸能源金融大厦的砂土地层的实际似粘聚力值在5-8kpa区间内;一方面证实了似粘聚力在非饱和砂土中的存在,另一方面也说明了前面试验的可靠性。

  3、通过理正深基坑软件对不同似粘聚力值下的基坑进行稳定系数计算,可得基坑在砂土地层粘聚力为0时远远不能够达到稳定状态,只有粘聚力值大于等于2kpa时,基坑处于稳定状态,且稳定系数随着似粘聚力值的增大而增大。

  4、基于理正计算得稳定系数在c大于2kpa时大于1.5,对原基坑设计进行优化,将唯一的一排锚杆换成9m土钉,计算得稳定系数在c大于等于2kpa时,基坑同样能够满足稳定要求,但稳定系数比原设计方案稍小;因此,砂土c值引入实际应用,能够给工程带来极大经济价值,具有极高的应用价值。

  第六章结论与展望

  6.1结论

  本文以能源金融大厦基坑支护为工程实例,进行现场取砂土样,先通过三轴试验、直剪试验、基质吸力试验,来研究在一定干密度状态下的砂土的似粘聚力的值随含水率的变化情况;然后通过理论分析和数值模拟的方式,对砂土地层的成孔性进行了分析,得出了在该干密度下的成孔似粘聚力条件;再利用Flac3D模拟软件来进行基坑的开挖与支护过程的仿真模拟,论证了Flac3D模拟过程的合理性及科学性;最后通过控制砂土地层的似粘聚力大小,来研究其对基坑支护和开挖过程的影响,对比J8点实测数据,得出能源金融大厦现场施工时的实际似粘聚力值的范围区间。同时,借助于理正深基坑软件对不同似粘聚力值下的砂土地层进行基坑的稳定系数计算,得出似粘聚力值对基坑稳定性的影响,并提出优化方案。

  在砂土干密度控制在1.511g/cm3条件下,本文的研究成果如下:

  (1)通过三轴试验及直剪试验,可以得出:非饱和砂土具有似粘聚力,且随着含水率的变化,呈现先逐渐增长至峰值,再逐渐降低至零的变化规律。含水率在6-9%时,似粘聚力处在峰值附近,其值最大能够达到10kpa上下。直剪试验得出的似粘聚力呈现出与三轴试验相同的变化趋势,但是数值整体偏小,因此,在工程中,应用直剪试验得出砂土的抗剪强度参数,是合理且具有更高的安全性;

  (2)基质吸力试验从基质吸力的变化来说明了非饱和砂土的似粘聚力的存在且具有一定的峰值,并得出峰值对应的含水率区间与三轴试验结果是一致相同的;

  (3)将较纯净的浅层非饱和砂土地层近似的视为均质的、连续的直线变形体,采用弹性理论的计算成果,来分析非饱和砂土孔洞的应力状态。根据极限平衡理论,求得非饱和砂土地层中成孔的强度条件:似粘聚力c>c临=(σz(3λ-1)(1+sin⁡φ))/(2 cos⁡φ),即洞顶不塌,可以成孔,可保证土钉的顺利施工;在本文条件下,求得的似粘聚力为5.1kpa,而与之对应的含水率范围为5-12%;

  (4)利用Flac3D数值模拟软件进行了砂土地层在1m处开挖直径为0.1m孔洞的仿真模拟,求得洞周位移与计算结果几乎一致;证实了分析方式的正确性,以及求得的关于c临的强度条件的可用性。砂土地层的成孔性与砂土似粘聚力相关,在一定的密实度下,砂土的似粘聚力与其含水率有关,所以在工程实践中,可以通过改变其含水率来保证砂土地层的土钉成孔;

  (5)以西安能源金融大厦为实例,利用Flac3D对基坑的开挖和支护过程进行了模拟,模拟计算得出的基坑坡面水平位移、竖直位移以及土钉轴力除在个别位置有稍许差异之外,基本上是吻合的,而且变化趋势一致;因此模拟结果是可靠的,可以为基坑的开挖和施工起指导作用;

  (6)通过对砂土地层赋不同似粘聚力值来对模拟结果的影响进行研究,发现似粘聚力值不仅影响基坑的位移大小,而且影响基坑的位移分布情况;似粘聚力值越大,边坡坡顶的垂直位移及坡面的水平位移都减少,且随着粘聚力的进一步增大,甚至会出现隆起的趋势;以实测点J8点作为研究对象,对比不同似粘聚力下的J8点的水平位移及竖直位移,得出能源金融大厦的砂土地层的实际似粘聚力值在5-8kpa区间内;

  (7)利用理正深基坑软件计算了在不同似粘聚力值下基坑的稳定系数,发现在砂土粘聚力赋值为0时,处于极不稳定的状态,在0-2kpa变化时,稳定系数急剧增长,在2-10kpa变化时,稳定系数不断增长,但增长幅度不大;

  (8)对原基坑设计方案进行优化,将唯一的一排锚杆换成土钉,在引入砂土似粘聚力的情况下,当c≥2kpa时,基坑处于稳定状态;由此说明了砂土c在工程中具有极强的应用价值;

  (9)借助于Flac3D、理正深基坑,基于西咸能源金融大厦基坑实例,得出实际砂土地层中c的存在,实际值处在5-8kpa之间,与三轴试验、直剪试验获得的值相近,一方面说明了试验结果的可靠性,另一方面为砂土的似粘聚力在工程中的应用推广提供了理论基础和证据;

  6.2展望

  砂土的似粘聚力的影响因素包括含水率、密实度、黏粒含量等。由于本人时间有限,本文只对含水率进行了影响,存在许多不完善之处,还需要进一步研究以下内容:

  (1)砂土的密实度、黏粒含量以及综合因素对砂土似粘聚力的影响;

  (2)砂土地层的渗透系数较大,在实际的工程应用之中,如何通过浇水来控制砂土地层的含水率处在一个稳定的区间。

  (3)如何维持基坑坡面砂土处在稳定状态。

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