软土深基坑土压力数值模拟与实测分析 聂宗泉 ， 周 奇 ， 汪清河 ， 孟少平 ， 张尚根。 （１．中铁四局集团技术中心，安徽合肥’２３００２３；２．东南大学土木工程学院，江苏南京２１００９６；３．解放军理工大学土木工程 学院，江苏南京２１０００７） 摘要：土压力取值合适与否对基坑围护工程的造价、稳定及安全有重要意义。文章结合上海地铁Ｍ８线延吉中路站基坑工程， 运用连续介质有限元法，土体采用扩展剑桥本构模型，在土与基坑围护连续墙接触面考虑摩擦的影响，对基坑开挖施工过程中作 用于连续墙上土压力的大小及其分布规律进行了研究，并将有限元法计算土压力与实测及经典土压力作比较分析，得出了一些有 意义的结论。 关键词：软土地区；深基坑；扩展剑桥模型；主动土压力 中图分类号：ＴＵ４６３；ＴＵ４３２；ＴＵ４４７ 文献标识码：Ａ 文章编号：１６７３—５７８１（２０１１）０３—０３８１—０４ ０ 引 言 本文结合上海地铁Ｍ８线延吉中路站软土深基 坑工程，采用扩展的修正剑桥模型，对软土地区作用 基坑工程中土压力大小及其分布是岩土工程领 于柔性支护结构上的土压力进行有限元分析，并与经 域一个十分重要的研究课题。近年来，人们对深基坑 典及实测土压力作比较，验证了采用扩展修正剑桥模 的土压力研究产生了极大的兴趣，主要是因为：首先， 型模拟软土深基坑土压力的可行性，从而也为后续类 这一问题有广泛的工程应用背景；其次，人们认识到 似深基坑工程土压力分析提供参考。 基坑工程设计中运用建立在刚性挡土墙实践之上的 经典土压力理论ｌ＿１ 来计算，可能不足以保证深基坑的 １工程概况 强度及稳定性的要求；再次，深基坑工程往往处于房 上海地铁Ｍ８线延吉中路车站位于上海市杨浦 屋和生命线工程的密集地区，其周围环境要求极高， 区，呈南北走向，车站外轮廓尺寸为４７２．９ ｍ× 如果深基坑设计中，不能正确计算其土压力，无疑难 １８．８ ｍ，基坑开挖深度１５．３ ｍ，围护结构标准段设计 以精确预测其变形。 为８００ ｍｍ厚地下连续墙，兼作使用阶段的主体结构 有限元法作为一种有效的数值分析方法，在岩土 侧墙，墙趾埋深２７ ｍ，沿深度方向设４道钢管支撑， 工程领域有着广阔的发展前景。自从有限单元法被引 其中第一道为０５８０钢管支撑，其余三道为０６０９钢 人到土力学中以来，许多学者用有限单元法对土压力 管支撑。 问题进行了研究：Ｃｌｏｕｇｈ Ｇ Ｗ和Ｄｕｎｃａｎ Ｊ．Ｍ采用非 车站范围内工程地基均属第四系河口一滨海浅 线性弹性的土体本构模型来分析挡墙上的土压力问 海相沉积层，在车站范围内总体上呈现地面下３．０ ｍ 题，并引入了接触面单元来模拟土与结构的相互作用； 为杂填土；３．０～８．０ ｍ之间主要以饱和粉性砂土夹 Ｓｉｍｐｓｏｎ Ｂ和Ｗｒｏｔｈ Ｃ Ｐ采用临界状态土体本构模型 黏土为主，呈松散性，稳定性差，土质不均匀；８．０ ｍ 对被动土压力进行了研究，并与模型试验的结果进行 以下均为饱和状态淤泥质粘性土层，局部夹少量薄层 了比较；Ｏｚａｗａ Ｙ和Ｄｕｎｃａｎ Ｊ．Ｍ采用Ｌａｄｅ ａｎｄ ｕＤｎ— 粉细砂及贝壳屑，具有高灵敏度、高含水量及弱渗透 ａｃｎ砂土弹塑性模型对挡墙被动土压力进行了分析；陈 性的特点，车站地基土属中～高压缩性软弱土层。车 页开等采用Ｍｏｈｒ－－Ｃｏｕｌｏｍｂ模型对刚性挡土墙被动 站底板位于④层灰色淤泥质黏土内，地下连续墙墙 土压力进行了数值分析。已有研究＿２ ］大多数都是针 趾插入⑥层暗绿一草黄色粉质黏土中。各土层物理 对刚性挡墙或者仅仅进行数值模拟。 力学性质参数见表１所列。 收稿日期：２０１１－０３—２３；修改日期：２０１１—０５—０４ 作者简介：聂宗泉（１９６５一），男，安徽合肥人，博士，中铁四局集团高级工程师 《工程与建设》２０１１年第２５卷第３期 ３８１ 堕 ‰。 。 表１基坑场地地层特征 土层名称 ＣＯ ｐ／（ｋＮ・１ＴＩ。） ｃ／ｋＰａ Ｗｐ／（％） ｗＬ／（％） Ｉｉ， 填土 １．０１ 褐黄色粉质黏土 １．０１ Ｏ．７３ 灰色黏质粉土 １．０１ １．３Ｏ 淤泥质粉质黏土０．９３ １．３７ 淤泥质黏土 １．１９ １．２５ 灰色黏土 １．４Ｏ Ｏ．９１ 灰色粉质黏土 １．２ｌ Ｏ．８２ 暗绿色粉质黏土０．９５ ０．２６ 鸲＂ ＂ Ｏ １ ３ ３ ７ ２ ２ ７ ２扩展修正剑桥模型及参数确定 其中， 一吉ｑＩｌｑ－１一（１一 １八 ｒ） ］；ｒ为第三应力 ２．１基本方程 不变量： ｒ。一詈ｓ：ｓ・ｓ；Ｋ为Ｐ不变情况下三轴拉 剑桥模型状态边界面如图１所示。图中的ＥＦ线 是画在ｅ—Ｐ平面中的原始各向等压固结线（ＶＩＣＬ 伸试验与三轴压缩试验分别所得的抗剪强度的比值， 线），它就是 一 一 一 实验情况下的 —Ｐ曲线； 为计算简便，本文统一取０．８。 图中ＧＨ曲线为临界状态线（ 线）。正常固结饱和 确定扩展后的修正剑桥模型共需要四个模型参 土和较松的砂，在剪切时只发生收缩而无膨胀现象的 数，即 、 、Ｍ、Ｋ。这几个参数均可以利用常规三轴 土，其存在状态通常是在ＶＩＣＬ和ＣＳＬ两线所包括的 试验测定。 、 值可以从不同的固结围压的等向压 “状态边界面”的部分范围内；而弱超固结黏土在剪切 缩与膨胀曲线绘出的ｅ—ｌｎｐ曲线中获得。Ｍ值可以 时先收缩而后膨胀，其存在状态则是在ＣＳＬ和ｅ轴线 通过三轴排水剪或不排水剪试验，可以绘出破坏时的 两线之间所包括的“状态边界面”的范围之内。ＣＳＬ线 —ｑ图，求出其斜率即为Ｍ，或者也可按（６）式由岩 在 一ｇ平面和 — 平面投影的关系式分别为 ∞ ¨鹕 弘 土材料的摩擦角计算求得，即 ６ ４ ５ ４ ６ ７ ２ Ｍ一 （６） ３一ｓｍ 其中， 为土体内摩擦角。 ２．２初始应力场确定 由于城市地铁工程一般接近地表，岩土体结构相 对松散，构造应力常常可以忽略不计，初始应力场可 以假定为重力场。本文采用的初始地应力场规律为 ｆｋｏ １ ｛Ｇｏ｝一｛ ０｝＿＝｛ ｌ ｝ （７） ｏ Ｊ 图１剑桥模型状态边界面 ｑ—Ｍｐ （１） 其中，ｚ为计算点到土体表面的深度（不论土体表面 ｅ＝＝＝ｅ 一 ｌｎｐ （２） 是水平还是倾斜的）；ｙ为土容重；Ｋ。为初始状态静 ＶＩＣＬ线在 —Ｐ平面上的投影为 止侧压力系数。 Ｐ一匕一 ｌｎｐ （３） 对于正常固结的粘性土，Ｋ。可按Ｂｒｏｏｋｅｒ公式 回弹曲线在 — 平面投影的关系为 计算，即 ｅ＝＝＝ 一 ｌｎｐ （４） Ｋｏ一０．９５一ｓｉｎ￣ｏ （８） 其中，Ｍ、ｅ 、ｅａ、 、 均为实验常数； 与历史上承受 ２．３计算参数选用 过的最大荷载有关。 混凝土地下连续墙弹性模量Ｅ一３×１０ ｋＮ／ｍ ， 扩展修正剑桥模型屈服函数为 泊松比ｖ＝＝＝０．１７；钢支撑弹性模量Ｅ一２．１× ２ 厂（ ，ｑ，ｒ）一Ｐ。ＰＰ。＋ （５） １０ ｋＮ／ｍ ，泊松比ｙ＝＝＝０．３。 有限元分析时土体计算参数见表２，其中各土层 ３８２ 《工程与建设》２０１１年第２５卷第３期 重度、孔隙比由该工程的《工程地质勘察报告》直接提 轴压缩回弹曲线 —Ｉｎ 计算求得；Ｍ根据公式Ｍ＿－ 供； 和 根据《工程地质勘察报告》中各层土体的三 ６ｓｉｎ９／（３－－ｓｉｎ９）求得。 表２有限元分析土体计算参数 ３计算与实测土压力比较分析 分算法计算主动区土压力过于保守，因而也是不经济 的。从图２可以看出，主动区各工况实测土压力都小 ３．１ 主动区计算土压力与实测土压力比较分析 于朗肯水土分算法得到的主动土压力；开挖前最大主 本基坑工程共布置６个土压力测点（ＴＹ１～ 动区实测土压力合力约为朗肯水土分算法主动土压 ＴＹ６），本文仅取ＴＹｌ测点进行分析。将整个基坑开 力值的０．８倍；而开挖结束后最小主动区实测土压力 挖过程划分为五个施工工况，前四个工况分别对应相 合力仅约为朗肯水土分算法主动土压力值的０．６倍。 应道支撑安装完成，即第Ｎ工况对应第Ｎ道支撑安 所以对于低渗透性的软土采用朗肯水土分算法计算 装完成，第五工况对应挖土至基坑底部。 主动区土压力是不合适的。 图２和表３给出了作用于单位墙长上的有限元 计算土压力合力与实测及朗肯主动土压力合力的比 较结果。从图２和表３可以得出以下几点： （１）对于柔性支护软土深基坑，有限元计算结果 表明，在参数选取合适情况下，采用扩展修正剑桥本 构模型的主动区土压力数值模拟结果比较接近实测 土压力。从表３可以看出，有限元计算主动区土压力 合力和实测土压力合力吻合得很好，基坑开挖各工况 有限元计算土压力与实测土压力的比值始终在 １．０７～１．２１之问。 ｒ．分算朗肯值２．有限元计算３．合算朗肯值４．实测值 （２）对于弱渗透性的软土深基坑，采用朗肯水土 图２ ＴＹ１主动区土压合力有限元值与实测值 表３ ＴＹ１测点主动区土压力合力有限元计算值与实测及朗肯值比较 ｋＮ （３）实测结果表明，在基坑开挖过程中，围护结 肯主动土压力。也就是说朗肯主动土压力由于没有 构上的主动区土压力并不是介于静止土压力与朗肯 考虑土与支护结构之间的摩擦，因而也不是真正的主 主动土压力之间的任一值，而是远小于水土分算朗肯 动区极限状态。由此可见，对于保护等级高（特级、一 主动土压力，随着基坑的开挖也逐渐小于水土合算朗 级）的低渗透性软土深基坑，主动区采用水土合算朗 《工程与建设》２０１１年第２５卷第３期３８３ 肯土压力偏于不安全；而对于二、三级保护等级的弱 肯被动土压力所需相对位移量约为Ｏ．００５被动区土 层厚度，远小于一般认为的被动区达到极限土压力需 要的位移量。 表４ ＴＹ１测点被动区土压力合力 ＭＮ 渗透性软土深基坑，主动区采用水土合算朗肯土压力 是可行的也是偏于安全的。 （４）作用于支护结构上的土压力与支护结构变位 有关，惯用的朗肯或库伦土压力不能考虑这一关系，而 采用有限元法计算土压力能很好地考虑土压力随支护 施ＩＩ况删值朗肯值裉元值 结构侧移的变化。从图２可以看出，采用扩展修正剑 桥模型有限元法计算土压力和实测土压力随基坑开挖 工况具有相似的变化趋势，而且有限元法计算土压力 值始终略大于实测土压力值，因而采用扩展修正剑桥 模型有限元法计算主动区土压力是安全可行的。 ３．２ 被动区计算土压力与实测土压力比较分析 图３和表４为ＴＹ１测点处作用于单位墙长上的 被动土压力合力实测值、计算值及朗肯值随工况变化 情况。通过比较分析可以得出： （１）对于柔性支护软土深基坑，脯Ｉ１葺 有限元计算结果 础础：２ ３ 菁４ 础 ５ 表明，采用扩展修正剑桥本构模型计算被动区土压力 是可行的，被动区各工况实测土压力与有限元计算结 鼹 ∞ 一 果都相当吻合。 乱 互 （２）对于二、三级保护等级的柔性支护软土深基 坑工程，在基坑开挖结束后被动区土压力基本达到朗 肯极限状态。由表４可知，在第四工况时，被动区实 测土压力合力就已经达到约０．７倍朗肯被动土压力 合力；到第五工况时，有限元计算被动区土压力甚至 已经达到约０．９５倍朗肯被动土压力。∞ 驵 一 Ｌ １朗肯被动值２．有限７Ｃ计算３．实测值 图３ ＴＹ１被动区土压合力有限元值与实测值 （３）对于柔性支护软土深基坑工程，被动区土压 力达到朗肯被动土压力所需的位移量远小于一般认 为的被动区达到极限土压力需要的０．Ｏ２～０．０５挡土 结构墙高的位移量。ＴＹ１测点基坑开挖结束后开挖 面下支护结构最大侧移量为５５．５７ ｍｍ，而基坑开挖 结束后被动区开挖面至支护结构底端之间土层厚度 为１１．７ ｍ，由此可以得到本基坑工程被动区达到朗 ３８４《工程与建设》２Ｏｌ１年第２５卷第３期 ４结束语 对于柔性支护软土深基坑工程，在参数选取合适 情况下，采用扩展修正剑桥模型有限元法模拟土压力 是可行的。实测与有限元计算结果的比较表明：有限 元计算结果与实测土压力吻合得很好，与传统方法相 。比，该方法不仅可行，而且更为合理，因而也更为 经济。 土压力分析是一个异常复杂的问题，影响因素很 多。不仅和墙后荷载、开挖深度、围护体系结构刚度、 支撑结构预应力、土体中孔隙水渗流方式、土体性质 等有关外，而且还是时间的函数。因此要建立一个适 合多数工程的土压力计算方法或关系，还有待于大量 工程实践经验的积累。 ［参考文献］ ［１］刘建航，侯学渊．基坑工程手册［Ｍ］．北京：中国建筑工业出版 社，１９９７． Ｅ２Ｊ陈页开，汪益敏，徐日庆，等．刚性挡土墙被动土压力数值分析 ＥＪ３．岩石力学与工程学报，２００４，２３（６）：９８Ｏ ９８８． Ｅ３３俞晓，杨泰华．运用Ａｎｓｙｓ对板桩墙支护模型的计算分析［Ｊ］． 岩土力学，２００３，２４（Ｓ１）：５７—６Ｏ． ［４］郭竞宇，赵其华，张建刚．围护结构上土压力实例分析［Ｊ］．岩土 工程学报，２００３，２５（２）：２４６ ２４８． ［５］时伟，刘继明，王磊．基坑支护体系主动区土压力试验研究 ＿＿ＩＩ］．岩石力学与工程学报，２００２，２１（Ｓ１）：２３７９－－２３８１． ［６］梅国雄，宰金珉．考虑位移影响的土压力近似计算方法［Ｊ］．岩石 力学，２００１，２２（４）：８３—８５． Ｅ７］徐日庆．考虑位移和时间的土压力计算方法『Ｊ］．浙江大学学报， ２０００，３４（４）：３７Ｏ一３７５． ［８］彭社琴，赵其华．超深基坑土压力监测成果分析［Ｊ］．岩土力学， ２００６，２７（４）：６５７，６７２． Ｅ９Ｊ曾玉莹，李术林．考虑位移效应的基坑土压力分析［Ｊ］．中外建 筑，２００６（５）：１４６—１４８．
