，

(1.福建工程學院 土木工程學院，福建 福州 350118；2.福州大學 土木工程學院，福建 福州 350116)

隨著我國基礎設施建設的快速發(fā)展，高層建筑逐漸增多。為了滿足施工和使用的需求，高層建筑存在著基礎設備、電梯井和集水井等各種附屬結構，導致在原基坑內(nèi)進行二次開挖?？又锌邮交釉谖覈饾u變得非常常見，如位于上海浦東新區(qū)世博園的上海世博中心[1]，上海13號線下穿自然博物館等[2]工程?？又锌咏Y構的施工造成被動區(qū)土體的卸載，導致基坑坑底的隆起增大，從而對基坑造成不利的影響。在進行基坑圍護設計的過程低估內(nèi)坑的影響造成的事故時有發(fā)生。目前對坑中坑的研究比較少，還不夠深入。龔曉南[3]曾結合實際工程呼吁對坑中坑結構的重視。申明亮[4]對坑中坑結構進行參數(shù)化分析，提出了反映坑中坑幾何特征的參數(shù)，并分析了參數(shù)對基坑應力場的影響。陳樂意[5]探討了坑中坑計算深度的選取和坑中坑位置對基坑變形的影響。楊敏等[6]提出彈性支點法聯(lián)合求解模型，用來解決坑中坑樁墻的內(nèi)力變形計算。

基坑的穩(wěn)定性分析包括整體穩(wěn)定分析和坑底抗隆起穩(wěn)定性分析兩類。懸臂式支護結構往往發(fā)生整體失穩(wěn)破壞，包括傾覆破壞和地基整體破壞，而帶內(nèi)支撐的基坑則易發(fā)生坑底隆起破壞。研究基坑抗隆起穩(wěn)定性的方法有極限平衡法、極限分析法、數(shù)值分析法。強度折減有限元分析法是數(shù)值分析法中應用廣泛的一種，最初由Zienkiewicz[7]和Ugar[8]提出，用于分析邊坡穩(wěn)定性問題。Cai[9]等將該方法應用于基坑坑底抗隆起穩(wěn)定性分析。Goh[10]采用強度折減有限元法分析圓形基坑的抗隆起穩(wěn)定性，提出一種計算基坑抗隆起穩(wěn)定安全系數(shù)的簡化公式。本文采用強度折減有限元分析法對坑中坑式基坑的抗隆起穩(wěn)定性展開研究。

1 有限元模型

1.1 工程概況

某商住項目位于上海市奉賢區(qū)，該工程基坑分為兩個區(qū)，A區(qū)周長約225 m，開挖面積3 300 m2，開挖深度9.15 m；B區(qū)周長約670 m，開挖面積約21 300 m2，開挖深度4.65 m。具體施工流程為先施工A區(qū)，再施工B區(qū)。A區(qū)基坑圍護結構采用勁性水泥土攪拌樁法(SMW工法)，SMW工法型鋼采用H700×300×13×24(插一跳一)，樁長20 m。設置兩道混凝土支撐，第一道混凝土支撐截面尺寸800 mm×1 100 mm，位于-0.8 m處。第二道混凝土支撐混凝土支撐截面尺寸900 mm×800 mm，位于-4.8 m處。相鄰內(nèi)支撐水平間距7 m。內(nèi)支撐混凝土采用C35，鋼筋采用HPB300?；油馏w的物理力學參數(shù)如表1所示。各土層的物理力學性質(zhì)參數(shù)根據(jù)室內(nèi)土工試驗及野外原位測試得到。

表1 土體物理力學參數(shù)

續(xù)表1

1.2 模型建立

該工程A區(qū)存在著大量的內(nèi)坑，包括電梯井和集水井，對外坑的抗隆起穩(wěn)定性有著不可忽視的影響。其中落深3.9 m的電梯井內(nèi)坑尤其需要引起重視。采用強度折減有限元分析法選取該電梯井所在的一個基坑剖面進行二維平面穩(wěn)定性分析。由于該工程中地基土為軟黏土，并且只考慮短期工況，因此土體假定為不排水條件，采用總應力法進行分析。建立的基坑幾何模型如圖1所示，假定土體變形符合平面應變狀態(tài)。數(shù)值模擬區(qū)域大小150 m×40 m，模型左側(cè)添加水平位移約束，右側(cè)添加水平位移約束，底部添加水平和豎向位移約束。外坑寬48.4m，挖深8.5 m。內(nèi)坑寬7.0 m，挖深3.9 m。本文土體模型采用Mohr-Coulomb就能得到與實際接近的剪切破壞面。各層土體的物理力學性質(zhì)指標采用表1中的值。泊松比ν=0.495，φ=0，不排水強度指標Su用現(xiàn)場的十字板抗剪強度Cu代替。不排水模量Eu根據(jù)經(jīng)驗取500Su。外坑圍護結構采用水泥土攪拌樁內(nèi)插型鋼的方法，采用板單元模擬型鋼，用實體單元模擬水泥土攪拌樁，水泥土攪拌樁同基坑土體采用Mohr-Coulomb模型進行模擬。外坑設的兩道內(nèi)支撐用連接件進行模擬。其各項物理力學指標如表2所示。內(nèi)坑圍護結構采用水泥土攪拌樁，水泥土采用模型和各向物理力學指標同外坑。水泥土與周圍土體土體的接觸面用剪切節(jié)理進行模擬，接觸面的材料同周圍土體，強度參數(shù)為相鄰土體乘以折減系數(shù)0.8。地下水位位于-1 m，本文只考慮不排水工況，不考慮地下水的滲流耦合，僅把地下水視為靜水壓力進行計算，設置開挖面沒滲流。

考慮到土體在不同應力路徑下的變形和破壞的特征是不同的，本文先采用彈塑性分析模擬基坑開挖的施工過程。土層采用6-高斯節(jié)點單元模擬，單元數(shù)量2000，有限元網(wǎng)格如圖2所示。開挖完成后再強度折減分析，單元類型采用上限單元，單元數(shù)量2000，并且采用網(wǎng)格自適應，3次自適應迭代，自適應控制變量為剪切耗散。網(wǎng)格自適應能夠優(yōu)化潛在破壞面附近的網(wǎng)格，避免局部破壞或屈服產(chǎn)生的剪切帶。具體模擬過程：

1)計算初始應力；

2)分層挖至-1.3 m，施工第一道水平支撐；

3)分層挖至-5.3 m，施工第二道水平支撐；

4)分層挖至外坑坑底-8.5 m；

5)分層挖至內(nèi)坑坑底；

6)進行強度折減分析。

表2 支護結構物理力學參數(shù)

圖3～6為各個開挖階段彈塑性分析得到的等效塑性應變圖，可以發(fā)現(xiàn)隨著外坑開挖塑性應變區(qū)域在外坑支護結構底部發(fā)展。當內(nèi)坑開挖后，內(nèi)坑底部產(chǎn)生塑性應變區(qū)域。圖7為強度折減得后得到的等效塑性應變圖，可以發(fā)現(xiàn)內(nèi)坑坑底的塑性應變區(qū)域與距離外坑較近一側(cè)的塑性區(qū)域貫通，形成完整的剪切破壞面，剪切破壞面近似圓弧狀，覆蓋整個內(nèi)外坑，并交匯于內(nèi)坑坑底的某點?？油馔馏w沿著剪切破壞面發(fā)生塑性流動，最終導致隆起破壞?？又锌邮交涌孤∑鸱€(wěn)定安全系數(shù)的上限為1.07?？拥鬃畲舐∑鹬禐?0.00 cm發(fā)生在內(nèi)坑坑底。因此在設計外坑支護條件時必須考慮內(nèi)坑的影響。

圖1 坑中坑式基坑幾何模型(單位：m)Fig. 1 Geometric model of the base pit of pit-in-pit (unit: m)

圖2 強度折減階段有限元網(wǎng)格模型示意圖Fig.2 Finite element mesh model of the strength reduction phase

圖3 第一層開挖塑性區(qū)域Fig.3 Plastic strain zone of the first excavation phase

圖4 第二層開挖塑性區(qū)域Fig.4 Plastic strain zone of the second excavation phase

圖5 第三層開挖塑性區(qū)域Fig.5 Plastic strain zone of the third excavation phase

圖6 內(nèi)坑開挖塑性區(qū)域Fig.6 Plastic strain zone of the inner excavation phase

圖7 有限元模擬得到的破壞面Fig.7 Failure surface based on FEM simulation

2 有限元參數(shù)分析

2.1 基坑抗隆起穩(wěn)定分析

安全系數(shù)fs是判定基坑是否穩(wěn)定的關鍵因素，當fs大于1時表示基坑處于穩(wěn)定狀態(tài)，當fs小于1表示基坑處于不穩(wěn)定狀態(tài)。有限元強度折減分析法是對基坑土體的黏聚力c和內(nèi)摩擦角φ進行折減直到基坑不再穩(wěn)定，得到新的c′和φ′。有限元強度折減分析中假定c和φ的折減不影響其他土體的性質(zhì)，并且c和φ對于土體的抗剪強度同等重要。強度折減有限元分析能夠自動生成基坑的剪切破壞面和安全系數(shù)，安全系數(shù)fs為

(1)

(2)

為了研究內(nèi)坑的尺寸以及內(nèi)外坑之間的距離對坑中坑式基坑抗隆起穩(wěn)定性的影響，建立圖8所示的幾何模型。定義參數(shù)距離比α=d/D，其中，d為內(nèi)外坑間距離；D為外坑寬度。內(nèi)外坑深度比β=h/H，其中h為內(nèi)坑的深度，H為外坑的深度。內(nèi)外坑的寬度比R=b/D，其中b為內(nèi)坑的寬度，D為外坑的寬度。

圖8 參數(shù)分析坑中坑幾何模型(單位：m)Fig.8 Geometric model of pit-in-pit’sparameter analysis (unit: m)

2.2 距離比影響

為了研究內(nèi)外坑間距離對坑中坑式基坑抗隆起穩(wěn)定性的影響，保持基坑的各項幾何參數(shù)不變，取R=0.08，β=0.2，改變距離比α分別取0.13、0.21、0.29、0.43、0.56進行分析。

強度折減得到的剪切破壞面通過貫通的塑性應變區(qū)確定，圖9為內(nèi)外坑距離比α分別取0.13、0.29、0.56的等效塑性應變圖，其中虛線為人為添加的破壞面?？梢园l(fā)現(xiàn)內(nèi)外坑之間的距離會影響坑中坑式基坑的破壞面形式。當內(nèi)外坑的距離比α<α0時(α0為0.21～0.29)，破壞面的形式為單一的整體破壞面，破壞面同時覆蓋整個內(nèi)外坑。此時需要考慮沿著整體破壞面的抗隆起穩(wěn)定性。當內(nèi)外坑的距離比α=α0，除了整體破壞面，在外坑的擋墻處會形成單獨外坑破壞面，此時需要同時考慮沿著外坑單獨破壞面的穩(wěn)定性和沿著整體破壞面的穩(wěn)定性。當內(nèi)外坑的距離比α>α0，只存在外坑單獨破壞面，此時只需要考慮沿著外坑破壞面的穩(wěn)定性。

圖10為不同內(nèi)外坑距離比下的坑中坑式基坑抗隆起穩(wěn)定性安全系數(shù)。從圖中可以發(fā)現(xiàn)抗隆起穩(wěn)定安全系數(shù)與內(nèi)外坑距離比成正相關。內(nèi)外坑間的間距越大，基坑抗隆起穩(wěn)定性越強。

2.3 深度比影響

為了研究內(nèi)坑深度對坑中坑式基坑抗隆起穩(wěn)定性的影響，保持坑中坑式基坑的各項幾何參數(shù)不變，取R=0.12，α=0.43，改變內(nèi)外坑深度比β分別取0.1、0.2、0.3、0.4進行分析。

圖9 不同內(nèi)外坑間距下的等效塑性應變圖Fig.9 Equivalent plastic strain with different spacing of inner and outer pits

圖10 不同間距比對安全系數(shù)的影響Fig.10 Effects of different spacing ratios α on the safety factor

強度折減得到的破壞面通過貫通的塑性應變區(qū)確定，圖11為深度比取0.1、0.2、0.4得到的等效塑性應變圖。可以發(fā)現(xiàn)深度比β對破壞面的形式有影響。當深度比β<β0(β0為0.2～0.3)，只存在外坑單獨的破壞面，此時只需要考慮沿著外坑破壞面的穩(wěn)定性。當深度比β=β0，外坑破壞面和整體破壞面同時存在，此時需要同時考慮沿著外坑單獨破壞面的穩(wěn)定性和沿著整體破壞面的穩(wěn)定性。當深度比β>β0，只存在整體破壞面，此時只需要考慮沿著整體破壞面的抗隆起穩(wěn)定性。

圖12為不同內(nèi)外坑深度比下的坑中坑式基坑抗隆起穩(wěn)定性安全系數(shù)。從圖中可以發(fā)現(xiàn)抗隆起穩(wěn)定安全系數(shù)與內(nèi)外坑深度比成負相關。內(nèi)坑深度越大，基坑抗隆起穩(wěn)定性越差。

圖11 不同內(nèi)坑深度下的等效塑性應變圖Fig.11 Equivalent plastic strain with different depths of inner pits

圖12 不同深度比對安全系數(shù)的影響Fig.12 Effects of different depth rations β on the safety factor

2.4 寬度比影響

為了研究內(nèi)坑寬度對坑中坑式基坑抗隆起穩(wěn)定性的影響，保持坑中坑式基坑的各項幾何參數(shù)不變，取α=0.43，β=0.2，改變內(nèi)外坑寬度比R分別取0.08、0.12、0.16、0.20、0.24進行分析。

強度折減得到的破壞面通過貫通的塑性應變區(qū)確定，圖13為寬度比取0.08、0.12、0.24得到的等效塑性應變圖?？梢园l(fā)現(xiàn)寬度比R對破壞面的形式有影響。當深度比R

圖13 不同內(nèi)坑寬度下的等效塑性應變圖Fig.13 Equivalent plastic strain with different widths of inner pits

圖14為不同內(nèi)外坑寬度比下的坑中坑式基坑抗隆起穩(wěn)定性安全系數(shù)。從圖中可以發(fā)現(xiàn)抗隆起穩(wěn)定安全系數(shù)與內(nèi)外坑寬度比成負相關。內(nèi)坑寬度越大，基坑抗隆起穩(wěn)定性越差。當β≥0.16安全系數(shù)不再發(fā)生變化，繼續(xù)增大內(nèi)坑寬度對基坑的抗隆起穩(wěn)定性沒有影響。

圖14 不同寬度比對安全系數(shù)的影響Fig.14 Effects of different width ratios R on th safety factor

3 結論

1)坑中坑式基坑中內(nèi)坑開挖對外坑抗隆起穩(wěn)定性分析有著不容忽視的影響，由于內(nèi)坑開挖使得內(nèi)坑底部產(chǎn)生塑性應變區(qū)，使原本單一基坑的破壞面發(fā)生改變。

2)坑中坑結構抗隆起破壞面近似圓弧形，覆蓋整個內(nèi)外坑，穿過外坑擋墻，并與內(nèi)坑坑底交匯于某點?？油馔裂刂茐拿嫦騼?nèi)坑發(fā)生塑性流動，導致最大隆起發(fā)生在內(nèi)坑坑底。

3)坑中坑式基坑隆起破壞面的形式與內(nèi)外坑的間距比、內(nèi)外坑的深度比和寬度比相關，根據(jù)內(nèi)外坑間距比臨界值α0、內(nèi)外坑深度比臨界值β0和內(nèi)外坑寬度比臨界值R0劃分成不同的破壞面形式：第一，當α<α0，只存在內(nèi)外坑的整體破壞面；當α=α0，整體破壞面和外坑的單獨破壞面同時存在；當α>α0，只存在外坑單獨的破壞面。第二，當β<β0，只存在外坑的單獨破壞面；當β=β0，整體破壞面和外坑的單獨破壞面同時存在；當β>β0，只存在內(nèi)外坑的整體破壞面。第三，當R

4)坑中坑式基坑的抗隆起穩(wěn)定安全系數(shù)與內(nèi)外坑間距比α成正相關，與深度比β和寬度比R成負相關。