胶凝砂砾石坝深层抗滑稳定模型试验研究

丁泽霖; 高昱芃; 张宏洋; 王婧; 班汉林

doi:10.11779/CJGE202202022

胶凝砂砾石坝深层抗滑稳定模型试验研究 English Version

华北水利水电大学水利学院, 河南郑州 450046

基金项目:

“十三五”国家重点研发计划项目 2018YFC0406803

国家自然科学基金青年基金项目 51709114

详细信息

作者简介:
丁泽霖(1983—)，男，博士，副教授，主要从事水利工程结构模型试验及数值模拟等方面的教学与研究工作。E-mail: dingzelin@126.com

通讯作者:
张宏洋，E-mail: zhyncwu@163.com

中图分类号: TU435; TV321
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出版历程
- 收稿日期: 2021-04-21
- 网络出版日期: 2022-09-22
- 刊出日期: 2022-01-31

Model testst on deep anti-sliding stability of cemented sand-gravel dam

North China University of Water Resources and Electric Power, Zhengzhou 450046, China

摘要

摘要: 胶凝砂砾石坝（CSG坝）是一种新坝型，目前学术界主要针对坝体的结构形式、应力分布及结构强度等方面展开了研究，而关于地基对CSG坝的影响相关研究较少。通过设计地质力学模型试验，模拟了CSG坝在复杂地基上的正常运行及破坏状态。具体为，以守口堡大坝的典型坝段及武都水库^#18坝段址区的坝基为研究对象，采用超载法，对模型进行了破坏试验研究，对该工况下CSG坝的深层抗滑稳定进行了研究。研究表明：模型的超载安全度K_p为6.0，CSG坝对复杂地基有良好的适应性。模型破坏的主要原因是坝基结构面发生破坏而形成滑移通道，最终坝体沿滑移通道滑动失稳。
- CSG坝 /
- 复杂地基 /
- 结构面 /
- 模型试验 /
- 超载法
Abstract: The cemented sand-gravel (CSG) dam is a new type of dam. At present, the academic circles have mainly carried out the researches on its structural form, stress distribution, and structural strength, but there are few related studies on the influences of the foundation on the CSG dam. In this study, through the design of geomechanical model tests the general operation of the CSG dam and the failure state on the complex foundation are simulated. Specifically, the typical dam section of Shoukoubao Dam and the dam foundation of No. 18 dam site area of Wudu Reservoir are selected for geomechanical model tests. Using the overload method, the model is tested for damage, and the deep anti-sliding stability of the CSG dam under this working condition is studied. The results show that the overload safety K_p of the model is 6.0, and the CSG dam has good adaptability to complex foundations. The main reason for the failure of the model is the failure of the structural surface of the dam foundation to form a slip channel, and finally, the dam body slips and loses stability along the slip channel. The research results may provide certain technical support and reference for the practical application of CSG dams on complex foundations.
- cemented sand-gravel dam /
- complex foundation /
- structural plane /
- model test /
- overload method

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0. 引言

随着城市建设的快速发展和建筑技术的不断进步,城市地下空间得到大规模开发和利用,超深超大基坑工程不断涌现。近年来,基坑开挖面积在10×10⁴ m²以上,开挖深度达40 m以上的工程项目越来越多。例如,上海地铁4号线修复工程深基坑开挖深度接近41 m,上海世博地下变电站基坑开挖深度接近34 m,天津的高层建筑基坑最大平面尺寸已达548 m×187 m。同时,基坑工程中也出现了一些亟待解决的问题,坑底土体回弹问题就是其中之一^[1-4]。基坑开挖产生坑底回弹,同时周边围护结构变形,也会要造成基底的隆起,回弹再压缩变形往往是建（构）筑物沉降变形的主要组成部分。

已有学者对基坑回弹变形的特点及其对坑内桩基承载力的影响进行了研究。Iwasaki等^[5]最早认为坑底土体竖向回弹会影响坑底桩基,认为土体回弹会对桩产生向上的侧摩阻力从而导致桩身上拔。对于基坑开挖与桩基的相互作用,Finno等^[6]利用平面有限元对一基坑开挖引起临近桩基破坏的实例进行了分析。刘畅等^[7]采用有限元数值模拟分析结合现场实测数据,研究了采用逆作法施工的基坑回弹变形问题,分析了工程桩、支护结构、楼板对坑底回弹变形的影响。查甫生等^[8]通过有限元软件ABAQUS,以坑底无桩和坑底群桩两种基坑为研究对象,对比分析了有桩、无桩情况下,深基坑开挖卸载的变形特性,得出了工程桩可以使基坑周围沉降、基坑中心隆起、围护结构向坑内位移这几种变形明显减小。曹力桥^[9]利用ABAQUS软件分析了存在工程桩和不存在工程桩基坑开挖和降水下的三维模型,通过对比分析了基坑开挖降水过程中基坑隆起的基本规律,得出工程降水对深基坑土体的压密作用及工程桩对坑底变形有明显的抑制作用。冯虎等^[10]利用FLAC数值模拟软件研究了坑内工程桩对软土超深基坑抗隆起稳定的影响规律以及作用机理,结果表明,墙趾土层特性、地连墙插入深度、基坑宽度和潜在滑裂面之内的工程桩对基坑抗隆起稳定有着非常显著的影响。

本文结合江苏某隧道明挖基坑工程,利用PLAXIS 3D软件,采用小应变土体硬化（HSS）模型作为土层的本构模型,建立了太湖隧道第二仓基坑的1/4模型,应用该模型,分析研究了坑底工程桩的桩长、桩径、桩刚度对基坑回弹变形的影响规律。

1. 工程概况

江苏某湖底隧道工程,公路等级为双向六车道（全线紧急停车带）高速公路,设计速度100 km/h,隧道总长10709 m,净宽16.75 m,湖中最大开挖深度达15 m,建成断面示意图见图1。

图 1 隧道断面示意图

Figure 1. Schematic diagram of tunnel section

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本文研究的基坑地层分布较均匀,项目隧道工程场地主要为粉土及粉质黏土,局部夹软土层,设计采用明挖施工,主要采用放坡加垂直支护形式进行开挖,基坑工程规模大、施工时间长、施工工序和工艺流程复杂等特点,研究基坑开挖卸荷引起的坑底回弹变形是该项目长期变形控制的关键技术问题之一。

现场监测由施工方进行,由于在施工过程中隆起测点遭到施工破坏,所以图2只给出了第二仓基坑孔隙水压力、立柱隆沉、桩土深层水平位移、围护结构水平位移及支撑轴力的测点图。

图 2 第二仓基坑测点布置图

Figure 2. Survey point layout of the second warehouse foundation pit

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2. 数值模型的建立

数值模拟标段选用第二仓K25+135—K25+515标段,基坑尺寸为400 m×80 m,开挖深度为15 m,为了便于数值计算,选取1/4的基坑进行建模,基坑三维模型及网格划分如图3所示。

图 3 基坑三维模型及网格划分示意图

Figure 3. Three-dimensional model and grid drawing of foundation pit

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土层分层情况已进行适当简化,已在断面图4中标明。自上而下分别为：2-1粉质黏土,2-3粉土,2-4淤泥质粉质黏土,3-1粉质黏土,3-2粉质黏土,4-1b粉质黏土,4-1黏土,层底标高-90 m。

图 4 基坑断面示意图

Figure 4. Schematic diagram of excavation section

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2.1 土体本构模型

基坑开挖一般属于临时性工程,工期较短,所以按不排水条件进行分析,且不考虑开挖过程对土体扰动的影响；土体本构模型采用小应变硬化模型。通过标准固结试验获得土体参考切线模量 $E_{oed}^{ref}$ ,通过三轴固结排水剪切试验获得土体参考割线模量 $E_{50}^{ref}$ 、破坏比R_f和土体强度参数c′,φ′值,通过三轴固结排水加卸载剪切试验获得参考加卸载模量 $E_{ur}^{ref}$ ,具体试验过程与试验数据处理不再赘述。HSS模型参数取值见表1。

表 1 土层小应变本构模型参数取值表

Table 1. Parameter value table of soil layer HSS model

土层	$E_{oed}^{ref}$ /MPa	$E_{50}^{ref}$ /MPa	$E_{ur}^{ref}$ /MPa	$G_{0}^{ref}$ /MPa	γ_0.7/10^-4	R_f	$c^{'}$ /kPa	$φ^{'}$ /(°)
2-1	5.067	3.24	41.32	112.0	2.0	0.70	5.0	37.5
2-3	8.592	4.03	26.93	100.0	2.0	0.62	4.7	32.2
2-4	2.190	7.32	29.11	58.1	2.0	0.90	7.2	29.0
4-1	2.566	7.06	32.87	115.8	2.0	0.86	16.5	38.0

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2.2 围护结构及工程桩模型

基坑采用上部放坡与钻孔灌注桩结合的围护结构形式,如图4所示,围护结构及支撑均按弹性材料考虑,三维模型见图5。

图 5 支护体系模拟示意图

Figure 5. Schematic diagram of support system simulation

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（1）采用两道内支撑,第1道为钢筋混凝土支撑,间距为8 m,截面为800 mm×1000 mm,刚度为3×10⁷ kPa,重度为25 kN/m³；第2道支撑为钢管支撑,间距为4 m,截面直径为609 mm,厚度为16 mm,刚度为2.1×10⁸ kPa,重度为78.5 kN/m³。

（2）止水帷幕及连续墙采用板单元进行模拟,本文在计算时将连续墙的刚度按C30混凝土模量的80%取值,即为2.4×10⁷ kPa,泊松比取为0.2。

（3）被动加固区截面尺寸为5 m×5m,沿着基坑纵向满长布置,材料为水泥土,莫尔-库仑模型,刚度为1.5×10⁵ kPa,泊松比为0.25,抗剪强度为750 kPa。

（4）工程桩直径为600 mm,桩长为15 m,桩间距为8 m,桩的刚度为3×10⁷ kPa,桩的重度为7 kN/m³。

2.3 边界条件

对称侧面约束法向自由度及垂直于另外两个方向的转动自由度,非对称侧面仅约束法向自由度,底面约束所有自由度。

2.4 施工工况模拟

数值模拟开挖方案采取在模型竖直方向上开挖一层土,施工一道撑的做法,工况描述见表2。

表 2 计算工况

Table 2. Calculation conditions

施工阶段	工况描述
初始阶段	平衡初始地应力
1	施工围护结构与工程桩
2	放坡开挖至-4 m,降水至-4 m
3	开挖至-5 m,降水至-5 m
4	施工第一道内支撑
5	开挖至-10 m,降水至-10 m
6	施工第二道内支撑
7	开挖至-15 m,降水至-16 m

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2.5 模型结果验证

为保证有限元数值模拟计算结果的准确可靠,提取了基坑的砼支撑轴力监测数据与基坑围护墙水平位移数据,与PLAXIS模拟结果进行对比,结果见图6。可以看出钢支撑轴力模拟值的变化趋势与实测值的变化趋势一致,开挖至坑底时的误差为7.5%,可以看出钢支撑轴力曲线吻合度较高。

图 6 钢支撑轴力对比图

Figure 6. Axial force contrast diagram of steel bracing

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3. 工程桩对基坑回弹变形的影响研究

3.1 桩长对基坑回弹变形的影响分析

研究工程桩桩长对基坑回弹变形的影响,保持工程桩桩径（d=0.6 m）、刚度（E=3×10⁷ kPa）不变,分别取工程桩桩长为5,10,15,20,25 m以及无工程桩共6种条件。

由图7看出,无桩的回弹变形曲线与有桩的回弹变形曲线存在明显区别。无桩的回弹变形曲线呈现较为平滑的“凸”形,最大回弹变形量为33 mm,当桩即不施工工程桩时,基坑回弹增长较快,当距坑边约10 m,基坑回弹量不再增长,保持在约33 mm左右。

图 7 桩长-回弹曲线图

Figure 7. Pile length - rebound curves

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当工程桩存在时,有桩的回弹变形曲线呈现波浪型,波谷处即为打桩的位置,此时,基坑回弹量增长较慢,在距坑边7 m左右就不再增长,最大值为27 mm左右；并且施工工程桩的位置,基坑回弹出现显著的减小。桩长每增加5 m,基坑中心回弹量减小约8%。

3.2 桩径对基坑回弹变形的影响分析

研究工程桩桩径对基坑回弹变形的影响,保持工程桩桩长（L=25 m）、刚度（E=3×10⁷ kPa）不变,分别取工程桩桩径为d=0.6 m,L=0.8 m,d=1.0 m,d=1.2 m,d=1.4 m以及无工程桩共6种条件。

由图8可以看出,各个桩径工况下,随着桩径的增加,基坑回弹变形量逐渐减小,工程桩桩径每增加0.2 m,基坑中心的回弹量减小4%。

图 8 桩径-回弹曲线图

Figure 8. Pile diameter - rebound curve

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3.3 桩刚度对基坑回弹变形的影响分析

研究工程桩刚度对基坑回弹变形的影响,保持工程桩桩长（L=25 m）、桩径（d=0.6 m）不变,分别取工程桩刚度为E=2.5×10⁷ kPa,E=3.0×10⁷ kPa,E=3.5×10⁷ kPa,E=3.8×10⁷ kPa以及无工程桩5种工况。

由图9可以看出,改变工程桩桩刚度后,基坑回弹变形并未产生明显变化,结果表明,坑底工程桩的桩刚度对基坑回弹变形的影响最小。

图 9 桩刚度-回弹曲线

Figure 9. Pile stiffness-rebound curves

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4. 结论

（1）基坑开挖初期,开挖深度较浅,基坑回弹变形为弹性变形,呈现四周小中间大的特点；随着开挖深度的增加,侧向卸荷逐渐增大,基坑内部土体产生塑性变形,基坑回弹变形呈现四周小中间大的特点。

（2）由基坑回弹变形曲线可以看出,工程桩附近土体回弹量明显小于相邻土体,最终开挖完成时,有桩较无桩可以减小约20%的回弹变形。

（3）结合基坑回弹变形曲线可以看出,桩长每增加5 m,基坑回弹变形减小约5%左右；桩径每增加0.2 m,基坑回弹变形减小约2%左右；工程桩桩身刚度的变化对基坑回弹变形的影响不是特别明显。

图 1 坝体及复杂地基剖面图

Figure 1. Profile of dam body and complex foundation

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图 2 模型材料典型参数曲线

Figure 2. Typical parameter curves of model materials

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图 3 模型试验现场照片

Figure 3. Photo of model test site

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图 4 模型位移变位测点布置图

Figure 4. Layout of measuring points for displacement of model

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图 5 模型破坏过程剖面示意图

Figure 5. Profile sketch of failure process of model

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图 6 坝基结构面相对变位曲线

Figure 6. Curves of relative displacement of structural plane of dam foundation

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图 7 坝体测点竖向应变曲线

Figure 7. Curves of vertical strain of dam body at measurement points

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图 8 坝体下游侧变位曲线

Figure 8. Curves of displacement at downstream side of dam

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图 9 模型最终破坏形态

Figure 9. Final failure mode of model

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图 10 K_p=6.0时坝基塑性区分布图

Figure 10. Distribution of plastic zone of dam foundation K_P = 6.0

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图 11 CSG坝在均质地基与复杂地基上破坏失稳对比示意图

Figure 11. Comparison of failure and instability of CSG dam on homogeneous and complex foundations

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表 1 原型结构及相应模型材料的力学参数值

Table 1 Mechanical parameter values of prototype structures and corresponding model materials

部位	密度/(g·cm^-3)		抗剪断强度				变形模量		泊松比
部位	${\rho _{\text{p}}}$	${\rho _{\text{m}}}$	${f'_{\text{p}}}$	${c'_{\text{p}}}$ /MPa	${f'_{\text{m}}}$	${c'_{\text{m}}}$ /(10^-3MPa)	E_p/GPa	E_m/MPa	μ_p	μ_m
D₂⁵	2.83	2.81	0.80~1.00	0.80~0.90	1.00~1.20	7.00	5.50~6.50	82.50	0.26	0.25
D₂⁴	2.72	2.70	0.80~1.00	0.80~0.90	1.00~1.20	7.00	5.50~6.50	70.00	0.28	0.23
D₂²	2.71	2.65	0.65	0.45	0.65	3.00	3.00	33.00	0.30	0.30
D₂¹、D₂³	2.75	2.72	0.90	0.90~1.00	0.90	6.33	5.50	55.00	0.22	0.22
D₁²	2.75	2.72	1.00~1.20	1.00~1.10	1.00~1.20	7.00	7.00	70.00	0.23	0.23
D₂^5-1	2.81	2.78	1.00	1.00	1.00	6.67	6.00	60.00	0.24	0.24
f115、f114、10f2、F31	1.65	1.65	0.37	0.02	0.36	0.17	0.05~0.10	0.70	0.40	0.40
JC-B	1.80	1.80	0.40	0.15	0.40	0.10	0.10~0.20	1.50	0.40	0.40
JC-C	1.65	1.65	0.37	0.02	0.36	0.17	0.05~0.10	0.70	0.42	0.42
坝体	2.36	2.26	1.20	1.00	1.20	7.00	4.00	46.02	0.20	0.20
注：下标p表示原型结构的参数值，m表示模型结构的参数实测值。

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表 2 相似材料配制中主要物理量之间的相似比

Table 2 Similarity ratios between main physical quantities in preparation of similar materials

相似条件	相似常数	相似比	相似条件	相似常数	相似比
几何	C_L	100	变形量模	C_E=C_σ	100
重度	C_γ	1	黏聚力	C_c=C_σ	100
泊松比	C_μ	1	内摩擦角	C_φ	1
应变	C_ε	1	摩擦系数	C_f	1
应力	C_σ=C_γ · C_L	100	抗拉强度	${C_{{\sigma _t}}}$ =C_σ	100
位移	C_δ=C_L	100	抗压强度	${C_{{\sigma _c}}}$ =C_σ	100
荷载	C_F=C_γ · C_L³	1×10⁶	抗剪强度	C_τ=C_σ	100

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