膨脹土基坑懸臂樁支護設計中土壓力計算方法探討

朱 磊， 謝 強， 趙 文， 渠孟飛

（西南交通大學 地球科學與環境工程學院，四川 成都 610031）

成都地區廣泛分布的“成都黏土”具有弱到中等膨脹性，為典型的膨脹土。近年來，隨著成都市城市建設的不斷發展，膨脹土地區的基坑開挖越來越多，出現大量的基坑支護結構失效問題。對近年成都開挖膨脹土基坑進行的調查表明，21處基坑中有16個在開挖后均產生了不同程度的破壞。通過對收集到的設計資料、現場破壞現象、現場監測數據進行分析，發現目前膨脹土深基坑的支護設計中普遍存在的問題是由于沒有統一的規范和標準，導致在支護設計中對膨脹土抗剪強度參數的取值、膨脹力的分布、支護樁錨固段有效長度的確定等具體技術細節上的處理存在較大的隨意性。因此，作者提出對膨脹土基坑支護設計中與膨脹有關的試驗、參數取值和膨脹土膨脹引起的附加土壓力計算方法的改進，以期待進一步探討和推進膨脹土基坑支護設計方法的研究。

1 膨脹土基坑支護設計土壓力計算方法的改進

大量的研究表明，影響膨脹土膨脹特性的首要因素是土的含水率［1-7］。在對“成都黏土”基坑支護效果的調查中發現，膨脹土中含水率改變引起的基坑問題主要體現在3個方面，即土體抗剪強度參數、膨脹土壓力分布和支護樁錨固段有效深度的改變。

1.1 抗剪強度參數取值

膨脹土吸水后降低土的抗剪強度，因此文獻［8］明確規定計算中要考慮抗剪強度衰減的影響。但由于規范中并沒有明確規定強度衰減的試驗方法，實際設計中設計人員一般依據經驗對常規抗剪強度試驗參數進行不同程度的折減。

膨脹土抗剪強度的合理取值應建立在反映含水率與強度關系的試驗基礎上。很多學者研究土體含水率與抗剪強度間的關系，發現膨脹土抗剪強度的衰減和含水率的變化存在某種關系［3，9］。作者對成都時代欣城深基坑膨脹土進行了不同含水率的直剪試驗和三軸抗壓強度試驗，得到膨脹土含水率與抗剪強度指標間的關系見圖1。為保證試驗成果的準確性，先測定現場土樣的含水率、密度，再對土體的液限、塑限進行測試，為后期配制土樣與數據分析做充分準備。最后根據常規地段原狀土樣的含水率及密度，計算不同含水率試樣所需添加的水量。按試驗設計要求，將原狀土樣加入合適的水量，并對試樣進行密封，等土體充分吸水并均勻散布后進行相關力學試驗；制樣過程中盡可能減小對原狀土樣的擾動，確保土體的原狀結構及裂隙面。上述方法使試樣土體結構及裂隙性盡可能不受破壞，試驗成果相對擾動重塑樣更加準確。試驗結果與文獻［9］描述的規律一致。觀察試驗結果可以發現，如果試驗時的含水率與實際含水率相差較大，則強度值的差可能達到一個較大的值。作者認為，設計計算時強度參數的取值，要根據土體中的實際含水率（考慮必要的安全儲備）選取，避免僅僅按常規試驗值折減可能存在的不安全因素。

圖1 黏聚力、內摩擦角與含水率關系曲線

由于基坑土體處于不同的邊界條件和狀態下，大氣降雨、地下水位甚至城市管網的滲水都造成土體不同部位含水率的差異，引起強度的不同。因此，在基坑勘察階段，可進行不同含水率條件下的剪切試驗，獲得含水率與強度的關系，為設計計算參數取值提供依據。

1.2 膨脹土壓力分布與大小

膨脹土吸水膨脹后的膨脹力必然以附加的土壓力作用在支護結構上。在文獻［8］中，關于膨脹力計算的規定僅籠統規定為應計算水平膨脹力的作用。由于規范并沒有具體計算方法，且常規試驗得到的膨脹力數據往往使用困難，因此在實際工程設計計算中，膨脹力引起的土壓力往往通過折減強度參數處理［10-12］。工程實踐證明，即使將其強度參數折減到試驗值的50%甚至更多，不少膨脹土基坑仍會破壞。說明僅僅對膨脹土抗剪強度參數值折減替代膨脹土壓力并不合適。

膨脹力導致的附加土壓力要用于實際計算，一是確定膨脹土壓力的分布形式，二是確定膨脹所產生力的大小。

與含水率引起膨脹土抗剪強度參數變化的原理相同，膨脹土膨脹應力的變化也與含水率的變化相關。試驗研究表明，膨脹土在達到膨脹極限條件下無法再吸水膨脹，其膨脹潛勢最低，在縮限條件下，膨脹土能充分吸水膨脹，其膨脹潛勢最大［13］。當膨脹土在縮限和脹限間時，試樣具有一定的膨脹潛勢。基坑開挖前在膨脹土體中儲存的膨脹潛勢等于縮限膨脹應力與天然含水率膨脹應力之差即膨脹土體中初始膨脹應力。當土體初始含水率為縮限時，膨脹土充分吸水膨脹產生的應力為最大膨脹應力。目前現有的試驗方法只能測到不同初始含水率試樣在充分吸水條件下的最大膨脹應力，而實際情況下并非如此。在降雨條件下，基坑土體某處由于吸水膨脹，將產生膨脹應力的增量，這一階段產生的膨脹應力增量應為天然含水率狀態與某一含水率狀態下吸水膨脹產生的膨脹應力差。在上述分析的基礎上，對“成都黏土”進行的不同初始含水率與膨脹應力關系試驗，結果見圖2。由圖2可見：初始含水率不同，膨脹應力的大小也不同；含水率引起的膨脹應力變化應與含水率增量相對應。

圖2 膨脹應力-初始含水率變化曲線

因此，本文使用膨脹力作為附加土壓力計算時，不采用試驗得到的最大膨脹應力，而用含水率增量對應的膨脹應力增量計算。

對于膨脹土壓力的分布，很多單位和研究者均提出過不同的假定，如王秉勇［14］提出膨脹壓力在擋土墻上的分布形式為三角形，王年香等［15］通過大型模型試驗，提出擋土墻后側向膨脹壓力的一般分布形態為拋物線形。本文通過對“成都黏土”基坑支護現狀的現場調查（見圖3）和部分基坑變形監測數據的分析，在前人研究基礎上，從土體含水率沿深度變化規律、含水率與膨脹應力關系、膨脹土壓力的約束與釋放及方便工程計算原則出發，認為基坑懸臂排樁支護中的膨脹土壓力分布應滿足以下幾個條件：（1）整個斷面均應考慮膨脹土壓力的分布。原因是不同支護結構其特點各不相同，如擋土墻和懸臂排樁，對于擋土墻，土體開挖完以后，及時修建擋墻，整個開挖面受外界影響較小，而懸臂排樁則是不連續的，樁與樁之間存在1～2 m的樁間距，因此整個開挖面受外界影響較強烈。對懸臂排樁受膨脹力的影響進行分析時，則要考慮更深的大氣影響深度。結合目前已有的實測數據，筆者認為整個開挖剖面都受干濕循環作用的影響，因此在整個開挖斷面都存在膨脹力。（2）在基坑頂面處，由于地面能夠通過變形釋放應力，所以地表處膨脹力應為零。隨著深度的增加，膨脹應力在一定范圍內逐漸增大。王秉勇［14］提出在擋土墻后面的土層中，若地表下h深處的某一單元土體含水量增大時，土體產生膨脹應力。當上覆土柱壓力小于膨脹應力時，土體產生膨脹變形并釋放出部分膨脹應力；當上覆土柱壓力恰好等于膨脹應力時，則此時的豎向膨脹應力最大。因此在考慮膨脹土壓力分布形狀時，膨脹土壓力不能在地表處直接變為最大，而是在一定范圍內隨著深度的增加而增大，在上覆土柱壓力恰好等于膨脹應力時，膨脹土壓力變為最大。（3）隨著土體深度的逐漸增加，土體越來越密實，土體孔隙越來越少，濕度變化變小，達到一定深度后，膨脹應力逐漸減小。

圖3 基坑支護現狀

因此，對膨脹土壓力的分布作以下假定：

（1）膨脹力產生的附加土壓力在整個基坑垂直斷面影響范圍內假設為三角形分布。在地表，由于膨脹力處于臨空面而完全釋放，其值為0。

（2）從地表向下，由于上覆土層的約束，膨脹力不能完全釋放，將轉化為附加的膨脹土壓力作用在支護結構上。從工程應用的角度出發，假定附加的膨脹土壓力為線性增加，當深度達到上覆土重與膨脹應力相等或大氣影響深度（即降雨引起含水率變化的最大深度）時，附加膨脹土壓力達到最大值Pmax，這個深度為最大膨脹土壓力的臨界深度h1，見圖4。臨界深度由上覆土重深度和大氣影響深度兩者中的較小值決定，其最大膨脹土壓力根據含水率與膨脹應力關系曲線中初始含水率與飽和含水率的差所對應的膨脹應力增量決定。

圖4 膨脹力在懸臂樁上分布圖

（3）在基坑底部，由于坑底支護結構兩邊的膨脹土壓力處于平衡狀態，其合力為0，因此假定從膨脹壓力最大值點起向下到坑底，膨脹壓力的分布為線性。根據實際監測的支護樁變形曲線發現，由于大氣降雨或施工用水不能及時完全疏干，在基坑坑底一定深度范圍內，土體含水率的改變仍然會引起膨脹土力學性質的改變，使得這部分深度范圍內的土體抗力衰減甚至失效，因此膨脹土壓力分布深度要延伸至坑底一定深度h2才能認為進入膨脹土壓力為0的平衡狀態。

1.3 錨固段有效深度

在實際施工過程中，由于大氣降雨或施工用水不能及時完全疏干，膨脹土基坑坑底因積水原因將導致土體抗力的衰減或部分失效。現場支護樁樁身位移監測曲線見圖5，監測結果表明，實際施工過程中的涉水因素對支護樁的支護效果會產生不利影響，因此在計算支護樁的有效錨固范圍及錨固深度時，應考慮施工中涉水因素的影響。

圖5 懸臂樁樁身位移監測曲線

經現場調查分析發現，由于基坑底部相對基坑邊坡受開挖影響較小，其原有結構保存要優于坡面，因此降雨等地表水影響深度要小于基坑邊坡。作者以大氣影響急劇層深度為計算取值的依據，在具體設計計算時，錨固段深度為計算值加上本地區大氣影響急劇層深度。

因此，在實際設計計算中，應在正常土壓力計算中加上附加的膨脹土壓力進行支護設計。

2 工程實例

按照以上改進的計算方法對成都時代欣城和科創中心基坑邊坡懸臂樁支護工程進行計算分析。

2.1 時代欣城基坑

時代欣城項目的場地位于成都平原Ⅲ級階地。場區上覆地層除地表人工填土外，黏土層及紅層基巖均具有膨脹性。

土樣的天然含水率為20%，根據圖1，可知土樣的黏聚力為30.5 k Pa，內摩擦角為18.5°，土體重度為20.1 k N／m3。根據含水率與膨脹力試驗相關關系并考慮工程的安全性，確定土體的最大膨脹土壓力為40 k Pa。成都地區大氣影響深度為3 m，上覆土層在2 m處的土重與最大膨脹土壓力相當，臨界深度取為2 m。成都地區大氣影響急劇層深度為1.5 m，以此決定支護樁有效深度增加值。

按照以上參數對時代欣城膨脹土基坑懸臂樁支護進行計算，得到改進設計與原設計法結果對比見表1。

表1 兩種設計方法結果對比

由表1可見，改進設計后樁的錨固深度為6.4 m，遠大于原設計中的計算值1.8 m，也大于實際采用的5 m。實際工程監測結果為該基坑邊坡出現持續變形，坡頂面開裂，冠梁錯斷，支護樁傾斜，原設計不成功。

2.2 科創中心基坑

場地地層巖性同時代欣城基坑。土樣的天然含水率為20%，黏聚力為30.5 k Pa，內摩擦角為18.5°，土體的最大膨脹力為40 k Pa，土體重度為20.3 k N／m3，臨界深度為2 m。支護樁有效深度增加值的考慮方法同時代欣城。

按照以上參數對科創中心膨脹土基坑懸臂樁邊坡支護進行計算，得到改進設計法與原設計法結果對比見表2。

表2 兩種設計方法結果對比

計算結果表明，改進的錨固段深度為5.6 m，原設計計算值為3.4 m，但實際采用值為6 m，大于改進設計值。實際位移監測數據表明，該基坑未出現超出設計的變形破壞，支護結構完整有效。

3 結論

（1）通過對近期成都膨脹土基坑支護結構破壞情況的監測分析和實例試算表明，本文提出的考慮含水率與膨脹土應力力學性質關系的強度參數取值、附加膨脹土壓力分布及錨固段有效深度的膨脹土基坑支護設計計算方法的改進合理、可行。

（2）膨脹土基坑支護設計計算中，建議測定土體在不同含水率條件下的抗剪強度，取土的抗剪強度指標與含水率關系的試驗結果作為膨脹土抗剪強度指標選取的依據。

（3）建議膨脹土基坑支護設計時將膨脹土壓力作為附加壓力納入計算中。附加的膨脹土壓力大小可根據含水率與膨脹力試驗關系按增量選取，分布形式宜考慮坑底抗力的衰減，本文假定為三角形分布，具體分布形式可進一步研究。

（4）現場調查和計算分析表明，膨脹土基坑底部錨固段土體抗力因水的影響而降低或失效。在設計時，考慮到工程安全性，應加深錨固深度，無試驗資料時建議按地區大氣影響急劇層深度估計。

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