軟土地鐵深基坑倒塌分析
發(fā)布時間：2021-08-06 04:23
隨著地下軌道交通的建設,沿海城市建筑密集區(qū)出現(xiàn)了大量狹長型軟土深基坑,基坑開挖導致的災變情況時有發(fā)生,最為著名的如新加坡地鐵環(huán)線Nicoll highway（2004）基坑倒塌與杭州湘湖地鐵基坑倒塌（2008）,造成重大人員傷亡。傳統(tǒng)的極限平衡法設計方法將抗隆起安全度（FOS）與支護側移分別獨立考慮,且不能考慮基坑開挖寬度的影響,而有限元強度折減法則存在計算穩(wěn)定性判斷準則、本構關系選擇及參數(shù)確定等難題。筆者于2014年修改了劍橋大學Bolton課題組提出的強度發(fā)揮度設計法（MSD）中的余弦曲線,提出了基于偏態(tài)高斯曲線機動場的MMSD上限分析法,成功用于軟土寬基坑穩(wěn)定的分析;隨后于2018年采用MMSD方法成功分析軟土狹長型基坑支護土體的變形。進一步采用MMSD方法對新加坡Nicoll highway基坑和杭州湘湖基坑兩個狹長型基坑倒塌案例進行分析,并與實測值、極限平衡法（包括規(guī)范法、Hsieh等的方法、Su等的方法）和有限元法預測結果進行了比較。結果表明MMSD法基于狹長深窄基坑相適應的機動場,采用實測土體應力應變關系且能考慮土體不排水強度各向異性,可以更準確地預測倒塌發(fā)生機制。
【文章來源】：巖土工程學報. 2020,42(09)北大核心EICSCD
【文章頁數(shù)】：9 頁
【部分圖文】：
狹長型基坑土體位移場比較
潘?た觥?湘湖地鐵基坑倒塌的最主要原因是坑底超挖[1，8，15]。設計規(guī)定基坑開挖至支撐設計標高以下0.5m時，必須及時設置支撐，不得超挖。圖7是實際開挖時N2段基坑工序圖[15]，可看出在長約26m的施工段上未設置最下一道支撐即挖至基坑底，導致該施工段范圍內(nèi)第三道支撐軸力急劇增大，而第三道支撐的單根鋼管承載力卻由于施工原因大幅降低，因此該施工段內(nèi)支撐體系首先失效。施工時未按設計要求對坑底被動區(qū)土體進行攪拌樁加固也是湘湖基坑倒塌的誘因，如圖8所示[15]。圖4湘湖基坑倒塌現(xiàn)場[15]Fig.4Xianghuexcavationaftercollapse[15]圖5湘湖基坑圍護結構設計圖[15]Fig.5SoilprofileandretainingstructuresalongatypicalsectionofXianghuexcavation[15]表3總結了張曠成等[1]，Chen等[8]分別通過極限平衡法和有限元強度折減法計算的湘湖地鐵基坑安全度。雖然兩者計算結果都表明在超挖情況下基坑會發(fā)生倒塌（FOS<1.0），但極限平衡法所得FOS遠小于臨界值1.0，過于保守，并且不同極限平衡分析法所對應的破壞臨界值均不相同且大于1.0[1]，缺乏理論依據(jù)。Chen等[8]利用有限元強度折減法計算了超挖段與未超挖段FOS值，分別為0.94與0.97（均小于1.0），表明不超挖基坑也要倒塌，與實際有所出入。Chen
第9期王立忠，等.軟土地鐵深基坑倒塌分析1605圖1MMSD法和MSD法變形曲線與實測數(shù)據(jù)比較Fig.1ComparisonofdeformationprofilebetweenmeasureddataandtheoreticalcurvesbyMMSDandMSDMSD法機動場變形曲線型式以最下層支撐以下支護側移增量擬合得到，但實際基坑機動場變形波長一般大于最下層支撐以下支護的高度。尤其在軟土地區(qū)，支護底部無法嵌入良好土層時，變形曲線的型式應由支護及其下方土體的側移共同決定。圖1總結了基坑離心機試驗中測得的支護與土體側移增量[23]和上海地區(qū)軟土地區(qū)基坑現(xiàn)場實測支護側移增量[24]，并與MMSD法[15-17]、MSD法[14，21]機動場變形曲線和規(guī)范法中經(jīng)驗曲線[12]進行了比較。結果表明MMSD法提出的偏態(tài)高斯曲線不論在峰值點位置還是整體形態(tài)方面都較另兩條曲線更符合實測值。圖2（a）是離心機試驗中多支撐狹長型軟土基坑變形位移場及其邊界位移包絡圖，其地表沉降與支護側移的峰值點位置（0.24l）和整體形態(tài)與圖2（b）中MMSD法針對狹長型基坑提出的機動場十分接近（0.22l）。而與圖2（c）中MSD法峰值點位置（0.42l）差別較大。根據(jù)能量守衡原理，土體由于豎向位移產(chǎn)生的勢能損失與其所發(fā)揮的剪切應變耗散能相等，土體強度發(fā)揮程度可由下式得到[14]satvuddvvvsv，(2)式中，sat,us,v分別表示土體飽和重度、不排水抗剪強度和變形區(qū)域的總體積。表1[15]與表2[15]分別為基坑變形區(qū)域內(nèi)各點的剪應變增量（）與豎向位移增量（v）。根據(jù)值以及變形區(qū)域典型土體單元的實測強度發(fā)揮曲線，可得到整個變形
【參考文獻】：
期刊論文
[1]軟土狹長深基坑抗隆起破壞模式試驗研究[J]. 張飛,李鏡培,孫長安,沈廣軍,李飛. 巖土力學. 2016(10)
[2]Base stability analysis of braced deep excavation in undrained anisotropic clay with upper bound theory[J]. WANG LiZhong,LONG Fan. Science China（Technological Sciences）. 2014(09)
[3]基坑變形預測的改進MSD法[J]. 王浩然,王衛(wèi)東,黃茂松,徐中華. 巖石力學與工程學報. 2011(S1)
[4]杭州地鐵湘湖站“08.11.15”基坑坍塌事故分析[J]. 張曠成,李繼民. 巖土工程學報. 2010(S1)
[5]軟黏土地基中基坑穩(wěn)定分析中的強度指標[J]. 李廣信,李學梅. 工程勘察. 2010(01)
[6]新加坡地鐵環(huán)線C824標段失事原因分析（二）——圍護體系設計中的錯誤[J]. 肖曉春,袁金榮,朱雁飛. 現(xiàn)代隧道技術. 2009(06)
博士論文
[1]軟土地基狹長型深基坑性狀分析[D]. 張雪嬋.浙江大學 2012
碩士論文
[1]上限法分析深厚軟土中基坑坑底抗隆起穩(wěn)定性[D]. 龍凡.浙江大學 2014
本文編號：3325061
【文章來源】：巖土工程學報. 2020,42(09)北大核心EICSCD
【文章頁數(shù)】：9 頁
【部分圖文】：
狹長型基坑土體位移場比較
潘?た觥?湘湖地鐵基坑倒塌的最主要原因是坑底超挖[1，8，15]。設計規(guī)定基坑開挖至支撐設計標高以下0.5m時，必須及時設置支撐，不得超挖。圖7是實際開挖時N2段基坑工序圖[15]，可看出在長約26m的施工段上未設置最下一道支撐即挖至基坑底，導致該施工段范圍內(nèi)第三道支撐軸力急劇增大，而第三道支撐的單根鋼管承載力卻由于施工原因大幅降低，因此該施工段內(nèi)支撐體系首先失效。施工時未按設計要求對坑底被動區(qū)土體進行攪拌樁加固也是湘湖基坑倒塌的誘因，如圖8所示[15]。圖4湘湖基坑倒塌現(xiàn)場[15]Fig.4Xianghuexcavationaftercollapse[15]圖5湘湖基坑圍護結構設計圖[15]Fig.5SoilprofileandretainingstructuresalongatypicalsectionofXianghuexcavation[15]表3總結了張曠成等[1]，Chen等[8]分別通過極限平衡法和有限元強度折減法計算的湘湖地鐵基坑安全度。雖然兩者計算結果都表明在超挖情況下基坑會發(fā)生倒塌（FOS<1.0），但極限平衡法所得FOS遠小于臨界值1.0，過于保守，并且不同極限平衡分析法所對應的破壞臨界值均不相同且大于1.0[1]，缺乏理論依據(jù)。Chen等[8]利用有限元強度折減法計算了超挖段與未超挖段FOS值，分別為0.94與0.97（均小于1.0），表明不超挖基坑也要倒塌，與實際有所出入。Chen
第9期王立忠，等.軟土地鐵深基坑倒塌分析1605圖1MMSD法和MSD法變形曲線與實測數(shù)據(jù)比較Fig.1ComparisonofdeformationprofilebetweenmeasureddataandtheoreticalcurvesbyMMSDandMSDMSD法機動場變形曲線型式以最下層支撐以下支護側移增量擬合得到，但實際基坑機動場變形波長一般大于最下層支撐以下支護的高度。尤其在軟土地區(qū)，支護底部無法嵌入良好土層時，變形曲線的型式應由支護及其下方土體的側移共同決定。圖1總結了基坑離心機試驗中測得的支護與土體側移增量[23]和上海地區(qū)軟土地區(qū)基坑現(xiàn)場實測支護側移增量[24]，并與MMSD法[15-17]、MSD法[14，21]機動場變形曲線和規(guī)范法中經(jīng)驗曲線[12]進行了比較。結果表明MMSD法提出的偏態(tài)高斯曲線不論在峰值點位置還是整體形態(tài)方面都較另兩條曲線更符合實測值。圖2（a）是離心機試驗中多支撐狹長型軟土基坑變形位移場及其邊界位移包絡圖，其地表沉降與支護側移的峰值點位置（0.24l）和整體形態(tài)與圖2（b）中MMSD法針對狹長型基坑提出的機動場十分接近（0.22l）。而與圖2（c）中MSD法峰值點位置（0.42l）差別較大。根據(jù)能量守衡原理，土體由于豎向位移產(chǎn)生的勢能損失與其所發(fā)揮的剪切應變耗散能相等，土體強度發(fā)揮程度可由下式得到[14]satvuddvvvsv，(2)式中，sat,us,v分別表示土體飽和重度、不排水抗剪強度和變形區(qū)域的總體積。表1[15]與表2[15]分別為基坑變形區(qū)域內(nèi)各點的剪應變增量（）與豎向位移增量（v）。根據(jù)值以及變形區(qū)域典型土體單元的實測強度發(fā)揮曲線，可得到整個變形
【參考文獻】：
期刊論文
[1]軟土狹長深基坑抗隆起破壞模式試驗研究[J]. 張飛,李鏡培,孫長安,沈廣軍,李飛. 巖土力學. 2016(10)
[2]Base stability analysis of braced deep excavation in undrained anisotropic clay with upper bound theory[J]. WANG LiZhong,LONG Fan. Science China（Technological Sciences）. 2014(09)
[3]基坑變形預測的改進MSD法[J]. 王浩然,王衛(wèi)東,黃茂松,徐中華. 巖石力學與工程學報. 2011(S1)
[4]杭州地鐵湘湖站“08.11.15”基坑坍塌事故分析[J]. 張曠成,李繼民. 巖土工程學報. 2010(S1)
[5]軟黏土地基中基坑穩(wěn)定分析中的強度指標[J]. 李廣信,李學梅. 工程勘察. 2010(01)
[6]新加坡地鐵環(huán)線C824標段失事原因分析（二）——圍護體系設計中的錯誤[J]. 肖曉春,袁金榮,朱雁飛. 現(xiàn)代隧道技術. 2009(06)
博士論文
[1]軟土地基狹長型深基坑性狀分析[D]. 張雪嬋.浙江大學 2012
碩士論文
[1]上限法分析深厚軟土中基坑坑底抗隆起穩(wěn)定性[D]. 龍凡.浙江大學 2014
本文編號：3325061
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