膨胀土基坑悬臂桩支护设计中土压力计算方法探讨

朱 磊， 谢 强， 赵 文， 渠孟飞

（西南交通大学 地球科学与环境工程学院，四川 成都 610031）

成都地区广泛分布的“成都黏土”具有弱到中等膨胀性，为典型的膨胀土。近年来，随着成都市城市建设的不断发展，膨胀土地区的基坑开挖越来越多，出现大量的基坑支护结构失效问题。对近年成都开挖膨胀土基坑进行的调查表明，21处基坑中有16个在开挖后均产生了不同程度的破坏。通过对收集到的设计资料、现场破坏现象、现场监测数据进行分析，发现目前膨胀土深基坑的支护设计中普遍存在的问题是由于没有统一的规范和标准，导致在支护设计中对膨胀土抗剪强度参数的取值、膨胀力的分布、支护桩锚固段有效长度的确定等具体技术细节上的处理存在较大的随意性。因此，作者提出对膨胀土基坑支护设计中与膨胀有关的试验、参数取值和膨胀土膨胀引起的附加土压力计算方法的改进，以期待进一步探讨和推进膨胀土基坑支护设计方法的研究。

1 膨胀土基坑支护设计土压力计算方法的改进

大量的研究表明，影响膨胀土膨胀特性的首要因素是土的含水率［1-7］。在对“成都黏土”基坑支护效果的调查中发现，膨胀土中含水率改变引起的基坑问题主要体现在3个方面，即土体抗剪强度参数、膨胀土压力分布和支护桩锚固段有效深度的改变。

1.1 抗剪强度参数取值

膨胀土吸水后降低土的抗剪强度，因此文献［8］明确规定计算中要考虑抗剪强度衰减的影响。但由于规范中并没有明确规定强度衰减的试验方法，实际设计中设计人员一般依据经验对常规抗剪强度试验参数进行不同程度的折减。

膨胀土抗剪强度的合理取值应建立在反映含水率与强度关系的试验基础上。很多学者研究土体含水率与抗剪强度间的关系，发现膨胀土抗剪强度的衰减和含水率的变化存在某种关系［3，9］。作者对成都时代欣城深基坑膨胀土进行了不同含水率的直剪试验和三轴抗压强度试验，得到膨胀土含水率与抗剪强度指标间的关系见图1。为保证试验成果的准确性，先测定现场土样的含水率、密度，再对土体的液限、塑限进行测试，为后期配制土样与数据分析做充分准备。最后根据常规地段原状土样的含水率及密度，计算不同含水率试样所需添加的水量。按试验设计要求，将原状土样加入合适的水量，并对试样进行密封，等土体充分吸水并均匀散布后进行相关力学试验；制样过程中尽可能减小对原状土样的扰动，确保土体的原状结构及裂隙面。上述方法使试样土体结构及裂隙性尽可能不受破坏，试验成果相对扰动重塑样更加准确。试验结果与文献［9］描述的规律一致。观察试验结果可以发现，如果试验时的含水率与实际含水率相差较大，则强度值的差可能达到一个较大的值。作者认为，设计计算时强度参数的取值，要根据土体中的实际含水率（考虑必要的安全储备）选取，避免仅仅按常规试验值折减可能存在的不安全因素。

图1 黏聚力、内摩擦角与含水率关系曲线

由于基坑土体处于不同的边界条件和状态下，大气降雨、地下水位甚至城市管网的渗水都造成土体不同部位含水率的差异，引起强度的不同。因此，在基坑勘察阶段，可进行不同含水率条件下的剪切试验，获得含水率与强度的关系，为设计计算参数取值提供依据。

1.2 膨胀土压力分布与大小

膨胀土吸水膨胀后的膨胀力必然以附加的土压力作用在支护结构上。在文献［8］中，关于膨胀力计算的规定仅笼统规定为应计算水平膨胀力的作用。由于规范并没有具体计算方法，且常规试验得到的膨胀力数据往往使用困难，因此在实际工程设计计算中，膨胀力引起的土压力往往通过折减强度参数处理［10-12］。工程实践证明，即使将其强度参数折减到试验值的50%甚至更多，不少膨胀土基坑仍会破坏。说明仅仅对膨胀土抗剪强度参数值折减替代膨胀土压力并不合适。

膨胀力导致的附加土压力要用于实际计算，一是确定膨胀土压力的分布形式，二是确定膨胀所产生力的大小。

与含水率引起膨胀土抗剪强度参数变化的原理相同，膨胀土膨胀应力的变化也与含水率的变化相关。试验研究表明，膨胀土在达到膨胀极限条件下无法再吸水膨胀，其膨胀潜势最低，在缩限条件下，膨胀土能充分吸水膨胀，其膨胀潜势最大［13］。当膨胀土在缩限和胀限间时，试样具有一定的膨胀潜势。基坑开挖前在膨胀土体中储存的膨胀潜势等于缩限膨胀应力与天然含水率膨胀应力之差即膨胀土体中初始膨胀应力。当土体初始含水率为缩限时，膨胀土充分吸水膨胀产生的应力为最大膨胀应力。目前现有的试验方法只能测到不同初始含水率试样在充分吸水条件下的最大膨胀应力，而实际情况下并非如此。在降雨条件下，基坑土体某处由于吸水膨胀，将产生膨胀应力的增量，这一阶段产生的膨胀应力增量应为天然含水率状态与某一含水率状态下吸水膨胀产生的膨胀应力差。在上述分析的基础上，对“成都黏土”进行的不同初始含水率与膨胀应力关系试验，结果见图2。由图2可见：初始含水率不同，膨胀应力的大小也不同；含水率引起的膨胀应力变化应与含水率增量相对应。

图2 膨胀应力-初始含水率变化曲线

因此，本文使用膨胀力作为附加土压力计算时，不采用试验得到的最大膨胀应力，而用含水率增量对应的膨胀应力增量计算。

对于膨胀土压力的分布，很多单位和研究者均提出过不同的假定，如王秉勇［14］提出膨胀压力在挡土墙上的分布形式为三角形，王年香等［15］通过大型模型试验，提出挡土墙后侧向膨胀压力的一般分布形态为抛物线形。本文通过对“成都黏土”基坑支护现状的现场调查（见图3）和部分基坑变形监测数据的分析，在前人研究基础上，从土体含水率沿深度变化规律、含水率与膨胀应力关系、膨胀土压力的约束与释放及方便工程计算原则出发，认为基坑悬臂排桩支护中的膨胀土压力分布应满足以下几个条件：（1）整个断面均应考虑膨胀土压力的分布。原因是不同支护结构其特点各不相同，如挡土墙和悬臂排桩，对于挡土墙，土体开挖完以后，及时修建挡墙，整个开挖面受外界影响较小，而悬臂排桩则是不连续的，桩与桩之间存在1～2 m的桩间距，因此整个开挖面受外界影响较强烈。对悬臂排桩受膨胀力的影响进行分析时，则要考虑更深的大气影响深度。结合目前已有的实测数据，笔者认为整个开挖剖面都受干湿循环作用的影响，因此在整个开挖断面都存在膨胀力。（2）在基坑顶面处，由于地面能够通过变形释放应力，所以地表处膨胀力应为零。随着深度的增加，膨胀应力在一定范围内逐渐增大。王秉勇［14］提出在挡土墙后面的土层中，若地表下h深处的某一单元土体含水量增大时，土体产生膨胀应力。当上覆土柱压力小于膨胀应力时，土体产生膨胀变形并释放出部分膨胀应力；当上覆土柱压力恰好等于膨胀应力时，则此时的竖向膨胀应力最大。因此在考虑膨胀土压力分布形状时，膨胀土压力不能在地表处直接变为最大，而是在一定范围内随着深度的增加而增大，在上覆土柱压力恰好等于膨胀应力时，膨胀土压力变为最大。（3）随着土体深度的逐渐增加，土体越来越密实，土体孔隙越来越少，湿度变化变小，达到一定深度后，膨胀应力逐渐减小。

图3 基坑支护现状

因此，对膨胀土压力的分布作以下假定：

（1）膨胀力产生的附加土压力在整个基坑垂直断面影响范围内假设为三角形分布。在地表，由于膨胀力处于临空面而完全释放，其值为0。

（2）从地表向下，由于上覆土层的约束，膨胀力不能完全释放，将转化为附加的膨胀土压力作用在支护结构上。从工程应用的角度出发，假定附加的膨胀土压力为线性增加，当深度达到上覆土重与膨胀应力相等或大气影响深度（即降雨引起含水率变化的最大深度）时，附加膨胀土压力达到最大值Pmax，这个深度为最大膨胀土压力的临界深度h1，见图4。临界深度由上覆土重深度和大气影响深度两者中的较小值决定，其最大膨胀土压力根据含水率与膨胀应力关系曲线中初始含水率与饱和含水率的差所对应的膨胀应力增量决定。

图4 膨胀力在悬臂桩上分布图

（3）在基坑底部，由于坑底支护结构两边的膨胀土压力处于平衡状态，其合力为0，因此假定从膨胀压力最大值点起向下到坑底，膨胀压力的分布为线性。根据实际监测的支护桩变形曲线发现，由于大气降雨或施工用水不能及时完全疏干，在基坑坑底一定深度范围内，土体含水率的改变仍然会引起膨胀土力学性质的改变，使得这部分深度范围内的土体抗力衰减甚至失效，因此膨胀土压力分布深度要延伸至坑底一定深度h2才能认为进入膨胀土压力为0的平衡状态。

1.3 锚固段有效深度

在实际施工过程中，由于大气降雨或施工用水不能及时完全疏干，膨胀土基坑坑底因积水原因将导致土体抗力的衰减或部分失效。现场支护桩桩身位移监测曲线见图5，监测结果表明，实际施工过程中的涉水因素对支护桩的支护效果会产生不利影响，因此在计算支护桩的有效锚固范围及锚固深度时，应考虑施工中涉水因素的影响。

图5 悬臂桩桩身位移监测曲线

经现场调查分析发现，由于基坑底部相对基坑边坡受开挖影响较小，其原有结构保存要优于坡面，因此降雨等地表水影响深度要小于基坑边坡。作者以大气影响急剧层深度为计算取值的依据，在具体设计计算时，锚固段深度为计算值加上本地区大气影响急剧层深度。

因此，在实际设计计算中，应在正常土压力计算中加上附加的膨胀土压力进行支护设计。

2 工程实例

按照以上改进的计算方法对成都时代欣城和科创中心基坑边坡悬臂桩支护工程进行计算分析。

2.1 时代欣城基坑

时代欣城项目的场地位于成都平原Ⅲ级阶地。场区上覆地层除地表人工填土外，黏土层及红层基岩均具有膨胀性。

土样的天然含水率为20%，根据图1，可知土样的黏聚力为30.5 k Pa，内摩擦角为18.5°，土体重度为20.1 k N／m3。根据含水率与膨胀力试验相关关系并考虑工程的安全性，确定土体的最大膨胀土压力为40 k Pa。成都地区大气影响深度为3 m，上覆土层在2 m处的土重与最大膨胀土压力相当，临界深度取为2 m。成都地区大气影响急剧层深度为1.5 m，以此决定支护桩有效深度增加值。

按照以上参数对时代欣城膨胀土基坑悬臂桩支护进行计算，得到改进设计与原设计法结果对比见表1。

表1 两种设计方法结果对比

由表1可见，改进设计后桩的锚固深度为6.4 m，远大于原设计中的计算值1.8 m，也大于实际采用的5 m。实际工程监测结果为该基坑边坡出现持续变形，坡顶面开裂，冠梁错断，支护桩倾斜，原设计不成功。

2.2 科创中心基坑

场地地层岩性同时代欣城基坑。土样的天然含水率为20%，黏聚力为30.5 k Pa，内摩擦角为18.5°，土体的最大膨胀力为40 k Pa，土体重度为20.3 k N／m3，临界深度为2 m。支护桩有效深度增加值的考虑方法同时代欣城。

按照以上参数对科创中心膨胀土基坑悬臂桩边坡支护进行计算，得到改进设计法与原设计法结果对比见表2。

表2 两种设计方法结果对比

计算结果表明，改进的锚固段深度为5.6 m，原设计计算值为3.4 m，但实际采用值为6 m，大于改进设计值。实际位移监测数据表明，该基坑未出现超出设计的变形破坏，支护结构完整有效。

3 结论

（1）通过对近期成都膨胀土基坑支护结构破坏情况的监测分析和实例试算表明，本文提出的考虑含水率与膨胀土应力力学性质关系的强度参数取值、附加膨胀土压力分布及锚固段有效深度的膨胀土基坑支护设计计算方法的改进合理、可行。

（2）膨胀土基坑支护设计计算中，建议测定土体在不同含水率条件下的抗剪强度，取土的抗剪强度指标与含水率关系的试验结果作为膨胀土抗剪强度指标选取的依据。

（3）建议膨胀土基坑支护设计时将膨胀土压力作为附加压力纳入计算中。附加的膨胀土压力大小可根据含水率与膨胀力试验关系按增量选取，分布形式宜考虑坑底抗力的衰减，本文假定为三角形分布，具体分布形式可进一步研究。

（4）现场调查和计算分析表明，膨胀土基坑底部锚固段土体抗力因水的影响而降低或失效。在设计时，考虑到工程安全性，应加深锚固深度，无试验资料时建议按地区大气影响急剧层深度估计。

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