降雨对非饱和残积土中基坑受力变形影响的机理研究*

张小倩 李明广 陈锦剑 林立华

(①上海交通大学土木工程系，上海 200240，中国)

(②上海市公共建筑和基础设施数字化运维重点实验室，上海 200240，中国)

(③厦门路桥建设集团有限公司，厦门 361000，中国)

0 引 言

花岗岩残积土是我国东南地区广泛分布的一种特殊的区域性土壤，深度可达地下70im，且多数残积土处于非饱和状态。在天然非饱和状态下，花岗岩残积土孔隙比大、密度低、强度高、压缩性小，工程性质良好，但遇水后易发生软化崩解，抗剪强度降低，承载能力下降。降雨入渗导致残积土滑坡的报道屡见不鲜。受太平洋温差气流影响，我国东南地区常年遭受台风影响，年平均降雨量超过1200imm。季节性的集中性降雨极易引起残积土中基坑开挖变形增大，甚至会导致基坑坍塌。随着经济的快速发展和交通网络的不断丰富，花岗岩残积土成为岩土工程活动的重要材料和载体，同时其工程性质也越来越突出，给岩土工程活动带来巨大安全隐患。

国内外诸多学者对于残积土在降雨作用下的工程特性展开了大量研究。Rahardjo et al.(2012)通过室内试验探讨了残积土饱和与非饱和性质随深度的变异性，介绍了新加坡残积土的土-水特征曲线(SWCC)变量范围和性质。Qian et al.(2016)定量研究了残积土SWCC和导水率的变异性，并与饱和土性质的不确定性进行了比较。Liu et al.(2020)通过模型试验验证了降雨作用下花岗岩残积土的崩塌侵蚀过程，加深了对崩塌侵蚀机理的认识。Huang et al.(2009)通过室内模型对降雨条件下边坡内部土体的含水率和孔压响应进行研究。陈东霞等(2014)采用滤纸法测厦门残积砂质黏性土的基质吸力，根据试验结果建立了适用于厦门地区残积土的 SWCC 模型。沈水进等(2011)通过物理模型试验探讨了雨水冲刷和渗透作用下的边坡破坏机理。孔郁斐等(2014)利用 PLAXIS 软件，通过简化Bishop有效应力公式计算降雨对于边坡稳定性的影响。

现有研究(杜锋等，2018；叶帅华等，2018；孙萍等，2019；沈佳等，2020)更多关注降雨对残积土边坡的影响，对降雨造成的残积土中基坑支护结构变形影响研究相对较少，已有研究(刘畅等，2020)不涉及降雨前后工程活动的影响，未探讨降雨以及后续开挖共同影响下基坑变形响应。本文基于厦门石鼓山西通道项目，将数值模拟分析结果与现场测试数据进行对比，探讨了降雨对于基坑变形影响的机理，细致分析了降雨入渗以及后续开挖过程中的基坑变形特性。

1 工程案例

基坑位于厦门石鼓山立交附近，地铁一号线区间隧道从下方穿过。基坑平面布置图及尺寸如图1所示，最终开挖深度约为13im。本案例中基坑主要采用长23im的钻孔灌注桩作为围护结构，由于地下隧道的存在，AB段以及CD段围护桩桩长为17im。由于地下水位较深(地下17im)，基坑未采用止水帷幕。基坑立面 Ⅰ-Ⅰ 剖面示意图如图2所示。

场地地表以下土层主要有5层，分别为杂填土、粉质黏土、残积粉质黏土、全风化花岗岩、砾块状强风化岩和中风化岩。其中残积粉质黏土和全风化花岗岩作为围护桩的主要持力层，其工程性质对围护桩变形起到重要控制作用。

基坑开挖至10im时(6月12日)遭遇连续10id的强降雨，6月12日至6月21日降雨量如图3所示。降雨期间，基坑架设部分第二道支撑并施加预应力，但开挖面以上3im范围内未进行桩间网喷，桩间土裸露在外，坑内积水严重。降雨结束后，基坑清淤开挖至坑底(-13im)。基坑 Ⅰ-Ⅰ 截面围护桩变形实测值随时间的变化如图4所示，降雨期间基坑变形开始增加，开挖至坑底过程中基坑变形发生突增。

2 基坑降雨入渗的数值模拟

2.1 数值模拟计算方法

2.1.1 降雨入渗过程

降雨入渗是典型的饱和-非饱和渗流问题，降雨入渗量取决于降雨强度和土体渗透能力。入渗情况主要分为两种：降雨强度小于土体的渗透能力时，入渗量等于降雨量，此时入渗边界为流量边界条件；当降雨强度大于土体的渗透能力，就会产生地表径流和积水，发生有压入渗，此时入渗边界变为水头边界条件。

饱和土和非饱和土渗流中Darcy渗流定律均适用。因此根据Darcy渗流定律，饱和-非饱和渗流过程可描述为：

(1)

式中：H为总水头；kx、ky分别为x、y方向的渗透系数；Q为边界流量；mw为土-水特征曲线的斜率；γw为水的重度。

2.1.2 非饱和残积土的力学行为描述

非饱和残积土遇水崩解的特性受到诸多学者关注，其中张抒等(2013)通过试验从微观角度研究影响残积土的崩解机制，结果表明非饱和花岗岩残积土崩解性的主要控住因素为孔隙气压和基质吸力。其中：基质吸力对非饱和残积土力学性质的影响一直受到学者们的高度重视。因此，本文主要考虑基质吸力的改变对残积土力学性质的影响。

土水特征曲线(SWCC)建立了土体基质吸力和含水率之间的关系，同时反映了非饱和土渗透系数随饱和度的变化，是描述非饱和土力学性质的重要曲线。采用van Genuchten数学模型对厦门残积土SWCC数据点进行拟合并引入到数值模型中，进而能够反映降雨入渗引起残积土饱和度的变化对基质吸力的影响。其中：van Genuchten数学模型表达式如式(2)所示：

(2)

式中：Seff=(S-Sres)/(Ssat-Sres)，为土体的相对饱和度；Ssat和Sres分别为土体的饱和状态下的饱和度和残余饱和度；h为基质吸力；ga、gn和gc为曲线拟合参数，控制土水特征曲线的形状，其中，gc=(1-gn)/gn。

非饱和土相对渗透率(krel)定义为给定饱和度下的渗透率与饱和状态下的渗透率之比。Van Genuchten(1980)基于Mualem(1976)的毛细管模型给出一组封闭方程来描述相对渗透率和饱和度之间的关系，如式(3)所示：

(3)

式中：gl为van Genuchten模型的参数，通常情况下该值等于0.5；其余参数与van Genuchten数学模型参数一致。

由于非饱和土是复杂的多相介质，所以在数值分析中采用Bishop et al.(1963)提出的有效应力公式建立残积土基质吸力和有效应力间的关系，进行有效应力分析，获得降雨入渗和基坑开挖对残积土力学行为的影响。有效应力公式如下式所示：

σ′=σ-ua+χ(ua-uw)

(4)

式中：σ为总法向应力；σ′为有效应力；ua和uw分别为气压和水压；(ua-uw)为基质吸力；χ为基质吸力系数，近似认为等于饱和度。

2.2 基坑降雨入渗的数值模型

采用有限元软件PLAXIS建立数值模型如图5所示。为消除模型边界对基坑变形的影响，模型两侧边界距基坑5倍开挖深度，采用法相约束，底部边界距基坑底部3倍开挖深度，采用位移全约束，上部边界为自由边界。地下水位设为地表以下17im。模拟降雨过程时，施加与实际降雨量一致的降雨函数。当降雨强度小于土体的允许入渗量时，入渗量等于降雨量，当降雨强度超过该容量，规定入渗边界处产生0.1im的积水。

Mohr-Coulomb(MC)模型是岩土工程中应用最多的模型。陈玮等(2015)利用PLAXIS中的Mohr-Coulomb理想弹塑性模型对花岗岩残积土边坡的破坏形式和机理进行了研究，刘俊新等(2010)采用MC模型进行非饱和土流固耦合分析，同时现有文献(李磊等，2013；左殿军等，2014；张治国等，2015)证明MC模型参数易获取且适用于深基坑的数值模拟分析。因此，本文土体采用基于Mohr-Coulomb屈服准则的理想弹塑性模型，基于现场地质勘探报告确定的各土层力学参数及饱和渗透系数取值如表1所示。围护结构采用等效厚度为0.8im的板单元模拟，支撑采用点对点锚杆单元模拟，围护结构与土体之间的相互作用通过设置界面单元来模拟，折减系数设为0.75。围护结构和支撑均采用线弹性本构模型，考虑到混凝土裂缝等问题造成的强度折减，混凝土材料的弹性模量和泊松比分别取25iGPa和0.2，钢的弹性模量和泊松比分别取200iGPa和0.3。

表1 土体物理力学计算参数Table 1 Soil physical and mechanical calculation parameters

陈东霞(2014)通过非接触滤纸法获得厦门地区两种残积土的SWCC数据。本文利用Matlab采用van Genuchten数学模型对该数据进行参数拟合(杨改强等，2010)得到的关系曲线如图6所示，并将拟合得到的参数引入到数值模型中。其余土层SWCC参数根据USDA数据集(Carsel et al.，1988)进行近似取值。

具体分析计算步骤包括10步，如表2所示。初始阶段进行地应力平衡；然后施加2imm·d-1的降雨函数并进行稳态渗流计算来模拟该地区的日常降雨；进行围护结构施工后，依次开挖并架设水平支撑；当开挖至地下10im时，发生降雨入渗，在降雨阶段施加与实际降雨强度、降雨时长一致的降雨函数进行瞬态渗流分析，降雨结束后基坑继续开挖直至坑底。同时，为对比分析有无降雨对基坑变形的影响，设置了无降雨情况下基坑开挖至坑底的工况。

表2 计算分析步骤Table 2 Calculation steps

2.3 计算结果验证

图7为数值计算得到的不同开挖阶段围护结构侧移与实测数据的对比情况。由图7可知，数值计算结果与实测数据吻合较好，能够准确反映降雨前后残积土中基坑的变形情况。因此本文采用的有限元模拟方法能够较为准确地反映降雨对残积土工程性质的影响。

对比有无降雨情况下开挖至坑底时围护结构的变形情况可知，无降雨情况下基坑最大侧移约18imm，有降雨情况下基坑最大侧移为43imm，基坑短桩有发生踢脚的趋势。通过数值模拟分别获得计算阶段7～10情况下的安全系数，计算结果如表3所示。从表3可以看出，降雨入渗导致该基坑安全系数显著下降，基坑稳定性降低。基坑降雨开挖至坑底后，短桩侧产生明显滑裂面如图8所示。

表3 不同工况下的安全系数Table 3 Safety factors under different conditions

3 模拟结果分析

受到施工场地和监测手段的限制，本案例施工现场仅安装了测斜仪监测围护结构侧移，未进行孔隙水压和围护结构内力监测。由于基坑围护结构侧移由水土压力决定，而土水压力的变化主要由于孔隙水压力的改变，因此本文采用的数值分析计算得到的孔隙水压和结构内力响应具有合理性。为分析降雨引起基坑变形增大的机理，本文通过数值模拟获取土体孔隙水压和结构内力响应，主要目的是对降雨作用下基坑土体孔隙水压和结构受力的分布特征和变化规律进行研究，为类似工程提供参考。

3.1 降雨开挖对孔隙水压的影响

利用有限元软件进行瞬态渗流模拟，得到降雨前后土体的基质吸力分布如图9所示。由图9可知，降雨前由于基坑开挖导致坑底发生隆起，坑底土体在短时间内产生负超孔隙水压力，因此坑底基质吸力大于坑外相同水平高度土体的基质吸力值。降雨前后非饱和区的基质吸力分布差异较大，降雨导致基坑内外一定范围内基质吸力大幅降低甚至丧失。

距离短桩5im处的土体基质吸力和孔隙水压沿深度方向的分布情况和变化规律分别如图10和图11所示。由图10可知，降雨后地表处的土体基质吸力最大。这是由于上部土层中填土和残积土的饱和渗透系数大于降雨强度。在降雨过程中，非饱和残积土入渗能力随饱和度的增加迅速增大，导致降雨在渗流作用下迅速渗入地表以下并到达地下水位面附近，导致地下水位附近土体率先达到饱和状态。降雨入渗导致地下水位升高并产生正的孔隙水压，基坑持力层率先受到影响，进而影响基坑的整体稳定性。所以相对于低渗透性的土体，残积土地层中的基坑稳定性更易受到降雨入渗的影响。

同时由图10和图11可知，降雨结束一段之间后，随着正孔隙水压力的消散和水分的蒸发，土体基质吸力和孔隙水压力有所恢复。

3.2 降雨开挖对基坑受力的影响

图12和图13为降雨结束以及开挖至坑底后基坑短桩所承受的水土总压力以及桩身弯矩分布情况。由图12和图13可知，降雨结束后围护桩所受的水土总压力和桩身弯矩均有所增加，表现为降雨加剧了基坑围护结构变形。主要原因是降雨导致非饱和区土体重度增加，负孔隙水压力减小，正孔隙水压力增加，并产生了渗流力。由于第1层填土主要由碎石和沙砾组成，其渗透系数远大于第2层粉质黏土，渗透性差异使得降雨后两层土的交界面附近降雨后水土总压力剧增。降雨结束后，基坑开挖至坑底使坑内被动区水土压力迅速减小，基坑原有的平衡状态被打破，基坑围护结构侧移进一步增大，桩后水土总压力变小，桩底弯矩增大。

4 机理探讨

相对剪应力定义为土体实际剪应力与相同正应力水平下土体所能承受的最大剪应力之比，则A点和B点的相对剪应力发展如图15所示。由图15可知，两处土体的相对剪应力随开挖和降雨进程发展不断增加，最终达到极限值。由上述结果可知，降雨对残积土工程性质产生显著影响，降雨后的开挖活动是导致本文案例中基坑变形突增的重要原因，所以应重点关注降雨过程以及降雨后的工程活动。

5 结 论

降雨入渗使非饱和花岗岩残积土软化崩解，抗剪强度和承载能力下降，易导致花岗岩残积土中基坑在施工过程中产生过大变形，甚至发生坍塌。针对这一问题，本文以厦门残积土中基坑开挖案例为背景，采用数值模拟方法进行瞬态渗流分析，考虑了降雨入渗作用下非饱和残积土渗透系数、基质吸力的动态变化，探讨了降雨入渗及后续开挖对残积土中基坑变形增大的影响机理，得到结论如下：

(1)降雨入渗导致残积土层的非饱和区基质吸力降低，水位面升高并产生正孔隙水压力，围护结构主动区水土压力增加，导致基坑变形增大，易产生滑裂面，并造成基坑整体稳定性降低。在进行设计和施工时，应当重视降雨对残积土中基坑开挖的不利影响。

(2)当降雨强度小于残积土入渗能力时，雨水将全部渗入土层，基坑持力层残积土率先达到饱和状态，进而导致基坑持力层残积土抗剪强度大幅降低。所以相对于低渗透性的土体，饱和渗透系数高的花岗岩残积土地层中的基坑稳定性更易受到降雨入渗影响。

(3)降雨入渗导致非饱和残积土平均有效应力降低，抗剪强度降低。但是由于基坑在支护结构的作用下处于动态的受力平衡状态，残积土所受剪力变化幅度较小。降雨结束后的开挖活动打破基坑原有平衡状态，主动区残积土平均有效应力进一步降低而承受的剪力增加，导致大部分桩底残积土达到临界抗剪强度，是本文案例基坑变形突增的直接诱发因素。所以，在残积土地层基坑工程中要重点关注降雨后的开挖活动。