深大基坑的土體試驗性能分析及預警體系構建

鄒 波

(南昌市建設工程綜合監督事務中心, 南昌 330038)

0 引 言

近年,基坑工程數量越來越多,考慮其施工條件的復雜性,開展其土體試驗性能及變形預警分析具有重要意義[1-2]。在基坑土體試驗性能研究方面,陳少杰等[3]在室內試驗分析了基坑土體剪切模量。孟凡超等[4]通過抗剪試驗研究了基坑土體的力學性能變化特征。上述研究雖取得了一定成果,但考慮不同地域土體物理力學性能的差異性,因此,仍有必要結合具體工程實際拓展此方面研究。同時,結合基坑工程實際,基坑變形預警一般通過兩方面實現,即累計變形和變形速率,兩者均是設置一定的警戒值,當現場監測值超過警戒值后即開展預警。該方法雖已廣泛使用,但均未深入研究變形預警方法,加之王娟等[5]、鞠興華等[6]也初步驗證了極限位移判據和變形速率判據在基坑變形預警中的適用性,因此,運用兩判據構建基坑變形預警體系。

綜上分析,筆者考慮基坑所處地質條件,在開展其土體試驗性能基礎上,結合基坑沉降變形監測成果,通過極限位移判據和變形速率判據開展基坑變形預警,以期有效掌握基坑預警等級,為其安全施工提供一定的理論基礎。

1 基本原理

文中分析思路主要包含兩部分:一是通過抗剪試驗分析基坑周邊土體的試驗性能;二是以基坑變形監測成果為基礎,構建基坑預警體系。

1.1 試驗方案的設定

1.1.1 試驗方案

一方面,在現場勘查過程中,可取現場土樣進行抗剪強度試驗;另一方面,由于現場取樣試驗僅能代表勘察時的抗剪特征,因此,再進一步提出結構土、重塑土概念,充分計算不同孔隙比條件下的土體抗剪強度特征。其中,結構土是在取樣土中添加一定量的添加劑,盡可能地還原土體結構特征。重塑土是通過重塑得到相應孔隙比條件下的試樣。

考慮到軟土常見孔隙比多介于0.6～1.2,因此,在結構土或重塑土制備過程中,將其試件孔隙比設置為四類,分別為0.6、0.8、1.0及1.2;同時,在抗剪試驗過程中,豎向壓力分別設置為100、200、300及400 kPa。

1.1.2 試樣制備及試驗儀器

重塑土是現場取樣進行重塑即可。結構土是先將現場取樣土烘干再碾碎,并再添加相應添加劑,在滿足孔隙比制備基礎上,盡可能地還原土體原有結構。在試樣制備過程中,所用環刀的尺寸為61.8 mm×20 mm,待制備好試樣后,參照文獻[4],將養護3 d。

在試驗過程中,所用試驗儀器為等應變直剪儀,抗剪試驗過程中的試樣及儀器見圖1。值得指出的是,在試驗過程中,應執行《土工試驗方法標準》(GB/T 50123—2019)的相關規定。

圖1 直剪試驗的試樣及儀器

1.2 預警體系的構建

文中主要從累計變形和變形速率構建基坑變形預警體系,即將預警判據劃分為兩類,極限位移判據和變形速率判據。

1.2.1 極限位移判據的構建

一般來說,基坑破壞時存在極限變形值,且由于地質條件等差異,不同監測點處的極限變形值也隨之不同。因此,通過極限變形值來構建預警判據是可行的。結合極限變形值和現有變形值,構建出評價指標Fr計算公式為

Fr=St/Sc,

(1)

式中:St——現有變形值;

Sc——極限變形值。

文中Fr值介于0～1之間,其值越大,危險性越高,且欲求得評價指標Fr,需先求得極限變形值Sc;結合鞠興華等[6]的研究成果,提出利用下式求解實現Sc,計算公式為

y=ae-b/x,

(2)

式中:y——擬合值;

a、b——常數;

x——時間變量。

當x值趨近于無窮大時,y趨近于極大值a,因此,將其作為極限變形值Sc。

1.2.2 變形速率判據的構建

結合實例實際,變形速率的預警值為2 mm/d,在變形速率判據的構建過程中,提出以變形預測實現基坑變形的外推預測,并利用其外推預測的變形速率均值作為判據指標。根據王飛[7]研究成果,基坑變形數據都會含有一定的誤差信息,即變形監測值并不一定是基坑真實變形量,可將基坑變形監測值劃分為真實分量和隨機分量。局部均值分解(Local mean decomposition,LMD)已被廣泛應用于數據分解處理。依據LMD原理,其分解過程為

(3)

式中:x(t)——變形監測值;

q——分解層數;

Fq(t)——真實分量信號;

u(t)——隨機分量信號。

為有效評價LMD的分解效果,提出利用信噪比進行評價,其計算公式為

(4)

式中:Ps——變形監測數據的功率;

Pn——變形監測數據過濾后的功率。

依據信噪比原理,其值越大說明分解效果越優。由于已將變形監測數據分解為真實分量和隨機分量,那么后續也需對兩分量進行針對性的預測模型構建。

由于相關向量機(Relevance vector machine,RVM)的非線性預測能力較強[8-10],因此,以其為基礎構建基坑變形真實分量的預測模型,結合RVM的基本原理,其訓練函數為

(5)

式中:ti——變形預測值;

N——訓練樣本數;

wi——權重向量;

K(x,xi)——核函數;

w0——偏差向量;

zi——噪聲向量。

依據RVM使用經驗,其權值向量是模型隨機產生,客觀性欠缺,考慮到生物地理學優化算法(Biogeography based optimization,BBO)具有較強的尋優能力,因此,提出以其開展RVM的權值向量優化,優化流程為:(1)初始化生物群的初始棲息地,計算每個棲息地的適應度向量。(2)若棲息地適應度值不滿足期望要求,則進行棲息地的遷移、變異,直至滿足期望要求。(3)當滿足期望要求后,輸出最優解即可完成RVM的參數尋優。

將基坑變形真實分量的最終預測模型確定為BBO-RVM模型。值得指出的是,BBO-RVM模型雖具較優的預測能力,但其預測結果也會存在一定的預測誤差,將其疊加至隨機分量中,再利用Arima模型進行弱化預測,其訓練函數為

(6)

式中:zt——新隨機分量的預測值;

φm、θj——回歸參數;

p、q——回歸階次;

at——白噪聲。

通過BBO-RVM-Arima模型實現基坑變形預測,以其外推預測的變形速率均值開展在變形速率條件下的預警分級。

1.2.3 預警分級標準

結合工程實際,將基坑預警等級劃分為四級,具體標準如下:Ⅰ級-綠色。極限位移判據的標準為Fr≤0.7,變形速率判據的標準為s≤0.8 mm/d,其應對措施為沉降變形正常,按照既有監測方案執行即可。Ⅱ級-黃色。極限位移判據的標準為0.70.9,變形速率判據的標準為s>2 mm/d,其應對措施為沉降變形已很大,不僅增加監測頻率及響應防災預案,還應立即提供,采取必要工程措施。最終預警等級按兩類判據的最不利原則確定。

2 實例分析

2.1 工程概況

某地鐵車站基坑近似沿南北展布,平面具長方形形態如圖2所示。起止里程為CK6+945.6 m～ CK7+130.6 m,長度為185 m,寬度為19.7 m,標準段開挖深度為10.5 m,端頭井開挖深度為13.2 m,具深大基坑特征;該車站采用雙層島式站臺結構,明挖順做開挖,開挖方量約5.8萬 m3。

圖2 基坑平面形態示意

結合勘察成果,開挖區范圍內主要分布有5類地層,自上而下將其地層特征表述為:①填土層。主要分布于淺表層,分布范圍較廣,巖性主要為黏性土,局部夾雜少量碎石或建筑垃圾,結構較為松散,厚度主要介于0.6～1.7 m。②黏土層?；尹S色～暗綠色,可塑狀,局部存在硬塑,含有鐵錳質斑點,干強度、韌性均較高,分布厚度2.3～4.2 m,平均厚度約3.6 m。③粉質黏土層?；尹S色,軟塑～可塑狀,局部夾青灰色條紋,具光澤特征,干強度、韌性一般,下部粉粒含量相對略高,且局部夾少量薄層粉土,分布厚度2.2～4.8 m,平均厚度約3.7 m。④粉土夾粉質黏土層?；疑?軟塑～可塑狀,局部存在流塑,水平層理較發育,干強度一般,韌性較低,局部夾有薄層粉砂或粉土,分布厚度1.2～4.0 m,平均厚度約2.4 m。⑤粉質黏土夾黏土層?；揖G色～灰黃色,可塑狀,含有鐵錳質斑點,干強度、韌性均一般,局部分布黏土,且下部夾有薄層粉土,分布厚度一般大于18 m。各類土層分布特征如圖3所示。

圖3 基坑開挖范圍內的土層分布

為保證基坑開挖安全,需對其進行支護設計,其外圍主體采用地下連續墻結構,墻厚80 cm。在其內部施作了四道橫撐,其中,橫撐1為鋼筋混凝土支撐,尺寸為0.5 m×0.6 m;橫撐2～橫撐4為φ609鋼支撐的鋼支撐。

2.2 土體試驗性能分析

利用抗剪試驗探尋基坑周邊土體的試驗性能,黏聚力與內摩擦角試驗統計如圖4和5所示。由圖4可知,在基坑開挖范圍內,主要是②黏土層、③粉質黏土層及④粉土夾粉質黏土層,因此,在該節分析過程中,主要以此三類地層進行試驗分析。

圖4 基坑土體黏聚力的試驗結果

在試驗過程中,按照1.1節中的試驗方案進行,對三類土層現場取樣進行抗剪強度試驗,結果為:②黏土層的黏聚力為48.65 kPa,內摩擦角為14.23°。③粉質黏土層的黏聚力為33.15 kPa,內摩擦角為13.16°。④粉土夾粉質黏土層的黏聚力為11.02 kPa,內摩擦角為27.96°。

由圖4可見,在土體黏聚力試驗結果中,三類土體的黏聚力總體變化特征為:隨孔隙比增加,結構土、重塑土的黏聚力均具減小特征,只是減小幅度存在差異,且在相應孔隙比條件下,結構土的黏聚力均較大程度上大于重塑土的黏聚力。

黏土層:當土體的孔隙比由0.6→0.8→1.0→1.2,重塑土較結構土的黏聚力減小幅度百分比由56.35%→42.25%→46.37%→41.76%。粉質黏土層:當土體的孔隙比由0.6→0.8→1.0→1.2,重塑土較結構土的黏聚力減小幅度百分比由32.51%→40.36%→35.22%→36.18%。粉土夾粉質黏土層:當土體的孔隙比由0.6→0.8→1.0→1.2,重塑土較結構土的黏聚力減小幅度百分比由25.65%→22.43%→20.44%→23.12%。

由圖5可見,在土體內摩擦角試驗結果中,三類土體的內摩擦角有與其黏聚力變化相近的特征。

圖5 基坑土體內摩擦角的試驗結果

黏土層:當土體的孔隙比由0.6→0.8→1.0→1.2,重塑土較結構土的內摩擦角減小幅度百分比由26.14%→34.06%→30.54%→31.49%。粉質黏土層:當土體的孔隙比由0.6→0.8→1.0→1.2,重塑土較結構土的內摩擦角減小幅度百分比由18.65%→21.45%→19.34%→22.04%。粉土夾粉質黏土層:當土體的孔隙比由0.6→0.8→1.0→1.2,重塑土較結構土的內摩擦角減小幅度百分比由20.11%→15.68%→17.46%→18.68%。

綜上,結構土與重塑土的抗剪指標變化特征對比,得出兩者雖隨孔隙比增加而減小,但相比而言,在對應地層條件下,黏聚力的減小幅度相對更大。

2.3 基坑變形預警分析

在基坑變形監測過程中,地表沉降監測是必測項目,代表性較大,監測點布置如圖2所示,共計有24個監測點,各監測點的累計沉降值見表1。由表1可知,在基坑不同位置處的沉降變形具有一定差異,結合圖3中監測點的分布位置可知,在基坑長邊中部位置處的沉降值相對更大,究其原因,應是與基坑長邊處的支護結構剛度相對更小有關。

表1 基坑沉降變形結果

在基坑沉降變形監測成果中,沉降值變化范圍為11.93～19.08 mm,平均值為15.59 mm,說明基坑沉降變形特征顯著。限于篇幅,難以對所有監測點均進行變形預測分析,沉降變形值越大,其危險性越高,因此,選取沉降變形最大的4個監測點進行后續預警分析,利用DB-07、DB-09、DB-21及DB-23監測點進行后續預警分析。

利用1.2節思路,通過極限位移判據和變形速率判據開展基坑變形預警分析。經統計得到極限位移判據條件下的預警結果如表2所示。由表2可知,4個監測點的極限位移預警結果存在一定差異,其中,4個監測點的擬合度值介于0.943～0.960,具有較優的擬合效果,所得預警系數Fr介于0.71～0.83,即DB-09及DB-21監測點的預警等級為Ⅱ級,其余兩個監測點的預警等級為Ⅲ級。

表2 極限位移判據條件下的預警結果

進一步開展變形速率判據條件下的預警分析,按照變形速率判據,先利用LMD開展其數據分解處理,且為充分驗證LMD的分解效果,引入小波去噪及Kalman濾波進行同樣的分解處理,得到三類模型的分解結果如表3所示。

表3 三類分解模型的結果

由表3可知,小波去噪的SNR值為31.05,Kalman濾波的SNR值為29.15,LMD的SNR值為37.12,三者對比得出LMD具有相對更優的分解效果,也驗證了將其作為文中分解模型的合理性。

通過LMD已將基坑變形數據分解為了真實分量和隨機分量,且由于該文利用BBO-RVM-Arima模型開展基坑變形預測,其過程具逐步組合特征,因此,以DB-07監測點開展不同階段的預測結果分析;在其計算過程中,先開展其真實分量的預測分析,得其優化前后的真實分量預測結果如表4所示。

表4 DB-07監測點的真實分量預測結果

由表4可知,在DB-07監測點的真實分量預測結果中,BBO-RVM模型相較RVM模型具有相對更小的相對誤差,說明通過BBO算法的優化處理,能有效提高預測精度。

據Arima模型的補充預測,得到DB-07監測點的最終預測結果,如表5所示。在DB-07監測點的最終預測結果中,相對誤差介于1.87%～2.03%,平均相對誤差為1.95%,具有較優的預測精度,且相較真實分量的預測精度有所提高,驗證了Arima模型的有效性,也說明BBO-RVM-Arima模型對基坑變形的預測效果較優,利用其預測基坑外推變形速率是可行的。

表5 DB-07監測點的最終預測結果

進一步對其他監測點進行同樣預測及外推預測,結果如表6所示。由表6可知,4個監測點的預測結果為:DB-07監測點的e值介于1.87%～2.03%,平均相對誤差為1.95%。DB-09監測點的W值介于1.89%～2.06%,平均相對誤差為1.96%。DB-21監測點的e值介于1.90%～1.96%,平均相對誤差為1.93%。DB-23監測點的e值介于1.93%～2.02%,平均相對誤差為1.97%。因此,各監測點的預測精度較高,側面也說明其后續外推預測結果的可信度較高。

表6 各監測點的最終預測結果

由外推預測結果可知,4個監測點的后續變形仍會增加,但增加速率較小,其中,DB-07監測點外推預測的變形速率均值為0.67 mm/d,預警等級屬Ⅰ級;DB-09監測點外推預測的變形速率均值為0.94 mm/d,預警等級屬Ⅱ級;DB-21監測點外推預測的變形速率均值為0.99 mm/d,預警等級屬Ⅱ級;DB-23監測點外推預測的變形速率均值為0.77 mm/d,預警等級屬Ⅰ級。

最后,結合極限位移判據和變形速率判據的預警結果,開展基坑變形的最終預警分析,結果如表7所示。由表7可知,4個監測點在不同判據條件下的預警等級存在一定差異,按不利原則,最終確定DB-07、DB-23監測點的預警等級為Ⅲ級,DB-09、DB-21監測點的預警等級為Ⅱ級。

表7 基坑變形的最終預警結果

綜上,該基坑總體建議按Ⅲ級預警,即沉降變形略大,一定程度上增加監測頻率,并響應防災預案。

3 結 論

(1)在基坑土體試驗性能分析過程中,結構土、重塑土的抗剪指標變化特征對比,兩者雖隨孔隙比增加而減小,但相比而言,在對應地層條件下,黏聚力的減小幅度相對更大。

(2)不同監測點在不同判據條件下的預警等級存在一定差異,說明通過多類判據開展基坑變形預警研究是十分必要的,且按不利原則,基坑總體建議按Ⅲ級預警,為其施工提供了一定的理論指導。

(3)以基坑沉降變形為例開展預警分級研究,充分驗證了預警方法的有效性,建議后續可在此基礎上,進一步引入其他監測項目開展類似預警分析,以充分掌握基坑變形狀態。