徐孟龍，王 輝，楊廒葆，高東源，劉學(xué)會

(河南理工大學(xué) 土木學(xué)院，河南 焦作 454000)

近年來，我國經(jīng)濟(jì)發(fā)展迅速，隨著地上建筑高度的增加，對基坑支護(hù)的要求越來越嚴(yán)，地下情況復(fù)雜隱蔽工程較多，稍有不慎，即有可能危及基坑本身以及附近建筑設(shè)施的安全，造成巨大的經(jīng)濟(jì)損失[1-3]?；又ёo(hù)方法眾多，最經(jīng)濟(jì)的非土釘墻莫屬[4-5]，但《建筑基坑支護(hù)技術(shù)規(guī)程》(JGJ120-2012)規(guī)定：在土質(zhì)為砂土、碎石土、松散填土等的基坑支護(hù)工程中，確定土釘墻坡度時尚應(yīng)考慮開挖時坡面的局部自穩(wěn)能力；微型樁、水泥土樁復(fù)合土釘墻，應(yīng)采用微型樁、水泥土樁與土釘墻面層貼合的垂直墻面[6]。劉緒鋒提出了微型樁能在很大程度上提高未支護(hù)土體的局部穩(wěn)定性[7]，若墻面垂直被動土壓力就會增大，不利于支護(hù)。因此，本文提出了仰斜超前微樁和傳統(tǒng)土釘相結(jié)合的新體系，應(yīng)用于黃泛區(qū)某基坑工程。

1 工程概況

開封地區(qū)地處華北地層區(qū)，整體屬于黃河中下游地段，歷來受黃河影響較大，處于黃河泛濫帶中心位置。該工程位于開封市安康路與第五大街交叉口西南角，基坑開挖深度為9.5 m，地下2層為地下車庫屬于框架結(jié)構(gòu)，地上10層為擬建大廈屬于框剪結(jié)構(gòu)。該工程的重要性等級為二級、場地復(fù)雜程度為二級(中等復(fù)雜)場地，地基復(fù)雜程度為二級(中等復(fù)雜)地基，巖土工程勘察等級為乙級。

1.1 工程地質(zhì)條件

該場地地勢平坦，所處地貌為沖洪積平原，場地比較穩(wěn)定，地層結(jié)構(gòu)比較明顯，場地內(nèi)地層可劃為6層，其各層土體具體參數(shù)如表1所示，土樣分析結(jié)果表明土對建筑材料有微腐蝕性。

表1 土體物理力學(xué)參數(shù)

1.2 水文地質(zhì)條件

該場地上部砂層賦水性能好，含豐富的淺層地下水。地下水類型屬孔隙潛水類型，水位變化主要受大氣降水和人為活動影響。勘察期間，穩(wěn)定地下水位埋深在地面下約4.5 m，歷史最高水位地面下2.0 m(水位標(biāo)高-2.0 m)，抗浮水位按地面下2.0 m(抗浮水位標(biāo)高-2.0 m)。據(jù)場地水質(zhì)化驗(yàn)結(jié)果：該場地地下水對混凝土結(jié)構(gòu)具微腐蝕性，對鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)中的鋼筋在干濕交替環(huán)境中有微腐蝕性。

2 仰斜式理論分析

法國學(xué)者庫倫在1776年提出了一種計算土壓力的理論，稱為庫倫土壓力理論。該理論是根據(jù)擋土墻后的靜力平衡條件進(jìn)行分析。假設(shè)擋土墻體屬于剛性的。如圖1所示，當(dāng)土體在擋土墻的支擋下達(dá)到極限平衡時，墻后的土體以三角楔體的形式沿著滑動面或者墻背向下滑動(圖1中R為滑裂面BC上的反力，E為墻背對土楔的反力)。根據(jù)擋土墻后三角狀楔體的力學(xué)平衡條件，可得出墻背所受到的庫倫主動土壓力[8]。

圖1 擋土墻與三角滑動土體

(1)

(2)

其中：Ea-庫倫主動土壓力；Ka-庫倫主動土壓力系數(shù)；H-擋土墻高；γ-墻后土體重度；ε-墻背與垂線的夾角；β-土體表面與水平面夾角；θ-滑裂面與水平面夾角；φ-土體內(nèi)摩擦角；δ-墻背與土體的摩擦角。

由公式(1)可以看出，主動土壓力主要與土體重度，擋土墻高度以及庫倫主動土壓力系數(shù)有關(guān)，在前兩個參數(shù)保持一定時庫倫主動土壓力又主要與ε，δ，φ，β四個參數(shù)有關(guān)。而在普通的基坑支護(hù)中墻后土體表面一般為水平，也即β為零。另外，在土體內(nèi)摩擦角φ和墻背與土體的摩擦角δ一定的情況下，支擋墻體所受到的庫倫主動土壓力就僅僅與墻背與垂線的夾角ε相關(guān)。經(jīng)過代入具體參數(shù)驗(yàn)算以及查表容易得出，在其他參數(shù)一定時，墻背與垂線夾角ε為負(fù)值時的主動土壓力系數(shù)均比ε為正值或零時小(ε自垂線起，順時針為負(fù)，逆時針為正)，具體數(shù)據(jù)見表2。采用仰斜式支擋結(jié)構(gòu)要比垂直式支擋結(jié)構(gòu)的支擋體所受到的庫倫主動土壓力小，這也是本文中超前微樁復(fù)合土釘支護(hù)要采用仰斜式的主要原因，如圖2所示。

圖2 仰斜式擋土墻與滑動土體

εφ20°25°30°20°0．6480．5690．49810°0．5600．4780．4070°0．4900．4060．333-10°0．4330．3440．270-20°0．3800．2870．212

注：表中數(shù)據(jù)為在δ= 0，β= 0時得出。

3 FLAC3D模擬

3.1 模型建立

考慮到基坑開挖范圍太大，另外基坑坑底標(biāo)高不一致，因此選擇其中一段開挖深度最大(考慮最不利情況)的一段進(jìn)行數(shù)值模擬。為了降低模擬邊界條件對基坑開挖模擬過程的影響，使計算結(jié)果更加準(zhǔn)確，模型在水平方向上的大小取開挖深度的4倍，在豎直方向上取3倍開挖深度[9-10]。模型的尺寸大小為長×寬×高=30 m×1.5 m×25 m，共有9 000個實(shí)體單元、12 444個網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)、20個pile結(jié)構(gòu)單元、72個cable結(jié)構(gòu)單元(計算模型如圖3所示)。

圖3 基坑計算模型圖

開挖深度為9.5 m，在x=0 m及x=30 m約束x軸方向位移，y軸方向上的位移在y=1.5 m和y=0 m處進(jìn)行約束，z軸方向只約束底面z=-25 m處的位移，基坑頂面自由。土體本構(gòu)模型采用Mohr-Coulomb模型[11-12]，開挖用Null空模型模擬，鋼管微樁選用pile結(jié)構(gòu)單元來模擬(具體參數(shù)見表3)，土釘采用cable結(jié)構(gòu)單元來模擬(具體參數(shù)見表4)，面層采用shell結(jié)構(gòu)單元來模擬(具體參數(shù)見表5)。

3.2 數(shù)值模擬參數(shù)的確定

土體的剪切模量G和體積模量K可用下述公式3和公式4計算，即：

(3)

(4)

其中：E-彈性模量，ν-泊松比。

表3 仰斜微樁參數(shù)表

表4 土釘主要參數(shù)表

表5 面層參數(shù)表

3.3 基坑開挖及計算

模擬過程最大程度的還原基坑實(shí)際開挖支護(hù)過程，具體模擬計算過程為：

(1)建立理想基坑模型為各層土體賦參，進(jìn)行初始應(yīng)力平衡，得到平衡狀態(tài)。

(2)初始各方向的位移、速度歸零，加入仰斜pile結(jié)構(gòu)單元，pile單元長度為0.5 m，間距1.5 m，直徑0.09 m，整個樁長10 m，注漿采用M20水泥砂漿，然后對pile單元進(jìn)行賦參，設(shè)置基坑頂部水平位移監(jiān)測點(diǎn)、基坑頂部沉降監(jiān)測點(diǎn)、基坑側(cè)壁水平位移監(jiān)測點(diǎn)等。

(3)工況一：基坑開挖至-2 m，即超挖0.5 m，以方便下一步的土釘施做，開挖部分用空單元進(jìn)行模擬。工況二：開挖至-2 m后及時施做第一排土釘然后噴射混凝土面層，進(jìn)行solve計算。工況三：開挖至-3.5 m，進(jìn)行平衡計算。工況四：開挖至-3.5 m后及時施做第二排土釘然后噴射混凝土面層，進(jìn)行平衡計算。工況五：基坑開挖至-5 m，進(jìn)行solve計算。工況六：開挖至-5 m后盡快進(jìn)行第三排土釘和混凝土面層的施做，然后進(jìn)行平衡計算。工況七：基坑開挖至-6.5 m，進(jìn)行平衡計算。工況八：待基坑開挖至-6.5 m后及時施做第四排土釘和混凝土面層，然后進(jìn)行平衡計算。工況九：基坑開挖至-8m，然后進(jìn)行平衡計算。工況十：待基坑開挖至-8m后，及時進(jìn)行第五排土釘和混凝土面層的施做，然后進(jìn)行平衡計算。工況十一：基坑開挖至9.5 m，進(jìn)行solve計算。工況十二：待基坑開挖至-9.5 m后，及時施做第六排土釘和混凝土面層，進(jìn)行平衡計算。

3.4 計算結(jié)果分析

(1)基坑頂水平位移分析

圖4基坑頂水平位移模擬值圖5基坑頂水平位移實(shí)測值

由圖4可知：基坑頂部水平位移隨基坑的開挖有逐漸增大的趨勢，當(dāng)開挖至-2m時變形速率較大，隨后變形速率變小，這是由于在下一步的開挖過程中設(shè)置的第一排土釘起到了作用；基坑開挖完成后頂部位移穩(wěn)定在14.5mm左右。由圖5可知：基坑頂部水平位移模擬值與監(jiān)測值變化規(guī)律基本一致，但在基坑開挖至-8m時水平位移有突然增大趨勢。

由圖6可知：隨著基坑的開挖基坑側(cè)壁水平位移逐漸增大，在-8 m到-9.5 m開挖時位移增長速度較快，說明此步開挖是基坑開挖全過程中最危險的一步，一定要加強(qiáng)監(jiān)測加強(qiáng)防范措施；圖6中顯示隨基坑開挖側(cè)壁最大位移逐漸下移，在基坑深度-7 m位置達(dá)到最大，最大值為35.6 mm。

(2)坑外地表沉降分析

圖6 基坑側(cè)壁水平位移

圖7坑外地表沉降模擬值圖8坑外地表沉降實(shí)測值

由圖7可知：基坑外土體沉降隨基坑開挖先有逐漸增大的趨勢，在距離基坑10 m左右的位置達(dá)到最大值，而后沉降開始逐漸變小，在17 m左右沉降值達(dá)到平衡，其變形曲線近似呈“碗口狀”；-2 m到-5 m開挖過程沉降變化較小，最后一步開挖沉降明顯增大且在坑外0到3 m位置沉降突然增大，在距坑邊緣10 m遠(yuǎn)的位置達(dá)到最大值18.56 mm。圖8中實(shí)測基坑外土體沉降規(guī)律與模擬值的規(guī)律呈現(xiàn)出一致性，同樣在基坑開挖至-8 m時，基坑沉降突然增大，尤其在距基坑3 m范圍內(nèi)變化明顯。分析其原因：實(shí)際基坑施工工程中，開挖至-8 m后有天降大雨情況的發(fā)生，增大了基坑土體自重，進(jìn)而引起了基坑位移與沉降的突然增大。因此，在實(shí)際施工過程中一定要時刻關(guān)注天氣變化，避免在雨天施工，且要有良好的基坑防排水措施。

(3)土釘軸力分析

圖9開挖完成后土釘軸力模擬值圖10開挖完成后土釘軸力實(shí)測值

土釘軸力僅分析基坑開挖完成后的受力狀態(tài)，即開挖至-9.5 m時，圖9顯示，各排土釘軸力均為中間大，兩頭小[13]；第三、四排土釘軸力最大為86 kN，最大位置均出現(xiàn)在4.5 m左右，而第一、二和五排土釘最大軸力分別為50 kN、75 kN和45 kN，位置分別出現(xiàn)在距離土釘頭約6 m、4.5 m和3.5 m，說明此時第三、四排土釘其主要作用。圖10是開挖完成后實(shí)測到的土釘軸力值，圖10中顯示每排土釘軸力最大的位置出現(xiàn)在距離釘頭約4 m處；第三排和第四排土釘軸力最大，最大值比模擬值要大一些，約為90 kN，但規(guī)律表現(xiàn)出一致性，這與實(shí)際施工過程中的環(huán)境條件有很大的關(guān)系；第六排土釘軸力較小，這說明土釘支護(hù)不能立即發(fā)揮作用，具有一定的滯后性。

(4)超前鋼管微樁彎矩分析

圖11仰斜微樁樁身彎矩模擬值圖12仰斜微樁樁身彎矩實(shí)際值

由圖11可知：隨基坑開挖深度的增加樁身最大彎矩逐漸下移，最大彎矩的位置均出現(xiàn)在當(dāng)前開挖深度附近。由樁的受力狀況可知：仰斜微樁分擔(dān)了一部分基坑的土側(cè)壓力，抑制了局部変形，提高局部穩(wěn)定性。對比圖11樁身彎矩模擬值，實(shí)測彎矩整體較大，分析其原因可能是數(shù)值模擬中只考慮了主要的影響因素，而忽略了一些偶然因素，工程現(xiàn)場可變因素較多，如惡劣天氣、周圍人的活動等。根據(jù)施工記錄，在-8 m開挖后出現(xiàn)了大雨的惡劣天氣，導(dǎo)致樁身彎矩的實(shí)測值比模擬值大。

4 結(jié)論

(1)在砂土與粉砂土等松散地質(zhì)條件下，運(yùn)用仰斜超前微樁技術(shù)和傳統(tǒng)土釘技術(shù)相結(jié)合形成的新組合體系，可以抑制基坑開挖支護(hù)過程中的局部失穩(wěn)現(xiàn)象，提高了局部穩(wěn)定性。

(2)當(dāng)基坑開挖至-9.5 m時，軸力最大的土釘位置出現(xiàn)在第3、4排，每排土釘?shù)淖畲筝S力位置距土釘頭約4.5 m，呈向土釘兩端遞減趨勢，說明此時這兩排土釘發(fā)揮主要作用。建議以后在類似工程中加大這兩排土釘?shù)牟荚O(shè)密度、長度和土釘直徑。

(3)隨著基坑的開挖，基坑側(cè)壁水平位移以及基坑外土體沉降都逐漸增大；當(dāng)開挖到-8 m到-9.5 m位置，即最后一步開挖時位移增長速度最快；開挖完成后基坑側(cè)壁最大位移出現(xiàn)在深度-7 m的位置，最大沉降位置在距基坑邊緣10 m處。建議在以后類似工程中可設(shè)置預(yù)應(yīng)力錨索代替土釘。

(4)數(shù)值模擬數(shù)據(jù)和實(shí)際監(jiān)測數(shù)據(jù)相比，實(shí)際監(jiān)測結(jié)果略大，原因是數(shù)值模擬中只考慮了主要的影響因素，而忽略了一些偶然因素，而工程現(xiàn)場可變因素較多，尤其在惡劣天氣條件下要加強(qiáng)監(jiān)測、注意基坑降排水；本工程中各項(xiàng)監(jiān)測指標(biāo)實(shí)測值均在可控以及規(guī)范要求范圍之內(nèi)，同時監(jiān)測數(shù)據(jù)顯示的規(guī)律與模擬結(jié)果基本一致，進(jìn)一步驗(yàn)證了FLAC3D模擬的可行性，而且說明了該支護(hù)體系在該工程中發(fā)揮了很好的支護(hù)作用。

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