吳兵 呂寶 丁斌 向文濤 呂晶日

摘要：排樁支護(hù)是深基坑支護(hù)的一種常用形式，在成都的建筑深基坑中有著廣泛的應(yīng)用。文章以成都某地鐵車站深基坑工程為依托，應(yīng)用大型有限元軟件對(duì)該工程的開挖、支護(hù)進(jìn)行數(shù)值模擬，計(jì)算各個(gè)工況下圍護(hù)樁的變形、內(nèi)力、樁后土壓力、支撐軸力等，并與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，以分析支護(hù)結(jié)構(gòu)的受力變形特征。

[作者簡介]吳兵（1981—），男，碩士，高級(jí)工程師，從事巖土工程工作。

排樁支護(hù)結(jié)構(gòu)是國內(nèi)深基坑普遍應(yīng)用的一種支護(hù)形式，在成都地區(qū)深基坑工程中有著廣泛的應(yīng)用。本文以某工程實(shí)例為依托，應(yīng)用有限元軟件對(duì)其開挖、支護(hù)進(jìn)行數(shù)值模擬，計(jì)算得到圍護(hù)結(jié)構(gòu)的變形、內(nèi)力、樁后土壓力等，并與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，分析排樁支護(hù)結(jié)構(gòu)的受力變形特征。

1 工程概況

1.1 工程特點(diǎn)

成都地鐵某廣場(chǎng)站深基坑開挖深度約23.54 m，采用“排樁+內(nèi)支撐”支護(hù)體系。排樁采用1200@2 200 mm鋼筋混凝土樁，樁長為27 m，嵌固深度為3.5 m;內(nèi)支撐采用603×12 mm鋼管，水平間距2.7～3.5 m，豎向設(shè)置4道;樁間土體采用8@150 mm×150 mm鋼筋網(wǎng)片加150 mm厚C20混凝土防護(hù)。明挖基坑標(biāo)準(zhǔn)段圍護(hù)結(jié)構(gòu)剖面見圖1。

1.2 工程地質(zhì)及水文地質(zhì)條件

站區(qū)地處成都平原岷江Ⅲ級(jí)階地，為山前臺(tái)地地貌。場(chǎng)地范圍內(nèi)上覆第四系人工填土層，第四系中、下更新統(tǒng)冰水沉積（Q2-1fgl）黏土、粉砂、含卵石黏土和含黏土卵石，下伏基巖為白堊系灌口組泥巖。

地下水主要有4種類型：一是賦存于黏土層之上的上層滯水，二是賦存于黏土中的裂隙水，三是第四系松散土層（含卵石黏土和含黏土卵石）的孔隙潛水，四是基巖裂隙水。

2 有限元數(shù)值模擬

2.1 基本假設(shè)及計(jì)算模型

（1）該工程屬于典型的長條型基坑，計(jì)算時(shí)假設(shè)沿基坑長度方向無限長，取其中1根樁及1倍樁間距土體為研究對(duì)象。

（2）由于在基坑開挖時(shí)通過降水使地下水位一直處在坑底以下，故不考慮地下水的滲流作用。

（3）不考慮樁間掛網(wǎng)噴射混凝土對(duì)樁間土的支護(hù)作用。

（4）砂卵石、泥巖采用Mohr-Coulomb模型;黏性土采用線性Drucker-Prager模型;圍護(hù)樁和鋼支撐均采用線彈性本構(gòu)關(guān)系。土體和圍護(hù)樁采用實(shí)體建模，采用C3D8R單元;鋼支撐采用僅壓桿單元T3D2。

（5）本文采用接觸面加摩擦的方式來模擬支護(hù)結(jié)構(gòu)與土之間的接觸特性，摩擦系數(shù)統(tǒng)一取值0.35。

整個(gè)模型土體共計(jì)11 841個(gè)單元，支撐40個(gè)單元和圍護(hù)樁1 242個(gè)單元，樁土界面建立7個(gè)接觸對(duì)（圖2）。

2.2 材料參數(shù)選取

（1）土巖的物理力學(xué)參數(shù)。為簡化計(jì)算，對(duì)實(shí)際地層進(jìn)行了適當(dāng)簡化，將地層分為黏性土、卵石、泥巖3層，根據(jù)工程勘察資料，其計(jì)算參數(shù)如表1所示。

（2）鋼筋混凝土灌注樁?；炷翉?qiáng)度等級(jí)C30，樁身縱筋為2525 mm，鋼筋等級(jí)為Q235，圍護(hù)樁的彈性模量E近似取值為30 GPa，泊松比υ取值為0.2，密度取值為2 400 kg/m3。

（3）鋼管內(nèi)支撐。彈性模量E取值為210 GPa，泊松比υ取值為0.2。

2.3 計(jì)算工況

根據(jù)基坑開挖和加撐的施工工序，每層土體開挖和加撐均單獨(dú)作為一個(gè)工序，工況劃分：開挖至1.5 m—加第一道支撐—開挖至7.5 m—加第二道支撐—開挖至13.5 m—加第三道支撐—開挖至18.5 m—加第四道支撐—開挖至23.5 m（基底）—拆除第四道支撐。

各道支撐安裝完成后，立即施加預(yù)加軸力。因取1根樁（間距為2.2 m）進(jìn)行計(jì)算分析，所以應(yīng)按支撐水平間距（3.5 m）對(duì)支撐施加軸力進(jìn)行折減，折減比為2.2/3.5=0.63。計(jì)算模型中預(yù)加軸力取值自上而下依次為40 kN、200 kN、350 kN、350 kN。

3 計(jì)算結(jié)果及分析

選取的計(jì)算模型近似于基坑長邊中部的圍護(hù)樁及樁周土體，所以計(jì)算結(jié)果與基坑長邊中部的圍護(hù)樁的實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行比較分析（圖3～圖7）。

3.1 圍護(hù)樁水平位移

計(jì)算結(jié)果表明：在開挖第一層土體（工況2）后，由于及時(shí)加撐并施加預(yù)加軸力，使得樁頂發(fā)生向坑外方向的水平位移，隨著開挖深度的增大和支撐的設(shè)置，樁頂位移不會(huì)明顯增大，樁身中部向坑內(nèi)凸出，樁身最大水平位移也相應(yīng)地逐漸下移，開挖至基坑底部時(shí)，最大水平位移發(fā)生于樁頂以下約16.0 m處，其位移計(jì)算值約32.0 mm。

實(shí)測(cè)結(jié)果表明：在開挖第一層土體（工況2）后，樁頂水平位移向坑內(nèi)方向約7 mm，之后施工過程中，樁頂水平位移逐漸減小，樁身最大水平位移位置逐漸下移，開挖至基底，最大水平位移發(fā)生于樁頂以下約15.0 m處，其位移值約為35.0 mm。由于實(shí)際施工中第一道支撐未及時(shí)架設(shè)，圍護(hù)樁懸臂深度過大，導(dǎo)致樁頂水平位移實(shí)測(cè)值大于計(jì)算值。

比較計(jì)算結(jié)果和實(shí)測(cè)結(jié)果的樁身水平位移曲線，形狀較為相似，呈“鼓肚”形狀，計(jì)算與實(shí)測(cè)的樁身最大水平位移及發(fā)生位置較為接近?？傮w來講，計(jì)算結(jié)果所反映的圍護(hù)樁的變形趨勢(shì)與實(shí)際較為吻合的。

3.2 樁身彎矩

（1）由計(jì)算結(jié)果可知：在彎矩有拐點(diǎn)的位置基本上都是在支撐位置附近，說明支撐的設(shè)置并施加合理的預(yù)加軸力能有效減小樁身彎矩。最大彎矩值隨開挖深度的增加而增大，最大彎矩值的位置隨開挖深度的增加而往下移。樁身的最大正彎矩出現(xiàn)在開挖第四層土體時(shí)（工況8），最大值1 300 kN·m 發(fā)生深度在樁頂以下15 m處;最大負(fù)彎矩出現(xiàn)在開挖至基底（工況10）時(shí)，最大值-1 400 kN·m發(fā)生深度在樁頂以下25 m處。

（2）實(shí)測(cè)結(jié)果表明：基坑開挖結(jié)束時(shí)，樁身鋼筋計(jì)最大拉應(yīng)力實(shí)測(cè)值為35.64 MPa，換算成彎矩值為1 115.5 kN·m，發(fā)生深度在樁頂以下16 m處;最大壓應(yīng)力實(shí)測(cè)值為-20.85 MPa，換算成彎矩值為-652.6 kN·m，發(fā)生深度在樁頂以下23 m處。計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果存在差異，尤其是樁的嵌固段，計(jì)算的彎矩值比實(shí)測(cè)值大很多。

3.3 支撐軸力

（1）計(jì)算結(jié)果表明：隨著下一道支撐發(fā)生作用，上一道支撐的軸力趨勢(shì)發(fā)生明顯的減小，這是因?yàn)橄碌乐畏謸?dān)上道支撐承受的壓力。支撐1在支撐3發(fā)生作用時(shí)其軸力幾乎為零，支撐2在支撐3參加工作以前軸力不斷上升，且軸力增幅較大;隨著支撐3發(fā)揮作用，其軸力變化趨勢(shì)為緩慢下降并在后續(xù)工況趨于穩(wěn)定;支撐3的情況則與支撐2比較類似;支撐4因?yàn)榧尤塍w系后的工況較少，只剩下基坑開挖至底部這一工況，所以只能看出其軸力的上升過程。

（2）從實(shí)測(cè)結(jié)果可看出，在基坑開挖整個(gè)開挖過程中，支撐1始終沒有軸力為零，只是在支撐2和支撐3發(fā)生作用后，軸力在減小。支撐2、3的軸力沒有經(jīng)歷減小的過程而是在一直增大，最后趨于穩(wěn)定。在計(jì)算模型中支撐是用桿單元與樁共節(jié)點(diǎn)連接作用，與實(shí)際中鋼管支撐與樁的相互作用存在差異;另外實(shí)際施工過程中支撐會(huì)應(yīng)力松弛、損耗，導(dǎo)致實(shí)測(cè)值比計(jì)算值小。計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果在數(shù)值上有所差異，但總體變化趨勢(shì)是一致的。

（3）計(jì)算結(jié)果表明：基坑開挖結(jié)束，第3道支撐軸力最大，其值為1 050 kN;第1道支撐軸力最小，其值為0，計(jì)算值小于設(shè)計(jì)容許值。

3.4 樁后土壓力

（1）樁后土壓力的大小和分布是隨著基坑的開挖和支撐的設(shè)置而變化的，并非朗肯土壓力理論中墻后土壓力分布形式，而是呈“R”形非線性分布的。

（2）基坑開挖的整個(gè)過程，樁后土壓力有限元計(jì)算值基本上都小于朗肯主動(dòng)土壓力計(jì)算值的，由于朗肯土壓力理論忽略擋土墻與墻后填土存在摩擦力的事實(shí)，使得主動(dòng)土壓力計(jì)算值偏大。實(shí)際工程設(shè)計(jì)中樁后土壓力采用朗肯主動(dòng)土壓力分布模式，導(dǎo)致設(shè)計(jì)偏于保守。

4 結(jié)束語

（1）計(jì)算結(jié)果和實(shí)測(cè)結(jié)果的樁體水平位移曲線，形狀較為相似，呈“鼓肚”形狀。樁體最大水平位移值的計(jì)算值與實(shí)測(cè)值相差較小，最大水平位移發(fā)生位置也比較接近。

（2）樁體的最大正彎矩計(jì)算值為1 300 kN·m，實(shí)測(cè)值為1 115.5 kN·m，發(fā)生深度均在樁頂以下15 m附近; 圍護(hù)樁嵌固段，樁體最大負(fù)彎矩計(jì)算值與實(shí)測(cè)值存在較大差異。

（3）鋼支撐軸力計(jì)算值與實(shí)測(cè)結(jié)果在數(shù)值上有所差異，但總體變化趨勢(shì)是一致的。

（4）樁后土壓力有限元計(jì)算值基本上都小于朗肯主動(dòng)土壓力計(jì)算值的，若實(shí)際工程設(shè)計(jì)中樁后土壓力采用朗肯主動(dòng)土壓力分布模式，將導(dǎo)致設(shè)計(jì)偏于保守。

（5）由于影響基坑圍護(hù)體系的內(nèi)力與變形的因素非常復(fù)雜，工程實(shí)際條件與有限元計(jì)算假定的條件有較大差別，施工過程又會(huì)受到各種因素的影響等原因，使得計(jì)算值與實(shí)測(cè)值存在一定的差別，但整體上看，計(jì)算值與實(shí)測(cè)值基本吻合。

參考文獻(xiàn)

[1] 吳兵.成都地區(qū)地鐵車站深基坑排樁支護(hù)結(jié)構(gòu)受力規(guī)律研究[D]. 成都：西南交通大學(xué)，2011.

[2] 吳兵.成都排樁支護(hù)結(jié)構(gòu)對(duì)土層參數(shù)敏感性分析[J].四川建筑.2019（3）：158-161.

[3] 費(fèi)康，張建偉.ABAQUS在巖土工程中的應(yīng)用[M].北京：中國水利水電出版社，2010.

[4] 劉成宇.土力學(xué)[M].北京：中國鐵道出版社，2006.