王雅甜，楊春山，黃福杰

(1.廣東工業(yè)大學 土木與交通工程學院，廣東 廣州 510006；2.廣州市市政工程設計研究總院有限公司，廣東 廣州 510060)

灌注樁具有施工噪聲小、成樁地層適用性強、承載力高、支護穩(wěn)定等特點，在各類基坑工程中得到了廣泛應用[1-3]。鄰近既有結構基坑開挖卸荷會產(chǎn)生應力擾動，對既有結構正常使用和安全方面產(chǎn)生影響，因此其變形控制至關重要，有許多學者開展了相關的研究。鄭剛、左殿軍、王定軍等[4-6]基于工程案例資料，采用有限元方法，對基坑施工對坑外既有隧道變形影響進行了分析；賈夫子、丁智、許四法等[7-9]根據(jù)對鄰近地鐵隧道的基坑工程監(jiān)測數(shù)據(jù)，對基坑開挖期間近鄰地鐵車站和隧道變形等進行分析，總結基坑開挖期間近鄰地鐵隧道變形的發(fā)展規(guī)律；徐宏增[10]等運用有限元軟件建立三維數(shù)值模型，探討不同圍護結構形式下的基坑開挖對鄰近大直徑污水管線的影響規(guī)律，分析得出管線的位移因近鄰基坑的開挖存在時空效應。然而現(xiàn)有研究大多數(shù)只考慮基坑開挖擾動的影響，往往忽視基坑圍護結構的影響。實際上，在鉆孔灌注樁施工過程中，孔壁周圍土體的應力場發(fā)生變化，打破了原有的平衡狀態(tài)，若施工控制不當，易出現(xiàn)孔縮甚至塌孔的現(xiàn)象，引起鉆孔周圍土體發(fā)生位移，進而對鄰近建(構)筑物產(chǎn)生力學擾動。

基于上述考慮，以典型工程實例為依托，借助數(shù)值法建立了基坑工程灌注樁施工過程的三維計算模型，探索了樁基施工誘發(fā)的既有結構變形特性，與實測數(shù)據(jù)進行對比分析，且分析了樁基孔壁的穩(wěn)定性。本文研究得到了一些有益成果，指導了實例實施，也為類似工程提供了借鑒。

1 工程概況

新建珠海至珠海機場城際鐵路橫琴站位于珠海市橫琴島經(jīng)濟開發(fā)區(qū)橫琴口岸西側，車站周邊環(huán)境較為復雜，其中1#出入口緊鄰既有市政綜合管廊結構和20kV電纜溝，出入口與既有結構的相對位置關系見圖1。

圖1 出入口與既有結構的相對位置關系

車站出入口基坑標準段開挖深度約11 m，采用鉆孔灌注樁+內支撐的支護型式，基坑坑壁止水與基底加固采用高壓旋噴樁，鋼板樁支護為熱軋U型，支護結構及既有結構參數(shù)詳見表1。

表1 支護結構及既有結構的參數(shù)

圖2 既有管廊斷面圖(單位：mm) 圖3 既有電力管斷面圖(單位：mm)

2 三維數(shù)值分析

2.1 計算模型與工程

模型計算區(qū)域的選取充分考慮出入口圍護結構施工和開挖引起的邊界效應，水平向計算區(qū)域取灌注樁直徑的10倍以上，豎直向取2～4倍以上出入口基坑開挖深度為原則(圖4)。1#出入口計算模型幾何尺寸X、Y、Z方向分別為70 m、48 m、37 m。模型側向加水平約束，底部加豎向約束，頂面為自由面，不加約束。

圖4 計算區(qū)域選取原則

模型建立過程中把圓形截面灌注樁通過剛度等效成方樁，考慮圍護樁豎向位移會給基坑穩(wěn)定、地表沉降及樁體自身的穩(wěn)定性均帶來影響，因此在剛度等效時不僅要等效側向抗彎剛度，還要等效豎向抗拉、壓剛度。

抗彎剛度等效公式為

(1)

抗拉、壓剛度等效公式為

(2)

式中E為樁體彈性模量；D為圓樁直徑；b為等效后方樁寬度；h為等效后方樁長度。

模型中根據(jù)等效剛度公式，將圓樁的直徑D等效為寬度b、長度h的方樁，確保等效后支護結構指向臨空面方向抗彎剛度和豎直向拉壓剛度相同，由此推導出方樁尺寸；方樁寬度b為沿坑壁方向的長度，長度h為垂直于坑壁的厚度。通過計算可得，當D=0.8 m時，等效方樁b=0.72 m，h=0.69 m。

模型中土層、灌注樁、旋噴樁、既有電纜溝結構采用三維實體單元，既有綜合管廊主體結構、鋼護筒采用殼單元模擬，鋼護筒彈性模量取值2.06×108kPa，每節(jié)段長2 m，壁厚0.6 cm，內徑為1 000 mm；灌注樁、旋噴樁和既有電纜溝結構通過修改邊界條件來賦予相應的屬性，土體采用理想彈塑性本構模型，遵循Mohr-Coulomb屈服準則，而相關結構則采用彈性模型，土層物理力學參數(shù)采用勘察成果資料(表2)。模型中土層與灌注樁間相對滑移與錯動通過無厚度的界面單元[11-13]模擬。

表2 土層物理力學參數(shù)

根據(jù)上述模型參數(shù)及建模思路，建立三維整體計算模型和細部結構模型，詳見圖5。

圖5 三維計算模型

為了分析灌注樁施工過程樁基變形特性及其對既有結構的影響，施工步驟需要充分體現(xiàn)灌注樁和既有結構的形成過程，為此模型計算分為 6個工況：①初始應力計算，獲取應力，且位移清零；②既有綜合管廊和電纜溝開挖，施作既有相應的結構，位移清零；③施作鋼護筒；④灌注樁開挖成孔+泥漿護壁；⑤灌注樁水下混凝土澆筑；⑥旋噴樁施工。

圖6 計算值與實測值對比曲線

2.2 模型合理性驗證

為了考察本文計算模型的可靠性，取圖1對比位置灌注樁側向土層實測位移與計算結果對比分析，如圖6所示。對比發(fā)現(xiàn)，數(shù)值計算反映了實際灌注樁側向水平位移的變形趨勢，與實測值基本一致且數(shù)值上較為接近，吻合度較好，兩者對應位置最大相差6%，說明本文計算模型具備有效性。

2.3 計算結果分析

2.3.1 灌注樁施工引起的總體位移

圖7為灌注樁施工后樁體與既有構筑物的總體位移云圖，定義位移指向坐標正軸為正，反之為負。水平向由于鉆孔開挖，應力釋放，孔壁向臨空面移動出現(xiàn)指向樁孔的位移，并在淤泥層中側移最為顯著，最大側移為6.13 mm(圖7a)；豎向位移出現(xiàn)在灌注樁頂部，最大值為5.52 mm(圖7c)，主要由于灌注樁自重和坑壁側移引起。結果表明，總體位移各向的最大值均出現(xiàn)在圍護樁上，且均小于設計位移限值，整體處于安全穩(wěn)定狀態(tài)。

圖7 工況6總體位移云圖

2.3.2 灌注樁施工對既有結構的影響

從鄰近既有管廊結構和電纜溝的位移云圖可以看出，管廊結構受到灌注樁施工的影響很小，側向增量位移最大值為0.79 mm(圖8b)，豎向位移最大值為3.28 mm(圖8c)，而電纜溝結構受灌注樁施工影響較管廊結構大，結構位移最大值為4.89 mm(圖9c)，既有結構的位移均小于設計和當前相關標準[14]的位移預警值10 mm，結構受力處于整體安全狀態(tài)。

圖8 管廊位移云圖

圖9 電纜溝位移云圖

圖10～11中既有結構初始應力對應工況2灌注樁未開始施作前的工況。灌注樁施工后提取的是工況5澆筑灌注樁混凝土工況。

通過工況2、5的應力差值來評價既有結構力學狀態(tài)，可見，灌注樁施工前管廊結構最大應力值為3.61 MPa，處于局部帶裂隙作用，樁基施工完增加至3.7 MPa，應力水平影響很細微，僅增大3%(圖10)。電纜溝結構雖然應力增長相對更明顯，最大增加了257 kPa(圖11)，然而最大應力依然小于C20混凝土抗拉強度設計值1.1 MPa，未改變結構狀態(tài)，結構未開裂，處于安全狀況。

圖10 管廊結構受力云圖

圖11 電纜溝結構受力云圖

3 鉆孔灌注樁穩(wěn)定性分析

基于泥漿護壁機理可知，鉆孔灌注樁孔壁穩(wěn)定性取決于泥漿重度γg(min)和最小泥漿重度γg，因此，可將鉆孔穩(wěn)定安全系數(shù)Fs定義為泥漿重度γg與泥漿最小重度γg(min)之間的比值：

(3)

使鉆孔灌注樁孔壁維持彈性狀態(tài)的泥漿最小重度γg(min)采用李林[15]等在飽和黏土中鉆孔灌注樁孔壁穩(wěn)定性力學機制研究中建議的公式：

(4)

式中K0為靜止土壓力系數(shù)；γ為土體重度；γw為水重度；θ為應力羅德角，由于柱孔屬于平面應變問題，因此θ=30°；M為轉換應力空間平面中CSL線的斜率，其值等于6sinφ′/(3-sinφ′)，φ′為土體有效內摩擦角。其中

(5)

(6)

根據(jù)結構設計方案、現(xiàn)場勘察報告等，鋼護筒根據(jù)地質情況確定長度，嵌入土層深度約為1.5～2m，地面以上長0.5m，灌注樁護壁泥漿重度取11.5 kN/m3。

將各參數(shù)代入式(4)，計算得到維持鉆孔保持彈性狀態(tài)的泥漿最小重度γg(min)=12.56 kN/m3，實際工程中采用的泥漿重度小于泥漿最小重度，因此，鉆孔在泥漿支護條件下處于不穩(wěn)定狀態(tài)，其穩(wěn)定安全系數(shù)FS根據(jù)式(3)計算得出Fs=0.916，安全系數(shù)小于1，易出現(xiàn)縮孔甚至塌孔現(xiàn)象，對鄰近建(構)筑物產(chǎn)生力學擾動。

4 結束語

(1)灌注樁施工過程中，盡管采用了鋼護筒和泥漿護壁，但由于鉆孔開挖，應力釋放，依然產(chǎn)生了一定程度的位移；

(2)灌注樁施工對管廊結構影響很小，電纜溝受施工影響較管廊結構大，但位移均小于設計和規(guī)范的預警值10mm，既有結構整體處于安全狀態(tài)；

(3)實例鉆孔灌注樁設計的泥漿重度偏小，施工過程中出現(xiàn)了孔縮和局部塌孔的現(xiàn)象，依據(jù)本文研究，及時調整了護壁泥漿重度，為項目順利實施提供了技術支持；

(4)實際工程中，基坑設計制定圍護結構變形控制指標和標準時，應考慮支護樁施工階段的位移，否則偏于不安全，同時應根據(jù)工程的具體情況，在保證最小泥漿重度的條件下合理選取和控制泥漿性能指標。