大直徑高壓旋噴樁+雙排鉆孔灌注樁復合式基坑支護結構工作性狀

黃 俊 ，陳方偉，趙 光 ，邢冬冬，肖軍華

(1．江蘇省交通科學研究院股份有限公司，江蘇南京 2 10017;2．中交投資有限公司，北京 1 00088;3．中交公路規劃設計院有限公司，北京 1 00088;4．南京工業大學交通學院，江蘇南京 2 10009)

0 引言

隨著地下空間開發利用越來越被人們重視，城市基坑工程得到了較快發展。由于城市地下管線眾多，基坑上方往往存在重要電纜、管線等障礙物穿越而無法動遷，隔斷了圍護結構的連續性，為了應對工程中出現的復雜施工條件，各種不同形式的基坑支護結構也應運而生［1-4］。大直徑高壓旋噴樁+雙排鉆孔灌注樁復合式基坑支護結構就是其中的一種復雜支護形式，它采用大直徑、高強度的旋噴樁加固基坑周邊軟土，同時，在旋噴樁中施作雙排灌注樁，并結合基坑內支撐組成復合式支護結構，可以較好地起到止水和擋土作用，且能靈活避開障礙物。

旋噴樁技術成熟于日本對二重管和三重管的開發，隨后在大直徑旋噴樁上形成SSS-MAN工法、RJP工法和MJS工法，解決了旋噴樁成樁過程差異性大、樁身質量難以保證等問題［5-8］。雙排樁是由前后2排豎向平行的樁組合而成，為了充分利用空間協同作用，在樁頂利用連梁將2排樁連成整體，提高樁體的整體剛度。經過眾多學者的研究，雙排樁技術已經形成了較為系統的理論［9-11］。大直徑高壓旋噴樁+雙排鉆孔灌注樁復合式基坑支護結構結合了旋噴樁和雙排樁兩者的特點，使得結構穩定性和安全性都大大提高，且遇障礙物可以靈活調整支護參數(樁間距)。雖然，實際工程中這種加筋旋噴樁支護結構時常出現［12］，但是，其設計計算理論還不完善，大都借鑒SMW工法樁或雙排樁的設計方法進行簡單驗算，因此需要對該類復合式支護結構的工作性狀進行深入研究，為提出合理的設計計算方法提供基礎。本文結合某具體工程實例，通過數值計算、現場監測等，對這種復合式支護結構的工作性狀進行研究。

1 工程概況

某基坑最大開挖深度為16．0 m，設4道支撐、1道蓋板(蓋挖施工)，地下連續墻圍護結構深度為31 m。在深基坑施工過程中，由于場地存在橫穿的高壓電纜，圍護結構在此處需做開口處理，經方案比選，采取大直徑高壓旋噴樁+雙排鉆孔灌注樁復合式支護結構，詳見圖1。開口處旋噴樁直徑為2．5 m、長度為30 m，樁體無側限抗壓強度設計為3 MPa;雙排鉆孔灌注樁直徑為1．0 m、長度為30 m，排距為1．7 ～2．5 m，樁間距根據高壓電纜的間距而設。

圖1 復合式支護區域平面示意圖Fig．1 Plan of zone with combined support

場地土層主要以填土、黏土、淤泥質粉質黏土及粉質黏土夾粉砂為主，基坑坑底處于淤泥質粉質黏土內，圍護結構插入粉質黏土夾粉砂層。土層的物理力學指標如表1所示。

表1 場地土層的物理力學指標Table 1 Physical and mechanical parameters of strata

2 有限元計算模型和模擬過程

計算模型取實際基坑的一節段，寬度為20 m，模型計算深度取40 m，基坑開挖的影響區域為墻后30 m范圍。計算模型的尺寸如圖2所示。

圖2 模型尺寸(單位:m)Fig．2 Model dimension(m)

實際施工過程為分步開挖、先撐后挖，可將基坑開挖與支撐施工過程分為7個步驟:1)進行場地地應力平衡;2)施作地下連續墻，進行旋噴樁加固并在加固區內施作雙排灌注樁;3)開挖第1層土，施作第1道支撐;4)開挖第2層土，施作蓋板;5)開挖第3層土，施作第2道支撐;6)開挖第4層土，施作第3道支撐;7)開挖第5層土，施作第4道支撐。

采用有限元分析軟件MⅠDAS進行計算。旋噴加固水泥土的計算參數為:黏聚力120 kPa、內摩擦角35°、彈性模量150 MPa。原狀土及加固土均采用摩爾-庫倫彈塑性本構模型;地下連續墻、支撐及灌注樁采用鋼筋混凝土線彈性材料模擬，彈性模量為30 GPa。

3 計算結果與實測比較

按照上述步驟可計算得到每一步施工工況下基坑周邊土體、地下連續墻、支撐梁和立柱等各部件的位移及內力變化情況。

基坑開挖完成后的地應力分布情況如圖3所示，Y向水平位移云圖如圖4所示，沉降云圖如圖5所示。

從監測結果中選取地下連續墻測斜點CX4-16、灌注樁測斜點CX-GZ01以及地表沉降點DB4-5(見圖1)，與數值計算值進行比較，如圖6和7所示。

圖3 開挖完成后地應力分布Fig．3 Distribution of ground stress after excavation

圖4 開挖完成后Y向水平位移Fig．4 Horizontal displacement in Y direction after excavation

圖5 開挖完成后土體沉降云圖Fig．5 Contour of ground settlement after excavation

比較圖6和圖7可以看出，無論是地表沉降、地下連續墻的深層水平位移還是灌注樁的深層水平位移，數值計算結果與實測結果都較為吻合，因此本次數值計算的模型和參數選取都是合理的，為下一步研究分析奠定了基礎。

圖6 DB4-5點數值計算結果與實測值Fig．6 Comparison and contrast between numerical calculation results and monitoring results in terms of settlement at DB4-5 point

圖7 水平位移數值計算結果與實測值對比Fig．7 Comparison and contrast between numerical calculation results and monitoring results in terms of horizontal displacement

4 不同支護工況的對比分析

為研究大直徑高壓旋噴樁+雙排灌注樁復合式基坑支護結構工作性狀，采用數值計算對不同工況下樁間土體的最大水平位移、塑性區以及塑性應變、灌注樁的最大水平位移和地表最大沉降等進行對比分析。1)工況1:僅施作雙排灌注樁;2)工況2:僅采用旋噴樁加固;3)工況3:采用旋噴樁加固并施作雙排灌注樁;4)工況4:采用旋噴樁加固但施作單排灌注樁;5)工況5:旋噴樁加固強度參數減半并施作雙排灌注樁。

圖8和圖9分別給出了典型工況下樁間土體的水平位移云圖和塑性區云圖。表2給出了不同工況的計算結果。

圖8 典型工況下樁間土水平位移云圖Fig．8 Contour of horizontal displacement of soil between piles under typical conditions

圖9 典型工況下樁間土塑性區云圖Fig．9 Contour of plasticized zone of soil between piles under typical conditions

表2 不同工況關鍵點計算數值Table 2 Calculation results of key points under different working conditions

從工況1計算結果可以看出，僅施作雙排灌注樁不能滿足結構安全的要求。這是因為灌注樁的直徑雖然達到了1．0 m，但是樁間距為3倍樁徑左右，而土體多屬于淤泥質土，并不能在樁間形成土拱效應，導致樁間土體滑出破壞。

從工況2計算結果可以看出，僅采用旋噴樁加固，樁間土的最大塑性應變達到了2．9%，且從云圖中可以看出塑性區幾乎覆蓋了整個支護體系的范圍，因此，也不能滿足結構安全的要求。

對比工況2和工況3可以看出，在土體加固基礎上，再套打灌注樁對于結構的變形控制效果比較明顯:樁間土的最大變形減少了約50%，塑性區明顯減少。因為土體加固，樁間土的強度大大增加，可以在樁間形成土拱，在土拱的作用下，整個加固區的變形減小。因此可以認為此時支護結構已經達到安全要求。

對比工況4和工況3可以看出，如果單從側向最大位移和塑性應變最大值來看，采用單排樁或雙排樁對于結構變形的影響并不大，但采用單排樁的塑性區比雙排樁的塑性區增大了3～4倍，這對于整個結構的穩定也是不利的。

對比工況4和工況3可以看出，加固土的強度對于樁間土的變形、塑性應變以及塑性區的影響較大。這是由于加固土體的強度降低，樁間形成的土拱變弱，使得塑性變形和塑性區都增大。

從表2中DB4-5測點的最大沉降值可以看出，對于軟土地層中本復合式支護結構，地面豎向沉降和樁間土水平變形的關系較為密切，較大的樁間土水平位移會引起周圍土體較大的豎向沉降。因此，對于本復合式支護結構，控制基坑周邊豎向沉降的關鍵在于對樁間土水平變形的控制。

5 結論與體會

1)通過對實際工程的數值模擬結果可以看出，基坑開挖引起的地下連續墻變形、地面沉降和灌注樁水平變形都與實測值相吻合。

2)大直徑高壓旋噴樁+雙排鉆孔灌注樁復合式支護結構能有效控制基坑變形，而僅施作雙排灌注樁或僅采用旋噴樁加固，均不能滿足基坑安全的要求;相比排樁數量而言，旋噴加固參數對支護結構的工作性狀影響更為顯著。采用旋噴樁加固并施作雙排灌注樁方案相比僅施作雙排灌注樁方案基坑的最大側向位移減少60%以上，最大塑性應變減少85%以上。

3)對于軟土地層中本復合式支護結構，基坑周邊的沉降主要是由于樁間土的水平變形引起的，因此，控制基坑周邊地表沉降的關鍵在于控制樁間土的水平變形。

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