深厚軟弱地層坑內土體加固對支護結構變形的影響

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(1．福建工程學院 土木工程學院， 福建 福州 350118； 2．地下工程福建省高校重點實驗室， 福建 福州 350118)

由于沿海地區(qū)軟土特殊的工程性質，導致深基坑在開挖過程中常出現支護結構變形過大、周圍地表沉陷及坑底隆起等現象[1]。工程實踐表明，在軟土場地單純依靠支護結構不能有效地控制基坑變形[2]，導致工程事故頻發(fā)。由于被動區(qū)加固可以顯著改善軟土的物理力學性質指標，從而達到控制支護結構側向變形和地面沉降目的，近年來土體加固在基坑工程實踐中得到了廣泛運用[3]。在加固時，合理確定坑內土體的加固參數如加固深度、水泥摻量、置換率等是設計的關鍵。

目前，國內外學者采用現場測試、數值計算、理論分析等[3-4]方法對被動區(qū)土體加固后支護結構變形與地表沉降進行了研究。但由于軟土基坑變形影響因素眾多且關系復雜，工程技術人員對其影響認知程度還相對不夠，關于被動區(qū)加固后基坑變形特征及其影響因素研究工作仍滯后于工程實踐,坑內土體加固對基坑變形的影響規(guī)律還不明確，現有研究不能完全滿足基坑工程的設計、施工需要。基于此，本文將基坑內側加固體和相鄰土體視為復合地層，根據土體強度等效原理計算加固后坑內土體強度指標和水平地基抗力系數的比例系數，以彈性地基梁法為基礎，建立基坑支護結構彈性桿系有限元模型，結合工程實例分析土體加固參數對支護結構水平位移的影響。研究結果可為富水深厚軟弱地層中基坑內側土體加固的設計與施工提供理論依據和參考。

1 計算原理與方法

1.1 計算原理

工程實踐中，軟土地區(qū)的深基坑工程大多采用支撐式或錨拉式支護結構，將開挖面以上的土體卸除，擋土結構可采用平面桿系結構彈性支點法進行分析，其實質就是將基坑開挖面以下的地基視為彈性地基[5]，假定支點力為不同水平剛度系數的彈簧，將擋土結構如地下連續(xù)墻或排樁視為豎直的彈性地基梁，計算模型如圖1所示。

圖1 支護結構計算的彈性地基梁模型Fig.1 Elastic foundation beam model for calcula-ting the retaining structure

作用在支護結構外側的水平荷載按朗肯主動土壓力理論計算，當需要嚴格限制支護結構的水平位移時，支護結構外側的水平荷載可取靜止土壓力?；娱_挖面以下支護結構內側的水平荷載按規(guī)范推薦的“m”進行計算[6]，即

ps=m(z-h)v+ps0

(1)

式中，ps為作用在擋土構件上分布土反力(kPa)；v為計算點水平位移(m)；m為土水平反力系數的比例系數(kN/m4)；z為計算點距離地面深度(m)；h為基坑開挖深度(m)；ps0為初始土反力強度(kPa)。

1.2 計算方法

對于錨拉式或支撐式結構，參照水平荷載作用下彈性樁，考慮不同的開挖工況，開挖面以上和開挖面以下支擋結構的撓曲微分方程[5]如下：

(2)

(3)

式中，EI為支護結構計算寬度的抗彎剛度；z為計算點距離地面的深度(m)；b0為土反力計算寬度(m)；ba為水平荷載計算寬度(m)；ps為作用在擋土結構上的分布反力(kPa)；ps為作用在擋土結構上外側水平荷載(kPa)；Fh為內支撐或錨桿對支擋結構計算寬度內的彈性支點水平反力(kN)。

由于式(2)、(3)無法取得解析解，采用桿系有限元法求解。求解過程中，將擋土結構視為梁單元，沿豎向每隔1～2 m劃分計算單位，在結構的截面、荷載突變、土體水平反力系數、地下水水變化、開挖面及錨桿或支撐處均作為節(jié)點處理[7]。

1.3 等效m值的確定

工程實踐中，采用高壓旋噴樁或攪拌樁對基坑內側軟土進行加固。根據強度等效原理，把加固樁體和樁間土等效為均質復合體，把樁均勻地彌散到整個加固區(qū)域，求得加固區(qū)域的等效強度指標。復合體抗剪強度指標csp、φsp按以下公式計算[8]：

csp=fcp+(1-f)cs

(4)

φsp=arctan(ftanφp+(1-f)tanφs)

(5)

式中,cp為加固體水泥土黏聚力(kPa)；φp為加固體水泥土內摩擦角(。)；cs為原土體黏聚力(kPa)；φs為原土體內摩擦角(。)；f為加固體置換率。

加固區(qū)域復合土體水平抗力系數的比例系數m′為[6]：

(6)

式中，vb為支擋結構在基坑底面處的水平位移量(mm)。

當加固深度范圍內有多層土時，第i個開挖工況，基坑開挖面以下加固體的m分布如圖 2 。

圖2 m值分布圖Fig.2 Distribution of m along the depth

為方便計算，將多層土的水平抗力系數進行等效。等效水平抗力系數的比例系數m′可參考《建筑樁基技術規(guī)范》(JGJ94-2008)[9]進行計算：

m′=

(7)

式中，m1、m2、m3為加固深度范圍內加固后各土層水平反力系數的比例系數；h1、h2、h3為加固深度范圍內土層厚度；ld為加固深度。

2 工程應用

廈門市地鐵2號線某車站基坑標準段開挖深度16.83 m，寬度20.7 m，支護結構采用厚度800 mm的地下連續(xù)墻，共設4道支撐，第1道鋼筋混凝土支撐截面尺寸為1 m×1 m，第2道鋼支撐外徑609 mm，壁厚12 mm，預加力800 kN，第3道和第4道鋼支撐外徑800 mm，壁厚12 mm，預加力1 000 kN。內支撐依次設置在地面以下0、4.5 、7、11.5 m處。地下水位于地表以下 2 m，地面超載取20 kPa。場地土體分層情況和物理力學參數指標如表1。由于基坑內側存在厚度約13 m的淤泥層，為保證基坑開挖順利進行，擬采用650 mm@450 mm三軸攪拌樁對坑內淤泥層進行加固，初步設計每隔3 m抽條加固寬度為3 m。由直剪試驗得到水泥摻量為15%的水泥土抗剪強度指標Cp=150 kPa，φp=20°。

表1土層物理力學參數

Tab.1Physicalandmechanicalparametersofdifferentsoillayers

巖土名稱h/m重度/(kN·m-3)cs/kPaφs/(°)m/(MN·m-4)素填土0～3．018．215154．50淤泥3．0～15．316．41040．92殘積砂質黏性土15．3～17．418．3222411．32全風化花崗巖17．4～20．618．4262512．60散體狀強風化花崗巖20．6～31．019．2352816．38

計算中設置7個工況，從工況1～7依次為開挖至5 m、施加第2道支撐、開挖至7.5 m、施加第3道支撐、開挖至12 m、施加第4道支撐、開挖至16.83 m。利用FSPW軟件，計算不同工況下，支護結構最大側向位移如圖3所示。

圖3 支護結構最大側向位移隨工況的變化規(guī)律Fig.3 Variation of maximum lateral displacement of the retaining structure with working conditions

從圖3可以看出，隨著開挖深度的增加，支護結構最大水平位移總體上在逐步增加，在開挖過程中支護結構最大位移出現在工況5。加固后，支護結構水平位移在開挖過程中顯著降低，工況1～4支護結構的最大側向水平位移僅為加固前的30%左右。由于坑底以上的加固土體在開挖過程中被逐步挖除，因此支護結構的位移在加固前后逐步趨于一致?；娱_挖深度范圍內的土體加固對支護結構最終的水平位移基本沒有影響。

3 加固參數對支護結構位移的影響

由于本文工程實例中淤泥處于基坑開挖深度范圍內，為進一步分析加固參數對支護結構變形的影響，選擇工況2和3的支護結構最大水平位移進行分析。

3.1 加固深度對支護結構位移的影響

支護結構最大水平位移與加固深度的關系如圖4。可以看出，支護結構的最大水平位移隨土體加固深度的增加而顯著減小，但當加固深度超過6 m后，支護結構水平變化幅度較小。說明基坑內側土體加固存在臨界深度，超過臨界深度加固效能顯著降低，因此工程實踐中應通過計算確定合理的加固深度。

圖4 支護結構最大水平位移與加固深度的關系Fig.4 Relationship between the maximum horizontal displacement of the retaining structure and the reinforcement depth

3.2 水泥摻量對支護結構位移的影響

為研究基坑內側加固土體中水泥摻量對基坑變形的影響，參考文獻[10]根據試驗提出的淤泥水泥土黏聚力與水泥摻量成線性關系，內摩擦角與水泥摻量成指數關系，即：

cp=c1+A(x2-x1)

(8)

φp=φ1eBx2/eBx1

(9)

式中，x1、x2為水泥摻量；c1、cp分別為與x1、x2對應的加固體黏聚力(kPa)；φ1、φp分別為與x1、x2對應的加固體內摩擦角(°)；A、B為計算參數。

根據工程實例中的參數，由式(8)、(9)反分析得到A=9.33，B=0.107 3。

將式(8)代入式(4)、式(9)代入式(5)，獲得加固區(qū)土體等效抗剪強度指標，進而計算獲得考慮水泥摻量的基坑內側加固區(qū)的等效水平抗力系數的比例系數m′值。

分析表明，本文計算條件下加固臨界深度為6 m，取加固深度為6 m時進行計算。支護結構最大水平位移與水泥摻量關系曲線如圖5所示。

圖5 支護結構最大水平位移與水泥摻量關系Fig.5 Relationship between the maximum horizontal displacement of the retaining structure and the cement content

由圖5可知，隨著加固區(qū)水泥摻量增加，支護結構最大水平位移迅速減小。當水泥摻量在0～15%范圍內增大時，每增加單位百分比的水泥摻量，支護結構水平位移變化速率迅速降低，加固效果顯著降低，當水泥摻量大于15%時，增加單位水平摻量，支護結構水平位移變化速率變化較小，單位水泥摻量加固效能基本不變。分析表明，當水泥摻量小于15%時加固效果顯著，水泥摻量大于15%后加固效能明顯降低。

3.3 置換率對支護結構位移的影響

加固深度為6 m、水泥摻量為15%時，支護結構最大水平位移與基坑內側加固體置換率的關系曲線如圖6所示。

圖6 支護結構最大水平位移與置換率的關系Fig.6 Relationship between the maximum horizontal displacement of the retaining structure and the replacement rate

由圖6可知，隨著坑內加固體置換率在0～0.5范圍內的增加，支護結構水平位移迅速減小，置換率每增加0.1，引起的位移變化量也顯著降低。當置換率在0.5～1.0范圍內增加時，支護結構水平位移變化速率顯著降低，置換率的增加引起的位移變化量很小且基本一致。分析表明，當置換率低于0.5時，土體加固效果顯著，當置換率大于0.5時，土體加固效能顯著降低。

通過上述分析，提出在廈門市地鐵2號線某車站基坑內側土體加固時，加固深度取工況3以下6 m，即從淤泥層頂面往下10.5 m，水泥摻量取15%，置換率取0.5。

現場監(jiān)測工作與開挖同步進行，現場監(jiān)測結果如圖7所示。可看出，在開挖過程中支護結構最大累計位移約為8.4 mm，遠小于設計報警值30 mm，加固效果良好，且監(jiān)測數據與理論分析結果較為接近，表明本文計算得出的加固參數合理。

4 結論

圖7 現場監(jiān)測結果Fig.7 Monitoring results on site

1)基坑內側軟弱土體的加固能顯著降低支護結構的水平位移，隨著加固深度的增加水平位移減小，且加固深度存在一個臨界值，超過臨界深度，坑內土體加固效能顯著降低。

2)加固體的水泥摻量在0～15%范圍內增大時，支護結構水平位移顯著減小，加固效果顯著；當水泥摻量大于15%時，隨著水泥摻量的增加支護結構水平位移變化量較小，加固效能明顯降低。

3)加固置換率在0～0.5范圍內增大時，支護結構位移迅速減小，加固效果顯著；當置換率大于0.5時，支護結構水平位移變化較小，加固效能顯著降低。

4)加固深度、水泥摻量、置換率等參數對支護結構水平位移影響較大，因此，在工程實踐中應合理確定加固參數，在保證基坑安全的同時又能節(jié)省工程造價。

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