微型樁與帷幕的不同位置對(duì)復(fù)合土釘墻力學(xué)性狀的影響分析

李連祥 ，王春華 ，周婷婷 ，扈學(xué)波，張樹龍

（1. 山東大學(xué) 土建與水利學(xué)院，山東 濟(jì)南 250061；2. 山東大學(xué) 基坑與深基礎(chǔ)工程技術(shù)研究中心, 山東 濟(jì)南 250061）

1 引 言

復(fù)合土釘墻廣泛應(yīng)用于各類基坑支護(hù)工程中，其中基坑直立開挖時(shí)常用到攪拌樁與土釘組合、攪拌樁與土釘和錨桿組合、微型樁與土釘組合、微型樁與土釘和錨桿組合、微型樁、止水帷幕和錨桿與土釘墻組合等幾種組合方式[1－2]。對(duì)于微型樁和帷幕共同存在情況下微型樁的位置對(duì)支護(hù)結(jié)構(gòu)的影響目前還沒有相關(guān)的研究，在相關(guān)規(guī)范中關(guān)于復(fù)合土釘墻的設(shè)計(jì)理論還相當(dāng)缺乏，如《建筑基坑支護(hù)技術(shù)規(guī)程》[3]、《建筑邊坡工程技術(shù)規(guī)范》[4]在土釘墻設(shè)計(jì)中沒有考慮微型樁和帷幕的作用，在《復(fù)合土釘墻基坑支護(hù)技術(shù)規(guī)范》[5]中僅僅是考慮到帷幕和微型樁的抗剪作用，并沒有涉及到微型樁其他作用以及位置的影響，遇到此類問題時(shí)對(duì)于微型樁位置的確定有相當(dāng)?shù)拿つ啃院碗S意性， 因此開展相關(guān)研究來獲得微型樁不同位置對(duì)復(fù)合土釘墻變形及受力特征的影響，對(duì)于推進(jìn)基坑復(fù)合土釘墻理論和應(yīng)用，幫助實(shí)際工程正確處理復(fù)合土釘墻結(jié)構(gòu)構(gòu)造具有一定意義。

2 復(fù)合土釘墻及計(jì)算模型

2.1 復(fù)合土釘墻

工程位于京滬高鐵濟(jì)南西站附近，基坑深度為10.56 m，因環(huán)境限制，須直立開挖?；舆吰虏捎猛玲攭εc預(yù)應(yīng)力錨索、微型樁、截水帷幕結(jié)合的復(fù)合土釘墻支護(hù)結(jié)構(gòu)（見圖1）。微型樁樁徑為180 mm，樁長(zhǎng)14 m，間距為0.7 m。土釘成孔直徑為130 mm，錨索成孔直徑為150 mm，自由段長(zhǎng)5 m。采用深層攪拌樁截水帷幕，樁長(zhǎng)18 m，帷幕厚800 mm。

圖1 基坑支護(hù)設(shè)計(jì)剖面圖(單位: mm)Fig.1 Foundation pit supporting design (unit: mm)

根據(jù)巖土工程勘察報(bào)告，基坑邊坡支護(hù)結(jié)構(gòu)相關(guān)土層及計(jì)算參數(shù)見表1。

表1 土層力學(xué)參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of soils

2.2 監(jiān)測(cè)概況

現(xiàn)場(chǎng)布置2個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)，其中A點(diǎn)處微型樁位于帷幕外側(cè)，B點(diǎn)處微型樁位于帷幕內(nèi)側(cè)。兩個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)處設(shè)置坡頂水平位移和沉降、深層水平位移，土釘內(nèi)力等測(cè)點(diǎn)。

2.3 數(shù)值模型

2.3.1 模型范圍

針對(duì)微型樁和帷幕的不同位置，分別建立數(shù)值模型來進(jìn)行分析。模型A、B分別對(duì)應(yīng)監(jiān)測(cè)點(diǎn)A、B。

模型高度取3倍的基坑開挖深度，高30 m。邊坡前后尺寸均為30 m，取3倍的基坑開挖深度，模型長(zhǎng)度取一個(gè)支護(hù)單元。圖2 為模型網(wǎng)格。四面采用可動(dòng)滾軸支座邊界條件約束側(cè)向變形，底面采用固定支座以約束豎直方向變形，頂面為自由面。

圖2 模型網(wǎng)格及土釘、錨桿布置Fig.2 Mesh of soil and soil nailing, anchor cable of model

模型中土體、帷幕采用實(shí)體單元模擬，采用摩爾-庫侖模型計(jì)算，錨索及土釘采用錨索單元來模擬，采用梁?jiǎn)卧獊砟M樁頂冠梁及腰梁，采用樁單元來模擬微型樁，采用襯砌單元來模擬面層。

2.3.2 參數(shù)設(shè)置

土層的參數(shù)按照表1取值，其中體積模量K和剪切模量G通過巖土勘察報(bào)告提供的壓縮模量計(jì)算得出[6－8]，計(jì)算公式為

式中： E為彈性模量[9－10]（一般取10～20倍的壓縮模量）。

微型樁：彈性模量為20 GPa，泊松比為0.22，截面積為 0.025 4 m2，截面慣性矩為5.15×10－5m4，樁土接觸面摩擦角為14.4°。面層：彈性模量為20 GPa，泊松比為 0.25，厚 0.08 m。帷幕：水泥摻入量為16%，水灰比為0.45～0.50，變形模量為3.13 GPa。土釘彈性模量為200 GPa，抗拉強(qiáng)度為360 MPa；錨索彈性模量195 GPa，抗拉強(qiáng)度為1 320 MPa。水泥漿黏結(jié)強(qiáng)度0.25 MPa，水泥漿黏結(jié)剛度為20 MPa。

3 結(jié)果分析

3.1 位移

（1）坡頂水平位移

由于場(chǎng)地條件限制，僅在坡頂冠梁上設(shè)置了位移監(jiān)測(cè)點(diǎn)。圖3為沉降位移實(shí)測(cè)圖。2個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的沉降變化趨勢(shì)基本一致，但 A點(diǎn)的沉降要大于 B點(diǎn)。數(shù)值計(jì)算結(jié)果兩種模型沉降變化也一致，但沉降值基本相同。

圖3 現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)沉降位移圖Fig.3 Measured settlement displacement diagram

為考慮荷載因素的影響，分別在模型坡頂位置施加30 kPa和60 kPa的荷載，如圖4所示。在基坑開挖支護(hù)完成后模型 A的豎向位移為 2.54、4.04 mm，大于模型B的2.5。3.92 mm，與實(shí)測(cè)結(jié)果比較一致，可以判斷模型A沉降偏大。

圖4 加載時(shí)數(shù)值模擬沉降位移Fig.4 Calculated settlement displacements in loading

（2）坡頂水平位移

圖5為現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)的水平位移。2個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)水平位移變化趨勢(shì)基本一致，但A點(diǎn)水平位移略小于B點(diǎn)。無載時(shí)數(shù)值計(jì)算結(jié)果可以參考圖6中深度為0處的水平位移，從圖中可以看出，模型A坡頂水平位移在3種工況下均小于模型B。

圖5 水平位移隨時(shí)間變化趨勢(shì)Fig.5 Horizontal displacement trends with time

模型荷載為30 kPa時(shí)，開挖支護(hù)完成后模型A水平位移為7.11 mm小于模型B的11.6 mm，但荷載為60 kPa時(shí)模型模型A坡頂最大水平位移達(dá)到16.2 mm，大于模型B。

從實(shí)測(cè)及計(jì)算沉降、水平位移來看，本文均處于文獻(xiàn)[11]所列符合土釘墻變形范圍之中。

（3）深層水平位移

圖6 深層水平位移Fig.6 Deep horizontal displacements

實(shí)測(cè)深層水平位移中B點(diǎn)在施工中破壞，A點(diǎn)正常測(cè)量，圖6為深層水平位移圖。圖中，實(shí)測(cè)深層水平位移的曲線是以最深點(diǎn)為基準(zhǔn)，測(cè)量的是坡面相對(duì)于測(cè)斜管最深點(diǎn)的相對(duì)位移，因此最深處位移為0。對(duì)比模型A、B兩種支護(hù)形式，從無載計(jì)算結(jié)果來看其側(cè)向位移趨勢(shì)基本一致，且位移大小相差不大，整體來看模型A位移略小。

從水平位移變形曲線來看，各工況開挖面以上均呈鼓肚狀，這種變形趨勢(shì)也基本符合復(fù)合土釘墻這種支護(hù)形式的變形規(guī)律[12－14]。實(shí)測(cè)曲線與計(jì)算曲線存在差別，分析其原因是由于施工現(xiàn)場(chǎng)影響因素較多，如臨時(shí)荷載堆放、局部超挖、水位變化、施工質(zhì)量等因素，這些因素具有不可預(yù)見性，在數(shù)值模擬中無法考慮，從而造成兩者出現(xiàn)差異。

圖7為加載30 kPa和60 kPa時(shí)深層水平位移圖。加載30 kPa時(shí)，基坑開挖支護(hù)完成后，模型A最大水平位移為14.4 mm，大于模型B的14.1 mm，加載為60 kPa時(shí)，模型A最大水平位移為20.9 mm，同樣大于模型B的19.4 mm。

圖7 加載時(shí)深層水平位移Fig.7 Deep horizontal displacements in loading

從以上豎向及水平位移分析來看，當(dāng)坡頂無載時(shí)模型A坡頂水平位移略小，但模型B沉降位移和加載情況下的最大水平位移要小于模型A。且考慮到實(shí)際情況中坡頂不可避免的要有荷載，因此可以判斷模型B在實(shí)際中位移更小。

3.2 土釘軸力

圖8為無載時(shí)基坑開挖支護(hù)完成后土釘軸力分布。土釘軸力沿釘長(zhǎng)曲線呈現(xiàn)出兩端小，中、前部軸力大的形狀，其中，越靠近下層的土釘，其最大軸力點(diǎn)越開挖面，這種分布趨勢(shì)與文獻(xiàn)[12，14－15]所述復(fù)合土釘墻中土釘軸力分布形式基本一致。

圖8 各層土釘計(jì)算軸力Fig.8 Calculated axial forces of soil nailing

對(duì)比兩種模型來看，土釘軸力分布模式基本一致，兩種模型的軸力大小也基本一致，但除第一層土釘?shù)妮S力模型B大于模型A外，其余各層土釘模型A軸力略大。圖9為基坑開挖支護(hù)完成現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的土釘軸力圖。從圖中可以看出，兩者相差很小，互有高低，并沒有出現(xiàn)哪種模型軸力均大于另一種的情況。

圖9 各層土釘實(shí)測(cè)軸力Fig.9 Measured axial forces of soil nailing

實(shí)測(cè)中鋼筋應(yīng)力計(jì)放置在理論滑動(dòng)面處，不能反映軸力沿全長(zhǎng)的分布規(guī)律，也不能確定軸力最大位置處，但可看出實(shí)測(cè)軸力值要大于計(jì)算值，同樣是由于現(xiàn)場(chǎng)的影響因素復(fù)雜，計(jì)算中均未考慮這些因素的影響。

圖10為加載30 kPa時(shí)基坑開挖支護(hù)完成后各層土釘軸力圖。圖中模型A各層土釘?shù)妮S力均大于模型B。

圖10 加載30 kPa時(shí)各層土釘計(jì)算軸力Fig.10 Measured axial force of soil nailing in a loading level of 30 kPa

從土釘軸力來看，模型A土釘軸力大，可以看出微型樁的不同位置對(duì)兩種構(gòu)件的土釘受力影響是比較大的，模型B對(duì)于支護(hù)來說比較有利。

4 結(jié) 論

（1）兩種支護(hù)模式下支護(hù)結(jié)構(gòu)的沉降、水平位移以及深層水平位移變形規(guī)律基本一致，無載時(shí)位移大小差別不大，但在荷載存在時(shí)微型樁位于帷幕內(nèi)側(cè)情況下位移相對(duì)更小。

（2）兩種支護(hù)模式土釘軸力的分布趨勢(shì)一致，無載時(shí)兩種模型差別不明顯，但受荷時(shí)微型樁位于帷幕外側(cè)情況下土釘軸力更大，土釘作為主要受力構(gòu)件且抗拉、抗拔能力較差，改善土釘?shù)氖芰?duì)支護(hù)有利，可以判斷微型樁位于內(nèi)側(cè)時(shí)土釘受力更為合理。

微型樁的位置對(duì)于復(fù)合土釘墻支護(hù)結(jié)構(gòu)的變形、內(nèi)力還是有一定影響的，總體上變形、受力趨勢(shì)基本一致。在坡頂無荷載時(shí)，微型樁位于帷幕內(nèi)側(cè)還是外側(cè)差異還不是很明顯，但坡頂受荷時(shí)，微型樁位于帷幕內(nèi)側(cè)時(shí)位移更小，土釘受力更為合理，考慮到在實(shí)際工程中坡頂一般都存在荷 載，因此微型樁位于帷幕內(nèi)側(cè)更為合理，建議實(shí)際工程優(yōu)先采用。

[1] 楊志銀, 張俊, 王凱旭. 復(fù)合土釘墻技術(shù)的研究及應(yīng)用[J]. 巖土工程學(xué)報(bào), 2005, 27(2): 153－156.YANG Zhi-yin, ZHANG Jun, WANG Kai-xu.Development of composite soil nailing walls[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2005, 27(2): 153－156.

[2] 楊志銀, 張俊. 復(fù)合土釘墻技術(shù)在深圳的應(yīng)用和發(fā)展[J]. 巖土工程學(xué)報(bào), 2006, 28(增刊1): 1673－1676.YANG Zhi-yin, ZHANG Jun. Development and application of composite soil nailing walls in Shenzhen[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2006,28(Supp.1): 1673－1676.

[3] 中國(guó)建筑科學(xué)研究院. JGJ 120-2012建筑基坑支護(hù)技術(shù)規(guī)程[S]. 北京: 中國(guó)建筑工業(yè)出版社, 2012.

[4] 重慶市設(shè)計(jì)院, 中國(guó)建筑技術(shù)集團(tuán)有限公司.GB 50330-2013建筑邊坡工程技術(shù)規(guī)范[S]. 北京: 中國(guó)建筑工業(yè)出版社, 2013.

[5] 山東省住房和城鄉(xiāng)建設(shè)廳. GB 50739-2011復(fù)合土釘墻基坑支護(hù)技術(shù)規(guī)范[S]. 北京: 中國(guó)計(jì)劃出版社, 2012.

[6] 陳育民. FLAC3D 基礎(chǔ)與工程實(shí)例[M]. 北京: 中國(guó)水利水電出版社, 2009.

[7] 孫書偉, 林杭, 任連偉. FLAC3D在巖土工程中的應(yīng)用[M]. 北京: 中國(guó)水利水電出版社, 2011.

[8] 彭文斌. FLAC3D 實(shí)用教程[M]. 北京: 機(jī)械工業(yè)出版社, 2008.

[9] 陳樹銘, 包承綱. 基坑支護(hù)中土釘墻的仿真數(shù)值計(jì)算[J]. 長(zhǎng)江科學(xué)院院報(bào), 1998, 15(5): 27－30.CHEN Shu-ming, BAO Cheng-gang. The simulation calculation soil nailing wall in foundation pit supporting[J]. Journal of Yangtze River Scientific Research Institute, 1998, 15(5): 27－30.

[10] 吳靜. 深基坑超前鋼管樁復(fù)合預(yù)應(yīng)力錨桿支護(hù)數(shù)值模擬研究[D]. 武漢: 中國(guó)地質(zhì)大學(xué), 2009.

[11] 楊育文. 復(fù)合土釘墻實(shí)例分析和變形評(píng)估[J]. 巖土工程學(xué)報(bào), 2012, 34(4): 735－741.YANG Yu-wen. Case studies of composite soil-nailing walls and movement estimate[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2012, 34(4): 735－741.

[12] 張尚根. 復(fù)合土釘墻支護(hù)FLAC3D數(shù)值模擬與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比[J]. 巖土力學(xué), 2008, 29(增刊): 129－134.ZHANG Shang-gen. Comparative analysis of FLAC3Dnumerical simulations and field test of composite cement-soil nailing wall retaining[J]. Rock and Soil Mechanics, 2008, 29(Supp.): 129－134

[13] 張尚根. 復(fù)合土釘墻變形分析[J]. 巖土工程學(xué)報(bào), 2008,30(增刊): 243－246.ZHANG Shang-gen. Analysis of deformation for composite cement-soil nailing walls[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2008, 30(Supp.): 243－246.

[14] 胡敏云, 彭孔曙. 復(fù)合土釘墻工作性狀的有限元模擬與分析[J]. 巖土力學(xué), 2008, 29(8): 2131－2136.HU Min-yun, PENG Kong-shu, PAN Xiao-dong. Study on numerical simulation of composite soil nailed wall[J].Rock and Soil Mechanics, 2008, 29(8): 2131－2136.

[15] 王松雪. 復(fù)合土釘支護(hù)的 FLAC-(3D)數(shù)值模擬與理論研究[D]. 天津: 天津大學(xué), 2012.