SMW攪拌樁圍護基坑的時空效應分析摘 要 在軟土基坑開挖施工中,運用時空效應規律,充分調動未開挖部分土體的承載能力,能夠有效控制土體位移,保護周邊環境,達到安全經濟施工的目的。文章以天津地鐵1號線營口道車站基坑施工為例,分析在采用SMW水泥土攪拌樁作為圍護結構的基坑開挖施工中,如何選擇合理的架設支撐時機以及開挖分塊,以充分利用時空效應規律,控制基坑內外的變形,取得最大的經濟效益。關鍵詞 SMW工法 基坑開挖 結構變形 時空效應1概述 軟土地層的基坑工程,在開挖及支撐過程中,每個分部開挖的空間幾何尺寸和支護墻體開挖部分的無支撐暴露時間,與周圍土體和土體位移有一定的相關性。這就是所謂基坑開挖中時空效應規律。 實踐證明,在基坑開挖過程中考慮并運用時空效應規律,能有效合理地利用土體自身的穩定性,控制土體位移而達到保護周邊環境的目的。 考慮時空效應的基坑施工方法的主要特點是:根據基坑工程設計所選定的主要施工參數進行分析預測,提出開挖和支撐的施工順序和施工參數,并利用現場基坑變形的量測測試結果,來反分析土性綜合參數反饋設計和施工人員,以對施工順序和施工參數進行修正。 天津地鐵1號線改建項目營口道站位于天津市繁華鬧市區南京路與赤峰道、營口道交口處,為1、3號線的換乘車站(見圖1)。施工分為A區(3號線基坑)與B、C、D區(1號線)以及附屬結構幾個部分。其中1號線基坑采用SMW工法水泥土攪拌樁圍護結構。B、C區是在A、D區施工完畢后開始施工的?，F在以C區的開挖施工為例介紹SMW圍護基坑的時空效應分析。
2工程概況及地質條件 營口道車站1號線基坑長194.52m(中心里程K14+159.882),一般地段寬19.9m,窄處11.9m,寬處約44.55m,埋深7.698m(結構高6.01m,覆土1.688m)。C區寬度兩端為19.9m,中間為28m,基坑開挖需破除既有營口道站箱體,基坑北側為南京路4車道路面,南側為40層津匯廣場大樓。采用SMW工法水泥土攪拌樁圍護結構(圖2),直徑為850mm,攪拌樁搭接250mm。樁長分別為13.9m(普通8m深基坑)和17.9m(跨線風道及泵房),樁頂標高為2.5m。型鋼間隔插,型鋼規格為700mm×300mm×13mm×24mm,慣性矩為201000cm4,型鋼間中心距為1200mm。樁頂設1.1×0 8m的混凝土壓頂梁連為整體,樁間立面為C20網噴混凝土。在開挖0 8m處架設1道φ600×12mm的鋼管橫支撐,支撐中間設一道2[28a縱向支撐梁(寬的地段設二道)及一列豎向φ402×12mm的鋼管工具柱(工具柱在基坑以下為φ800mm,樁長8m的鉆孔灌注樁),支撐特性見表1。場地地質條件和計算參數見表2。3計算工況劃分 由于在基坑施工過程中不可避免的出現臨時荷載,取最不利荷載為均布壓力P=20KPa。所以在參考文獻得知,“m法”能較好的模擬現場實際,圍護結構有限元計算時采用“m法”,并根據地質條件和參考文獻計算出m值(見表2)。對于圍護結構所受到的側壓力,采用水土分算的方法計算確定。 為了提供有效的“SMW”樁預測變形控制值,根據基坑開挖及架撐順序,將施工劃分為3個工況,開挖深度達到4.5m時為工況1,在0.8m處施加支撐為工況2,繼續開挖深度達到7.5m時為工況3(7.5m以下采用人工檢底),工況簡圖如圖3所示,工況劃分如表3。4時空效應分析與應用 在現場實施過程中,首先通過有限元模擬計算預測各個工況的樁體的最終變形,通過信息化施工監測數據進行驗證,根據預測變形量與現場監測數值進行對比計算,探求SMW工法圍護基坑的“時空效應”規律,以控制圍護結構的變形為主,一方面允許基坑變形進而充分利用周圍土體的自穩能力;一方面在確?；娱_挖施工安全的前提下,加快施工進度。 根據開挖和架設支撐的順序,分別對三個工況進行有限元計算,通過計算結果與實測結果對比進行分析,控制基坑圍護樁變形。4.1工況1 由圖4可以看出,基坑向下開挖,樁體位移變化逐步增大,有限元計算變形的樁體呈向內的三角形。樁體水平位移最大值在樁頂部為26.6mm。 C區東段的實際監測結果如圖5所示,變形規律與計算結果相同,但最大變形僅為12.14mm。主要原因是東段開挖寬度為19.9m,既有營口道車站箱體位于該段,在開挖過程中,主要是破除既有箱體結構,挖土方量不多,很快就開挖到-4.5m處,圍護結構的無支撐暴露時間短,因此圍護結構變形實測值不大。4.2工況2 由圖6可以看出,架設鋼支撐之后,有限元計算樁頂最大控制位移為24.1mm。 實測位移曲線如圖7所示,架設鋼支撐之后的最大位移由12.14mm減小為9.89mm,表明基坑SMW工法圍護樁在受到支撐預加軸力后向土體側產生了變形。架設支撐后基坑繼續向下開挖,隨著土體荷載的卸除,頂部受到支撐約束的樁體下段開始發生變形,變形曲線由三角形逐漸變化成弓形。初期樁體位移最大值仍位于樁頂處如圖7所示,將其與預測控制計算結果(24 .1mm)相對比,約為其1/2。4.3工況3 此后繼續向下開挖,樁頂處受到預加支撐軸力的作用,變形向基坑外發展,中部樁體繼續向內產生位移。此時圍護結構變形曲線和最大控制位移如圖8所示。 隨著基坑開挖到底,圍護結構繼續變形,但是由于頂部受到支撐約束,實測最終樁體變形曲線如圖9所示,最大達到10.22mm。最大位移發生在圍護結構中部,即頂面以下5～6m處。監測結果和計算結果對比,變形基本類似,但是實測最大值約為計算值的1/3。 C區西段的實際監測結果如圖10,由于西段開挖寬度達到了28m,開挖范圍內的既有結構為區間箱體,加之基坑北側D區已經施工完畢,與C區間留有后澆帶,支撐北端需要架設在位于D區主體結構上的傳力盒上。由于架設困難,為搶進度,施工方基本上是在開挖幾乎到底后才架設鋼支撐。圖10的實測變形曲線充分顯示了“時空效應”的影響,圍護結構在未架設鋼支撐的情況下,樁頂最大位移為19.08mm。由于基坑南側為原南京路路面,路基結構密實,地表沉降較小,但是圍護結構壓頂梁與坑外地表之間產生了近20mm的裂縫。由于在開挖過程中,進行了及時和認真量測,圍護結構的變形始終處于監控之中,所以盡管變形偏大,但仍處于控制基準以內,開挖施工是安全的,在現場施工中,通過延緩架設支撐進行大規模土方開挖,縮短圍護結構無支撐暴露時間的措施是合理的。5結論 SMW攪拌樁圍護結構變形規律與計算結果相吻合,但是由于型鋼剛度較大,實際上實測位移僅為計算值的1/2～4/5左右。 基坑開挖過程中由于現場情況復雜多變,實際上幾乎不能做到理論上的“先撐后挖、隨挖隨撐”等要求,在這個時候就需要充分利用時空效應,通過“理論導向,量測定向,經驗判斷”,采用有限元計算對圍護結構的變形進行預測,針對基坑周邊環境對變形的控制標準選擇合理的架設支撐的時機,充分利用和調動圍護結構和周邊土體的自穩能力抗變形能力,避免支撐架設影響開挖進度。但是也必須避免長時間不架設支撐導致基坑外地表沉陷以及基坑失穩的情況發生。參考文獻1夏明耀,曾進倫主編.地下工程設計施工手冊,北京:中國建筑工業出版社,1999.2972劉俊巖主編.深基坑工程.北京:中國建筑工業出版社,2001.923 崔江余,梁仁旺編著.建筑基坑工程設計計算與施工.北京:中國建材工業出版社,1999.138
2工程概況及地質條件 營口道車站1號線基坑長194.52m(中心里程K14+159.882),一般地段寬19.9m,窄處11.9m,寬處約44.55m,埋深7.698m(結構高6.01m,覆土1.688m)。C區寬度兩端為19.9m,中間為28m,基坑開挖需破除既有營口道站箱體,基坑北側為南京路4車道路面,南側為40層津匯廣場大樓。采用SMW工法水泥土攪拌樁圍護結構(圖2),直徑為850mm,攪拌樁搭接250mm。樁長分別為13.9m(普通8m深基坑)和17.9m(跨線風道及泵房),樁頂標高為2.5m。型鋼間隔插,型鋼規格為700mm×300mm×13mm×24mm,慣性矩為201000cm4,型鋼間中心距為1200mm。樁頂設1.1×0 8m的混凝土壓頂梁連為整體,樁間立面為C20網噴混凝土。在開挖0 8m處架設1道φ600×12mm的鋼管橫支撐,支撐中間設一道2[28a縱向支撐梁(寬的地段設二道)及一列豎向φ402×12mm的鋼管工具柱(工具柱在基坑以下為φ800mm,樁長8m的鉆孔灌注樁),支撐特性見表1。場地地質條件和計算參數見表2。3計算工況劃分 由于在基坑施工過程中不可避免的出現臨時荷載,取最不利荷載為均布壓力P=20KPa。所以在參考文獻得知,“m法”能較好的模擬現場實際,圍護結構有限元計算時采用“m法”,并根據地質條件和參考文獻計算出m值(見表2)。對于圍護結構所受到的側壓力,采用水土分算的方法計算確定。 為了提供有效的“SMW”樁預測變形控制值,根據基坑開挖及架撐順序,將施工劃分為3個工況,開挖深度達到4.5m時為工況1,在0.8m處施加支撐為工況2,繼續開挖深度達到7.5m時為工況3(7.5m以下采用人工檢底),工況簡圖如圖3所示,工況劃分如表3。4時空效應分析與應用 在現場實施過程中,首先通過有限元模擬計算預測各個工況的樁體的最終變形,通過信息化施工監測數據進行驗證,根據預測變形量與現場監測數值進行對比計算,探求SMW工法圍護基坑的“時空效應”規律,以控制圍護結構的變形為主,一方面允許基坑變形進而充分利用周圍土體的自穩能力;一方面在確?；娱_挖施工安全的前提下,加快施工進度。 根據開挖和架設支撐的順序,分別對三個工況進行有限元計算,通過計算結果與實測結果對比進行分析,控制基坑圍護樁變形。4.1工況1 由圖4可以看出,基坑向下開挖,樁體位移變化逐步增大,有限元計算變形的樁體呈向內的三角形。樁體水平位移最大值在樁頂部為26.6mm。 C區東段的實際監測結果如圖5所示,變形規律與計算結果相同,但最大變形僅為12.14mm。主要原因是東段開挖寬度為19.9m,既有營口道車站箱體位于該段,在開挖過程中,主要是破除既有箱體結構,挖土方量不多,很快就開挖到-4.5m處,圍護結構的無支撐暴露時間短,因此圍護結構變形實測值不大。4.2工況2 由圖6可以看出,架設鋼支撐之后,有限元計算樁頂最大控制位移為24.1mm。 實測位移曲線如圖7所示,架設鋼支撐之后的最大位移由12.14mm減小為9.89mm,表明基坑SMW工法圍護樁在受到支撐預加軸力后向土體側產生了變形。架設支撐后基坑繼續向下開挖,隨著土體荷載的卸除,頂部受到支撐約束的樁體下段開始發生變形,變形曲線由三角形逐漸變化成弓形。初期樁體位移最大值仍位于樁頂處如圖7所示,將其與預測控制計算結果(24 .1mm)相對比,約為其1/2。4.3工況3 此后繼續向下開挖,樁頂處受到預加支撐軸力的作用,變形向基坑外發展,中部樁體繼續向內產生位移。此時圍護結構變形曲線和最大控制位移如圖8所示。 隨著基坑開挖到底,圍護結構繼續變形,但是由于頂部受到支撐約束,實測最終樁體變形曲線如圖9所示,最大達到10.22mm。最大位移發生在圍護結構中部,即頂面以下5～6m處。監測結果和計算結果對比,變形基本類似,但是實測最大值約為計算值的1/3。 C區西段的實際監測結果如圖10,由于西段開挖寬度達到了28m,開挖范圍內的既有結構為區間箱體,加之基坑北側D區已經施工完畢,與C區間留有后澆帶,支撐北端需要架設在位于D區主體結構上的傳力盒上。由于架設困難,為搶進度,施工方基本上是在開挖幾乎到底后才架設鋼支撐。圖10的實測變形曲線充分顯示了“時空效應”的影響,圍護結構在未架設鋼支撐的情況下,樁頂最大位移為19.08mm。由于基坑南側為原南京路路面,路基結構密實,地表沉降較小,但是圍護結構壓頂梁與坑外地表之間產生了近20mm的裂縫。由于在開挖過程中,進行了及時和認真量測,圍護結構的變形始終處于監控之中,所以盡管變形偏大,但仍處于控制基準以內,開挖施工是安全的,在現場施工中,通過延緩架設支撐進行大規模土方開挖,縮短圍護結構無支撐暴露時間的措施是合理的。5結論 SMW攪拌樁圍護結構變形規律與計算結果相吻合,但是由于型鋼剛度較大,實際上實測位移僅為計算值的1/2～4/5左右。 基坑開挖過程中由于現場情況復雜多變,實際上幾乎不能做到理論上的“先撐后挖、隨挖隨撐”等要求,在這個時候就需要充分利用時空效應,通過“理論導向,量測定向,經驗判斷”,采用有限元計算對圍護結構的變形進行預測,針對基坑周邊環境對變形的控制標準選擇合理的架設支撐的時機,充分利用和調動圍護結構和周邊土體的自穩能力抗變形能力,避免支撐架設影響開挖進度。但是也必須避免長時間不架設支撐導致基坑外地表沉陷以及基坑失穩的情況發生。參考文獻1夏明耀,曾進倫主編.地下工程設計施工手冊,北京:中國建筑工業出版社,1999.2972劉俊巖主編.深基坑工程.北京:中國建筑工業出版社,2001.923 崔江余,梁仁旺編著.建筑基坑工程設計計算與施工.北京:中國建材工業出版社,1999.138
