基于應力隔斷理論的鋼板樁防護在某工程中的應用

伍琪琳，王征亮

0 引言

在軟土地基的堆填活動（填筑路堤、推填圍堰、堆載預壓等）常常造成周邊場地出現明顯的沉降、水平變形或隆起現象，進而導致周邊建筑物（房屋、管線、溝、井等）開裂或破壞。這不僅造成經濟損失，往往還導致社會糾紛，嚴重阻礙建設活動的正常進行。工程界已有不少防護措施，以避免周邊建筑物的破壞或降低推填活動對其的影響。從原理上可以分為兩大類：1）加固周邊土體，提高其強度、變形、滲透等指標，比如打設攪拌樁、旋噴樁[1-2]等；2）應力隔斷，比如打設鋼板樁，阻斷應力向周邊土體的傳遞[3-5]。

基于加固周邊土體原理的治理措施在國內已經得到廣泛運用，然而基于應力隔斷原理的防護案例在國內卻鮮有耳聞，甚至難以找到相關文獻，但這一技術在日本卻得到廣泛運用，被視為傳統手段。例如，在日本軟土深厚的熊本平原、豐岡盆地、新川地區等路堤填筑時，基于應力隔斷理論設計的鋼板樁被作為最主要的建筑物防護措施。

日本國內已經有成熟的基于應力隔斷的鋼板樁防護計算理論、方法及商業軟件，并且其鋼板樁防護方案不僅有全部鋼板樁貫入持力層的“全落底法（All Bottom-OutMethod）”，還有僅小部分鋼板樁貫入持力層，大部分鋼板樁懸掛的“部分懸掛法（Partial Floating Sheet-Pile Method”）[3-5]。

基于應力隔斷的鋼板樁防護相比攪拌樁或者旋噴樁加固周邊土體的防護具有以下顯著優勢：

1）施工便捷，效果立杠見影。一方面，鋼板樁施工快捷，工期短；另一方面，鋼板樁施打后即可起到防護效果，建設活動可以很快恢復。攪拌樁、旋噴樁等都需要一定的齡期才能增長強度。

2）安全可靠，便于管理。鋼板樁為現成預制產品，質量可控；攪拌樁、旋噴樁等屬于地下工程，需監管人員的有力監督及施工人員的自律意識才能確保質量。

3）節能環保。鋼板樁本身不造成土體的污染，防護后可拔出重復利用，不造成資源消耗。

由于鋼板樁防護具有上述優勢，可以預見在某些項目中采用基于應力隔斷的鋼板樁防護將取得良好效果。

1 應力隔斷原理

應力隔斷的原理：通過在地基中打入剛性結構（比如剛性樁），有效地隔斷應力向周邊土體的傳遞，從而大幅度地減小周邊土體的地基變形，避免周邊建筑物的破壞。鋼板樁防護正是基于這一原理。

2 基于應力隔斷的鋼板樁計算方法

由于國內尚未有基于應力隔斷的鋼板樁防護的計算理論、方法及程序，本文主要引述及介紹日本的鋼板樁防護簡易計算方法。日本的鋼板樁計算模型如圖1所示，計算方法主要基于以下原則：

1）地基中的鋼板樁受到樁側摩檫力及樁端阻力共同作用，兩者在垂直方向應力平衡。

2）采用彈塑性（雙線性）彈簧模擬樁側摩阻力及樁端阻力，即當土體~鋼板樁相對位移在一定范圍內時，樁側摩阻力及樁端阻力呈線性增長，當應力增長到最大值后不再變化。

3）樁側摩阻力的作用方向取決于樁土相對位移關系。當樁相對土向下位移時，樁側摩阻力向上，反之，則向下。

4）（受保護側）受影響范圍的土體對鋼板樁的側摩阻力作用也視為彈塑性（雙線性）彈簧模型，其剛度需考慮受影響范圍土體自身的剪切剛度。

5）鋼板樁的沉降量等于與鋼板樁相鄰的受保護側地基沉降量。

圖1 鋼板樁計算模型Fig.1 Calculationmodel for sheet-pile

2.1 堆載側的側摩阻力

樁側摩阻力彈塑性模型如圖2所示，其中：kSVB=0.3kH，kSVB為側摩阻力系數；kH為地基水平反力系數。眾多文獻[6-8]給出了水平反力系數的計算方法，本文引用日本道路協會提供的公式，如下：

式中：E0為地基變形模量；琢為修正系數；BH為水平荷載等效作用寬度。

圖2樁側摩阻力彈塑性模型Fig.2 Elastic-plasticmodelof pile shaft friction

2.2 受保護側地基的側摩阻力

受保護側地基的樁側摩阻力模型與上述（堆載側）樁側阻力模型相同，但是側摩阻力系數K需考慮受影響土體的剪切剛度kG，計算公式如下：

式中：自為泊松比；B為受影響寬度，根據實際工程案例的經驗，一般可取值為2m。

側摩阻力的極限值子max：

對于砂性土：子max=2N

對于黏性土：子max=C或10N

式中：N為標貫值；C為土體不排水抗剪強度。

2.3 端阻力

樁端阻力彈塑性模型如圖3所示，其中：

式中：BV為垂直荷載等效作用寬度AV為單樁截面面積。

單位面積端阻極限值qD=300N。

圖3 端阻力彈塑性模型Fig.3 Elastic-plastic model of tip resistance

3 工程運用

3.1 工程概況及事故簡介

某港口工程采用堆載預壓加固下臥軟弱土層，堆載厚度（從周邊場地的地坪高程起算）為3 m，共分3級，每級1 m。堆載預壓坡腳為已建港區的圍墻墻腳，距離已建水池7 m。下臥地基以松散粉細砂（混淤泥）及淤泥質土為主，淤泥質土總厚度約7 m，具體如圖4所示。

圖4 鋼板樁防護斷面Fig.4 Section of sheet-pile protection

已建港區已于數年前進行過堆載預壓處理，其中水池區域的堆載厚度為5 m，設計固結度為不小于95%。理論分析，如已建港區的地基處理效果達到預期，則本工程的堆載預壓活動對水池區域影響較小，因此，原設計方案并未考慮對水池進行防護。

實際施工中，施工方在完成第一級堆載施工時，發現靠近堆載側的地基有一定沉降，距離越近沉降越大；已建圍堰明顯向堆載側傾斜，并出現多處裂縫；圍墻與水池間的混凝土地坪出現多處裂縫，混凝土板的分縫被拉開；水池的多個水管接頭被拉開，漏水嚴重，甚至出現過噴水情況。由于嚴重影響了已建港區的正常運營，運營者要求立即停止本工程的堆載預壓施工，采取防護措施，保證已建港區建筑物（圍墻、燈塔、水池等）的安全。

事故發生后，經各方調查，總結事故產生主要原因是：1）已見港區的地基處理效果不理想。據了解，水池建設時即可觀測到沉降的發生，建設完畢后，實測工后沉降超過了40 cm，遠超設計值。2）堆載活動導致周邊地基發生明顯沉降，因而導致圍墻傾斜及開裂；3）靠近堆載的區域沉降大，遠離堆載的區域沉降小，不均勻沉降導致了混凝土地坪開裂，水管接頭被拉開。

3.2 防護方案

現場工期緊張，如采用攪拌樁或者旋噴樁攪拌防護，需等待28 d齡期以滿足樁體的強度增長，難以滿足工期要求。因此，項目團隊決定采用鋼板樁防護方案，防護斷面如圖4所示。

3.3 鋼板樁方案的理論計算

從上文所述的鋼板樁計算方法的4條原則可知：從鋼板樁豎向受力平衡出發，當鋼板樁的打設深度確定后，鋼板樁的沉降（即與鋼板樁相鄰的受保護側地基沉降量）就成了唯一未知數。因此，鋼板樁防護具體計算流程如下：

1）采用傳統沉降計算方法（例如分層總和法）計算不采用鋼板樁防護時地基在推填荷載下的沉降量，判斷該沉降量是否會引起周邊建筑物破壞，如是，則需采用鋼板樁防護。

2）根據地質條件初步確定鋼板樁打設深度。

3）假定鋼板樁沉降量為任一數值，求得對應的樁側摩阻力及端阻力，判斷是否滿足鋼板樁豎向受力平衡，如否，則重新設置新的鋼板樁沉降數值，迭代計算，直至滿足鋼板樁豎向受力平衡。此沉降數值即為初步確定的鋼板樁打設深度對應的沉降量。

4）判斷沉降量是否滿足要求。是，則結束計算；否，則退回第2）步調整鋼板樁打設深度重新計算，直至沉降量滿足要求。

3.4 案例工程的鋼板樁計算

根據上述鋼板樁計算流程，案例工程的鋼板樁計算步驟如下：

1）采用分層總和法計算鋼板樁處的沉降量為16.88 cm，即如不打設鋼板樁，則圍墻處的沉降量為16.88 cm。現場已發生的工程事故說明此沉降量過大，需采用鋼板樁防護。

2）淤泥質土的底標高為-15.55m，初步設定鋼板樁的打設底標高為-16.0 m（嵌入下臥持力層0.45m）。

3）求得各土層的側摩阻力系數及端阻力系數，其中鋼板樁型號為拉森FSP-IV，具體如表1及表2所示。根據豎向受力平衡，迭代計算，可以求得鋼板樁的沉降量為2.13 cm，具體計算結果見表3。

表1 各土層的側摩阻力系數Table 1 Shaft friction coefficients of each layer

表2 土層榆（中粗礫砂）的端阻力系數Table 2 Tip resistance coefficientsof soil layer榆(medium-coarse gravelsands)

表3計算結果Table3 Calculation result

4）該沉降量較小，根據經驗判斷不會對已建港區的建筑物造成不利影響，滿足設計要求。

5）確定鋼板樁的深度為-16.0 m，根據建筑物的平面布置，確定鋼板樁的平面防護范圍，完成鋼板樁防護方案。

3.5 防護效果

鋼板樁防護方案施工后，現場堆載預壓施工正常進行，未再出現任何沉降、變形事故。圍墻及地坪的已有裂縫未見加寬，也未發展新裂縫。對沉降尤其敏感的水池接頭、管線未見異常情況。各方都對防護效果感到滿意，鋼板樁防護在本工程中取得了成功。

4 結語

1）基于應力隔斷的鋼板樁防護相比國內傳統防護手段（如攪拌樁或者旋噴樁加固）具有施工便捷、見效快、易于管理等顯著優勢，具有廣闊的運用空間，值得進一步研究及推廣。尤其在某些條件受限情況下，比如本工程，鋼板樁防護可能會成為唯一選擇。

2）某港口工程采用鋼板樁防護堆載預壓施工期間的臨近建筑物，取得了令人滿意的效果，通過工程實例驗證了基于應力隔斷的鋼板樁防護的有效性，可為類似工程提供有價值的借鑒。

3）本文介紹了基于應力隔斷的鋼板樁防護原理，引述了日本的鋼板樁防護簡易計算方法，以某實際工程為例詳細闡述了鋼板樁防護方案的計算及設計，可為讀者提供有價值的參考。

：

[1] 王景蕓，鄭俊杰，彭劼，等.水泥攪拌樁在真空—堆載預壓防護工程中的應用[C]//中國建筑學會地基基礎分會2008年學術年會論文集.北京：知識出版社，2009：299-303.WANG Jing-yun,ZHENG Jun-jie,PENG Jie,et al.Application of cement deep mixed columns protection in vacuum-preloading pro-ject[C]//2008 annual conference proceedings of soil-foundation branch of The Architectural Society of China.Beijing:Knowledge Press,2009:299-303.

[2] 吳曄暉.廣州地鐵五號線魚珠車輛段軟基處理方案及效果評價[J].廣東土木與建筑，2010（12）：60-61.WU Ye-hui.Scheme and effect evaluation of the soft ground treat-ment in Yuzhu depot in Guangzhou metro line 5[J].Guangdong Architecture Civil Engineering,2010(12):60-61.

[3]OCHIAI H,OTANI H,HARATA N,et al.Countermeasures against settlement of embankment on soft ground with PFS(Partial Floating Sheet-Pile)method[M]//Geotechnics of Soft Soils:Focus on Ground Improvement.CRC Press/Balkema,2008:345-351.

[4] OBASE K.Evaluation of the countermeasures for embankment on a soft ground:PFS method and ALiCC method(Prediction and coun-termeasures of consolidation settlement)[J].The Japanese Geotech-nical Society,2008,56:18-21.

[5]ONDA kunihiko,TATSUTA Masataka,OKUDA Yoichi,et al.Development of new sheet-pile countermeasure method for soft ground No.3-A new design concept based on beam-spring model[J].The Japanese Geotechnical Society,2004:1 273-1 274.

[6] 劉樹勛.地基的變形模量E0和地基的反力系數K的求法[J].港工技術，1980（4）：66-71.LIU Shu-xun.Calculation method for deformation modulus E0and subgrade reaction coefficients K[J].Port Engineering Technology,1980(4):66-71.

[7]JTS 167-3—2009，板樁碼頭設計與施工規范[S].JTS 167-3—2009,Code for design and construction for quay wall of sheet pile[S].

[8] Ports and Harbour Bureau,Ministry of Land,Infrastructure,Trans-port and Tourism(MLIT).Technical standards and commentaries for port and harbour facilities in Japan[M].Tokyo,Japan:The Over-areas Coastal Area Development Institute of Japan,2009:726.