淤泥質軟土基坑攪拌樁與土釘復合支護結構受力與變形特性

王剛, 胡立強*, 孫尚渠, 孫昭暉, 徐鋒,, 周博， 賀鵬

(1.山東科技大學土木工程與建筑學院， 青島 266510； 2.中交一航局城市交通工程有限公司， 天津 300457)

在淤泥質土地質條件下的基坑結構的設計施工過程中，由于軟土自身穩定能力差的特點，所以需要統籌考慮結構的安全性、技術的先進性、方案的經濟性、施工條件的便利性等諸多因素，對基坑支護結構的內力與位移的控制就顯得尤為重要，合理的基坑支護結構以及地下水的有效治理成為軟土基坑支護所面臨的關鍵問題[1]。

隨著基坑開挖深度的不斷增加，以及周圍施工環境和地質條件的復雜狀況，特別是需要嚴格考慮基坑地下水作用的影響時，僅僅依靠土釘墻支護系統是無法滿足現階段對基坑的支護要求，復合土釘墻成為解決的方式之一[2]。攪拌樁復合土釘是土釘墻結合攪拌樁止水帷幕共同控制基坑變形、沉降以及相關工程缺陷的結構形式[3]。

中外學者針對上述問題，開展了大量研究。戰永亮等[4]通過監測數據為依據，分析探討了錨索拉力、樁身位移、樁身內力的相互關系。宋二祥等[5]借助大型數值模擬軟件對土體的變形模式在邊坡開挖過程中的規律進行了研究，系統剖析了攪動樁復合土釘模式的性能。李海深[6]采納Duncan-Chang非線性Elastic Modulus-Bulk Modulus結構對土釘的復合支護結構的變形及性能進行了相關研究。周勇等[7]對深基坑局部超荷載作用下對樁錨支護結構變形進行了分析，對比了不同計算方法，討論了超載作用距離和荷載數值對支護結構安全性的影響。萬先逵等[8]對拉錨式基坑圍護結構土壓力、位移、內力進行了研究。周勇等[9]運用PLAXIS有限元軟件，選取土體硬化本構，對降水開挖過程中樁錨支護深基坑的變形和支護結構內力進行模擬和，分析流固耦合作用下基坑變形規律。張強勇等[10]利用釘-錨-土在支護過程中共同發揮作用形式研究復合土釘墻的響應，取得了顯著成就。張豫川等[11]采用FLAC3D模擬軟件模擬復合土釘墻的錨索的受力，錨固區間長度等對基坑變形的影響。高陽等[12]在基坑坡面平面移動、樁身受力等變化規律方面進行了研究，給出雙排樁在支護時的受力機理。李金奎等[13]利用FLAC3D軟件研究了主動區溶洞存在最危險滑動面時對樁錨支護基坑的影響，并提出基坑內壁夾角45°的弧形面為最危險滑動面。李克先等[14]基于青島地鐵1號線勝利橋，結合現場監測數據和有限元軟件模擬數據，對上軟下硬底層基坑進行分析，得出基坑開挖受力、變形和圍巖支護結構變形規律。武尚等[15]根據FLAC3D模擬的開挖過程和某深基坑測得數據對比，進行關于邊坡位移與下沉、塑性區分布及構件的力學特性等方面的研究，確定土體沉降范圍、水平位移和基坑開挖深度之間的關系，以此為依據推出失穩區域的位置與形狀。江杰等[16]基于Hooke-Kelvin三參量模型與其相應的Mindlin時域解，結合樁身的控制方程對軟土地基深基坑開挖對基坑底樁受力和位移進行了相關研究。李連祥等[17]利用Plaxis-3D有限元軟件研究地表下結構壓力的分布情況與基坑采用支護樁形式的關系，給出了支護形式與地下的主體受力結構的在常久荷載下的互相作用效應。楊向前[18]針對4種不同情況下的土釘墻支護系統進行施工所有環節的ABAQUS數值分析，對基坑支護受力和變形進行分析。

中外學者對基坑支護的方式、變形進行了相當豐富深入的研究，但攪拌樁復合土釘支護結構在取得巨大發展的同時也暴露出不少問題，關于支護與土體之間的協同作用、位移場變化規律、土體穩定性等方面研究程度尚有不足。為此，根據正交實驗方法確定基坑位移與穩定的影響因素，將某淤泥質軟土基坑測得數據與FLAC3D模擬軟件所得數據進行對比驗證其正確性，并將不同因素作用下基坑的敏感性程度進行比對，對基坑在不同影響因素下的位移與穩定性進行研究。

1 攪拌樁復合土釘支護理論

攪拌樁復合土釘支護所選用的參數應該適用穩定性分析的實用性、合理性和安全性，大多采用常見的極限平衡法。該法在臨界滑移面基礎上，以力及力矩平衡關系得出了相應的穩定性安全系數。與常規邊坡相比，在淤泥質土地質條件下的攪和樁與土釘支護復合結構的穩定能力分析的過程當中，應著重考慮3個積極影響因素：一是攪拌樁在邊坡穩定能力中的積極作用；二是滑動土中心圓點處由土釘自身的極限抗拉張力的抗滑力矩所形成的積極作用；三是由土釘極限拉力增長的土體內部摩擦力造成的積極影響。

采用圓弧法研究水泥土攪拌樁與土釘的復合結構的內部穩定能力，并主要考慮了樁體的抗剪能力、土釘的拉剪能力、土層的分層性對內部穩定性的影響。考慮分層土體與土釘拉剪能力的影響，并參考了瑞典圓弧滑動法，對復合土釘支護的內部穩定性分析時，假設①破壞形式：圍繞圓心滑動體破壞面呈現弧形破壞；②破壞狀態：滑裂面上的土體同時達到Mohr-Coulomb狀態；③極限狀態：樁體與土釘在滑裂面部位一同到達極限時的情況；④安全穩定系數：主動區土體采用圓弧法，由于忽略條間力作用產生的誤差會影響安全穩定系數，使其偏小，且土條之間的作用難以確定量化，從安全性和簡潔性出發，認為土條間作用力對安全穩定系數沒有影響；⑤力的作用位置：考慮樁體拉剪、土釘抗剪沿著滑裂面時的貢獻，并假設土條的底端中點處為土釘拉剪力的作用位置。

參照邊坡穩定性的相關規范準則，定義攪拌樁復合土釘支護滑裂面上抗滑力矩與下滑力矩之比為內部穩定性安全系數Fs，可表示為

(1)

進一步整理式(1)得到Fs的表達式為

(2)

式中：Mt為黏聚力產生的抗滑力矩；Mf為土釘拉力產生的抗滑力矩；MR為樁自身的抗滑力矩；Ms為下滑力矩；cj、φj分別為第j塊土條滑裂面部位的黏聚力和內摩擦角；N為平均米數攪拌樁數量；bk為土條的寬度；Wk、Qk分別為土條的自重和地面荷載；αk為沿土條底部處滑裂面切向與水平間的角度；Kf為單樁樁身極限抗力；Ti為第i排土釘的抗力；Shi為第i排土釘水平間距；βi為第i排土釘軸線與該破壞面切線的夾角;φi為第i排土釘破壞面處的土層內摩擦角;R為滑動半徑；α為樁點至圓心連線的夾角。

對比式(2)與《基坑土釘支護技術規程》(CECS 96—1997)中土釘支護安全系數可知，式(2)中分子多出的NKfRcosα指攪拌樁的抗剪效應，即它對構件內的整個結構穩定的安全系數的提升。

(3)

式(3)中：K′為內部穩定性安全系數。

通過分析和模擬大量數據得出：MR中土體的抗剪作用所生成的抗滑力矩作用最大，達到50%以上，土釘的抗滑力矩占的比重次之，為25%～30%，由樁體抗剪作用所產生的抗滑力矩比土釘的抗滑力矩比重稍小，為 20%～25%。

2 復合土釘支護變形FLAC3D數值計算模擬分析研究

2.1 FLAC3D有限差分程序

該程序適用于模擬在建筑物的材料中土、石等達到塑性應變后產生的屈服流動，以及地質體在達到極限的強度或屈服極限時產生的失效或塑性流動等力學特征，尤其適用于模擬材料的大變形，以及材料的漸進破壞和失穩分析等。

用戶不僅可以利用FISH語言根據需要自定義程序中沒有的材料本構模型和定義變量以追蹤其變化的規律并做出相應的曲線圖，也能夠生成需要的網格形狀并制定特殊的邊界條件等，對于進一步拓展FLAC3D程序的功能有重要意義。

2.2 淤泥質軟土復合土釘支護數值模擬說明

計算區域的尺寸需要根據工程地質情況和基坑的施工深度來進行確定。由于基坑開挖深度為8 m，所以計算區域范圍上至自然地面。自然地面至開挖地面以下25 m；長度方向：開挖面以內10 m，開挖面以外20 m；厚度方向：10 m，在分析時可以做適當修改，計算范圍為30 m×25 m×10 m，模型如圖1所示。

圖1 計算模型Fig.1 Calculation model

在模擬的過程中應注意地表附加荷載、土壓和水壓等。根據實際測量結果和場地周邊環境，在計算過程中的地表附加荷載設為20 kPa。若提前施工攪拌樁插入不透水層，具有較好的止水效果，因此模擬時可不考慮水壓。土壓為上覆土重度乘以土層厚度，其中初始應力場為自重應力場，考慮重力梯度。底面假定是靜止的，相當于固定鉸支座；頂部為自由邊界；側面假設不存在剪應力，使用滾動支座，在豎直方向無約束，可自由滑動并產生位移。

2.3 正交試驗指標選取

設計正交試驗，得到FLAC3D計算。正交試驗的設計參數和控制指標如下。

(1)設計參數：開挖深度h，周圍建筑物距基坑邊緣的水平距離H、黏聚力c、內摩擦角φ、彈性模量E。

(2)控制指標：①開挖縱深h，由于基坑開挖導致的土體變形，引起建筑物的變形、下沉，因此基坑的開挖縱深作為重要因素，選取3、7、11、15 m 4個位置進行研究；②基坑周圍構筑物距基坑邊沿的水平間隔H，是影響基坑的穩定性的重要參數，選取以下4個水平3、7、11、15 m進行研究；③土的物理性質，如彈性模量、黏聚力及內摩擦角，并依據地質資料，同樣將這3項參數分為4個水平。試驗方案設計如表1所示。

表1 正交試驗方案設計

2.4 正交試驗結果分析

對土釘支護結構的模擬如表2所示。5個控制指標的值可以用以下方法確定：地表沉降、水平位移、軸力均是與基坑開挖相關的變量，可采用FLAC軟件得到云圖；建筑沉降可采用在直角坐標系下輸出的支護結構背后的土壓應力云圖，結合選擇的橫截面上輸出的支護結構背面土壓計算表，進而確定最大土壓力值；剪力利用FLAC軟件結構內力輸出。

表2 試驗控制指標計算結果

為了更加清晰的觀察兩者之間的關系，現將最終結果(表2)繪制成圖2，表明各控制指標的平均值與相關影響因素之間的關系。

根據5項指標的計算成果(圖2)，分析各因素對不同指標的響應程度及其響應規律，得出結論如下：①開挖深度h是對基坑開挖影響較大的因素。基坑周邊的深層最大橫向位移大概率發生在基坑放坡的坡腳附近；②周邊構筑物距基坑邊界的水平距離H是相對較小的一個因素，與基坑開挖方式和支護形式有重要關系，當建筑物距基坑開挖邊界的水平間距較小時，容易造成邊坡滑動破壞；③綜上所述，彈性模量是對基坑開挖影響最大的因素；而從現實的工程與施工情況來看，彈性模量也是最重要的相關參數；④數值分析c和φ的自相關性和互相關性，c和φ對基坑開挖的整體穩定性的影響是顯著的；⑤在基坑深度為確定時，土體的最大主動土壓力會隨支護結構變形的增加而增加，同時，支護結構的彎矩也會隨之增加。

圖2 各個控制指標均值與因素水平的變化關系Fig.2 Relationship between the mean value of each control index and the level of factors

3 某淤泥質軟土深基坑復合土釘支護數值模擬

3.1 工程概況

該項目計劃建造7座18～26層的高層住房，并且建筑1層地下車庫，地基滲流區的上部邊界線周長約為866 m，基礎底面絕對標高為-2 m。對基坑進行臨時支護，基坑周圍的現存地面標高在5.6～7.0 m，支護在標高6.0 m處將土地開挖整平后再進行，約為8.0 m的支護高度，此基坑為二級安全等級項目，圖3為施工總平面圖。

圖3 總平面布置圖Fig.3 General layout

3.2 參數設置

主要淤泥質軟土復合土釘的支護結構的內力、位移及其穩定性，并將其用FLAC3D進行研究。為了模擬土體在卸載時的變形性狀精準，采用摩爾庫倫模型進行模擬分析，從而較為準確的反映出模擬基坑的變形情況，摩爾庫倫模型計算參數有：泊松比v、密度ρ、摩擦角φ、黏聚力c、彈性模量E、體積模量K及切變模量G。用FLAC3D中的錨索單元(Cable)模擬支護結構，其單元計算參數為：錨索截面積A、彈性模量E、抗拉強度σ、密度ρ、熱膨脹系數αt、單位長度水泥漿剛度kg、單位長度水泥漿黏結力cg等參數。工程的攪拌樁摻入比≥30%，其余擬取數據如表3所示。

表3 模擬中擬取相關數據

3.3 數值模擬結果分析

3.3.1 坑外沉降變形與坑內隆起變形分析

在基坑邊沿5 m處產生變形極大值為20.65 mm，與基坑實際測量變形17.64 mm相當，由于復合土釘支護控制坑外變形效果不佳，在基坑邊沿20 m處會產生10 mm的下沉，在模擬也有所體現，所以驗證模擬是正確的。

在施工深度不斷增加的情況下，在基坑外5 m內，地面的豎向變形位移為先隆起后下沉。之所以會發生這種狀況，是因為在開挖深度不深時，在開挖卸荷后，坑外土體受引起的回彈變形的影響比基坑側壁水平位移變形對坑外土體的影響嚴重，所以基坑之外的土體在開挖過程中引起變形，進而產生隆起現象。但當開挖較深時，開挖深度越深，基坑側壁水平變形也越大，坑外土體也開始向坑內涌入，由于這兩方面對坑外土體的產生的影響已經大于坑內卸荷回彈對其的影響，所以坑外地表表現為沉降變形。然而，在坑外遠處的地表無論在開挖深度大還是小，均下沉。

圖4 豎向變形云圖Fig.4 Soil vertical deformation nephogram

如圖4所示，當施工至3 m時底層部位土體最大隆起量為13.94 mm，當施工至基底時底部土體的最大變形量提升為23.91 mm。除此之外，隨著開挖的深度越來越大，也就顯現出了基坑底部土體隆起的速率與基坑的開挖深度成反比的現象，土體隆起速率隨施工深度的增長呈負相關關系。

3.3.2 土體水平位移分析

隨著基坑越挖越深，而坑邊側面土體的水平變形也在逐漸增加，當基坑挖到基底時，坑邊側面土體的水平變形最大為30.23 mm，是基坑施工深度的0.37%。由于基坑的深度逐漸增加，中下部較大上部較小的“鼓肚”形式成為水平位移的主要形式。由圖5可知，使用這種支護結構的基坑側壁土體水平位移實際測量值的最大值為22.46 mm。基坑側壁土體的水平位移在開挖3 m處開始發生較大的變化是由于此處基坑放坡開挖結束，開始施工后進行豎直開挖，所以導致水平位移值有了較大的變化。

圖5 基坑側壁水平位移對比曲線Fig.5 Side wall of foundation pit horizontal displacement curve

3.3.3 土釘軸力分析

如圖6所示，從一端增長，在中心區域較大然后向另一端減小是軸力在土釘上的受力形式，土釘軸力的極大值與開挖的深度的增長呈正相關關系，當施工至底部時其軸力的極限值為36.05 kN,位于第3排土釘。整個支護結構其余部分的土釘的軸力明顯小于中間部位的土釘的軸力，這種現象主要是由于這種支護結構上部是放坡開挖而下部是豎直開挖造成的。因此，對不同部分的土釘的極限承載力可以采用不同設計的方法，從而使設計更加合理。同時，因為第8排土釘的軸力很小，所以無視其在結構中的作用，這種情況能從土釘的受力和施工兩個過程來理解，在對第1排土釘施工的時候其并未受力也沒有發揮任何作用，而在模擬時也假設施工第1排土釘時基坑側壁土體的位移完成了。開挖施工到第二排土釘時，第1排土釘才開始受力，才開始發揮了控制土體側向變形的作用，其余各排土釘的情況與此差不多。所以土釘的軸力和相對于土體的側向約束與開挖深度的開展是正相關的，所以對于不一樣位置的土釘時應對設計進行調整。

3.3.4 基坑穩定性分析

基坑穩定性計算是通過FLAC3D完成的，計算得到的安全系數為1.46。圖7為由廣義剪應變速率表示的滑動面、土體速度矢量情況的臨界狀態。通常情況下，滑動面為剪應變的速率比較大的區域的中心線，基坑臨界狀態時的滑動面呈弧形。基坑之外的地面和基坑底部被剪切塑性區所貫穿，基坑外的滑裂面始于除了被土釘所加固了的區域。總體上講，一個區域的土體會因為土釘的加固而成為一個整體，基坑的加固效果顯著，使得基坑產生整體滑移而非單一基坑側壁滑移。通過速率圖得知滑動體范圍的土體速率會相對較大，所以一旦形成了滑裂帶，滑動體將會持續滑移直至發生失穩破壞。

圖7 切應變速率圖與速度矢量圖Fig.7 Shear strain rate and the velocity vector diagram

4 結論

結合相關原理進行了FLAC3D數值計算，同時結合正交試驗，對不同影響因素的敏感程度進行分析判別，最終得到其影響程度及變化的規律。利用FLAC3D對施工過程進行相關的數值模擬，并結合某淤泥質軟土基坑攪拌樁復合土釘支護形式的現場監測數據進行研究，得出以下結論。

(1)在攪拌樁止水帷幕、土釘和噴射混凝土面層的聯合支護控制下，基坑變形得到有效改善，支護深度和穩定性都有明顯的提高，因此，在淤泥質軟土地質條件下的地區運用攪拌樁復合土釘支護是有效合理的。

(2)借助FLAC3D數值模擬，并結合相關正交試驗，研究攪拌樁與土釘復合支護結構形式變形穩定能力的各影響參數的敏感程度，進而總結各種參數的影響程度及各影響要素的變化特點。

(3)最大沉降出現在距離基坑邊沿約5 m，沉降為20.65 mm，實際監測基坑沉降為17.64 mm。在與基坑邊沿間距20 m處，沉降在約10 mm，這說明復合土釘支護不會較大影響基坑以外支護；基坑土體底層變形情況總體為從中心部位向兩端遞減；基坑的側壁部分土體的水平變形與基坑施工開挖的深度成正相關特征；FLAC3D模擬運算研究給出的結論及變化特征與基坑開挖施工現場監測的數據相似。

(4)軸力在土釘上的分布為中心部位大、兩頭小，隨著開挖深度的增加，土釘的最大軸向作用力逐漸增加，從支護結構整體來看，在其余部位的土釘的軸向作用力明顯小于處于中間位置的土釘，所以，當設計這種類型的攪拌樁復合土釘支護結構時，可以分別設計不同位置的土釘的極限承載力，從而使得設計得到一定的優化。

(5)隨著土釘傾角的不斷增大，基坑土體的水平變形也逐漸變大，當土釘傾角取值較小時，坡頂變形以及水平變形的極值增加的速率緩慢，當增大土釘傾角時，坡頂變形和基坑最大水平變形增加的速率明顯提升，需要注意的是土釘的傾角不建議采用水平布置，且土釘傾角的取值最好在30°以下。