李連祥，成曉陽，劉兵

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復合地基支護結構永久性集約化設計分析

李連祥1, 2，成曉陽1, 2，劉兵1, 2

(1. 山東大學 土建與水利學院，山東 濟南 250061；2. 山東大學 基坑與深基礎工程技術研究中心，山東 濟南 250061)

目前基坑工程多采用臨時性支護措施，且各類地下工程及其結構往往永久共同存在。濟南省會文化藝術中心(大劇院)臺倉處于大面積CFG復合地基之中，基坑支護結構采用雙排支護樁加一排預應力錨桿，雙排樁兼作復合地基“一樁兩用”。運用PLAXIS3D有限元軟件建立三維單元模型，考慮復合地基、群樁基礎與支護結構共同工作，實現支護結構側壓力的集約化設計。與常規(guī)基坑支護設計相比，該方案增加了支護結構耐久性設計，利用基坑主動區(qū)復合地基與被動區(qū)群樁基礎對土體的加固作用，針對支護結構永久性構造措施等做了詳細分析，工程建設取得良好效果，研究方法可為類似工程參考，基坑支護結構永久化和地下結構集約化設計觀點應被業(yè)內接受和推廣。

支護結構永久性；地下結構集約化；雙排樁；復合地基

常規(guī)的支護方法多采用臨時性圍護結構[1]，在主體結構施工完成后就退出工作并被拆除或者遺棄在地下，造成極大浪費。將支護結構轉化為主體結構，實現支護結構永久化，可減少投資、節(jié)約能耗、保護地質和社會環(huán)境，是經濟社會生態(tài)文明建設和可持續(xù)發(fā)展的重要方向。隨著城市化進程加快，城市中央商務區(qū)不斷涌現，致使高層建筑樁基、地下室、地鐵、基坑支護結構、地下管廊等各類地下工程及其結構往往永久共同存在[2]。這就造成相鄰地下結構不僅相互作用，而且因其建設順序常常不同又互相影響。Benton等[3]研究了地下單樁和群樁對臨近隧道的影響。 Schroeder等[4?5]采用有限元分析方法對鉆孔灌注樁的施工及加載過程對既有隧道的影響進行了分析。通過公式計算和三維有限元分析，探討了新建天橋結構對既有地下結構的影響。現階段，我國設計標準體系僅限于單一結構分析和指導，對于地下結構共同存在互相作用缺乏廣泛正視和研究，考慮地下結構共同存在和相互作用的集約化設計理論和技術應得到重視。本文以濟南省會文化藝術中心(大劇院)臺倉基坑為依托，介紹基坑支護結構永久化過程，著重分析了基坑主動區(qū)既有CFG復合地基和被動區(qū)樁基對于基坑變形及土壓力的影響，在此基礎上對支護結構集約化設計進行分析，運用PLAXIS3D有限元軟件建立三維計算模型，證明支護結構永久化相關結構構造措施的合理性。

1 支護結構永久性集約化設計思路

1.1 大劇院基礎結構設計概況

濟南省會文化藝術中心(大劇院)項目位于山東省濟南市西客站片區(qū)的核心區(qū)內，總建筑面積約7萬m2，由歌劇院、音樂廳、多功能廳及附屬用房組成。大劇院基礎采用CFG復合地基及筏板基礎。其中CFG樁樁徑均為400 mm，有效樁長14 m，樁身混凝土強度等級C20，間距分為1.2，1.6和2.4 m3種。混凝土筏板板厚1 m，混凝土強度等級C30。鋼筋混凝土灌注樁樁徑600 mm，有效樁長24 m，樁身混凝土強度等級C35，樁間距1.6 m。

1.2 臺倉支護結構永久性設計

由于技術、施工等多方面原因，造成地下工程工期一再延后，使得臺倉基坑工程施工之前坑外復合地基中CFG樁已全部施工完成，從而，舞臺臺倉處于CFG復合地基包圍之中。

受開挖空間限制，臺倉支護結構首選樁錨支護?？紤]CFG樁均勻分布，為體現“綠色施工”理念，實現臺倉支護結構永久化，將開挖面相鄰2排CFG樁調整為雙排支護樁。這樣既作支護結構又為復合地基樁，“一樁兩用”實現永久化。樁間距為2.1 m，樁徑由400 mm調整為600 mm，有效樁長22 m，混凝土強度等級C30，樁頂設置縱橫冠梁。

1.3 雙排支護樁集約化設計

臺倉雙排支護樁主動區(qū)存在CFG復合地基，被動區(qū)為群樁基礎，因此，通過既有復合地基與群樁基礎和支護結構共同存在的集約化分析，利用復合地基與群樁基礎對土體的顯著加固作用，減弱支護結構承擔的主動區(qū)水平荷載，增加了被動區(qū)側土壓力。從而將初步設計中忽視復合地基與群樁存在、完全按照土層基坑設計的3排預應力錨索優(yōu)化為1排[6]，體現群體地下結構實際相互作用的集約化。

1.4 支護結構永久性集約化設計構造處理

由于支護樁和冠梁豎向剛度增強，造成地基剛度存在明顯差異，為避免對基礎結構造成影響，通過褥墊層厚度差異，調整不同部位變形。褥墊層作為復合地基的重要組成部分，它保證樁、土共同承擔荷載，還能調整樁、土應力比，減小基礎底面的應力集中[7?9]。筏板、復合地基作為一個協同受力體系，在不同剛度的地基上面設置不同厚度的褥墊層將直接影響樁的反向刺入程度，從而調節(jié)地基剛度差給筏板造成的不均勻沉降，降低基礎內力。實際工程中支護樁冠梁上褥墊層厚300 mm，其他地方為150 mm(見圖1)。

單位：mm

2 計算分析

2.1 有限元模型

2.1.1 模型的基本假設

1) 土體的初始地應力按照靜止土壓力進行計算，對開挖之前應力的改變不作考慮。

2) 不考慮樁體、錨桿施工對土體擾動的影響。

3) 將上部結構等效為均布荷載施加于筏板上。

2.1.2 計算模型與參數

選用Hardening-Soil(HS)本構模型，它考慮了土體小變形條件的硬化，采用雙曲線形式的應力—應變曲線，反映土體的非線性性質，并能區(qū)分加荷和卸荷的區(qū)別且其剛度依賴于應力歷史和應力 路徑[10]。

本文取雙排樁2處支護剖面進行分析。模型采用截斷邊界的方法，取雙排樁2處條狀土體進行建模，考慮到臨近雙排樁的影響，將土條寬度延長到臨近樁位置(圖2)，故土條寬度取6 m。開挖深度12.75 m，坑內寬度20 m，整個模型平面尺寸80 m×6 m，深度50 m。土體采用可以精確計算應力和失效荷載的10節(jié)點四面體單元模擬。筏板采用6節(jié)點三角形殼單元模擬，雙排樁縱橫冠梁及腰梁采用3節(jié)點梁單元模擬，CFG樁和灌注樁采用embedded beam單元。預應力錨桿用“點對點錨桿”單元和 “embedded beam”單元分別模擬自由段和錨固段。

表1 土體物理力學參數

表2 構件物理力學參數

表3 錨索參數取值

有限元模型圖如圖2所示，共生成66 341個單元，110 645個節(jié)點。模型的邊界條件采用PLAXIS3D中默認的邊界約束，即側面采用水平方向的約束，底部采用固定約束，上表面自由。

圖2 有限元模型圖

2.1.3 計算工況

模型施工步如下：

1) 生成初始應力；

2) 初始位移清零，激活模型中的梁單元和樁單元，模擬支護結構和CFG樁的施工；

3) 施加均布荷載15 kPa(施工荷載)；

4) 開挖至地下3 m；

5) 開挖至地下6 m，并在地下5.7 m處設置預應力錨索；

6) 開挖至地下9.4 m；

7) 開挖至地下12.75 m的基坑坑底；

8) 基坑回填，施工褥墊層和筏板；

9) 施加290 kPa(設計復合地基承載力特征值)的均布荷載，模擬上部結構作用。

2.2 支護結構集約化影響

為研究支護結構集約化影響，將計算結果與未考慮復合地基和群樁基礎的天然地基進行對比。

圖3為開挖結束時支護結構2處的側向土壓力曲線。其中，SZ和SB表示實際模型的主動區(qū)和被動區(qū)土壓力，TZ和TB表示天然地基的主動區(qū)和被動區(qū)土壓力。由圖可知，隨著深度增加，主動區(qū)和被動區(qū)土壓力逐漸增大，由于預應力錨桿的存在，造成主動區(qū)土壓力在錨桿位置處發(fā)生轉折，有所減小。另外，實際模型中主動區(qū)土壓力值低于天然地基，其中最大值減小幅度約為20.5%，表明復合地基對土體主動區(qū)有明顯的側向加固作用；實際模型中被動區(qū)土壓力較天然地基增大15.6%，這是因為實際模型中臺倉底部設置鋼筋混凝土抗拔樁，坑底以下土層被群樁基礎加固，土體被動土壓力系數增大，支護結構被動區(qū)土壓力加強。

總體而言，主動區(qū)土壓力大于朗肯主動土壓力，被動區(qū)土壓力小于朗肯被動土壓力。

圖3 支護樁土壓力

圖4為開挖結束時冠梁側向位移和彎矩變化圖。由于樁頂部設置縱橫冠梁，整體剛度較大，故沿支護面冠梁側向位移呈現整體變化，并未在支護樁與冠梁連接處出現明顯轉折，而彎矩則不受整體剛度影響，呈現波動形，其中轉折點為樁梁連接點。通過對比發(fā)現，實際模型中冠梁側向位移比天然地基減小66.7%，最大彎矩減小33.3%

腰梁側向位移及彎矩曲線見圖5。腰梁位置處整體剛度較小，且存在預應力錨索，故側向位移及彎矩曲線均呈波動形，在支護樁及錨索位置處出現轉折。相較于天然地基，實際模型中腰梁最大側向位移減少67%，彎矩減小53.8%。

不同模型計算所得錨索內力值對比見表4。由于天然地基失去CFG樁的“遮攔”效應，造成土體側向位移偏大，需要錨索發(fā)揮更大的作用，因此，相比于實際模型，天然地基條件下錨索內力較大，約增加18.6%。

(a) 冠梁側向位移；(b) 冠梁彎矩曲線

(a) 腰梁側向位移；(b) 腰梁彎矩曲線

表4 預應力錨索內力

圖6為開挖結束時前后排樁及距支護結構不同距離處土體的水平位移曲線。其中圖6(a)為考慮復合地基、群樁基礎與支護結構共同作用的實際模型所得位移曲線，圖6(b)為忽略復合地基、CFG樁與群樁基礎的天然地基模型所得結果。

由圖6可知，當距圍護結構距離與開挖深度的比值小于0.5 時，土體水平位移曲線與雙排樁變形模式相似，呈比較明顯的弓形分布形式，位移在中間表現為最大，而上部下部的位移相對較小。隨著繼續(xù)遠離圍護結構，土體水平位移逐漸減小，水平位移曲線變?yōu)榈乇砦灰谱畲蟮膽冶凼角€分布。當距離繼續(xù)增加，曲線趨于平緩，逐漸變?yōu)樨Q直線，表明基坑開挖對坑外深層土水平位移的影響已經 很小。

對比圖6(a)和圖6(b)可知，基坑開挖對實際模型土體的影響范圍約為1.5倍挖深，對天然地基的影響范圍為2倍挖深，表明實際模型受到的影響范圍更??；且實際模型中水平位移較天然地基明顯減小。其中前排樁最大側向變形從28.72 mm減小到9.57 mm，減少66.7%。

通過實際模型與天然地基模型的對比，支護結構變形、內力以及周邊深層土體土壓力及側向位移的變化證明考慮巖土與結構各自功能進行地下結構集約化設計非常必要，忽視集約化的影響使得計算結果偏于保守，造成成本的增加和材料的浪費。數值計算結果顯示，開挖結束支護結構最大側移9.57 mm，占開挖深度的0.075%，滿足主體結構對復合地基水平變形0.15%的要求。而實際監(jiān)測支護樁最大水平位移為3.35 mm，位于樁頂下6.5 m(圖7)，遠小于數值分析結果。證明集約化設計合理。

(a)實際模型水平位移曲線；(b)天然地基水平位移曲線

圖7 臺倉側壁外排支護樁傾斜曲線

2.3 耐久性設計分析

支護樁增加了永久性設計，需對其耐久性進行驗算。耐久性驗算的一個重要指標就是裂縫寬度。支護樁截面為圓形。盡管圓柱形截面構件在建筑工程中占有很大比重，但是相比于矩形截面等構件，它在各類規(guī)范中的規(guī)定很少[11]。我國現行的《混凝土結構設計規(guī)范》[12]、《港口工程混凝土結構設計規(guī)范》[13]只給出矩形、T 形、倒 T 形和I形截面受拉、受彎和偏心受壓構件的最大裂縫寬度計算公式，《水運工程混凝土結構設計規(guī)范》(以下簡稱水規(guī))[14]給出了圓形截面構件在受拉、受彎和偏心受壓情況下的最大裂縫寬度計算公式。本文按照水規(guī)對支護樁進行裂縫寬度驗算。雙排樁配筋參數如表5所示。

表5 雙排樁配筋參數

配筋圖見圖8。

單位：mm

開挖過程中，支護樁受水平荷載作用，屬于受彎構件，按結構受彎進行設計。圖9所示為雙排樁彎矩隨開挖的變化情況。由圖可知，隨著開挖深度增大，雙排樁彎矩值也逐漸增大，最終開挖結束時，前排支護樁最大彎矩為139 kN·m，后排樁最大彎矩值為67.1 kN·m。對前排樁進行抗裂計算。

計算過程如下：

圓形截面構件受拉縱向鋼筋對最大裂縫開展貢獻系數：

圓形截面縱向受拉鋼筋的有效配筋率：

縱向受拉鋼筋應力：

(a)前排樁彎矩；(b)后排樁彎矩

圖9 雙排樁彎矩圖

Fig. 9 Bending moment of double-row piles

最大裂縫寬度：

1為構件受力特征系數，受彎構件取1.0；2為鋼筋表面形狀的影響系數，帶肋鋼筋取1.0；3為準永久組合或重復荷載影響的系數，對施工期可取1.0。

支護樁滿足耐久性設計對最大裂縫的要求。

2.4 褥墊層厚度調整分析

《建筑地基處理技術規(guī)范》[15]規(guī)定：褥墊層厚度宜取150~300 mm。在如圖2的數值計算模型中改變褥墊層厚度，觀察筏板沿方向沉降(圖2規(guī)定)，分析褥墊層厚度對筏板的影響。實施過程如下：在290 kPa均布荷載作用下，將支護樁樁頂褥墊層厚度設為150，200，250和300 mm，建立4組模型分別進行實驗。由于支護樁樁頂標高比CFG樁低150 mm，同時調整CFG樁樁頂褥墊層厚度以保持地面水平，具體數據如表6。

表6 各樁頂部褥墊層厚度

圖10為荷載作用下土體沉降云圖。從圖中可以看出，土體的整體沉降趨勢為“盆狀”，中間大兩邊小。分析原因為均布荷載作用下，復合地基群樁中各樁所引起的土中應力重疊，內部樁樁尖平面處的土中附加應力大于邊樁樁尖平面處土中的附加應力，使得內部樁的沉降量大于邊樁的沉降量。另外，基坑開挖的影響，造成沉降分布的極值區(qū)域中心向基坑回填區(qū)一側發(fā)生偏移。

圖11為不同褥墊層厚度下筏板沿向沉降曲線。由圖可知，筏板沉降中間大，兩邊小，與土體沉降曲線相似，且沉降隨褥墊層厚度增大而增大。沉降極值區(qū)域中心亦向基坑回填區(qū)方向偏移。

由于雙排樁剛度大于CFG樁，同一荷載作用下筏板在方向兩端發(fā)生不均勻沉降，呈現雙排樁頂部沉降小于其他地方。建筑地基基礎設計規(guī)范規(guī)定[16]，對于高度小于20 m的建筑，基礎沿傾斜方向兩端點的沉降差與其距離的比值(傾斜度)不超過0.008。由圖6可知，當雙排樁頂部褥墊層厚度由150 mm增大到300 mm時，筏板傾斜度不斷減小，由最初的0.18%減小到0.05%，且減小速率不斷降低，滿足規(guī)范要求，表明調整褥墊層厚度差的措施有效。

圖10 土體沉降云圖

圖11 筏板沉降隨褥墊層厚度變化曲線

3 結論

1) 支護結構與主體結構的具體布置和施工工序設計基坑永久化支護結構，可以節(jié)約投資，減少能源耗費，符合國家生態(tài)建設戰(zhàn)略。與一般支護結構設計相比，基坑永久性支護結構集約化設計，需要考慮支護結構耐久性、地下結構共同作用對于支護結構側壓力影響，以及相關構造完善等內容。本文采用“水規(guī)”對圓形截面支護樁進行耐久性驗算，證明滿足要求。通過采用調整支護樁及復合地基頂部褥墊層厚度的構造措施，克服筏板不均勻沉降的問題。針對大劇院基坑工程，分析結果表明，雙排樁頂部褥墊層厚度取300 mm，其他地方取150 mm為最優(yōu)構造。

2) 既有建筑基礎往往與周邊擬建項目基坑支護結構、基礎結構等同時存在，應正視和重視地下工程或結構共同存在現狀，考慮巖土與結構工程各自功能。數值計算結果和監(jiān)測數據證明，一般設計方案計算結果偏于保守。相比于天然地基，由于基坑主動區(qū)復合地基的“遮攔”效應，使得基坑主動區(qū)土壓力和側向位移分別減少20.5%和66.7%，開挖影響范圍由2倍挖深減少到1.5倍挖深；基坑被動區(qū)則由于抗拔樁的加固作用造成被動區(qū)土壓力增大15.6%，表明地下結構的影響不容忽視。

3) 由于復合地基的側向加固作用，基坑支護結構所受內力均有一定減小，故可適當降低支護結構強度。

[1] JGJ120—2012, 建筑基坑支護技術規(guī)程[S]. JGJ120—2012, Technical specification for retaining and protection of building foundation excavations[S].

[2] 鄭剛, 鄧旭, 劉暢, 等. 不同圍護結構變形模式對坑外深層土體位移場影響的對比分析[J]. 巖土工程學報, 2014, 36(2): 273?285. ZHENG Gang, DENG Xu, LIU Chang, et al. Comparative analysis of influences of different deformation modes of retaining structures on displacement field of deep soils outside excavations[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2014, 36(2): 273?285.

[3] Benton L J, Phillips A. The behavior of two tunnels beneath a building on build foundation[C]// Deformation of Soils and Displacements of Structures. Florence: XECSMFE, 1991: 665?668.

[4] Schroeder F C, Potts D M, Addenbrooke T I. The influence of pile group loading on existing tunnels[J]. Geotechnique, 2004, 54(6): 351-362.

[5] Schroeder F C. The influence of bored piles on existing tunnels: a case study[J]. Ground Engineering, 2002, 55(7): 32?34.

[6] 李連祥, 張海平, 徐幫樹, 等. 考慮CFG復合地基對土體側向加固作用的基坑支護結構優(yōu)化[J]. 巖土工程學報, 2012, 34(增): 500?506.LI Lianxiang, ZHANG Haiping, XU Bangshu, et al. Optimization of excavation supporting structure considering lateral reinforcement effect of CFG composite foundation on soils[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2012, 34(Suppl): 500?506.

[7] 劉鵬, 楊光華. 考慮樁端刺入沉降的樁土自平衡式復合地基設計[J]. 巖土力學, 2012, 33(2): 539?546. LIU Peng, YANG Guanghua. Pile-soil self-balanced composite foundation design considering pile-end piercing settlement[J]. Rock and Soil Mechanics, 2012, 33(2): 539?546.

[8] 劉鵬, 楊光華, 范澤, 等. 褥墊層對剛性樁復合地基承載性狀的影響[J]. 土木工程與管理學報, 2015, 32(2): 13?18. LIU Peng, YANG Guanghua, FAN Ze, et al. Cushion effects on the bearing capacity behaviors of the rigid pile composite foundation[J]. Journal of Civil Engineering and Management, 2015, 32(2): 13?18.

[9] 武崇福, 郭維超, 李雨濃, 等. 考慮負摩阻力的剛性樁復合地基中性面深度及樁土應力比計算[J]. 巖土工程學報, 2016, 38(2): 278?287. WU Chongfu, GUO Weichao, LI Yunong, et al. Calculation of neutral surface depth and pile-soil stress ratio of rigid pile composite foundation considering influence of negative friction[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2016, 38(2): 278?287.

[10] 徐中華, 王衛(wèi)東. 敏感環(huán)境下基坑數值分析中土體本構模型的選擇[J]. 巖土力學, 2010, 31(1): 258?264. XU Zhonghua, WANG Weidong. Selection of soil constitutive models for numerical analysis of deep excavations in close proximity to sensitive properties[J]. Rock and Soil Mechanics, 2010, 31(1): 258?264.

[11] Ioannis A Tegos, Nikolaos C Giannakas, Theodoros A Chrysanidis. Serviceability cracking check of circular section piers[J]. Bridge Structures, 2011, 7(1): 43?52.

[12] GB 50010—2010, 混凝土結構設計規(guī)范[S]. GB 50010—2010, Code for design of concrete structure[S].

[13] JTJ267—98, 港口工程混凝土結構設計規(guī)范[S].JTJ267—98, Design code for harbour engineering concrete structure[S].

[14] JTS151—011, 水運工程混凝土結構設計規(guī)范[S]. JTS151—2011, Design code for concrete structure of port and waterway engineering[S].

[15] JGJ79—2012, 建筑地基處理技術規(guī)范[S]. JGJ79—2012, Technical code for ground treatment of buildings[S].

[16] GB5007—2011, 建筑地基基礎設計規(guī)范[S]. GB5007—2011, Code for design of building foundation [S].

(編輯 涂鵬)

Analysis on permanent intensive design of supporting structure of composite foundation

LI Lianxiang1, 2, CHENG Xiaoyang1, 2, LIU Bing1, 2

(1. School of Civil Engineering, Shandong University, Jinan 250061, China; 2. Foundation Pit and Deep Foundation Engineering Research Center, Shandong University, Jinan 250061, China)

At present most supporting structures used in foundation pit engineering are temporary and all kinds of underground engineering and their structures often coexist permanently. Jinan Provincial Capital Cultural Arts Center (Theater) stage-bin is surrounded by a large area of CFG composite foundation. The double-row piles with prestressed anchor cables are used as the supporting structures as well as the composite foundation, that is “dual-purpose pile”. Considering the combined action of composite foundation, pile group foundation and supporting structure, a three-dimensional finite element model was established using finite element software PLAXIS 3D. The intensive design of lateral pressure of supporting structures was achieved. Compared with conventional design of pit supporting, the scheme adds the durability design of supporting structures. The permanent structural measures of supporting structures were analyzed in detail based on reinforcement effect of composite foundation in active area and pile group foundation in passive area. Good effects were obtained in the engineering construction. The research method may provide reference for similar projects. The design view of permanent supporting structures and underground structures intensification should be accepted and promoted in the industry.

permanent supporting structures; underground structures intensification; double-row piles; composite foundation

10.19713/j.cnki.43?1423/u.2018.08.010

TU92

A

1672 ? 7029(2018)08 ? 1971 ? 09

2017?05?19

濟南市科技計劃資助項目(20121145)

李連祥(1966–)，男，河北灤縣人，教授，博士，從事土力學及巖土工程方面的教學與研究工作；E?mail：jk_doctor@163.com