胡敏云，歐陽維杰，陳乾浩，肖 斌，3，徐曉兵

(1.浙江工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，浙江 杭州 310023；2.中國聯(lián)合工程公司，浙江 杭州 310022；3.浙江同濟(jì)科技職業(yè)學(xué)院，浙江 杭州 311231)

復(fù)合土釘墻支護(hù)技術(shù)是超前支護(hù)與土釘墻相結(jié)合的一種主動(dòng)式基坑支護(hù)形式。在滿足工程需求的前提下，與其他基坑支護(hù)形式相比其具有工期較短、施工靈活和經(jīng)濟(jì)性好等優(yōu)點(diǎn)，在我國東部地區(qū)二級(jí)基坑支護(hù)中應(yīng)用較多。在二級(jí)基坑工程設(shè)計(jì)時(shí)，需要計(jì)算支護(hù)結(jié)構(gòu)的變形，但是現(xiàn)行國家和地方規(guī)范(程)中對(duì)復(fù)合土釘墻支護(hù)的變形計(jì)算方法尚不明確。

為了認(rèn)識(shí)復(fù)合土釘墻支護(hù)的變形特性，國內(nèi)外學(xué)者開展了實(shí)測(cè)分析、模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬等研究。Tabrizi[1]采用八節(jié)點(diǎn)六面體單元對(duì)復(fù)合土釘墻的變形進(jìn)行了有限元數(shù)值模擬，分析了復(fù)合土釘墻支護(hù)基坑的變形位移曲線，分析表明復(fù)合土釘墻支護(hù)基坑可達(dá)到良好的變形控制效果。孫林娜等[2]利用FLAC3D軟件對(duì)水泥土復(fù)合土釘墻進(jìn)行建模，得出復(fù)合土釘墻中的水泥土墻明顯可以約束基坑的水平位移，且復(fù)合土釘墻中的水泥土超前支護(hù)和土釘墻具有良好的協(xié)同工作效果。張明輝[3]對(duì)太原市施工現(xiàn)場(chǎng)的基坑水平位移和地表沉降等監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行了分析，得出水泥土攪拌樁+土釘墻支護(hù)相結(jié)合的復(fù)合土釘墻支護(hù)在變形控制方面優(yōu)于采用單一的水泥土攪拌樁或土釘墻，能確?；庸こ谈咝А踩瓿?。黃素麗[4]以鄭州某復(fù)合土釘墻深基坑工程為研究對(duì)象，利用FLAC3D模擬分析了復(fù)合土釘墻開挖和支護(hù)過程中基坑的位移變化情況，發(fā)現(xiàn)復(fù)合土釘墻支護(hù)中的錨索和土釘?shù)膮f(xié)同作用得到了充分的發(fā)揮，可以有效控制基坑的位移變化。俞登華等[5]利用有限元模擬復(fù)合土釘支護(hù)位移和整體穩(wěn)定性，得出復(fù)合土釘支護(hù)的變形呈“鼓狀”位移形式，復(fù)合土釘墻這種超前支護(hù)形式在基坑工程中起到了“柔性樁”的作用，能更好地限制豎向位移，并且其地表沉降值小于無超前支護(hù)的土釘墻。周健等[6]利用離散元PFC軟件建立基坑開挖土釘支護(hù)的顆粒流模型，得出復(fù)合土釘墻支護(hù)變形的形式為“中間大，兩端小”的鼓狀變形，可以很好地限制基坑頂部的變形，且復(fù)合土釘墻支護(hù)結(jié)構(gòu)的側(cè)移變形、墻后土體地表沉降值以及基坑隆起量都比單一土釘墻支護(hù)小。張寧[7]采用離散元PFC軟件結(jié)合實(shí)際工程的基坑邊坡作用機(jī)理，研究了復(fù)合土釘墻基坑開挖和支護(hù)過程中的受力和變形特性，表明復(fù)合土釘墻支護(hù)中的土釘可以提高基坑的穩(wěn)定性，減小基坑的變形。沈一帆等[8]建立了PFC復(fù)合土釘墻支護(hù)模型，研究分析了開挖過程中的基坑支護(hù)結(jié)構(gòu)的工作機(jī)理以及地表沉降和基坑的隆起情況，發(fā)現(xiàn)復(fù)合土釘墻支護(hù)在限制地表沉降和基坑隆起方面均比單一攪拌樁效果好。盡管國內(nèi)外學(xué)者對(duì)土釘支護(hù)的研究取得了較多成果，但對(duì)于超前支護(hù)在復(fù)合土釘墻的工作機(jī)理和超前支護(hù)與土釘協(xié)同工作的機(jī)理還不夠明確。為此，筆者采用離散元方法，對(duì)單層水泥土攪拌樁+土釘墻的復(fù)合土釘墻支護(hù)基坑的變形特性和細(xì)觀工作機(jī)理進(jìn)行模擬研究，通過對(duì)比單一攪拌樁支護(hù)、單一土釘墻支護(hù)基坑的變形特性及細(xì)觀機(jī)理，為復(fù)合土釘墻支護(hù)的基坑設(shè)計(jì)、施工和變形控制提供參考。

1 離散元數(shù)值分析模型

1.1 工程實(shí)例

杭州市某建筑物基坑工程[9]呈長方形，地下設(shè)1 層地下室，基礎(chǔ)底板埋深5.8 m。地下水位埋深較淺，在地表以下0.4～1.2 m，基坑北面采用攪拌樁重力式擋墻支護(hù)，由5 排水泥土攪拌樁組成，其余面均采用單排攪拌樁+4 層土釘?shù)膹?fù)合土釘墻支護(hù)。工程勘察報(bào)告顯示：基坑地層從上往下依次為雜填土、素填土和淤填土，粉質(zhì)黏土，淤泥質(zhì)黏土、淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土，坑壁以黏性土為主。

1.2 計(jì)算模型

采用二維離散元數(shù)值模擬，模型的大小(寬×深)為35 m×17.7 m；6 m的開挖深度內(nèi)共設(shè)置4 排土釘，每排土釘豎向間距為1.5 m，第1排土釘距離地面為1.5 m，土釘水平方向的傾角為15°?；臃? 層開挖，每層開挖1.5 m并安設(shè)土釘?？紤]到模型邊界的效應(yīng)[10]，開挖區(qū)域?qū)挾葹?5 m，未開挖區(qū)域?qū)挾葹?0 m；土釘長度從上向下依次為6，8，8，6 m，土釘錨固體半徑為0.15 m，傾角為15°?；佑?jì)算模型和數(shù)值模型如圖1所示。

圖1 復(fù)合土釘墻支護(hù)模型

1.3 數(shù)值模型與參數(shù)

1.3.1 地基土模型

在離散元模擬中，顆粒的大小以及顆粒細(xì)觀參數(shù)的取值對(duì)計(jì)算結(jié)果影響較大。從計(jì)算模擬效率方面考慮，顆粒的大小無法采用真實(shí)的尺寸和級(jí)配，因此假定地基土是均質(zhì)的散體材料，采用的顆?？梢暈榱＝M單元，基坑開挖通過粒組單元之間的接觸變化發(fā)生作用。綜合考慮模擬精度和計(jì)算效率，高斯法生成的地基顆粒粒徑d為0.1～0.12 m，通過調(diào)整顆粒接觸的細(xì)觀參數(shù)來合理反映散體材料的力學(xué)特性。地基土顆粒模型生成的步驟如圖2所示。地基模型共有14 986 顆粒，顆粒接觸采用接觸黏結(jié)模型，模型參數(shù)[11]如表1所示。

圖2 地基土顆粒模型生成步驟

表1 地基土顆粒數(shù)值模擬細(xì)觀參數(shù)表

1.3.2 攪拌樁模型

水泥土攪拌樁采用平行黏結(jié)模型，參考文獻(xiàn)[11]選定的物理力學(xué)參數(shù)如表2所示。經(jīng)過多次試算得到了攪拌樁細(xì)觀參數(shù)和“顆?！背叽?，如表3所示。

表2 攪拌樁物理參數(shù)表

表3 樁身細(xì)觀參數(shù)表

1.3.3 土釘模型

在實(shí)際工程中，土釘(包括錨固體)直徑一般為70～120 mm[12]。考慮到數(shù)值模擬的適用性和土體在PFC中的放大系數(shù)，土釘使用半徑是150 mm的圓盤顆粒進(jìn)行模擬并采用平行黏結(jié)模型。將所有的圓盤顆粒連接在一起組成土釘，形成一個(gè)簇clump。利用試錯(cuò)法，并參考文獻(xiàn)[13-14]，得到土釘數(shù)值模擬細(xì)觀參數(shù)，如表4所示。

表4 土釘數(shù)值模擬細(xì)觀參數(shù)表

1.3.4 面層模型

在實(shí)際工程中，面層對(duì)單一土釘墻的影響是必須考慮的,王立峰等[15-16]、葉俊能等[17]也對(duì)土釘墻面層作用進(jìn)行了研究。相關(guān)規(guī)范規(guī)定，面層的厚度要大于80 mm[9，18]?？紤]到PFC數(shù)值模擬的適用性，并結(jié)合實(shí)際攪拌樁的模擬情況，最終模擬面層選擇的圓盤顆粒(disk)的半徑為100 mm，顆粒間采用的本構(gòu)模型為線性平行黏結(jié)模型，具體參數(shù)取值情況如表5所示。面層與土釘之間的連接方式，在開挖1 層土以后，生成面層；接著在面層最下面的顆粒設(shè)置1根土釘，土釘與面層之間采用的接觸模型也是線性平行黏結(jié)模型，模擬參數(shù)取值如表5所示。

表5 面層以及面層與土釘黏結(jié)處顆粒流數(shù)值模擬細(xì)觀參數(shù)表

2 復(fù)合土釘墻變形模擬結(jié)果與分析

利用顆粒流數(shù)值模擬方法，分別對(duì)單一攪拌樁、單一土釘墻和復(fù)合土釘墻支護(hù)進(jìn)行模擬分析，獲得了3 類支護(hù)的水平位移以及地表沉降特征，并對(duì)各類支護(hù)下土體位移場(chǎng)進(jìn)行了分析。

2.1 單一攪拌樁支護(hù)的變形特性

2.1.1 單一攪拌樁支護(hù)水平位移分析

依次記錄每層開挖完成后，每個(gè)攪拌樁樁身顆粒的水平方向坐標(biāo)值減去成樁時(shí)該顆粒對(duì)應(yīng)的水平方向坐標(biāo)值，就可得到攪拌樁的水平位移，如圖3所示。該結(jié)構(gòu)為懸臂式支護(hù)結(jié)構(gòu)，其樁身的最大水平位移出現(xiàn)在攪拌樁的頂部。隨著土體開挖深度的增大，水平位移的發(fā)展速度加劇，且最大水平位移控制效果不佳。在實(shí)際工程中，如果對(duì)水平位移控制要求高，則需要加強(qiáng)支護(hù)結(jié)構(gòu)剛度或者采用其他支護(hù)形式。

圖3 不同開挖階段下攪拌樁支護(hù)水平位移曲線圖

2.1.2 單一攪拌樁支護(hù)地表沉降分析

在地基土表面建立一排平行的顆粒，目的是用來測(cè)量顆粒的沉降值。記錄開挖前地表顆粒的原始豎向坐標(biāo)yi0，每開挖1 層都記錄顆粒移動(dòng)后的豎向坐標(biāo)，依次記為yi1，yi2，yi3，yi4，然后再把這4 個(gè)值依次減去yi0，得到每層開挖施工完成后的沉降值Y1，Y2，Y3，Y4，每層開挖完成后的地表沉降圖如圖4所示。攪拌樁支護(hù)地表最大沉降值發(fā)生于緊靠攪拌樁后，離攪拌樁越遠(yuǎn)，地表沉降越?。辉陔x開攪拌樁0.6H處，地表沉降開始收斂并趨于零。考慮到柔性支護(hù)結(jié)構(gòu)，該支護(hù)方式的地表沉降與實(shí)際工程規(guī)律中的“三角形”沉降[19]一致，說明離散元模擬此類基坑支護(hù)的變形行為是可行的。

圖4 不同開挖階段下攪拌樁支護(hù)地表沉降曲線圖

2.1.3 單一攪拌樁支護(hù)位移場(chǎng)分析

圖5給出了第4層開挖完成后地基位移場(chǎng)的分布，可劃分為坑壁側(cè)移區(qū)、基坑隆起區(qū)?？颖趥?cè)移區(qū)的影響區(qū)域大致是以開挖深度為半徑的1/4圓弧區(qū)域，土體位移方向大體向基坑開挖面整體“傾斜”?；拥撞柯∑饏^(qū)的影響深度遠(yuǎn)大于攪拌樁支護(hù)最終埋深，采用單一攪拌樁支護(hù)對(duì)土體塑性變形抑制效果不佳，且在基坑底面以下，坑外側(cè)土體有繞過樁底向坑內(nèi)側(cè)移動(dòng)的趨勢(shì)。

圖5 攪拌樁支護(hù)土體位移矢量場(chǎng)圖

2.2 單一土釘墻支護(hù)的變形特性

2.2.1 單一土釘墻支護(hù)水平位移分析

通過土釘墻面層顆粒位移分析可以獲得單一土釘墻支護(hù)的水平位移特性，如圖6所示。由圖6可知：土釘墻支護(hù)的最大側(cè)向位移出現(xiàn)在深度1.5 m處附近，約1/4的開挖深度。每隔1.5 m處土釘墻支護(hù)面層水平位移都有個(gè)突變，這與土釘墻的設(shè)立位置有關(guān)。

圖6 土釘墻支護(hù)面層水平位移(基坑開挖深度為6 m)

2.2.2 單一土釘墻支護(hù)地表沉降分析

按照與2.1節(jié)中同樣的測(cè)算方法，圖7給出了單一土釘墻支護(hù)的坑外地表沉降曲線。由圖7可以發(fā)現(xiàn)：距離開挖面越近，地表沉降越大；隨著離開挖面距離的增大，地表沉降減小。但是單一土釘墻支護(hù)收斂速度不如單一攪拌樁支護(hù)，直到1.5H后沉降值才逐漸趨于零。

圖7 土釘墻支護(hù)地表沉降曲線圖

2.2.3 單一土釘墻支護(hù)位移場(chǎng)分析

圖8給出了單一土釘墻支護(hù)的地基位移場(chǎng)分布。土體位移仍劃分為坑壁側(cè)移區(qū)與基坑隆起區(qū)?？颖趥?cè)移區(qū)影響范圍基本上與土釘?shù)脑O(shè)置深度一致，而基坑隆起區(qū)的影響范圍就比較廣，影響深度大致為開挖面以下的淺層。

圖8 土釘墻支護(hù)位移矢量場(chǎng)圖

2.3 復(fù)合土釘墻支護(hù)變形特性

2.3.1 復(fù)合土釘墻支護(hù)水平位移分析

復(fù)合土釘墻支護(hù)的水平位移通過攪拌樁樁身顆粒的水平位移進(jìn)行測(cè)算，如圖9所示。圖9中同時(shí)給出了實(shí)測(cè)結(jié)果[9]。由圖9(a)可知：隨著開挖的深度增加，樁身上部水平位移發(fā)展較顯著，樁身下部水平位移收斂速度較快，最大水平位移大致在2/3H附近。由復(fù)合土釘墻水平位移實(shí)測(cè)(圖9b)結(jié)果可知：采用PFC數(shù)值模擬得到的結(jié)果與實(shí)測(cè)較為吻合，也說明PFC模擬此類支護(hù)形式的基坑變形具有一定的合理性和可靠性。

圖9 復(fù)合土釘墻各個(gè)開挖階段的水平位移模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果

2.3.2 復(fù)合土釘墻支護(hù)地表沉降分析

復(fù)合土釘墻支護(hù)的坑外地表沉降特征如圖10所示。復(fù)合土釘墻支護(hù)的基坑地表沉降最大值出現(xiàn)在坑外距離攪拌樁后0.5 m范圍內(nèi)；當(dāng)離攪拌樁開挖側(cè)大于3.5 m(約0.6H)時(shí)，地表沉降逐漸趨于穩(wěn)定。對(duì)于地表沉降控制方面，復(fù)合土釘墻支護(hù)優(yōu)于單一水泥土攪拌樁和單一土釘墻支護(hù)。

圖10 復(fù)合土釘墻支護(hù)地表沉降曲線圖

2.3.3 復(fù)合土釘墻支護(hù)位移場(chǎng)分析

圖11給出了復(fù)合土釘墻支護(hù)時(shí)地基位移場(chǎng)的分布，可分為坑壁側(cè)移區(qū)、樁身影響區(qū)與基坑隆起區(qū)等3個(gè)區(qū)域。復(fù)合土釘墻地基的位移影響區(qū)域較為局限，主要分布在土釘和攪拌樁附近。

圖11 復(fù)合土釘墻支護(hù)位移場(chǎng)圖

3 復(fù)合土釘墻的工作特性分析

在模擬分析的基礎(chǔ)上，對(duì)3 類支護(hù)形式的變形特性進(jìn)行對(duì)比，以明確復(fù)合土釘墻的工作機(jī)理。

3.1 變形特性分析

圖12為單一攪拌樁支護(hù)、單一土釘墻支護(hù)和復(fù)合土釘墻支護(hù)的基坑水平位移變化曲線。從圖12可以發(fā)現(xiàn)：復(fù)合土釘墻支護(hù)、單一土釘墻支護(hù)和單一攪拌樁支護(hù)的水平位移分布特征差異較大。采用超前攪拌樁的復(fù)合土釘墻支護(hù)可大幅減小單一土釘墻支護(hù)的坑壁側(cè)移量，且側(cè)移分布模式優(yōu)于單一攪拌樁支護(hù)的。復(fù)合土釘墻支護(hù)最大水平位移約是單一土釘墻支護(hù)的36.4%。圖13給出了各種支護(hù)下坑外地表沉降曲線。由圖13可知：復(fù)合土釘墻支護(hù)的基坑地表沉降量較小，且沉降影響范圍也較小，說明復(fù)合土釘墻在控制基坑的側(cè)向水平位移和限制地表沉降方面都有優(yōu)勢(shì)。

圖12 不同支護(hù)形式下基坑水平位移曲線圖

圖13 不同支護(hù)形式下地表沉降曲線圖

3.2 細(xì)觀機(jī)理比較分析

復(fù)合土釘墻在限制基坑變形的優(yōu)勢(shì)與其細(xì)觀工作機(jī)理是分不開的。通過比較圖5，8，11可得出：復(fù)合土釘墻和土釘墻在土釘加固范圍內(nèi)，均出現(xiàn)土和土釘?shù)穆?lián)合作用，形成類似于重力式擋墻支護(hù)的聯(lián)合體，而攪拌樁支護(hù)層沒有類似優(yōu)勢(shì)。土釘墻在加固的復(fù)合體后側(cè)鍥形的區(qū)域內(nèi)的土體位移變形較大，可能會(huì)出現(xiàn)鍥形破壞現(xiàn)象，而復(fù)合土釘墻沒出現(xiàn)這種情況，說明復(fù)合土釘墻的支護(hù)效果不錯(cuò)，超前攪拌樁的設(shè)置可以幫助避免單一土釘墻可能發(fā)生的破壞。與其他兩種單一的支護(hù)形式相比，復(fù)合土釘墻基坑隆起值也比較小，對(duì)基坑隆起破壞有更好的抑制作用。

4 結(jié) 論

基于數(shù)值模擬顆粒流軟件PFC2D，結(jié)合工程實(shí)例，對(duì)單一攪拌樁支護(hù)、單一土釘墻支護(hù)以及復(fù)合土釘墻支護(hù)的變形特性進(jìn)行了模擬分析，重點(diǎn)分析了3 種不同的支護(hù)類型的水平位移與地表沉降的情況，揭示了在限制基坑水平位移、抗側(cè)向變形能力和限制地表沉降方面，復(fù)合土釘墻支護(hù)要優(yōu)于單一攪拌樁支護(hù)和單一土釘墻支護(hù)的細(xì)觀機(jī)理。與單一土釘墻支護(hù)相比，采用攪拌樁超前支護(hù)的復(fù)合土釘墻開挖影響范圍較小，開挖影響深度約為基坑開挖深度H，而單一土釘墻影響范圍約為1.5H～2.0H；復(fù)合土釘墻可以更好地限制土體變形，本案例中復(fù)合土釘墻坑壁最大水平位移約為單一土釘墻的36.4%，最大地表沉降約為單一土釘墻的43.0%。復(fù)合土釘墻支護(hù)在控制基坑的側(cè)向水平位移和限制地表沉降方面與單一攪拌樁和單一土釘墻相比優(yōu)勢(shì)明顯，而且在基坑抗隆起破壞方面也更為有效。