双排桩加固

双排桩加固（精选7篇）

双排桩加固 篇1

1 引言

作为一种较为新型的支护结构, 双排桩支护结构是上世纪九十年代被应用于基坑工程当中, 并被逐步认知和推广使用的。双排桩支护结构指将两排平行桩设置在地基中, 并用刚性横梁将前桩和后桩连接起来, 组成门架式的空间结构受力体系, 沿着坑壁进行双排支护的架构, 亦称钢架双排桩。在实际工程中, 当基坑周边实际条件受到限制, 锚杆、土钉、支撑无法实施, 而采用单排悬臂桩又难以满足承载力、基坑变形等要求时, 可采用双排桩进行支护。

与单排悬臂桩结构、锚拉式结构、支撑式结构等常规支护结构相比, 双排桩的优点主要体现在:首先, 双排桩抗侧移刚度远大于单排悬臂桩结构, 其内力分布明显优于悬臂结构, 在相同的材料消耗条件下, 双排桩的桩顶位移明显小于单排悬臂桩, 其安全可靠性、经济合理性优于单排悬臂桩。其次, 由于基坑内不设支撑, 不影响基坑开挖、地下结构施工, 且省去设置、拆除内支撑的工序, 大大缩短了工期, 尤其是当基坑面积很大、基坑深度不很大时, 双排桩刚架支护结构的造价低于支撑式支挡结构。再次, 双排桩不设置外拉锚固体系, 可避免锚拉式支挡结构难以克服的缺点。此外, 双排桩施工工艺简单、不与土方开挖交叉作业、工期短等优势。

尽管双排桩具有诸多优点, 但针对双排桩支护结构的计算理论及方法研究[1,2,3,4,5]则相对较少, 仍主要体现在对双排桩工程实例的总结, 或基于较为有限的模型试验与工程测试等的研究提出相应的研究成果, 但仍有待于进一步验证。2012版基坑规程[6]提出前、后等桩距双排桩的设计计算的简化实用方法, 该方法认为桩间土对前、后排桩的土反力与桩间土的压缩变形有关, 将桩间土看作水平向单向压缩体, 按土的压缩模量确定水平刚度系数。

由此可见, 双排桩的内力及变形与桩间土的强度紧密相关, 而对于软土地区的深基坑, 当采用双排桩进行支护时, 桩间土则较为软弱, 此时双排桩支护结构的抗侧刚度相对较弱, 若对桩间软土进行加固, 势必对双排桩的变形及受力产生一定的影响, 但其影响程度仍有待于进一步研究。

因此, 为了进一步了解桩间土体加固对双排桩变形性状的影响, 本文将结合具体工程实例, 利用有限元分析手段对桩间土体加固效果进行研究, 从而更深入地了解桩间土体加固对双排桩支护结构变形性状的影响。

2 工程概况

该工程由4栋 (26~33) 层住宅楼及附属商业店面组成, 住宅楼采用钢筋混凝土剪力墙结构, 商业店面采用钢筋混凝土框架结构, 并设有1层连体地下室, 采用管桩基础。受总体规划及拆迁进度影响, 该工程需分两期进行施工, 即二期工程需待一期工程完成, 且场地拆迁完成后方可进行。

该工程场地整平标高约-1.20m, 坑底标高约为-7.20m, 基坑开挖深度约为6.00m, 一期工程周长约450m, 二期工程周长约360m, 一二期交界长度约为87m。

基坑开挖影响范围内主要土层包括: (1) 杂填土、 (2) 淤泥、 (3) 粉质粘土、 (4) 残积砂质粘性土, 其具体的物理力学参数如表1所示。

(1) 杂填土:褐黄、灰黄等色, 干~湿, 松散~稍密, 主要由粉质粘土为主, 含少量风化岩块、碎石等, 硬质含量约占5~15%, 堆填时间约1年, 场地内均有分布。

(2) 淤泥:深灰色、灰黑色, 流塑, 含少量有机质、腐殖质及粉细砂, 夹薄片页状粉细砂, 具腥臭味, 局部岩性相变为淤泥质粘土、淤泥质粉质粘土, 干强度中等, 粘、韧性中等, 切面光滑, 摇振反应缓慢, 场地内均有分布。

(3) 粉质粘土:灰褐色, 饱和, 可塑, 上部局部为软塑, 粘性稍差, 刀切面平整, 稍有光泽, 手捻有砂质感, 无摇震反应, 韧性中等, 干强度中等~高。本层整个场地大部分有分布。

(4) 残积砂质粘性土:灰白色、黄褐色或灰黄夹白色等, 饱和, 可塑~硬塑。粘性弱, 矿物成份以石英、长石及云母为主, 长石、云母已风化成粘土状, >2mm的颗粒约占0.80~4.30%, 平均为2.50%, 母岩残遗结构较清晰, 浸水易崩解软化。本层整个场地大部分地段有分布。

场地地下水主要赋存于 (1) 杂填土中的孔隙潜水、 (4) 残积砂质粘性土中的孔隙承压水以及下部花岗岩风化带中的孔隙-裂隙水, 对本基坑的影响相对较小。

一期工程基坑支护设计方案中, 除与二期工程交界区域外, 其余三侧均采用SMW工法桩+1道预应力锚杆进行支护, 而在与二期工程交界区域, 则需考虑到以下几方面问题:

(1) 支护结构应具有较好的安全性, 变形控制效果较为可靠, 不应对二期工程场地内建筑物产生不利影响;

(2) 锚拉式支护方式将对二期场地内建筑物产生一定的影响, 且锚杆的杆体将遗留在场地内, 势必对二期工程的土方开挖产生影响;

(3) 交界处支护结构应尽可能避免采用如灌注桩等强度较高的结构, 以免遗留于土中, 影响到二期土方开挖挖除的便利性。

综合以上各种因素的考量, 一、二期交界处采用双排SMW工法桩进行支护, 并采用水泥搅拌桩对被动区进行加固;同时, 为了更好地控制双排桩的变形, 在前后排工法桩的桩间土体采用水泥搅拌桩进行加固。采用该支护结构, 型钢桩可以回收, 仅遗留三轴搅拌桩的水泥土, 不仅可以避免影响二期的土方开挖, 而且无需设计内支撑及锚杆, 便于二期工程施工, 且可在一定程度上缩短施工工期。

如图1所示, 支护结构采用双排Ф850@600 SMW工法桩, 桩顶标高为-2.70m, 前、后排型钢桩的型号均为HN 700×300×13×24, 间距1.2m, 前、后排型钢的间距为3.6m, 长度均为12.0m, 冠梁的尺寸为1.3m×0.7m, 桩顶连梁的尺寸为0.8m×0.7m, 被动区及桩间土体采用Φ850@600三轴水泥搅拌桩进行加固, 被动区加固桩长为3.0m, 桩间土加固桩长为7.5m。基坑顶部1.5m高度范围内采用放坡开挖。

在常规的SMW工法桩施工过程中, 为了便于后期型钢回收, 常在型钢上涂抹润滑剂, 且在型钢与冠梁交界处采用隔离膜进行隔离, 从而使得前、后排型钢桩与连梁的连接可靠度受到影响, 这可能对双排桩的变形产生影响。尽管2012版基坑规程中提出了双排桩的计算模型, 但对于双排SMW工法桩, 该模型仍较难适用, 且目前商用软件中较少考虑双排型钢桩的计算方法。因此, 在本工程中, 为了了解双排SMW工法桩的支护效果, 采用平面有限元模型对双排工法桩的变形性状进行分析。

在平面有限元模型中, 坑内土体宽度取25.0m, 坑外土体宽度取35.0m, 土体总深度取25.0m, 模型尺寸可满足要求[7]。在模型中, 前后排型钢桩及桩顶的连梁均按抗弯刚度进行等效, 并采用梁单元进行模拟, 土体的本构模型采用硬化土模型。

4 桩间土不加固时桩顶连接刚度差异的影响

如前文所述, 考虑到实际工程中型钢桩与连梁无法形成充分、有效的连接, 故有必要先对连接刚度差异所产生的影响进行讨论。

对于型钢桩与连梁之间完全刚接和完全铰接的两种情况, 当前、后排桩间距分别取1.2m、2.4m、3.6m和4.8m, 且仅对被动区土体进行加固时, 型钢桩的变形如图2所示。

如图2所示, 无论是刚接或是铰接的情况, 型钢桩的变形均随着前、后排型钢桩间距的增大而减小, 即前、后桩间距对型钢的变形有较大的影响。

然而, 对比型钢桩与连梁之间完全刚接和完全铰接的两种结果可以看出, 型钢桩与连梁之间的连接刚度对变形将产生显著的影响, 尤其是当桩间距较大时, 刚接情况下的型钢桩变形明显小于铰接情况下的型钢桩变形, 显然, 若实际工程中能有效地保证型钢桩与连梁之间的刚接作用时, 将能起到很好的变形控制效果, 但实际型钢桩与连梁完全刚接是无法实现的, 若采用完全刚接进行考虑, 势必偏于危险, 而若二者之间完全按铰接来考虑, 计算结果显然偏于安全, 势必造成不必要的浪费。

因此, 为了更合理地考虑二者之间的连接刚度, 本文连接刚度拟按型钢桩的转动刚度进行折减, 即取4EI/L/2=5.4×104k N·m, EI为型钢桩刚度, L为型钢长度。基于上述折减后连接刚度, 针对不同的桩间距, 当仅对被动区进行加固时, 型钢桩的变形如图3所示。

对比图2和图3中型钢桩的变形结果可知, 当型钢桩与连梁之间采用折减刚度时, 型钢桩的变形介于刚接和铰接两种变形之间, 由此可见, 适当考虑钢桩与连梁之间连接刚度对于支护结构的经济性是有利的。

然而, 根据图3中型钢桩的变形结果可以看出, 尽管采用了被动区加固, 型钢桩的变形仍较大, 即便是当前、后排桩桩间距达到4.8m时, 型钢桩的最大变形仍达到49.4mm, 仍较难满足本工程的变形控制要求。

5 桩间土加固后桩顶连接刚度差异的影响

为了更好地控制型钢桩的变形, 有必要对前、后排型钢桩桩间土进行加固, 加固后型钢桩的变形如图4所示。

由图4可知, 当对前、后排型钢桩桩间土进行加固后, 型钢桩的变形相比图2和图3中的型钢桩变形量明显减小, 尤其是当前、后排型钢桩的桩间距较大时, 桩间土的加固效果越加明显。这表明前、后排型钢桩桩间土的加固对于减小围护桩的变形具有重要的作用, 且该作用随着前、后排型钢桩间距的加大而增大。

同时, 当前、后排桩间土加固后, 型钢桩与连梁完全刚接时, 围护桩的变形最小, 而考虑折减刚度连接和考虑完全铰接两种情况下, 前者的型钢桩的变形仅比后者略小一点, 二者基本接近, 这表明采用桩间土加固, 可以有效地改善型钢桩的变形性状, 即便当型钢桩与连梁的连接刚度很差时, 都可以较好地保证前、后排型钢桩共同受力, 即桩间土的加固削弱了型钢桩与连梁的连接刚度对型钢桩变形的影响。当然, 若型钢桩与连梁的连接刚度可以有效保证, 型钢桩的变形控制效果更好。

6 计算结果与监测结果对比

在基坑开挖完成后, 坑外深层土体位移与计算结果的对比如图5所示。

由图5的变形值可知, 实测所得深层土体位移最大值为39.3mm, 计算所得的型钢桩变形最大值为34.1mm, 前者略大于后者, 但满足变形控制要求。由此可见, 在对双排型钢桩进行桩间土加固后, 可有效地控制基坑围护结构的变形。

5总结

在软土地区中, 采用双排型钢桩进行基坑支护时, 前、后排型钢桩间土的加固可较好地保证前、后排型钢桩共同受力, 对型钢桩变形的控制具有重要的影响, 且加固效果随前、后排桩间距的加大而增大。

同时, 当前、后排型钢桩桩间土进行加固后, 削弱了型钢桩与连梁的连接刚度对型钢桩变形的影响, 可有效地避免因实际施工中连梁与型钢桩连接不当而引发的不利影响, 从而更好地保证基坑周边环境的安全。

参考文献

[1]吴刚, 白冰, 聂庆科.深基坑双排桩支护结构设计计算方法研究[J].岩土力学, 2008, 29 (10) :2753–2758.

[2]蔡袁强, 王立忠, 陈云敏, 等.软土地基深基坑开挖中双排桩式围护结构应用实录[J].建筑结构学报, 1997, 18 (4) :70-76.

[3]刘泉声, 付建军.考虑桩土效应的双排桩模型及参数研究[J].岩土力学, 2011, 32 (2) :481–487.

[4]周应华.门架式双排桩受力位移特性分析[J].铁道工程学报, 2009, 6:30-34.

[5]应宏伟, 初振环, 李冰河, 刘兴旺.双排桩支护结构的计算方法研究及工程应用[J].岩土力学, 2007, 28 (6) :2753–2758.

[6]中华人民共和国住房和城乡建设部.JGJ 120-2012建筑基坑支护技术规程[S].北京:中国建筑工业出版社, 2012.

[7]刘国彬, 王卫东.基坑工程手册 (第二版) [M], 北京:中国建筑工业出版社, 2009.

双排桩加固 篇2

关键词：双排桩,支护体系,弯矩,桩间土

0 引言

双排桩支护体系由前、后两排灌注桩、桩顶冠梁及其间设置的刚架梁组成, 是一种侧向刚度较大的自立式围护结构体系。在基坑、深水岸坡、防波堤等工程中得到了广泛的应用。

双排桩支护体系的研究主要集中在以下几个方面:[1]

1) 桩侧土压力作用机理及计算方法的研究[1];

2) 双排桩支护体系计算模型的对比分析[4];

3) 基坑开挖过程中的桩身变形及受力性状的研究;

4) 双排桩支护体系数值分析及实测数据对比研究等。

目前, 对于双排桩支护体系, 其在实际工程中的应用已较普遍。但关于前排、后排桩身各自所承受的土压力, 双排桩支护体系的变形特性及受力机理这几个方面的研究仍存有一定的争议, 故有必要对这几个方面进行深入探讨和研究。使得双排桩设计方法更趋于完善。从而保证其在实际工程中的应用更为安全经济合理。

1 双排桩支护体系计算模型

图1为JGJ 120—2012建筑基坑支护技术规程所推荐的双排桩支护体系计算模型。其中, 迎坑面一侧桩称为前排桩, 迎土面一侧桩称为后排桩。

该计算模型适用于前、后排桩根数相等的情况。前、后排桩根数不同时, 由于桩间土与桩处于分离状态, 不能将前、后排桩与桩间土整体考虑, 桩间土对桩侧的压力以及双排桩嵌固深度也不应按照《规程》推荐的方法确定。

该支护体系计算模型的受力特征体现在如下两点:

1) 前、后排桩的变形和受力, 桩间土的变形按仅受压的弹性连杆来模拟。

2) 通过对前、后排桩桩间土对桩侧初始压力的计算, 考虑了滑移面的存在使得桩间土作用在前、后排桩体上的土压力的差异。

2 计算模型的建立

本文以武汉地区多个工程实例为基础, 结合《规程》中双排桩支护设计的一般要求, 简化出一个具有代表性的基本算例。计算参数如下:基坑挖深12.0 m, 插入深度12.0 m。前、后排桩径1.0 m, 桩间距1.5 m, 排距3.0 m。桩顶冠梁、刚架梁的截面尺寸为1 000 mm×800 mm。灌注桩、桩顶冠梁、刚架梁的混凝土强度为C30, 弹性模量E=30 GPa, 泊松比为0.2, 重度为25 k N/m3。

按单一土层计算主动土压力值pa, 采用水土合算的方法。以粉质粘土为例, 土体重度γ=18.5 k N/m3, 粘聚力c=22 k Pa, 内摩擦角φ=10°, 压缩模量Es=8 MPa, 基坑内侧土的水平反力系数的比例系数m=3.2 MN/m4, 水平反力系数kH的最大值为其比例系数m的5倍, 即kH=16 MN/m3。

双排桩外侧主动土压力按照水土分算原则计算, 计算模型示意图如图2所示。

3 计算结果分析

桩身变形、弯矩与开挖深度之间的关系。本文计算了开挖深度H为2 m~12 m之间共5个工况下, 双排桩支护体系水平位移和弯矩的变化情况。

图3, 图4分别为前、后排桩的变形曲线。H为基坑开挖深度。

由图3, 图4可知:1) 随基坑开挖深度增大, 双排桩水平侧移逐渐增大, 位移最大值发生在桩顶。开挖至坑底时, 双排桩桩顶侧移为70.85 mm。2) 桩身位移自上而下逐渐减小, 桩端位移最小。相同深度的前排桩位移小于后排桩。当开挖至坑底时, 前、后排桩桩端位移最大值分别为2.9 mm和16.5 mm。3) 双排桩支护体系中, 连梁刚度较大, 相当于一根水平刚性连杆。因此, 不同开挖深度的前、后排桩的桩顶位移几乎相等。

图5, 图6分别为前、后排桩的弯矩图。H为基坑开挖深度。

由图5, 图6可知:

1) 开挖深度越大, 前、后排桩的弯矩值越大。开挖至坑底时, 前排桩弯矩最值分别为1 096 k N·m和-1 822 k N·m;后排桩弯矩最值分别为701 k N·m和-371 k N·m。

2) 开挖深度较浅时, 前排桩的正弯矩大于负弯矩;开挖深度较深, 前排桩的正弯矩小于负弯矩绝对值。

3) 开挖深度较浅时, 后排桩的正弯矩小于负弯矩;开挖深度较深时, 后排桩的正弯矩大于负弯矩。

4) 开挖深度增大, 前、后排桩反弯点位置逐渐下移, 反弯点位置约在基坑开挖面以上1 m~2 m。

4 桩间土加固的影响

双排桩桩间土起着协调变形、传递前、后排桩受力的作用。实际工程中经常采用桩间土压密注浆等方式进行土体加固, 以控制双排桩的变形。

考虑加固土压缩模量Es提高为原状土的1倍~4倍, 分析双排桩变形和受力特性及规律。

4.1 对双排桩变形的影响

如图7所示为双排桩桩顶及桩端水平位移随加固土压缩模量变化的曲线。

由图7可知, 桩间土压缩模量增大4倍, 桩顶位移减小幅度可达到14%, 同时, 后排桩桩端位移减小幅度可达到67%。

4.2 对双排桩弯矩的影响

如图8所示为前、后排桩正、负弯矩最大值随加固土压缩模量Es变化的曲线。

由图8可知, 随桩间土压缩模量Es增大, 前排桩正、负弯矩的绝对值均逐渐减小。其中, 前排桩正弯矩减小幅度可达到20%;负弯矩减小幅度可达到17%。

随桩间土压缩模量Es增大, 后排桩正、负弯矩的绝对值均逐渐增大。其中, 后排桩正弯矩增幅可达到17%;负弯矩增幅可达到100%。

5 排距的影响

为分析双排桩排距sy变化对桩身弯矩的影响, 分别取sy= (2~6) d (d为桩径, 1.0 m) 进行模拟计算。

由表1中数据可知:

1) 随桩排距sy增大, 桩顶位移逐渐增加。桩排距sy在 (2~6) d之间变化时, 桩顶位移从68.62 mm增大至73.63 mm, 后者较前者增大约7%。

2) 随桩排距sy增大, 前排桩正、负弯矩均增大;后排桩正弯矩小幅增大, 而负弯矩明显减小。

6 结语

1) 双排桩支护体系的最大侧移发生在桩顶位置, 桩身侧移自上而下逐渐减小, 桩端位移最小。相同深度的前排桩位移小于后排桩, 开挖过程中的桩间土体受挤压作用明显。

2) 增大双排桩排距, 将使前排桩受力增大, 而后排桩受力减小。

3) 桩间土加固能够改善双排桩支护体系的变形及受力状态。桩间土压缩模量增大, 桩顶及后排桩水平侧移明显减小。

4) 增大双排桩排距, 改变排桩受力状态, 并且使得桩顶位移增大。

参考文献

[1]聂庆科, 胡建敏, 吴刚.深基坑双排桩支护结构上的变形和土压力研究[J].岩土力学, 2008, 29 (11) :3089-3094.

[2]郑刚, 李欣, 刘畅.考虑桩土相互作用的双排桩分析[J].建筑结构学报, 2004, 25 (1) :99-106.

[3]游强, 游猛.深层搅拌桩与双排桩在基坑支护中的应用研究[J].建筑技术, 2014, 45 (9) :850-852.

双排桩加固 篇3

双排桩河道护岸结构, 是在地基土中设置左右两排平行的桩, 左排桩间隔, 右排为密排, 左右两排桩桩体成矩形布置以及压顶梁、前后排桩桩顶之间的连梁形成类似∏字型门架的空间结构。与单排桩悬臂式支护结构相比, 双排桩支护结构具有更大的侧向刚度, 可以明显减小护岸的侧向变形, 因而桩的长度一般可适当减少, 达到便于施工、减少工程投资的目的。目前, 上海、北京、杭州等许多城市都有双排桩的工程实例, 但双排桩护岸结构由刚性连系梁与前后排桩组成一个空间超静定结构, 受力机理复杂, 尚缺乏成熟的设计理论和计算方法。

双排桩支护结构在横向荷载作用下存在桩、土共同作用问题, 土体对支护结构的土压力分布形式很难确定, 且整体结构为空间结构, 需建立三维计算模型才能具体有效分析。但对于整个工程设计来说, 建立三维计算模型的工作量巨大, 耗时长, 不能及时有效指导工程设计。故本文以等效刚度法为理论基础, 简化三维空间模型为二维平面模型, 采用PLAXIS软件对其进行了数值分析, 土体采用Mohr-Coulomb理想弹塑性本构模型, 混凝土灌注桩采用弹性本构模型, 计算中土体的重度、黏聚力与摩擦角、渗透系数、弹性模量由本工程勘察报告提供。

1 工程实例

1.1 基于等效抗弯刚度法的模型及参数选取

对于排距小于4倍桩径的双排支护计算时, 给出了根据抗弯刚度等效原理, 运用弹性支点法计算方法[1]。可将双排桩三维计算模型简化为二维模型。

如图1所示, 设前排桩桩径为d1, 桩距为t1, 后排桩桩径为d2, 桩距为t2, 前后排桩之间的距离为t3 (t1, t2, t3为桩间净距) , 压顶横梁b×h。根据刚度等效的原则, 前后排桩可分别等效为厚度为h1, h2的连续墙, 压顶横梁等效为厚度为t的板。h1、h2按下式计算:

经计算, 即前后桩等效连续墙的厚度分别为0.51、0.35m, 横梁为厚0.39m的板, 搅拌桩作为成加固土处理。且由于左右岸情况相同, 因此用PLAXIS对河道左岸建立双排桩二维模型。

土体和支护结构具体的材料参数见表1。

结构安全主要由运行期工况控制, 在计算分析过程中土体采用Mohr-Coulomb理想弹塑性本构模型, 混凝土灌注桩采用线弹性本构模型, 不考虑施工步骤的影响。在桩后土体滑坡推力作用下, 双排桩依靠稳定土层和桩前土滑体提供的抗力以及支护结构自身来维持稳定。计算模型的边界条件和坐标系如下:X轴为垂直于水流向, 岸坡指向河床为正, 并在模型的地基两侧边界施加X向约束;Y轴为竖直向, 指向上方为正, 在地基底部施加固定约束。在考虑桩-土共同作用的情况下, 建立二维计算模型, 如图2。

1.2 计算结果分析

计算结果分析见图3-图7。

通过二维模型的数值分析计算, 有以下几点结论:由表2、表3可以看出稳定安全系数为2.44, 远远大于规范规定的安全系数, 其安全控制因素并不是由其允许安全系数决定, 而是位移变形起主导作用。故在此基础上, 在满足稳定安全的前提下, 对结构进行优化。

2 结构优化设计

如前所述, 双排桩结构受力情况较复杂, 目前缺乏成熟的设计理论和计算方法。为了能够对结构进行优化对比分析, 本文考虑的因素变化包括三类:一类是探讨被动区加固土对结构稳定所带来的影响;二类是探讨桩径、桩间距对结构稳定的影响;三类是探讨前后排桩排距对结构稳定影响。旨在能满足工程安全的前提下, 优化结构设计。

2.1 被动区加固土作用分析

在原有模型计算的基础上, 去除加固土。

计算结果详见表4、表5。

从表4、表5可以看出:去除加固土后, 桩的应力变化较小, 但桩顶位移变化较大, 几乎相差2倍;为达到允许的工程安全值, 若无加固土, 只能增减桩径或增加桩长, 势必大大增加工程投资。故从工程经济的角度来说, 加固土的设置还是很有必要的。

2.2 桩径、桩间距对结构的影响分析

根据工程实际情况, 在原有设计方案1 (桩径D=0.8) 的基础上, 再拟订方案2 (桩基D=0.6m) , 方案3 (桩径D=1m) , 方案4 (桩径D=0.4m) 其余参数均不变, 详见表6。

计算结果见表7。

m

从表7可以看出:随着桩径和桩间距的变小, 桩身中部的变形越大, 因软件模拟桩为弹塑性板, 引起左排桩受右排桩拉锚的作用, 左排桩桩顶的向背水侧移动, 故桩顶的水平位移越小, 竖向位移越大。

2.3 桩排距对结构的影响分析

双排灌注桩结构排距是指前后排桩形心主轴之间的距离, 在结构设计中, 排距的设计是最重要的, 合理的排距不仅关系着支挡效果, 而且直接影响着工程造价。本节根据算例取排距分别为1.5、2.5、3.5、5、8m进行计算, 计算结果详见表8。

从表8可以看出:

(1) 在相同参数条件下, 随着排距增大, 安全系数逐渐增大, 桩顶水平位移逐渐变小, 右排桩承受的弯矩逐渐增大, 横梁受力逐渐增大。

(2) 在相同参数条件下, 桩排距对位移变形的数值影响较大。

3 结语

基于等效刚度法建立的双排桩护岸计算模型, 较符合原结构的力学特性, 且较为迅速、简单。算列分析表明, 被动区加固土的存在, 对限制双排桩的桩顶水平位移具有显著作用;作为河道支护结构, 悬臂高度小, 桩径、桩间距对结构位移变形影响较小;但桩排距对结构位移变形影响较大。分析成果总体可靠, 且能为对原有双排桩河道护岸设计优化提供有益参考。

摘要：结合杭嘉湖东部平原的河道整治工程设计, 对于房屋距离现有河岸边线小于10m的地段, 采用双排桩护岸。在保证满足强度和施工条件的情况下, 用增加永久土建投资的代价, 换取减少征用土地和拆迁工程量。相比低挡墙护岸, 双排桩护岸每延米可比投资减少约3 500元, 同时也避免了征地拆房扰民。因其紧靠房屋且坐落于软基之上, 对其结构强度也提出了较高的要求, 但目前对双排桩护岸结构体系的受力分析及计算模型研究尚未达到一致结果。结合具体工程, 以等效刚度法为理论基础建立相应的二维计算简化模型进行数值模拟, 对主要影响因素如被动区加固土的设置、桩径的选择、桩间距以及桩排距的设置等方面进行分析, 以期从优化双排桩护岸结构设计出发, 达到既能满足工程建设的安全性, 又能减少工程投资的目的。

关键词：桩式护岸,等效刚度法,双排桩,优化设计

参考文献

[1]熊巨华.一类双排桩支护结构的简化计算方法[J].勘察科学技术, 1999, (2) .

[2]应宏伟, 初振环, 李冰河, 等.双排桩支护结构的计算方法研究及工程应用, 岩土力学, 2007.

[3]董必昌, 邱红胜, 秦道明, 等.双排桩在深基坑中的应用研究[J].交通科技, 2007.

[4]万智.深基坑双排桩支护结构体系受力分析与计算[D].长沙:湖南大学, 2001.

[5]CHAUK T.Fluid Point Source and Point Forces in Linear Elastic Diffusive Half-spaces[J].Mechanics of Materials, 1996, 23 (3) :241-253.

双排桩加固 篇4

1 工程概况和计算模型

1.1 工程概况

某国际酒店工程由酒店和外销公寓两部分组成,分别采用框架和框剪结构[2]。其中,酒店地下1层,地上17层(局部19层),公寓地下1层,地上15层～17层,整体地下1层,基坑东西长117 m,南北宽30 m,开挖深度6 m。采用双排桩作为基坑围护结构。根据勘察报告,地层结构及各层土的物理力学指标见表1。

1.2 土体本构关系

Plaxis提供的硬化模型含有卸载模量这一参数,能更好地模拟基坑开挖时土体卸载的情况,因此常用来模拟基坑开挖过程。硬化模型采用3个不同模量描述土体刚度:50%强度处的割线模量E50(1/E50)=1/2(1/Et+1/Es)(其中,Et为初始切线模量;Es为压缩模量),Eur为三轴卸载模量和Eoed为固结仪加载模量。一般取Eur=3E50和Eoed=E50作为不同土体类型的平均值[3]。

1.3 模型建立

本数值模型采用的基本假定为:1)按平面应变考虑,利用对称性进行分析。2)基坑开挖属于临时设施,按不排水条件考虑。3)土体采用15节点单元;连系梁与双排桩刚接,结构单元采用弹性梁单元。4)考虑桩土接触面的影响,粘结力和摩擦角为相应土体的0.6倍。5)忽略加入桩体引起的土体原位应力和性状的改变。6)硬化模型卸载模量是加载模量的3倍。7)计算范围:基坑边界向外延伸30 m,坑底向下延伸27 m。

1.4 支护结构设计计算

双排桩前后排桩直径均为600 mm,间距为1.5 m,入土深度为12 m,两排桩排距为2.5 m。考虑到止水帷幕打设在双排桩之间,桩间加固深度内原状土的加权模量为16.2 MPa,水泥土搅拌桩的弹性模量为91 MPa,桩土置换率为0.28,得到桩间土模量Es=21 MPa。

1.5 工程实测结果与分析

选取基坑长边中部的一根桩,根据实测数据,桩顶位移为6 cm。实测变形与计算结果非常接近,说明应用Plaxis建立的双排桩计算模型能较好地模拟软土中双排桩的工作性状。

2 影响双排桩性能的参数分析

基本算例:开挖深度8 m,基坑宽度30 m。双排桩直径800 mm,长度18 m,桩间距1.6 m,排距3 m。运用文献[4]提供的方法,计算排桩的等效厚度和等效抗弯刚度。连系梁宽0.8 m,高0.5 m。土体重度γ=18 kN/m3,粘聚力c=15 kPa,内摩擦角φ=12.5°,模量E50=1×104 kPa。

由图1可知,由于冠梁的连接作用,前后排桩的最大位移均发生在桩顶部位。随深度增加,桩身侧移不断减小。由图2可知,前排桩最大弯矩作用在靠近桩底1/4部位,后排桩最大弯矩发生在桩顶附近,且前排桩的弯矩大约是后排桩的2倍,说明冠梁在有效协调前后排桩受力。

2.1 桩间止水帷幕宽度的影响

将桩间土体割线模量E50改为原状土体加权平均割线模量的1.8倍和3.77倍,考察桩间止水帷幕对双排桩性能的影响。

割线模量加大为原状土的1.8倍时,前后排桩的最大侧移均减小了17%,最大弯矩分别减小了40%和50%,整体侧移和弯矩也大大减小。当土体割线模量从1.8倍增加到3.77倍时,弯矩和位移减小并不明显,说明桩间土压缩性提高到某一程度之后,对于改善双排桩性能影响有限。

2.2 被动区土体加固的影响

在基坑被动区靠墙脚宽5 m,深5 m的范围内用水泥土搅拌桩进行加固。土体割线模量为原状土体的2.5倍和5倍。

当被动区土体割线模量变为原状土体的2.5倍时,前后排桩的最大位移减少了40%以上。与未加固前相比,前排桩弯矩的大小和形状在坑底以上没有过多的变化,坑底以下的弯矩峰值亦相差不大,但往上移动了近3 m,出现峰值之后弯矩迅速减小。由此可见,被动区土体加固增强了前排桩坑底以下桩身的被动土压力,对于前排桩在坑底以下有很好的锚固作用。通过桩间土的传递作用,被动区加固后增强的被动土压力也传递到后排桩上,后排桩在坑底以下的最大弯矩上移了近1.5 m,且在出现峰值之后迅速减小。

2.3前后排桩排距的影响

前排桩桩身侧移,沿深度变化见图3。前后排桩在4倍～8倍桩径时,双排桩类似于框架结构。小于4倍桩径时与单排桩结构类似。因此,选择了1倍,2倍,4倍,6倍,8倍,10倍桩径进行比较。可以看到,4倍桩径时比1倍桩径时的位移减小了近50%,说明在这个范围之内,一定的有效排距可以发挥双排桩作为空间结构的优势,使得该结构的位移减小。10倍桩径时的位移最大值比4倍桩径时的小30%左右。实际上,这样大的排距下冠梁的刚度是很难保证的。

3结语

1)使用Plaxis建立的二维有限元模型能更全面地考虑双排桩与土的相互作用,反映土体对桩身的约束,主动土压力在前后桩的分配,土层变化的影响等桩土相互作用的问题。2)桩间土体和被动区土体加固均能有效减小双排桩围护结构的变形与最大弯矩,土体的扰动也会导致桩土的相互作用,使前后排桩的侧摩阻力变得复杂,因而弯矩分布不同。3)桩身刚度增加,围护结构位移会相应地减小,同时桩身所受的弯矩加大。4)排桩需要有一定的排距以保证双排桩空间作用的发挥。

参考文献

[1]蔡袁强.软粘土地基基坑开挖中双排桩式围护结构的数值分析及应用[J].建筑结构学报,1999,20(4):65-71.

[2]郑刚.考虑桩土相互作用的双排桩分析[J].建筑结构学报,2004,25(1):99-106.

[3]Plaxis公司.Plaxis版本8材料手册[Z].Netherlands:Plaxis公司,2006(5):1-12.

[4]熊巨华.一类双排桩支护结构的简化计算方法[J].勘察科学技术,1999(2):32-34.

双排桩在深基坑支护中的应用 篇5

随着国家经济建设的发展,城市建设日新月异,房地产开发建设空前的火暴。城区可开发用地日益减少、地价日益增值,为了在有限的建筑空间内获得最大的建筑面积,建筑物向地上空间和地下空间的发展,已成为当今建筑发展的方向。

由于武汉市地处江汉平原东部,地势东高西低南高北低,按其形态与成因可分为三种地貌:既剥蚀丘陵区、剥蚀堆积垅岗区、堆积平原区。堆积平原区分布于整个汉口市区及武昌、汉阳沿江一带,主要为长江、汉江冲积物构成的Ⅰ、Ⅱ级阶地。Ⅰ级阶地广泛分布于长江、汉江两岸,地层主要由第四系全新统河流相冲洪积物及湖相沉积物构成。在建设大道、前三眼桥一带原为湖塘,近期填平。这一带地表以下分布有厚10～20m的淤泥。一般其上部为淤泥、强度极低,下部为淤泥或淤泥质土,强度比上部略有增加,但仍属软弱土层。在这种深厚软土地区进行建筑活动,特别是深基坑工程,常遇到很大的困难。根据过去的建筑经验,在深厚层淤泥中进行岩土工程活动风险很大,教训不少。

在这种地质条件下进行深基坑支护设计、施工时,特别是对基坑开挖深度较大的,应特别考虑场区淤泥、淤泥质土层较厚或砂层埋藏较浅、武汉市地下水位较高的特点。在基坑施工中,采用桩锚支护时,淤泥和淤泥质土层不能提供较大的摩擦力而使锚杆需要很长,或在砂层、粉土层中施工出现流沙、流土的现象十分严重,由于这些方面的因素的影响。使桩锚支护型式受到了局限;同时由于有长江、汉水贯穿武汉市,该两条河流每年5月15日—10月15日为主汛期,离长江、汉水较近的建筑物的基坑在主汛期内是不能进行地下室的开挖和基础施工的。因而在离长江、汉水近的基坑采用内支撑的可能性较小,其原因:采用内支撑时,支护结构施工时间较长,同时这种支护结构型式严重影响土方开挖和基础结构的施工,使施工工期难以保证。一旦达到主汛期时,在距长江、汉水500m范围内的基础未施工完毕出自然地面的基坑必须回填,防止影响抗洪,危及城市的安全。由于开发商利用长江、汉水的风景,基本上由几栋超高层的联体建筑,共用一个地下室,而使地下室的规模较大,往往会出现超大、超深的基坑,一般在20000—30000m2,这样大基坑在短期内完成地下室的支护、开挖、地下室结构的施工是非常困难的。同时由于采用内支撑的支护型式使地下室的土方开挖、地下室结构施工的速度大幅下降,对临近长江、汉水这一带的基坑采用内支撑支护型式是不太妥当的。现介绍一种新型的支护设计方法—“双排桩”支护结构型式,本文对设计计算方法探讨,望同行指正,以便应用于深基坑设计中。

1 计算原理简述

双排桩的结构是类似于钢结构中的“门”式桁架梁。在基坑支护中是在沿平行基坑方向,布置两排支护桩,相对的支护采用连梁连接,在基坑边形成若干“门”式结构。为加强各“门”式结构整体性,在双排桩的前、后排桩各设置一道冠梁,进而形成“门”式桁架梁。由于两排桩的作用,使支护结构的刚度大大提高,从而有效地改善了支护结构的水平位移。

对于每一个单元“门”式结构,在进行内力分析时,采用有限元分析法。

设计模型的基本假定(亦是采用该方法必须的):

(1)假定各门式结构受力是一致的,在受到土压力作用后在水平方向的位移是相等的;

(2)前后排桩之间的连梁刚度视为无穷大;

(3)前后排桩在受到水平作用后,不会因为抗拔或抗压而失效;

(4)桩间的各层土(包括处理后的水泥土)是各向同性的,并且在前后排桩之间桩间土的传力是弹性模型;

(5)门式结构本身抗倾覆是满足要求的;

针对该模型的处理对策:

(1)各门式结构在受到水平土压力作用时,由于地层状况的变化,土压力的大小是不一样的,因而在各门式结构之间采用锁口梁连接,其梁的刚度足够协调各门式结构间变形;

(2)连梁的刚度是保证前后排桩共同作用的重要保证。在设计中通常采用的办法是:每对桩采用拉梁连接、前后排之间采用板连接、综合梁板连接;

(3)在受到水平力的作用下,门式结构的前排桩是抗压的、后排桩是抗拔的,在设计之初应计算前、后排桩的极限抗压、抗拔作用力,根据作用力、土层情况计算桩长及桩的设计参数;

(4)往往在采用双排桩的地方,土质条件一般是较差的,需要进行地基处理。处理程度需根据需要的桩间土强度确定;

(5)支护桩的桩长应满足极限抗压、抗拔作用力及抗倾覆的要求。在计算抗倾覆时,应将前后排桩及桩间土视为一个整体,按挡土墙的进行验算。

将一个门式结构的支护桩划分为若干个分析单元,假设在前、后排桩的i单元中,单元受力分别为:前排桩Tqi为后排桩的传递力,Epi为被动土压力(在基坑底以上,Epi=0;或在基坑底以上有锚杆时,Epi=T,T为锚杆的受力);后排桩的受力:Eai为主动土压力,后排桩Thi为前排桩的传递力。力的关系如下:

K为桩间土的弹性模量ε为桩间土的相对变形

建立有限元分析矩阵分析单元,及结构矩阵方程。通过矩阵方程可解出前、后排桩的受力情况。计算桩的变形及桩结构的参数。

2 工程实例

(1)工程概况

武汉某工程在江汉区长江边,京汉大道、解放大道之间与泸沟桥路交汇处。建筑物地上31层,地下二层。基坑形状近似矩形。建筑物采用钻孔桩、管桩基础,基坑开挖深度约9.80-10.50m。基坑安全等级为一级。±0.000=24.0m,本基坑周长为720m,基坑面积为21000m2

(2)环境条件

东面为京汉大道,距基坑边约10m,且东侧北端有一栋8层的建筑物(采用夯扩桩基础),距长江边约600m;南面为泸沟桥路,距人行道边15m;西面为解放大道,距人行道边15m;北面为已建9层建筑物,基坑距路边约10.5m;基坑南面泸沟桥路有地下箱涵,人行道上架有电线,西面解放大道有地下排水管、电缆沟等管线。

(3)地质条件

根据岩土工程勘察报告,场区地层(与基坑支护相关的)见表1:

基坑支护设计参数见表2:

(4)水文地质条件

场区地下水主要为上层滞水和承压水两种类型。上层滞水赋存于第(1)层填土中,受大气降水、生活用水及管道渗透等的补给。由于场区填土层厚度较小,成份为砖渣、砼块、碎石、瓦片等建筑垃圾组成,含少量粘性土。故上层滞水对基坑施工的影响较小。孔隙承压水主要赋存于下部砂类土层中,与长江有较为密切联系,水量较大。场区孔隙承压水是影响基坑施工的主要因素之一。根据抽水试验成果,场区承压含水层平均渗透系数k=17.41m/d,影响半径R=220m,勘察时(枯水季节)场区承压水水头19.15m(绝对高程),自然地面以下4.35m。根据场区水文地质条件,基坑开挖已挖穿隔水层,进入含水层。即使在枯水季节施工,如果不采取降水措施,基坑开挖后亦会发生流土、流砂现象。

(5)基坑设计思路

在基坑四周采用双排桩支护体系,具体如下:

支护桩选用双排900mm钻孔灌注桩,桩间距为1.30m,排距为2.70m;桩顶位于地表下3.00m;桩顶设置冠梁、桩间采用连系梁,加强支护体系的整体性和结构刚度;冠梁上部土体采用200mm厚C20喷射混凝土。采用排水的方法解决地表水对基坑施工的影响。在基坑顶部四周设排水沟一条,疏排地表水,喷锚部分坑壁采用导水管,排泄上部填土中的上层滞水。基坑底部四周设置排水沟,防止地下水浸泡坑内土体。

3 水平位移观测结果

在基坑开挖至基坑底面,并经运行稳定后,基坑的最大位移与设计时最大水平位移限值如下表3所示:

从上表可以看出:位于基坑长边中段水平位移值相对较大,而在基坑角部的水平位移相对较小。总的说来,基坑的水平位移小于设计值,达到了设计效果,满足一级基坑的水平位移的要求。

从工期上来说:本基坑从2006年3月底进行支护桩施工,5月底进行基坑的开挖工作,现建筑物已经顺利封顶,未出现任何质量、安全事故。

从效益而言:该种支护型式比桩锚支护和内支撑贵,但就支护型式本身对环境的影响和对地下室土方开挖和结构施工而言,这种代价是值得的。由于没有采用锚杆,不存在对外界环境的影响,对周围的建筑活动不产生任何影响。由于没有内支撑结构的影响,使土方开挖和地下室结构的施工不存在任何妨碍,因而使地下室施工能顺利进行。

4 施工控制要点

对于双排桩支护型式,影响基坑的水平位移有:基坑开挖深度、支护桩的刚度、桩间土强度及拉梁的刚度。上述推理是在拉梁的刚度无穷大的基础上进行推理的,当然在实际设计中,拉梁的刚度无穷大是不可能的。

由于视拉梁的刚度无穷大,使前、后排支护桩的桩顶位移保持一致,在设计时,每隔一“门”式结构设置一道拉梁,将前、后排冠梁用20cm厚的砼面板连接,由于拉梁刚度大,在实际基坑运行过程中,前排桩是受压的,在配筋时,约有50%的钢筋可为全长的2/3;后排钢筋是受拉的,在配筋时应通长配置。

通过计算分析:前、后排桩中心距宜控制在2.5～3.5倍桩径,这样使双排桩受力效果最为理想。支护桩的施工要求应按桩基规范执行。

支护桩的桩间土是影响基坑位移的重要因素,亦是前、后排桩之间传力的重要媒介,如果桩间土的承载力大于150kPa,对基坑的位移控制非常有利。如果承载力达不到此要求时,应采用搅拌桩进行处理,只需处理在“门”式结构之间的土体,达到良好的传力效果。

双排钢板桩在深基坑中的运用 篇6

广州亚运城位于广州市番禺区东部, 石基镇东南面的海傍村、裕丰村和南派村一带, 规划面积约2.7 km2。其中广州亚运城真空垃圾收集工程 (含垃圾处理站) 2号中央收集站位于次干道一和主干道一交叉口附近。2号中央收集站上部为钢筋混凝土框架结构, 下部为地下室 (地下室埋深约6.00 m) , 采用预制桩基础, 桩径0.5 m, 单桩竖向承载力特征值1 250 kN, 抗拔承载力特征值100 kN。

2 地质条件

广州亚运城地块位于广州市番禺区中东部, 属珠江三角洲冲积平原地貌, 莲花山水道Ⅰ级阶地, 地势开阔, 地形较平坦, 地面标高约为4.10 m～7.87 m。区内东面毗邻莲花山水道, 水网较密集。

2号泵站工程地质情况大致为:4.30 (黄海高程) 以上为素填土, -5.90～4.30为淤泥, -11.60～-5.90为黏土, -11.60以下为强风化与中风化岩。

3 确定支护方案

为确保基坑安全, 经方案论证, 工程深基坑支护拟采用双排的钢板桩复合结构, 原因主要有以下几点:1) 由于淤泥层埋深较浅, 淤泥层厚度较厚, 采用放坡土体不能稳定。2) 采用通常灌注桩施工, 由于亚运城工期控制严格且工期短, 若采用灌注桩施工, 则不能满足工期控制点要求, 并且成本高。3) 若采用双排钢板桩复合结构, 两排桩在桩顶用钢筋拉结, 内排桩作为锚固, 两排桩及桩间土体形成重力挡土墙挡土。这样设计的优势在于钢板桩可以重复利用, 成本低且工期短。

4 双排钢板桩支护设计

根据双排桩的受力特点, 其结构设计应包括墙体稳定分析计算、钢筋拉结强度验算以及板桩强度分析。基坑剖面见图1。

4.1 整体性分析

把两排钢板桩及其之间的土体等效为水泥土模型, 用水泥土模型进行基坑支护计算。假定两块钢板桩之间的土体整体效应 (应钢板桩嵌在黏土层中) 使得在这个区域内的水泥土的c, ϕ提高, 假设是淤泥的ϕ增加5°, 水泥土墙厚取4×0.9=3.6 (因放坡) 进行水泥土模型计算 (见图2) 。

运用理正深基坑计算出来的内力包络图如图3所示。

运用理正深基坑计算出来的抗倾覆稳定性验算、抗滑移稳定性验算、整体稳定性计算结果如下:抗倾覆稳定性系数Ks=1.201≥1.2, 抗滑安全系数Kh≥1.2, 满足规范要求。

4.2 钢筋拉结强度验算

采用SAP软件进行计算, 钢板桩采用梁单元, 锚拉钢筋采用杆件单元, 基坑上在两块钢板桩之间的土按弹簧模拟, 基坑下的土按弹簧支承模拟。

基坑支护模型如图4所示。

根据SAP算出来的杆单元的内力进行配筋计算。

5结语

本文通过亚运城2号垃圾真空收集站的设计, 介绍了双排钢板桩在深基坑计算中的一般过程以及计算方法。按本设计图方案施工, 10 d左右完成打桩、桩顶拉结工作, 确保了亚运城工期节点的要求, 保证了基坑底部在施工期间不会出现管涌和渗透, 充分体现了钢板桩在基坑围护中具有施工进度快、安全、占地空间小的优点, 值得广泛的运用与推广。

摘要：结合亚运城2号垃圾站深基坑支护设计工程, 阐述了双排钢板桩在深基坑支护设计中的运用及其结构设计, 具体介绍了双排钢板桩在深基坑计算中的一般过程以及计算方法, 以保证基坑底部施工期间不会出现管涌和渗透。

关键词：双排钢板桩,深基坑支护,稳定性

参考文献

[1]JGJ 120-99, 建筑基坑支护技术规程[S].

[2]GB 50010-2002, 混凝土结构设计规范[S].

[3]GB 50021-2001, 岩土工程勘察规范[S].

[4]广州市政工程设计研究.广州亚运城真空垃圾收集工程 (含垃圾处理站) 公共网络—2号中央垃圾收集站施工图[Z].2008.

双排桩加固 篇7

关键词：拉森钢板桩,围堰,变形,原因,应急措施

钢板桩围堰由于它的强度高,能抵抗较大的弯矩,防水性能也很好,故特别适应于修筑深水基础,不能采用一般的土围堰、木板桩围堰作防水技术施工的深水基础都采用钢板桩或钢管桩围堰进行。

新延安东排水系统工程泵站是采用合并原延安东、新开河排水系统。施工临时围堰采用双排拉森桩围堰,拉森桩选用V形,桩长24 m,堰顶标高5.5 m。堰坝平行黄浦江一侧宽8 m,设三道拉杆ϕ50@210 cm;垂直黄浦江两端宽4 m～6 m设两道拉杆。堰坝采用黄砂或黏土回填,四周土工布包裹,堰顶设置袋装黏土层和泥结碎石面层。围堰折算单排拉森桩158延米,围堰外布置防撞钢管桩10根。

拉森钢板桩的地基由于不能浇筑水下混凝土形成稳定的基础,因此采用了24 m长的钢板桩进行深入埋置,但是由于黄浦江本身淤泥层厚度很大,底层的钢板桩对以后钢板桩成型的稳定起到了一定的不利因素。

在进行围堰填土的过程中,由于失误原因,将晒干的淤泥当作干土进行充数导致了平行于黄浦江一面的围堰内堆积了约50 cm厚的稀泥。围堰做成之后便开始对围堰内的淤泥进行及时抽水,开挖清理。

淤泥土体强度较差,易发生剪切破坏,从而出现软化的现象,导致围堰上的主动土压力过大,从而产生较大的变形。

具体表现为:9月27日回填土中第二道拉杆附近板桩外鼓,端部内倾,第一道拉杆基本不受拉,而第二道拉杆拉力较大。间或听到钢结构响声。施工单位立刻暂停施工,对围堰变形测量显示内排板桩外倾6 cm～12 cm,停止回填并抽排内侧江水后基本稳定(变形量为±2 cm之间)。

9月28日继续回填标高5.3 m左右,围堰变形趋势并无明显变化。9月29日～9月30日进行围堰内侧基坑开挖。开挖过程中围堰变形加剧,并出现第二道围檩及拉杆损坏现象,中间鼓,上端收缩现象严重,围堰堰坝土体下沉明显(1.5 cm左右),且随着频繁潮汐现象整体摇摆幅度加大,围堰向岸线方向累积位移量骤然加大至40 cm～60 cm。开挖过程发现河床底淤泥厚度较大,直至挖到设计标高(-2.6 m)仍不见底。

以此现象做出分析原因如下:

1)淤泥存在于钢板桩的基础部分和围堰内底层,淤泥堆在钢板桩的后面形成主动土压力,易出现剪切破坏的滑移面,造成施加在钢板桩上的土压力增大,在滑移面上出现有塑性区,导致了土体的软化,围堰内的土体整个抗剪性大幅降低,为了受力平衡就需要起围护作用的钢板桩提供更大的压力,即主动土压力相对于后来回填的干土增大。

2)由于河面线为陡坡形,回填土体时淤泥受挤压作用涌向内侧,造成两排钢板桩的受力不均,导致外侧拉森桩位移,同时拉动内侧桩的变形。围堰拉杆外侧第二排至河面线有3 m距离,加上淤泥的厚度,实际外侧拉森桩计算长度达到了5 m(以上)。因此填土后外侧钢板桩下部在水平土压力作用下受弯变形,而开始回填阶段上排拉杆保持松弛,坝体的土压力完全依靠下排拉杆,导致应力集中而产生垫板、导梁变形。整体稳定不能满足受力要求。

3)由于围堰仅靠拉杆连接,围堰上口没有被锁定,在回填时桩体下部挤压后向两侧位移。上口向内部位移,是造成整体不稳定的重要因素。

4)适逢雨天气候,雨水与后填上的干土和黄砂混合导致土体下沉并加大自重,对钢板桩受力十分不利。由于之前钢板桩已经发生了倾斜,结构的重心偏离原结构中心,对钢板桩产生偏心受压。加剧了钢板桩的倾斜,发生了拉杆受力紧张现象。当日观测的数据南端的两侧相对位移比之前大了1.3 m,外侧的距离为34.34 m,比之前大了1 m。而北端和中部的距离都在原有数据的基础上几乎没有变化。得出整体拉森钢板桩围堰受力不均,拉杆相对于其他地方受力过大。

5)横围檩的刚度在回填(由下而上)施工工况下不够,材料特性及制作较理论数据有折扣。钢围檩按照设计要求施工,但是由于焊工技艺的不同导致了不同层次的钢围檩在某些受力集中的地方表现的刚度不够,从而对钢板桩的约束不能达到设计的要求,造成钢围檩的破坏。

6)回土为带水回填,无法保证均匀,造成钢板桩的受力不均。围堰的土体是造成围堰失稳的一个重要因素。由于土体的不稳定性,对围堰钢板桩本身已经造成了严重的安全隐患,又加之混合有水,致使钢板桩内所存在的回土土质很不明确,无法明确判断围堰各个部分的受力情况。

对于以上分析结果,采用了如下的方法进行回救(见图1):

1)在围堰内距离观光平台1 m(即平行于黄浦江),打设一排拉森钢板桩,桩型为V形,桩长15 m,桩顶标高3.5 m,设置一排围檩(400×400双拼H型钢)及拉杆(50圆钢@2 000),然后在围堰内排板桩与新打设拉森桩之间回填碎石至+1.50 m(底标高为混凝土护坡开挖后高程:-2.60 m)。2)同时在围堰外围抛填袋装碎石至标高0.50 m,抛筑体顶宽2.0 m,外边坡1∶3,下沉系数1.3,考虑自然河床边坡后平均底标高-5.0 m(其中挤淤厚度约2 m)。3)排放口施工范围内基坑开挖至1.50 m和0.00 m时分别布置钢管支撑和型钢支撑体系各一道。4)在南北两侧围堰与原防汛墙板桩连接处采用聚氨酯发泡堵水,发泡堵水后进行双液注浆再次加固。5)为避免基坑水压力对排放口出水口封堵墙造成破坏,采用模板加型钢的方式对临时封堵墙进行加固,对渗漏点进行封堵。6)拆除结构底板并截桩进行排放口钢筋混凝土结构施工,施工完毕并养护至设计强度后拆除围堰及拉森桩墙,对河道进行疏浚,恢复原状河床泥面线,清除周边淤积的淤泥7)在护坡范围疏浚开挖到顶标高以下50 cm,进行膜袋混凝土护坡施工,膜袋混凝土厚度50 cm。

通过以上的措施及时的抢救了危险至极的钢板桩围堰,也为以后在围堰内的施工确保了安全措施。在以后的施工过程中,依旧对拉森钢板桩进行了不间断的观测,测量的结果表明围堰已经趋于稳定状态。虽然钢板桩比原计划多添加了一道,付出了一定的经济代价,但对于整体的围堰抢救工作起到了至关重要的作用,挽救了整体围堰的安全性。由于本围堰是三面围堰并不是四面封闭状态,对以后这方面围堰施工提供了一些宝贵经验,尤其是应急措施和稳定性方面有着一定的参考价值。

参考文献

[1]张峰,蒲黔辉,肖家安.双臂钢围堰施工桥梁基础在不同条件下若干问题的处理办法[D].成都:西南交通大学,2007:89-91.

[2]黄剑飞,杜守继,吴康保.双壁组合型钢围堰结构在桥梁深水基础施工中的应用[D].上海:上海交通大学,2009.