膨胀应力（精选3篇）
膨胀应力 篇1
0 引言
随着微电子技术的发展, 芯片的功耗越来越高, 传统的自然散热和强迫风冷的方式已经不能解决芯片的散热问题。与空冷相比, 液体冷却效率很高, 是解决大功耗芯片散热的一种有效途径。为了解决大功率加固计算机的散热问题, 小型液冷系统逐渐在加固计算机上使用, 小型液冷系统的工作原理如图1所示。泵将冷却液从储液箱抽出后流入液冷电子板卡的液冷壳体内部, 冷却液吸收电子器件产生的热量后温度升高, 温度升高的冷却液从电子板卡流出后进入热交换器, 温度较低的空气在热交换器中流动过程中带走冷却液的热量从而达到降低冷却液温度的目的, 温度降低的冷却液流入储液箱进入下一个冷却循环。在小型液冷系统循环工作的过程中, 电子板卡上的电子芯片被冷却, 使得加固计算机能够正常、可靠地工作。
为了满足维护性的需求, 小型液冷系统中各个部件通过自密封流体联接器进行联接。当需要对不同部件进行维修时, 应将不同部件从机壳上取出, 自密封流体连接器迅速切断不同部件之间的冷却液, 每个单独的部件在维修过程中不会发生冷却液泄漏的现象。完成维修后, 通过自密封快速流体连接器将不同部件迅速连接后就可以让小型液冷系统正常运转起来。在小型液冷系统维修过程中, 热交换器的冷却液进口处和出口处的自密封圈自密封流体连接器断开后, 热交换器就形成了一个充满冷却液的封闭腔体。众所周知, 热膨胀是物体的固有属性。当热交换器从机壳中拔出后, 如果外部温度上升, 热交换器内部的液体就会膨胀。膨胀后的液体就会对热交换器和自密封流体连接器产生压力, 当压力达到一定程度时, 就会对热交换器和自密封流体连接器造成损伤。本文将对热膨胀相关的液体体积弹性模量的概念进行介绍, 然后介绍了热交换器的力学模型, 最后分析了不同温度下热交换器的应力分布情况。
1 液体体积弹性模量
液体的压缩性 (体积随压强的改变而改变) 是与其体积弹性模量 (也称为容积模量) 成反比。液体的弹性模量[1]定义为
式中:v为体积比;p为压强。
体积弹性模量是液体的一种属性, 它是温度与压降的函数。以水为例, 表1列出了水的体积弹性模量的典型数值。当水作小型液冷系统的冷却液时, 温度上升时就会使得水的体积增加。由于热交换器是一个封闭结构, 水的体积膨胀就会造成热交换器内部的压力增加。当热交换器从机壳上取下并且环境温度高于热交换器取出前冷却液的温度时, 热交换器内部的压力就会上升。
以水为例对热交换器内部的压力进行计算, 计算结果详见表1。从表1可以看出, 当温度从20℃上升到25℃时, 热交换器内部的压力就会超过2.67 MPa;当温度从20℃上升到40℃时, 热交换器内部的压力就会超过13.62 MPa。
2 热交换器
2.1 热交换器的外部结构
热交换器的功能是进行冷却液与空气之间的热量交换, 流入热交换器中温度较高的冷却液变成温度较低的冷却液后流出。热交换器的结构形式和工作原理如图2所示。热交换器一般多采用S型结构形式, 冷却液从热交换器的入口流入管道内部, 然后在S型液体管道内部流动, 最后从热交换器的出口流出。在S液体管道的外部焊接有翅片, 外部的冷却空气吹向翅片。热的冷却液在S型液体管道内流动过程中, 冷却空气在翅片周围流动, 冷却液的热量通过液冷管道壁传导至翅片, 冷却空气吸收这些热量, 这样就达到降低冷却液温度的目的。
2.2 热交换器的结构
热交换器是实现冷却液与空气之间进行热交换的重要部件, 除热交换器外部结构外, 热交换器内部的液体管道结构形式对降低冷却液温度十分重要。因此, 不同换热需求决定了液体管道结构形式也不尽相同。根据大功率加固计算机的功耗情况, 目前常用的热交换器液体管道结构多采用肋片, 热交换器横截面的结构尺寸情况详见图2。
如图2所示, 散热肋片宽度与流体通道的间距对热交换器的换热效率起着决定作用。通过调整它们的尺寸就可以获得不同的换热效率。其次, 散热肋片宽度与流体通道还要受到加工工艺以及焊接工艺的影响。根据现有工艺水平和大部分器件的功率密度, 散热肋片和流体通道宽度分别为2 mm和4 mm的结构基本上能满足需求。
3 热交换器的受力分析
3.1 热交换器的力学模型
根据以上分析, 建立热交换器局部力学模型, 详见图2。如图2所示, 散热肋条和流体通道宽度分别为2 mm和4 mm, 热交换器框架和盖板的厚度均为1 mm。按照表1中冷却液上升不同的温度对应的压力P, 在热交换器内部施加对应的压力P。
3.2 热交换器的应力仿真
由于热交换器通道的尺寸结构相同, 只选取了热交换器的部分结构进行应力仿真。仿真软件采用Nastran软件, 仿真输入条件包括材料密度为2.7 g/cm3, 材料弹性模量为68.9 GPa[2]。施加了不同压力P的热交换器的应力分布情况详见图3。
3.3 应力分析
从图4可以看出, 当冷却液温度分别升高5℃、10℃、15℃和20℃时, 热交换器的最大应力分别已经达到20.4MPa、42.7 MPa、73.7 MPa和104.0 MPa。热交换器一般多使用6061铝合金材料, 采用真空钎焊工艺将热交换器框架和盖板焊接起来, 其焊缝的最大设计应力不超过41 MPa。当热交换器从机壳拔出后, 冷却液温度上升10℃, 冷却液热膨胀产生的最大应力基本已经达到了热交换器焊缝的最大设计应力。如果冷却液温度继续上升, 热交换器的应力数值就会超过热交换器使用材料的强度, 从而会造成热交换器的损坏。
4 结论
通过以上分析认为, 温度上升导致热交换器内部冷却液产生热膨胀, 热膨胀导致热交换器产生很大的压力, 该压力足以造成热交换器的损坏。为了避免热膨胀对热交换器造成损伤, 不仅应对液冷通道进行优化, 还应采取有效措施来避免冷却液膨胀导致热交换器损伤。
参考文献
[1]约翰芬纳莫尔, 弗朗兹尼.流体力学及应用[M].1版.北京:机械工业出版社, 2005.
[2]黄伯云, 李成功, 石车开, 等.有色金属材料手册[M].北京:化学工业出版社, 2009.
膨胀应力 篇2
关键词：高地应力,软弱膨胀岩隧道,变形隆起,处置措施
0 引言
在软弱围岩隧道施工中大变形处治一直困扰着地下工程施工,针对各种软弱围岩大变形施工处治措施的研究也越来越多,文献[2]着重对已经并持续发生大变形地段所采取的几种应急控制方法进行了效果评价,对软弱围岩大变形应急处理有一定的指导价值。文献[3,4,5]主要针对隧道开挖、初期支护阶段的研究,对软岩地段衬砌后变形,隧底仰拱隆起等研究较少,本文以三联隧道高地应力软弱膨胀性岩层隧道仰拱变形隆起整治抛砖引玉,以期对同类软弱岩层施工探求更合理,更经济的处置措施,从而保证隧道运营安全。
1 工程概况
贵昆铁路六沾复线三联隧道地处云贵高原,隧道全长12.214 km,存在高瓦斯、凝灰岩大变形、煤系地层软弱带等多种少有的不良地质地段,属铁道部极高风险隧道。其中DK305+945～DK306+400段凝灰岩不良地质在施工期间多次出现初期支护变形开裂、侵限现象,多次邀请国内工程院士、大学教授等知名专家现场研讨处置方案,解决了施工期间的支护措施与施工工艺。但该段在隧道衬砌施工一年后D1K306+020～D1K306+136段拱墙衬砌开裂,隧底仰拱结构变形隆起。隧道开挖初支及衬砌施工期间进行断面净空监控量测及围岩压力、初支及衬砌内力等测试,部分钢架应变计、喷混凝土应变计在埋设后7 d～21 d左右就出现超量程现象。
2 隧底隆起情况
变形时间:2012年1月～2012年4月;变形范围:D1K306+020～D1K306+136段;主要变形部位:D1K306+020～D1K306+060段隧底右侧侧沟边至隧道中心水沟2 m范围,D1K306+050～D1K306+060,D1K306+090～D1K306+130段隧底右侧填充顶面(距隧道中线约3 m处)出现纵向裂缝;隧底裂缝特征:仰拱填充面裂缝挤压开裂,水平缝宽5 mm～10 mm,D1K306+050～D1K306+060裂缝已贯通至中心水沟右侧,D1K306+043混凝土填充面最大垂直隆起累计83.1 mm。
拱墙衬砌变形情况:D1K306+037～D1K306+050左、右侧(填充面上约1.5 m处)、D1K306+146段左侧(填充面上2 m处)衬砌混凝土均出现细小1 mm～3 mm宽环向裂纹,D1K306+146段拱顶中部也出现纵向相似裂纹。
变形期间隧底仰拱填充混凝土表面沉浮观测记录见图1。
3 原因分析
本段地质环境较为复杂,位于木戛断层与上土木断层挤压夹持带内,岩体受构造影响严重,节理裂隙发育,岩体破碎～极破碎,风化强烈,属构造性挤压破碎软弱围岩,岩体受层理、节理切割后形成大量不稳定岩块,围岩稳定性极差;隧道区域构造线方向为NNE向,最大水平主应力值为6.87 MPa,方向为N31°W向,线路走向为S12.8°W,线路走向与最大主应力方向呈大角度相交,且最大主应力主要为构造应力,凝灰岩、泥页岩及煤层强度低,岩石天然单轴抗压强度平均值约为1 MPa,强度应力比为0.15,属极高强度应力比状态。围岩软弱,遇水后强度急剧降低,自稳性极差,且具有膨胀性。
变形的主要原因是该段处于构造复杂的软弱膨胀性岩层地段,在高地应力的作用下,产生大变形,且具有明显的流变特征,导致底部结构受力过大,出现开裂变形等破坏现象。
4 方案选择及处置措施
4.1 方案选择
隧道仰拱隆起变形后,最初确定锚索加固与仰拱拆除重建两种方案。
1)锚索加固方案,仰拱填充面每个断面设4孔锚索(每孔锚索采用4束ϕ15.2钢绞线,施加预应力为50 t),横向间距2 m,纵向间距1.8 m,总共设置192孔锚索。
优点:不大拆大改,土建工程量小;
缺点:a.破坏的仰拱及仰拱填修复难度大,补强难以保证其整体性;b.锚索过长,作用难以充分发挥,施工难度大;c.锚索施工周期长,工程量大。
2)仰拱拆除重建方案,拆除已破坏仰拱钢筋混凝土重建,并通过加深仰拱将原设计仰拱矢跨比1/11.8改为1/5.8,提高仰拱抵抗底部围岩隆起变形的能力。
考虑工期要求及现场施工组织安排,通过国内知名专家论证,并经现场施工工艺试验后对部分参数进行优化,本段隧底仰拱变形隆起整治措施采取仰拱拆除重建方案。
4.2 主要处置措施
4.2.1 临时加固措施
1)临时措施加固范围。
D1K306+020～D1K306+136衬砌变形仰拱隆起段。
2)衬砌段钢管大锁脚。
为减小二次衬砌及仰拱结构的继续变形,并综合考虑隧底整治时二衬两侧边墙的稳定,减少其横向、竖向变形和位移,在仰拱填充拆除前,对D1K306+020～D1K306+136段拱墙衬砌两侧边墙各设置一排ϕ89钢花管(壁厚6 mm)锁脚,纵向间距为1.2 m,每根长6 m,钢花管设围岩注浆孔,压注1∶1水泥浆,注浆压力0.3 MPa,灌浆饱满密实。
3)临时钢筋混凝土横向支撑。
为保证仰拱填充和仰拱拆除后二衬结构稳定,约束其变形,并考虑现场施工运输要求,在仰拱填充拆除前,于仰拱填充面以下凿除60 cm,设置钢筋混凝土临时横撑(参数:截面尺寸为60 cm×60 cm,纵向间距2.0 m,C35钢筋混凝土,纵筋采用ϕ25钢筋)。
4)临时纵向支撑。
对预破除仰拱段设两组纵向吊轨(5根1束),对混凝土横向支撑进行固定,扣轨两端置于非悬空横撑上,连接牢固且不小于两榀,保证混凝土横向支撑的稳定性。
4.2.2 仰拱加固或拆除重建判别标准
临时支撑完成后分段破除填充混凝土,根据仰拱衬砌混凝土破坏程度和形态进行判别,确定采用拆除重建方案或补强方案。
对仰拱衬砌没有裂纹或仅有微小裂纹(宽度小于2 mm)、无错台、无压溃现象,仰拱结构无破损或破损较轻时,对隧底结构进行补强;反之则进行拆除重建。
4.2.3 隧底补强加固方案
1)填充混凝土破除后,在两榀钢架中间自仰拱面施作ϕ51自进式中空锚杆(参数:锚杆长10 m,环向间距1.0 m,纵向间距1.2 m,梅花形布置;设两块200 mm×200 mm×15 mm钢垫板),改善隧底围岩物理力学性能,约束隧底围岩向上隆起,抑制仰拱结构变形。
2)隧底锚杆施作完成后重建仰拱填充混凝土。施作要求:仰拱内缘面凿毛,并确保表面清洁,填充混凝土底面加设一层ϕ16钢筋网(网格间距为20 cm×20 cm)。
4.2.4 隧底拆除重建方案
1)依次拆除仰拱二次衬砌及仰拱初期支护,并加深仰拱约63 cm,调整仰拱曲率,将原设计仰拱矢跨比1/11.8改为1/5.8,增强仰拱抵抗围岩变形的能力。仰拱开挖完成后,清除隧底虚碴、杂物、积水,初喷3 cm～5 cm混凝土。
2)型钢架设:架设H175型钢钢架,钢架纵向间距与原拱墙初支钢架间距相同,采用240 mm×200 mm×16 mm(宽×高×厚)钢板及M24高强螺栓连接。钢架间设置Φ22钢筋纵向连接,环向间距1 m/根,铺设Φ8钢筋网片,网格尺寸20 cm×20 cm。
3)ϕ32自进式中空锚杆施工:ϕ32自进式锚杆位于两榀拱架之间,采用ϕ32自进式中空锚杆,长6 m,环向间距1.0 m,纵向间距1.2 m,梅花形布置;所有锚杆设200 mm×200 mm×15 mm钢垫板,并通过25a槽钢与钢拱架连接,槽钢单根长度560 cm,中部预留ϕ40孔。槽钢与钢拱架焊接牢固。中空锚杆注改性早强型水泥净浆。
4)及时复喷C25混凝土。
5)施工仰拱衬砌:重建仰拱衬砌55 cm厚C35耐腐蚀钢筋混凝土,环向主筋采用Φ25@200,纵向水平分布筋采用Φ22@200,箍筋采用Φ12@200;新旧钢筋混凝土钢筋搭接长度按1.5 m设计,搭接段落采用绑扎连接。
6)施作C20混凝土仰拱填充。
4.2.5 相关措施及技术要求
1)破除填充及仰拱混凝土时,采取分段跳挖方式,对仰拱进行跳槽分段拆除,拆3 m跳6 m,每次拆换段落不大于3 m。
2)中空锚杆注浆浆液采用改性水泥净浆,配合比为水泥∶水∶灌浆剂=1∶0.5∶0.1,ϕ32自进式锚杆施工完成后,立即用锚固剂封堵孔口30 cm以上,安装止浆阀,注浆压力控制在0.3 MPa以内。
3)待全部段落仰拱拆换完成后,分段拆除临时横撑。
5 支护参数优化及实施效果
1)临时支撑措施优化,原设计临时横向支撑采用管箍固定4根ϕ219钢管组成,采取1道临时横撑+2道临时斜撑方式。但现场因运输、大型钻孔设备等不具备可操作性,根据现场实际情况优化为钢筋混凝土横撑+纵向扣轨方式,有效解决了汽车运输,多台大型钻机平行作业组织方式。
拆除仰拱钢筋混凝土及仰拱初支期间,大部分衬砌断面净空位移变形位移速率均小于1 mm/d。其中D1K306+042衬砌断面“4—6”点间的水平位移出现突变(6 d累计变形19 mm),位移速率3 mm/d,在重建隧底初支及仰拱钢筋混凝土施作完成后,变形趋于平缓。
2)支护参数优化调整,仰拱加固段落原设计采取10 m长ϕ32自进式中空锚杆加固;仰拱拆除重建段锚杆原设计采取6 m长ϕ32预应力砂浆锚杆。但经现场实际操作,锚杆孔垂直向下钻孔5 m～6 m时,由于孔内排碴不畅,成孔十分困难,且ϕ32自进式中空锚杆垂直向下钻进5 m～6 m时扭矩增大,杆体在该处易扭断破坏。现场试验后仰拱加固段ϕ32自进式中空锚杆调整为ϕ51自进式中空锚杆;仰拱拆除重建段将ϕ32预应力砂浆锚杆调整为ϕ32自进式中空锚杆,可以满足施工工艺要求。
6 结语
1)通过三联隧道凝灰岩地段的全施工过程实践及变形分析,高地应力软弱膨胀性岩层的变形是长期存在的,复杂地质条件下大变形具有多种力学机制,施工初期二次衬砌的时机很难把握,衬砌施工后的结构变形风险长期存在,处置措施及施工工艺均是后期整治的关键。
2)整治过程中混凝土破除采取人工风镐配合液压锤施工方式,减少爆破震动,有效地控制了变形环节裂缝的发展延伸。
3)拆除重建段落严格控制隧底初支成环时间,尽快恢复隧底初支封闭成环。
4)施工过程及施工完毕后,对常规衬砌净空位移、支护结构内力进行长期监测,根据现阶段整治期间及整治后的净空位移、支护结构内力测试结果,表明所采取的处置措施隧道结构是安全可靠的。
参考文献
[1]三联隧道1号斜井工区高地应力软岩段隧底结构隆起整治方案[R].成都:中铁二院工程集团有限责任公司,2012.
[2]马时强.几种控制软弱围岩大变形应急方法的效果评价[J].隧道建设,2010,30(4):416-419.
[3]李小坤.滇中红层软弱围岩隧道变形开裂原因分析及处治措施研究[J].隧道建设,2012,32(1):88-93.
[4]张献伟.木寨岭隧道炭质板岩段大变形控制技术[J].隧道建设,2010,30(6):683-686.
膨胀应力 篇3
关键词：弱膨胀土,SMW工法,预应力锚杆,深基坑,监测
0 前言
弱膨胀土是颗粒高分散、成分以黏土矿物为主、对环境的湿热变化敏感的高塑性黏土。它是一种吸水膨胀软化、失水收缩干裂的特殊土[1,2,3]。土体浸水之后, 强度降低, 基坑变形严重。由于土的这种显著胀缩特性, 控制膨胀土地区的浸水问题成为防止基坑过大变形的重要方向, 而采用支护措施不当, 会造成巨大的工程破坏和损失。虽然在其他地区采用SMW工法为主的支护方式已积累了一定的成功经验[4,5,6,7,8], 但淮南是以弱膨胀土为主的地区, 采用SMW工法为主的基坑支护形式还从未有过。本文以第一次采用SMW工法的淮南市朝阳数码广场深基坑为例, 介绍了其支护方法, 并结合现场实测数据验证可靠性, 为该地区采用类似支护形式积累了成功的经验。
1 工程概况
淮南市朝阳数码广场位于淮南市田家庵区朝阳路北侧、学院南路以西、苏果超市东侧; 总占地面积2. 3 万m2, 总建筑面积10. 6 万m2, 基坑围护周长约700 m, 基坑围护面积约1. 5 万m2, 场地相对标高为- 0. 150 m, 坑底相对标高为- 16. 300 m, 坑深16. 15 m。
1. 1 工程地质特征
地基岩 ( 土) 自上而下可分为2 个地质单元体: 即硬塑状第四系黏性土层及三叠系刚性基岩层。上部第四系黏性土层; 下部基岩层。具体分述如下: (1) 填土层 ( Qml) , 厚0. 30 ~ 2. 60 m, 层底标高为26. 74 ~ 30. 56 m, 暗灰~ 灰黄色, 主要为人工填土, 全场地分布, 厚度变化大; (2) 粉质黏土层 ( Q3al + pl) , 层厚0. 50 ~ 1. 30 m, 层底标高为27. 83~ 29. 76 m, 主要为黄褐色, 可塑状。土结构性较差, 承载力较低, 压缩性中等; (3) 黏土层 ( Q3al + pl) , 层厚6. 80 ~14. 10 m, 层底标高为14. 70 ~ 21. 56 m, 全场地分布, 主要为褐黄~ 棕黄~ 黄棕色, 硬塑状。土结构性较好, 承载力较高, 压缩性中等偏低; (4) 残积黏土层, 层厚0. 50 ~ 2. 40m, 层底标高为13. 30 ~ 20. 63 m, 主要为黄棕~ 棕红色, 稍湿, 硬塑- 坚硬状, 土结构好, 承载力高, 压缩性低; (5) 泥质粉砂岩强风化层, 层厚0. 50 ~ 2. 00 m, 层底标高为12. 40 ~ 19. 55 m, 紫红色, 泥砂质结构, 块状构造, 强风化泥质粉砂岩属于极软岩, 岩体较破碎; (6) 泥质粉砂岩中风化层, 埋深10. 80 ~ 18. 00 m, 紫红色, 钙质胶结, 细粒结构, 块状构造。该层上部基岩, 岩芯较破碎, 风化程度较高; 下部基岩属于极软~ 软岩, 岩体较完整。上部土层其自由膨胀率局部为42% ~ 45% , 大于40% , 有弱膨胀潜势。主要土层力学性质如表1。
注: 带* 为经验值。
1. 2 水文地质特征
场地内赋存两种类型地下水, 即第四系松散层中的上层滞水和基岩强风化层中的孔隙性水。第四系松散层中的上层滞水主要为地表水直接补给, 赋存于第 (1) 层填土和 (2) 层粉质黏土中, 受地表生活用水排水及大气降水影响较大。
2 基坑支护
基坑采用SMW工法支护, 东、南、北侧采用放坡+SMW工法+ 三道预应力锚杆的支护形式, 北侧局部采用钻孔灌注桩+ 四道预应力锚杆支护形式, 西侧采用钻孔灌注桩+ 一道预应力锚杆支护形式。
根据膨胀土的主要变形特性分析, 在膨胀土基坑中相应的处理措施: (1) 表面防护, 一般土体表面易受冲蚀。采用喷射强度等级不低于C20、厚度为80 mm的混凝土, 且内挂 Ф6. 5200 × 200 钢筋网片做表面处理; (2) 排水防渗, 设置纵横向排水沟, 以排除地表水, 设置竖向排水井, 排除地面渗水, 保持膨胀土体内水量稳定, 避免土体膨胀。采用搅拌桩引孔插H型钢的SMW工法做止水帷幕, 另外在特殊地段还有防水板挡水; (3) 变形防护, 阻止土体沿坡面的膨胀位移及蠕变位移, 从而减小由于应变软化引起的强度降低. 是防止变形破坏的关键, 采用钻孔灌注桩、预应力锚杆和内插的H型钢防止大变形。
其中钻孔灌注桩采用原状取土压灌混凝土桩, 该技术是针对钻孔灌注桩的不足, 而开发的一种新型钢筋混凝土灌注桩。先采用专用螺旋钻具钻至桩底设计深度形成桩径, 然后通过钻具中空管道由底向上连续高压泵灌注混凝土至桩顶, 形成素混凝土桩, 同时置换土利用螺旋叶片原状取出, 将整根钢筋笼振动插入形成钢筋混凝土灌注桩。原状取土压灌混凝土桩采用 Φ600@ 1200 的形式, 长度10. 20m, 混凝土强度等级为C30 ( 水下) 。
3 主要施工工艺
3. 1 SMW工法施工要点
1) 桩机定位要点。桩机下铺设钢板, 移动前看清上、下、左、右各方面的情况, 发现有障碍物应及时清除, 移动结束后检查定位情况并及时纠正; 桩机应平稳、平正, 并用经纬仪或线锤进行观测以确保钻机的垂直度; 搅拌桩桩位定位偏差不超过20 mm, 成桩后桩中心偏位须符合设计要求, 底部标高误差 ± 100 mm, 桩身垂直度偏差不得超过1% 。
2) 钻井搅拌要点。搅拌桩桩身采用一次搅拌工艺 ( 带气下沉搅拌喷水→关闭气体提升搅拌喷浆→完成一根桩施工) , 水泥浆和原状土须均匀搅拌, 提升过程中注浆搅拌, 为了使土体均匀搅拌, 下沉喷水时由空压机送气切割土体, 促使其均匀搅拌, 也为了防止桩体内产生气泡, 密实度降低, 提升时采用关闭气体喷浆。同时严格控制下沉和提升速度: (1) 下沉速度控制在小于0. 8 m/min; (2) 提升速度控制在1. 0mm/min; (3) 在桩底部分重复搅拌注浆。
3) 内插H型钢要点。H型钢使用前, 在距其顶端25cm处开一个中心圆孔, 孔径约8 cm, 并在此处型钢两面加焊两块各厚1 cm的加强板, 其规格为450 mm × 450 mm, 中心开孔与型钢上孔对齐。搅拌桩内插H型钢时应进行先试插入, 必要时调整水灰比。型钢的接长其焊接部位应按设计规定在内力较小截面处。
3. 2 预应力锚杆施工要点
钻孔前按施工图放线确定位置, 作上标记; 钻孔机具应满足支护设计对设计参数的要求; 旋喷搅拌加劲桩桩径为150 ~ 220 mm, 筋体采用2 ~ 3 根 15. 2S钢绞线, 钻进角度为 ( 中间对拉锚) 15°、25°、30° ( 与水平面夹角) , 严格按设计要求的钻进角度、桩长及桩径施工; 筋体应放在桩体的中心位置; 注浆材料选用42. 5 级普通硅酸盐水泥净浆, 水灰比0. 7; 水泥浆应拌和均匀, 掺入量20% , 随拌随用, 一次拌和的水泥浆应在初凝前用完; 旋喷搅拌的压力为15~ 20 MPa。
4 监测及结果分析
设计方案要求对周边道路及建筑物沉降位移、围护顶部垂直位移及水平位移、深层土体位移、以及预应力锚杆轴力等进行监测, 基坑安全等级为一级。选取基坑南侧道路地表沉降数据、基坑顶部和围护冠梁的部分水平位移数据以及预应力锚杆轴力进行分析。
4. 1 紧邻基坑的道路地表沉降分析
基坑南侧道路的地表沉降随时间的变化曲线如图1 所示。由图1 可知, 随基坑开挖深度的增加, 地面沉降逐渐增大, 未超过预警值30 mm及变化速率连续3 天控制在 ± 3mm / d的设计要求。在基坑开挖的20 ~ 90 d时间区间内监测数据出现上下来回波动的现象, 最大波动值不超过7mm, 主要原因是排水不畅, 5 ~ 6 月份期间降雨频繁, 且此路段交通繁忙, 基坑加固施工有一定的延误。
4. 2 基坑顶部和围护冠梁水平位移分析
基坑顶部和冠梁的水平位移随时间变化曲线如图2 所示。监测位移向基坑内侧方向随时间增加, 但中间有局部减少的现象, 可能是由于水对膨胀土的影响或预应力锚杆张拉或锁定所致。由图2 可知, GL01 点在开挖第20 ~ 160d时间段内变形急剧增加, 超过预警值, 周边土体塌陷严重, 及时在基坑内堆积部分土体和增加预应力锚杆来控制变形, 变形增大趋势得到延缓, 最终最大位移量达到100mm左右趋于稳定。由于前期施加的预应力锚杆失效所致。
4. 3 预应力锚杆轴力监测结果分析
锚杆轴力随时间变化曲线如图3 所示。由于土层良好, 锚杆轴力随时间部分减少, 部分增大。随着时间的8 增长, 锚杆轴力基本趋于稳定, 应力损失不大, 未超过设计值的0. 8 倍, 说明支护合理。5046 号和50151 号测点的锚杆轴力在第20 ~ 60 d时间段内突增, 是由于锚杆失效造成的, 从而造成土体边坡位移陡增, 与该区段水平位移随时间变化相一致 ( 如图2 所示) 。
5 结论
由于在弱膨胀土地区没有采用此综合支护方式的经验, 施工中工期有一定的延误, 造成个别地方变形超过预警值, 经过及时处理基坑变形最终趋于稳定。在以后施工过程中应加强监测, 及时发现并处理大变形情况。由于膨胀土具有吸水膨胀失水收缩的特性, 应考虑膨胀性对边坡稳定性的影响。在基坑开挖过程中, 施加预应力锚杆, 较好地约束了由于膨胀土自身膨胀而产生的变形, 有效地遏制了变形大的发展。
搅拌桩内插H型钢的SMW工法作为防渗止水帷幕和挡土结构相结合的支护形式, 缩短了工期, 并为地下部分的施工提供了广阔的作业空间。淮南市朝阳数码广场工程采用此支护形式获得成功, 表明SMW工法在膨胀土地区基坑支护工程中的可使用性, 为在其他膨胀土地区基坑工程提供了参考。[ID: 002514]
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