微型桩与复合土钉墙联合支护的施工力学行为

程建华，李　光，顿志林

(1.河南理工大学土木工程学院， 河南焦作454003; 2.洛阳德冠建筑工程有限公司， 河南洛阳471000)



微型桩与复合土钉墙联合支护的施工力学行为

程建华1，李光2，顿志林1

(1.河南理工大学土木工程学院， 河南焦作454003; 2.洛阳德冠建筑工程有限公司， 河南洛阳471000)

摘要：为进一步研究复杂环境下复合土钉墙的施工技术措施，以微型桩预应力锚杆复合土钉支护结构为研究对象，运用ABAQUS进行数值模拟，得出开挖过程中的侧向变形、坑底隆起和地表沉降曲线及土钉(锚杆)轴力图，并据此提出环境保护技术。分析结果表明：①随着开挖深度的增加，侧向位移向基坑内凸起，呈“鼓肚”形，最大位移出现在0.7倍开挖深度附近；②坑底隆起量由坡脚位置向基坑中部逐渐增加，中部隆起量最大，坡脚隆起量较小；③坑外地表沉降呈“勺”状，沉降的最大值发生在桩后1.4倍开挖深度附近；④微型桩的设置使得锚杆轴力降低幅度很大，最大值约62.16%；⑤“动态化设计”与“信息化施工”可以监测与指导复杂环境下复合土钉支护结构的设计和施工。

关键词：微型桩；变形；数值模拟；复合土钉墙；力学行为

0引言

复合土钉墙支护技术自问世以来，以其结构柔性大、施工速度快、应用范围广等优点在多个工程领域得到广泛应用[1-6]。但其施工过程对周边环境的影响却不容忽视。尤其在城市中心地带，周边建筑密集、地下管线复杂，基坑的设计与施工不仅需要保证自身的稳定与安全，还要严格控制变形以保证周边环境的安全[7]。但由于主被动复合支护结构的作用机理复杂，相关研究[8-10]并不多见，复杂环境下复合土钉墙的施工技术研究更是少见。本文拟通过大型有限元软件ABAQUS在微型桩预应力锚杆复合土钉支护结构中的应用，模拟土钉拉力、坑壁水平位移、坑内隆起变形和桩后竖向沉降，并据此提出施工技术措施与环境保护对策，以期为该类复合支护结构的设计和施工提供理论指导。

1复合土钉支护的数值分析方法

1.1基本假定

根据复合土钉墙的支护特点，对有限元模型ABAQUS采用以下基本假定：①采用三维有限元模型进行分析；②计算过程中，不考虑整个基坑角区的受力和变形；③假定微型桩、土钉、锚杆、混凝土面层均为弹性材料；④假设土体与土钉完全接触，变形协调。

1.2本构模型及单元选取

复合土钉支护多用于粉土、粉质黏土中，这类土的σ-ε关系复杂，具有非线性、弹塑性、各向异性等性状。因为E-B非线性弹性模型的参数少、易于通过三轴试验获得，且能够考虑加载与卸载的区别，相对其他模型而言，计算结果更加真实。本文选用E-B模型模拟土体。土钉采用植入式桁架单元，锚杆采用梁单元，土体、喷射混凝土面层及微型桩采用实体单元。

1.3单元的划分

划分网格时，要根据所受影响程度的不同对基坑部位进行细分，如开挖面、微型桩及土钉、锚杆附近的区域应力比较集中，该区域的网格应划分更细。土体单元按1 m大小的网格进行划分，土钉与微型桩根据分割数量进行划分。土体采用15节点三角形单元，为保证土钉单元与土体单元所采用的三角形平面单元一边上的节点数相等，可将土钉简化为仅受轴力的5节点弹性杆单元。在面层、土钉和土体之间均采用10节点界面单元。

1.4开挖过程的模拟

由于复合土钉支护具有边开挖边支护的施工特点，其有限元模拟采用逐步“杀死”土体单元以及“激活”土钉单元、锚杆单元与面层单元来实现。

1.5边界条件的设定

底面边界采用固定铰支座约束(U1=U2=U3=0)；左右两个侧面边界采用滑动支座约束，限制水平方向的位移(U1=0)；前后两个侧面边界限定条件为U2=UR1=UR3=0；顶面为自由面，没有约束。

2工程应用

2.1工程概况

某大厦位于闹市区，周边环境复杂，地下管网密布。地下室1层，地上30层，框架剪力墙结构。以南侧为例，开挖深度为9.4 m，基坑周长266 m。紧邻一栋新建4层办公楼，最近处距离仅为6.5 m，且基础形式为对地基变形非常敏感的天然基础，环境保护要求极高。为控制基坑变形，经技术上分析与经济上论证，拟采用微型桩+预应力锚杆+土钉的复合支护结构。各土层平均厚度及主要物理力学参数如表1。其中，H表示土层厚度，m；γ表示土体重度，kN/m3；c表示土体黏聚力，kPa；φ表示土体内摩擦角，(°)；E表示土体弹性模量，MPa。

表1　各土层物理力学参数

Duncan-Chang本构模型共有9个参数，其中，k及n分别为切线弹性模量与指数；Rf为破坏比；c及φ分别为土体黏聚力与内摩擦角；pa为大气压力；kb及m分别为切线体积模量系数与指数；kur为回弹模量指数。以粉质黏土为试样，进行常规三轴加载试验，采用固结不排水的方式，对各组试验土样在围压100 kPa、150 kPa、200 kPa、250 kPa的条件下加载，绘制出应力—应变曲线。通过对试验数据进行整理和拟合，得到Duncan-Chang弹性非线性本构模型参数如表2所示。

表2　Duncan-Chang本构模型参数

基坑壁以1∶0.15放坡，共设6排土钉与锚杆，水平间距1.5 m，竖直间距除5,6排(1.0 m)外均为1.5 m。其中第2，4排土钉与预应力锚杆在水平和竖直方向交错布置。预应力锚杆的预应力值为100 kN。各层土钉与锚杆的长度如图1所示。微型桩为沿基坑边线设置的单排超前支护，桩长14.0 m，嵌入深度4.6 m，桩间距为1 m，桩径150 mm。

图1　基坑支护剖面图

2.2模型的建立

2.2.1计算参数的选取

因杂填土较浅，且粉质黏土与粉土物理力学参数接近，土体的力学参数取综合值，γ=19.25 kN/m3，静止侧向力系数k0=0.61，ν=0.32，Eeq=9.11 MPa，φ=23.45°，c=13.87 kPa；土钉与锚杆的力学参数为Eeq=30 GPa，γ=27 kN/m3，ν=0.3；喷射混凝土面层的力学参数为Eeq=20 GPa，γ=25 kN/m3,ν=0.3；微型桩的力学参数为Eeq=30 GPa，γ=26 kN/m3，ν=0.28；地面超载取30 kPa。

2.2.2三维模型的计算边界

三维模型的厚度通常取土钉水平间距的一半[11]，宽度和高度根据地质条件和基坑开挖深度，经试算确定。因本工程开挖深度为9.4 m，为充分考虑基坑支护的三维性，模型的计算域取为宽度×高度×厚度=50.0 m×30.0 m×15.0 m。

2.2.3计算分析过程

计算分析过程包括初始地应力场平衡、微型桩设置、土方开挖及面层和土钉、锚杆设置等计算步骤。首先在geo分析步中对土体的所有区域施加10 kN的gravity，模拟重力荷载，实现自重应力场平衡；然后清除历史上自重应力场造成的位移，使X，Y，Z三方向的位移和速度设为0，激活微型桩单元和土钉、锚杆单元模拟实际的开挖支护全过程。基坑开挖与支护分六步，开挖深度分别为2.2 m,1.5 m,1.5 m,1.5 m,1.5 m,1.2 m。土钉(锚杆)设置在每层开挖面上0.2 m处。模拟过程中，注意严格按照土钉的实际施工顺序进行。

2.3计算结果与分析

2.3.1侧向位移分析

从图2可以看出，随着开挖深度的增加，侧壁水平位移逐渐增大，从第三层开始，曲线呈较为明显的“鼓肚”状，上部和底部位移较小，中下部较大。这是因为由于微型桩的嵌固作用，靠近基坑底部的土体受到被动土压力的限制，位移较小。开挖完成后，侧壁最大水平位移为28.71 mm，出现在深6.5 m处，位于0.7倍开挖深度附近。

2.3.2坑底隆起分析

从图3可以看出，坑底隆起量从坡脚位置逐渐向坑中位置增加，第1～4层开挖所产生的坑底隆起量变化趋势较缓，第5,6层变化斜率较大。这是因为土钉逐渐参与工作，限制坑外土体位移，对坑底隆起有一定削弱，同时第2,4层锚杆的加入也有效地限制了开挖前期的坑底隆起。但从图3中不能看出微型桩的超前支护对于坑底隆起的限制作用。

图2侧向位移曲线图

Fig.2Diagram on lateral displacement

图3坑底隆起曲线图

Fig.3Diagram on vertical displacement of

the bottom of foundation pit

2.3.3地表沉降分析

从图4可以看出，每层开挖形成的坑外地表沉降曲线相似，呈“勺”状，且随着开挖深度的增加，沉降值逐渐增大。前三层开挖时的沉降值增加较缓，后三层增加较快。这是因为第2,4层预应力锚杆的加入对于坑外地表沉降的限制作用很大。每层开挖距基坑边部较近的区域，沉降值为负值。究其原因，对于距桩体较近的土体，一方面受微型桩约束，水平侧移受限；另一方面土体与微型桩之间存在摩阻力，使得竖向沉降减少。而距桩体较远的土体水平位移与竖向位移都较大，便会对桩后近处土体产生横向挤压，发生一定的隆起量。开挖完成后，影响范围(勺的直径)约为30 m，为3.2倍的开挖深度，说明基坑开挖对桩后土体的影响范围较大，施工过程中要进行严格的监测。开挖完成后，地表沉降最大值(勺底)为11.82 mm，距基坑边部13.85 m，约为1.4倍的开挖深度。

图4　地表沉降曲线图

2.3.4土钉(锚杆)轴力分析

从图5(a)可以看出，沿土钉长度方向，土钉拉力呈“枣核”状，中间大，两头小。且第2，3排土钉受力较大，第1,4排受力较小，第5排土钉几乎没有受力，且每排土钉轴力最大值从上到下逐渐向基坑侧壁偏移。这是因为微型桩和预应力锚杆的作用使得顶部和底部的变形受限，中下部(土钉2和土钉3之间)位置的土体变形较大，在施工时应特别注意该部位的边坡稳定性。

图5(b)将微型桩预应力锚杆复合土钉墙与预应力锚杆复合土钉墙进行对比，可以看出，沿锚杆长度方向，锚杆轴力降低幅度很大，最大值为62.16%。由此可见，微型桩的设置对于锚杆的受力起到了很大的分担作用。

(a) 土钉轴力图示

图5土钉(锚杆)轴力图

Fig.5Diagram on axial forces of soil nails and anchors

2.4实测与模拟结果对比

2.4.1水平位移对比

图6　基坑水平位移的实测值与模拟值对比图示Fig.6　Diagram on comparing the measuredand simulated results of lateraldisplacements of foundaiton pit

图6为基坑开挖完成后，复合支护结构水平位移实测值与模拟值的对比结果。从图6中可以看出，地表至1.5 m深度范围内，实测值与模拟值的吻合度较高，但1.5 m深度直至坑底，模拟值略大于实测值。这是因为模拟时没有考虑外界因素的影响，而实际施工过程中，坡顶混凝土搅拌机的振动及前期天然气管道埋置时产生的土体扰动等都可能使得坑壁的水平位移出现变动。但总体来看，模拟值与实测值的变化趋势较为一致，均为基坑上部及底部较小，中下部较大。需要说明的是，实测值在10 m深度处的水平位移不为零，这是因为微型桩嵌入深度4.6 m，桩底(14 m)设为测斜管的不动点。

2.4.2土钉轴力对比

基坑开挖完成后各排土钉轴力最大值的实测值与模拟值的对比结果如表3所示。从表3中可以看出，实测值比模拟值均较大，这是因为实际施工中，时间效应的作用非常显著，基坑开挖完成后，由于土体流变作用，土钉应力一直稳定增长。但从总体趋势来看，土钉轴力最大值的实测值与模拟值规律较为吻合，均为第2，3排土钉轴力较大，第1,4排土钉轴力较小，第5排土钉轴力最小。

表3　各排土钉轴力最大值实测值与模拟值对比图示

3复合土钉墙施工技术

3.1施工技术措施

根据本文所建立的ABAQUS模型可以对基坑开挖引起的侧向变形、坑底隆起及地表沉降进行预测，将结果与建筑物及地下管线的允许变形值进行对比，以判断是否满足对周边环境的保护要求。若不能满足，即预测值大于允许值，则需要采取相应的施工技术措施进行优化设计。针对本工程，属于对变形有严格要求的情况，警戒沉降比率F3为0.2%。根据前面的模拟结果，地表沉降为11.82 mm，沉降量小于警戒沉降量(18.80 mm)。

通常的施工技术措施包括：①对坑内被动区土体进行注浆加固；②场地条件允许时，可进行多次放坡；③适当增加支护墙体的刚度；④缩短分步开挖的时间等[12]。

3.2环境保护对策

因南侧邻近建筑物距离基坑的净距仅为6.5 m，为减少基坑变形对其造成的影响，在基坑外围设置一排双轴水泥搅拌桩，以切断基坑变形向该建筑物传导的路径，并在搅拌桩外围进行地下水回灌，从而达到保护邻近建筑物的目的。

3.2.1水泥搅拌桩设计与施工

双轴水泥搅拌桩的桩径为550 mm，内侧搅拌桩长14.5 m，外侧12 m，交叉咬合100 mm。搅拌桩的设置可以防止地下水从坡脚溢出，缩小降水漏斗半径，减轻对周边环境的影响。施工过程中，降水的最低点不能超过基坑周边的止水帷幕。否则会使坑外的地下水也降低，直接引起周边的地面沉降。

3.2.2基坑降水

本基坑采用管井降水方案，共设22个降水井点，其中沿基坑周边布置19个，基坑内部布置3个，均设置于大跨度开间的房心处，尽量避开柱基和墙基。

基坑开挖到设计标高后，其中3个降水井点的水位已经不影响施工，全部撤除；清槽过程中，发现基坑中存在承压水，采用应急预案，在跨中设置宽52 cm，深35 cm的盲沟进行排水。经监测，后期的余土外运过程中没有发生带水外运及土方停工现象，证明降水效果显著。

3.2.3基坑回灌

为减少坑内降水引起的周边地面沉降，在土方开挖至地下水位以后，在基坑外侧设置回灌井以补充地下水。回灌井井径600 mm，井管径480 mm，井深8 m，井距26.0～30.0 m。回灌方法采用在汇水总管上焊接出水管，通过软管直接引水至回水井[13]。本工程共设11处回灌井，保证了周边地下环境的稳定，为周边地下管线的稳定与安全提供了有力保障。

3.3动态化设计与信息化施工

在复杂环境下，深基坑工程不但包括土体与支护结构，还包括周边环境，是一个多因素相互作用的动态变化的复杂系统[14]。因周边环境复杂、计算模式简化及偶然事件发生使得设计方案很难完全符合工程实际情况。因此，无论采用何种保护措施与技术手段，“动态化设计”与“信息化施工”均不可缺失。若遇地下障碍物无法按设计进行土钉施工时，可适当调整土钉设置参数，以避开地下障碍物。

4结论

①根据微型桩预应力锚杆复合土钉墙的数值模拟结果，得出支护结构的侧壁水平位移及坑外地表沉降曲线。结果表明，随着开挖深度的增加，水平位移向基坑内凸起，呈“鼓肚”形，最大位移为28.71 mm，位于0.7倍开挖深度附近；坑内隆起量随着基坑逐层开挖不断增大，坡脚处最小，向基坑中部逐渐增加最终趋于稳定，且开挖初期，坑内隆起量增幅较大，开挖后期，增幅较小；坑外地表沉降随着基坑逐层开挖不断增大，呈“勺”状，最大值(勺底的位置)位于桩后1.4倍开挖深度附近，影响范围(勺的直径)约为3.2倍的开挖深度，且开挖初期，坑外地表沉降增幅较小，开挖后期，增幅较大。

②微型桩的设置可以较大程度地限制基坑侧壁变形，使得锚杆轴力降低，最大降幅约62.16%。

③将数值模拟结果与规范的允许变形值进行对比可以进行优化设计；“动态化设计”与“信息化施工”对于复杂环境下复合土钉支护结构的施工可以起到有效的监测与指导作用。

参考文献：

[1]HONG C Y, YIN J H, PEI H F. Comparative study on pullout behaviour of pressure grouted soil nails from field and laboratory tests[J]. Journal of Central South University, 2013,20(4)：2285-2292.

[2]STOCKER M F, RIEDINGER G.The bearing behavior of nailed retaining structure [C]//The American Society of Civil Engineers (ASCE).Geotechnical Special Publication No.25.New York:ASCE,1990:612-628.

[3]PRADHAN B, THAM L G, YUE Z Q.Soil-nail pullout interaction in loose fill materials[J]. International Journal of Geomechanics, ASCE，2006,6(4):238-247.

[4]JOSHI B.Behavior of calculated nail head strength in soil-nailed structures[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，ASCE，2003,129(9):819-828.

[5]汪剑辉，闫顺，曾宪明,等.复合土钉支护在我国的研究与应用[J]. 施工技术，2006，35(1):15-19.

[6]杨志银，张俊，王凯旭.复合土钉墙技术的研究及应用[J]. 岩土工程学报，2005,27(2)：153-156.

[7]秦昊，王贵和，贾苍琴.复杂环境条件下某深基坑支护技术[J]. 施工技术，2010,39(11)：57-60.

[8]刘斌，杨敏.搅拌桩对复合土钉墙整体稳定系数的影响分析[J]. 建筑科学与工程学报，2012,29(2)：30-35.

[9]王辉，程建华.考虑预应力的复合土钉支护结构侧移计算[J]. 广西大学学报(自然科学版)，2014，39(4)： 828-832.

[10]程建华，王辉，刘云龙，等.深基坑主被动组合支护结构的协同工作及位移分析[J]. 广西大学学报(自然科学版)，2014,39(1)：119-123.

[11]张明聚，宋二祥.土钉支护变形性能的有限元分析[J]. 土木工程学报，1999,32(6)：59-63.

[12]高文华，杨林德，沈蒲生.基坑变形预测与环境保护[J]. 岩石力学与工程学报，2001,20(4)：555-559.

[13]中国建筑科学研究院.建筑基坑支护技术规程:JGJ120-2012[S]. 北京：中国建筑工业出版社，2012.

[14]钱宏，吴隽，沈海峰.复杂环境下的土钉墙围护技术的研究[J]. 建筑施工，2001,23(1)：6-8.

(责任编辑唐汉民梁健)

Mechanical behavior on composite soil nailing wall combined with micropile

CHENG Jian-hua1， LI Guang2， DUN Zhi-lin1

(1. School of Civil Engineering,Henan Polytechnic University,Jiaozuo 454003，China;

2. Luoyang Deguan Construction Engineering Incorporated Company, Luoyang 471000, China)

Abstract:To investigate the construction technology of composite soil nailing wall in complex environment, a micropile prestressed anchor soil nailing compound structure (MPASNCS) was studied, and the curves of lateral deformation, bottom rebound and surface settlement including the axial forces of soil nails and anchor in digging were given by ABAQUS. In addition, measures of environment protection were proposed. The results shows that lateral deformation bulges to internal foundation, and that the maximum value appears near 0.7 time of excavation depth. The bottom rebound increases gradually from the slope toe to the middle of foundation pit, the number of rebound at the middle is the maximum, and that at the slope toe is smaller. The surface settlement of exterior foundation shows the shape of a spoon, and the maximum settlement is located after 1.4 time of excavation depth. The micropile reduces the axial forces of anchors a lot, and the maximum reduction runs up to 62.16%. The dynamic design and information construction can monitor and guide the design and construction of composite soil nailing retaining structure in complex environment.

Key words:micropile; deformation; numerical simulation; composite soil nailing wall; mechanical behavior

中图分类号：TU472

文献标识码：A

文章编号：1001-7445(2016)01-0149-07

doi:10.13624/j.cnki.issn.1001-7445.2016.0149

通讯作者：顿志林(1964—)，男，河南开封人，河南理工大学教授；E-mail:dzl1964@163.com。

基金项目：河南理工大学2015青年基金项目(72511/118)；国家自然科学基金资助项目(41072224)

收稿日期：2015-06-09；

修订日期：2015-12-17

引文格式：程建华，李光，顿志林.微型桩与复合土钉墙联合支护的施工力学行为[J].广西大学学报(自然科学版)，2016，41(1)：149-155.