复合地基支护结构永久性集约化设计分析

李连祥，成晓阳，刘兵



复合地基支护结构永久性集约化设计分析

李连祥1, 2，成晓阳1, 2，刘兵1, 2

(1. 山东大学 土建与水利学院，山东 济南 250061；2. 山东大学 基坑与深基础工程技术研究中心，山东 济南 250061)

目前基坑工程多采用临时性支护措施，且各类地下工程及其结构往往永久共同存在。济南省会文化艺术中心(大剧院)台仓处于大面积CFG复合地基之中，基坑支护结构采用双排支护桩加一排预应力锚杆，双排桩兼作复合地基“一桩两用”。运用PLAXIS3D有限元软件建立三维单元模型，考虑复合地基、群桩基础与支护结构共同工作，实现支护结构侧压力的集约化设计。与常规基坑支护设计相比，该方案增加了支护结构耐久性设计，利用基坑主动区复合地基与被动区群桩基础对土体的加固作用，针对支护结构永久性构造措施等做了详细分析，工程建设取得良好效果，研究方法可为类似工程参考，基坑支护结构永久化和地下结构集约化设计观点应被业内接受和推广。

支护结构永久性；地下结构集约化；双排桩；复合地基

常规的支护方法多采用临时性围护结构[1]，在主体结构施工完成后就退出工作并被拆除或者遗弃在地下，造成极大浪费。将支护结构转化为主体结构，实现支护结构永久化，可减少投资、节约能耗、保护地质和社会环境，是经济社会生态文明建设和可持续发展的重要方向。随着城市化进程加快，城市中央商务区不断涌现，致使高层建筑桩基、地下室、地铁、基坑支护结构、地下管廊等各类地下工程及其结构往往永久共同存在[2]。这就造成相邻地下结构不仅相互作用，而且因其建设顺序常常不同又互相影响。Benton等[3]研究了地下单桩和群桩对临近隧道的影响。 Schroeder等[4−5]采用有限元分析方法对钻孔灌注桩的施工及加载过程对既有隧道的影响进行了分析。通过公式计算和三维有限元分析，探讨了新建天桥结构对既有地下结构的影响。现阶段，我国设计标准体系仅限于单一结构分析和指导，对于地下结构共同存在互相作用缺乏广泛正视和研究，考虑地下结构共同存在和相互作用的集约化设计理论和技术应得到重视。本文以济南省会文化艺术中心(大剧院)台仓基坑为依托，介绍基坑支护结构永久化过程，着重分析了基坑主动区既有CFG复合地基和被动区桩基对于基坑变形及土压力的影响，在此基础上对支护结构集约化设计进行分析，运用PLAXIS3D有限元软件建立三维计算模型，证明支护结构永久化相关结构构造措施的合理性。

1 支护结构永久性集约化设计思路

1.1 大剧院基础结构设计概况

济南省会文化艺术中心(大剧院)项目位于山东省济南市西客站片区的核心区内，总建筑面积约7万m2，由歌剧院、音乐厅、多功能厅及附属用房组成。大剧院基础采用CFG复合地基及筏板基础。其中CFG桩桩径均为400 mm，有效桩长14 m，桩身混凝土强度等级C20，间距分为1.2，1.6和2.4 m3种。混凝土筏板板厚1 m，混凝土强度等级C30。钢筋混凝土灌注桩桩径600 mm，有效桩长24 m，桩身混凝土强度等级C35，桩间距1.6 m。

1.2 台仓支护结构永久性设计

由于技术、施工等多方面原因，造成地下工程工期一再延后，使得台仓基坑工程施工之前坑外复合地基中CFG桩已全部施工完成，从而，舞台台仓处于CFG复合地基包围之中。

受开挖空间限制，台仓支护结构首选桩锚支护。考虑CFG桩均匀分布，为体现“绿色施工”理念，实现台仓支护结构永久化，将开挖面相邻2排CFG桩调整为双排支护桩。这样既作支护结构又为复合地基桩，“一桩两用”实现永久化。桩间距为2.1 m，桩径由400 mm调整为600 mm，有效桩长22 m，混凝土强度等级C30，桩顶设置纵横冠梁。

1.3 双排支护桩集约化设计

台仓双排支护桩主动区存在CFG复合地基，被动区为群桩基础，因此，通过既有复合地基与群桩基础和支护结构共同存在的集约化分析，利用复合地基与群桩基础对土体的显著加固作用，减弱支护结构承担的主动区水平荷载，增加了被动区侧土压力。从而将初步设计中忽视复合地基与群桩存在、完全按照土层基坑设计的3排预应力锚索优化为1排[6]，体现群体地下结构实际相互作用的集约化。

1.4 支护结构永久性集约化设计构造处理

由于支护桩和冠梁竖向刚度增强，造成地基刚度存在明显差异，为避免对基础结构造成影响，通过褥垫层厚度差异，调整不同部位变形。褥垫层作为复合地基的重要组成部分，它保证桩、土共同承担荷载，还能调整桩、土应力比，减小基础底面的应力集中[7−9]。筏板、复合地基作为一个协同受力体系，在不同刚度的地基上面设置不同厚度的褥垫层将直接影响桩的反向刺入程度，从而调节地基刚度差给筏板造成的不均匀沉降，降低基础内力。实际工程中支护桩冠梁上褥垫层厚300 mm，其他地方为150 mm(见图1)。

单位：mm

2 计算分析

2.1 有限元模型

2.1.1 模型的基本假设

1) 土体的初始地应力按照静止土压力进行计算，对开挖之前应力的改变不作考虑。

2) 不考虑桩体、锚杆施工对土体扰动的影响。

3) 将上部结构等效为均布荷载施加于筏板上。

2.1.2 计算模型与参数

选用Hardening-Soil(HS)本构模型，它考虑了土体小变形条件的硬化，采用双曲线形式的应力—应变曲线，反映土体的非线性性质，并能区分加荷和卸荷的区别且其刚度依赖于应力历史和应力 路径[10]。

本文取双排桩2处支护剖面进行分析。模型采用截断边界的方法，取双排桩2处条状土体进行建模，考虑到临近双排桩的影响，将土条宽度延长到临近桩位置(图2)，故土条宽度取6 m。开挖深度12.75 m，坑内宽度20 m，整个模型平面尺寸80 m×6 m，深度50 m。土体采用可以精确计算应力和失效荷载的10节点四面体单元模拟。筏板采用6节点三角形壳单元模拟，双排桩纵横冠梁及腰梁采用3节点梁单元模拟，CFG桩和灌注桩采用embedded beam单元。预应力锚杆用“点对点锚杆”单元和 “embedded beam”单元分别模拟自由段和锚固段。

表1 土体物理力学参数

表2 构件物理力学参数

表3 锚索参数取值

有限元模型图如图2所示，共生成66 341个单元，110 645个节点。模型的边界条件采用PLAXIS3D中默认的边界约束，即侧面采用水平方向的约束，底部采用固定约束，上表面自由。

图2 有限元模型图

2.1.3 计算工况

模型施工步如下：

1) 生成初始应力；

2) 初始位移清零，激活模型中的梁单元和桩单元，模拟支护结构和CFG桩的施工；

3) 施加均布荷载15 kPa(施工荷载)；

4) 开挖至地下3 m；

5) 开挖至地下6 m，并在地下5.7 m处设置预应力锚索；

6) 开挖至地下9.4 m；

7) 开挖至地下12.75 m的基坑坑底；

8) 基坑回填，施工褥垫层和筏板；

9) 施加290 kPa(设计复合地基承载力特征值)的均布荷载，模拟上部结构作用。

2.2 支护结构集约化影响

为研究支护结构集约化影响，将计算结果与未考虑复合地基和群桩基础的天然地基进行对比。

图3为开挖结束时支护结构2处的侧向土压力曲线。其中，SZ和SB表示实际模型的主动区和被动区土压力，TZ和TB表示天然地基的主动区和被动区土压力。由图可知，随着深度增加，主动区和被动区土压力逐渐增大，由于预应力锚杆的存在，造成主动区土压力在锚杆位置处发生转折，有所减小。另外，实际模型中主动区土压力值低于天然地基，其中最大值减小幅度约为20.5%，表明复合地基对土体主动区有明显的侧向加固作用；实际模型中被动区土压力较天然地基增大15.6%，这是因为实际模型中台仓底部设置钢筋混凝土抗拔桩，坑底以下土层被群桩基础加固，土体被动土压力系数增大，支护结构被动区土压力加强。

总体而言，主动区土压力大于朗肯主动土压力，被动区土压力小于朗肯被动土压力。

图3 支护桩土压力

图4为开挖结束时冠梁侧向位移和弯矩变化图。由于桩顶部设置纵横冠梁，整体刚度较大，故沿支护面冠梁侧向位移呈现整体变化，并未在支护桩与冠梁连接处出现明显转折，而弯矩则不受整体刚度影响，呈现波动形，其中转折点为桩梁连接点。通过对比发现，实际模型中冠梁侧向位移比天然地基减小66.7%，最大弯矩减小33.3%

腰梁侧向位移及弯矩曲线见图5。腰梁位置处整体刚度较小，且存在预应力锚索，故侧向位移及弯矩曲线均呈波动形，在支护桩及锚索位置处出现转折。相较于天然地基，实际模型中腰梁最大侧向位移减少67%，弯矩减小53.8%。

不同模型计算所得锚索内力值对比见表4。由于天然地基失去CFG桩的“遮拦”效应，造成土体侧向位移偏大，需要锚索发挥更大的作用，因此，相比于实际模型，天然地基条件下锚索内力较大，约增加18.6%。

(a) 冠梁侧向位移；(b) 冠梁弯矩曲线

(a) 腰梁侧向位移；(b) 腰梁弯矩曲线

表4 预应力锚索内力

图6为开挖结束时前后排桩及距支护结构不同距离处土体的水平位移曲线。其中图6(a)为考虑复合地基、群桩基础与支护结构共同作用的实际模型所得位移曲线，图6(b)为忽略复合地基、CFG桩与群桩基础的天然地基模型所得结果。

由图6可知，当距围护结构距离与开挖深度的比值小于0.5 时，土体水平位移曲线与双排桩变形模式相似，呈比较明显的弓形分布形式，位移在中间表现为最大，而上部下部的位移相对较小。随着继续远离围护结构，土体水平位移逐渐减小，水平位移曲线变为地表位移最大的悬臂式曲线分布。当距离继续增加，曲线趋于平缓，逐渐变为竖直线，表明基坑开挖对坑外深层土水平位移的影响已经 很小。

对比图6(a)和图6(b)可知，基坑开挖对实际模型土体的影响范围约为1.5倍挖深，对天然地基的影响范围为2倍挖深，表明实际模型受到的影响范围更小；且实际模型中水平位移较天然地基明显减小。其中前排桩最大侧向变形从28.72 mm减小到9.57 mm，减少66.7%。

通过实际模型与天然地基模型的对比，支护结构变形、内力以及周边深层土体土压力及侧向位移的变化证明考虑岩土与结构各自功能进行地下结构集约化设计非常必要，忽视集约化的影响使得计算结果偏于保守，造成成本的增加和材料的浪费。数值计算结果显示，开挖结束支护结构最大侧移9.57 mm，占开挖深度的0.075%，满足主体结构对复合地基水平变形0.15%的要求。而实际监测支护桩最大水平位移为3.35 mm，位于桩顶下6.5 m(图7)，远小于数值分析结果。证明集约化设计合理。

(a)实际模型水平位移曲线；(b)天然地基水平位移曲线

图7 台仓侧壁外排支护桩倾斜曲线

2.3 耐久性设计分析

支护桩增加了永久性设计，需对其耐久性进行验算。耐久性验算的一个重要指标就是裂缝宽度。支护桩截面为圆形。尽管圆柱形截面构件在建筑工程中占有很大比重，但是相比于矩形截面等构件，它在各类规范中的规定很少[11]。我国现行的《混凝土结构设计规范》[12]、《港口工程混凝土结构设计规范》[13]只给出矩形、T 形、倒 T 形和I形截面受拉、受弯和偏心受压构件的最大裂缝宽度计算公式，《水运工程混凝土结构设计规范》(以下简称水规)[14]给出了圆形截面构件在受拉、受弯和偏心受压情况下的最大裂缝宽度计算公式。本文按照水规对支护桩进行裂缝宽度验算。双排桩配筋参数如表5所示。

表5 双排桩配筋参数

配筋图见图8。

单位：mm

开挖过程中，支护桩受水平荷载作用，属于受弯构件，按结构受弯进行设计。图9所示为双排桩弯矩随开挖的变化情况。由图可知，随着开挖深度增大，双排桩弯矩值也逐渐增大，最终开挖结束时，前排支护桩最大弯矩为139 kN·m，后排桩最大弯矩值为67.1 kN·m。对前排桩进行抗裂计算。

计算过程如下：

圆形截面构件受拉纵向钢筋对最大裂缝开展贡献系数：

圆形截面纵向受拉钢筋的有效配筋率：

纵向受拉钢筋应力：

(a)前排桩弯矩；(b)后排桩弯矩

图9 双排桩弯矩图

Fig. 9 Bending moment of double-row piles

最大裂缝宽度：

1为构件受力特征系数，受弯构件取1.0；2为钢筋表面形状的影响系数，带肋钢筋取1.0；3为准永久组合或重复荷载影响的系数，对施工期可取1.0。

支护桩满足耐久性设计对最大裂缝的要求。

2.4 褥垫层厚度调整分析

《建筑地基处理技术规范》[15]规定：褥垫层厚度宜取150~300 mm。在如图2的数值计算模型中改变褥垫层厚度，观察筏板沿方向沉降(图2规定)，分析褥垫层厚度对筏板的影响。实施过程如下：在290 kPa均布荷载作用下，将支护桩桩顶褥垫层厚度设为150，200，250和300 mm，建立4组模型分别进行实验。由于支护桩桩顶标高比CFG桩低150 mm，同时调整CFG桩桩顶褥垫层厚度以保持地面水平，具体数据如表6。

表6 各桩顶部褥垫层厚度

图10为荷载作用下土体沉降云图。从图中可以看出，土体的整体沉降趋势为“盆状”，中间大两边小。分析原因为均布荷载作用下，复合地基群桩中各桩所引起的土中应力重叠，内部桩桩尖平面处的土中附加应力大于边桩桩尖平面处土中的附加应力，使得内部桩的沉降量大于边桩的沉降量。另外，基坑开挖的影响，造成沉降分布的极值区域中心向基坑回填区一侧发生偏移。

图11为不同褥垫层厚度下筏板沿向沉降曲线。由图可知，筏板沉降中间大，两边小，与土体沉降曲线相似，且沉降随褥垫层厚度增大而增大。沉降极值区域中心亦向基坑回填区方向偏移。

由于双排桩刚度大于CFG桩，同一荷载作用下筏板在方向两端发生不均匀沉降，呈现双排桩顶部沉降小于其他地方。建筑地基基础设计规范规定[16]，对于高度小于20 m的建筑，基础沿倾斜方向两端点的沉降差与其距离的比值(倾斜度)不超过0.008。由图6可知，当双排桩顶部褥垫层厚度由150 mm增大到300 mm时，筏板倾斜度不断减小，由最初的0.18%减小到0.05%，且减小速率不断降低，满足规范要求，表明调整褥垫层厚度差的措施有效。

图10 土体沉降云图

图11 筏板沉降随褥垫层厚度变化曲线

3 结论

1) 支护结构与主体结构的具体布置和施工工序设计基坑永久化支护结构，可以节约投资，减少能源耗费，符合国家生态建设战略。与一般支护结构设计相比，基坑永久性支护结构集约化设计，需要考虑支护结构耐久性、地下结构共同作用对于支护结构侧压力影响，以及相关构造完善等内容。本文采用“水规”对圆形截面支护桩进行耐久性验算，证明满足要求。通过采用调整支护桩及复合地基顶部褥垫层厚度的构造措施，克服筏板不均匀沉降的问题。针对大剧院基坑工程，分析结果表明，双排桩顶部褥垫层厚度取300 mm，其他地方取150 mm为最优构造。

2) 既有建筑基础往往与周边拟建项目基坑支护结构、基础结构等同时存在，应正视和重视地下工程或结构共同存在现状，考虑岩土与结构工程各自功能。数值计算结果和监测数据证明，一般设计方案计算结果偏于保守。相比于天然地基，由于基坑主动区复合地基的“遮拦”效应，使得基坑主动区土压力和侧向位移分别减少20.5%和66.7%，开挖影响范围由2倍挖深减少到1.5倍挖深；基坑被动区则由于抗拔桩的加固作用造成被动区土压力增大15.6%，表明地下结构的影响不容忽视。

3) 由于复合地基的侧向加固作用，基坑支护结构所受内力均有一定减小，故可适当降低支护结构强度。

[1] JGJ120—2012, 建筑基坑支护技术规程[S]. JGJ120—2012, Technical specification for retaining and protection of building foundation excavations[S].

[2] 郑刚, 邓旭, 刘畅, 等. 不同围护结构变形模式对坑外深层土体位移场影响的对比分析[J]. 岩土工程学报, 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] 李连祥, 张海平, 徐帮树, 等. 考虑CFG复合地基对土体侧向加固作用的基坑支护结构优化[J]. 岩土工程学报, 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] 刘鹏, 杨光华. 考虑桩端刺入沉降的桩土自平衡式复合地基设计[J]. 岩土力学, 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] 刘鹏, 杨光华, 范泽, 等. 褥垫层对刚性桩复合地基承载性状的影响[J]. 土木工程与管理学报, 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, 郭维超, 李雨浓, 等. 考虑负摩阻力的刚性桩复合地基中性面深度及桩土应力比计算[J]. 岩土工程学报, 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] 徐中华, 王卫东. 敏感环境下基坑数值分析中土体本构模型的选择[J]. 岩土力学, 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, 混凝土结构设计规范[S]. GB 50010—2010, Code for design of concrete structure[S].

[13] JTJ267—98, 港口工程混凝土结构设计规范[S].JTJ267—98, Design code for harbour engineering concrete structure[S].

[14] JTS151—011, 水运工程混凝土结构设计规范[S]. JTS151—2011, Design code for concrete structure of port and waterway engineering[S].

[15] JGJ79—2012, 建筑地基处理技术规范[S]. JGJ79—2012, Technical code for ground treatment of buildings[S].

[16] GB5007—2011, 建筑地基基础设计规范[S]. GB5007—2011, Code for design of building foundation [S].

(编辑 涂鹏)

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

济南市科技计划资助项目(20121145)

李连祥(1966–)，男，河北滦县人，教授，博士，从事土力学及岩土工程方面的教学与研究工作；E−mail：jk_doctor@163.com