组合式支挡结构计算及对既有箱涵的影响分析

徐传堡 周沛栋 李卓勋 张文雨 李志云

（1.广东省水利水电科学研究院，广东广州 510635；2.广东省岩土工程技术研究中心，广东广州 510635；3.华南理工大学 土木与交通学院，广东广州 510640）

0 引言

为降低重要供水工程周边项目建设对供水水质及输水结构的安全风险，往往需要设置管理及保护范围。对无法避免位于供水箱涵或隧洞保护范围内的新建项目，需评估项目建设对供水箱涵结构的影响。

对于新建道路或高层建筑等项目，由于新建场地地坪较高，道路边坡或基坑开挖需设置垂直支护，此时较多采用桩基–挡墙组合式支挡结构以降低施工期对供水箱涵的影响，同时支挡结构将作为项目运营期永久结构的一部分。

桩基–挡墙组合式支挡结构作为一种新型支挡结构，其计算方法仍不完善。现有方法主要包括桩基–挡墙分离式计算法、平面或空间刚架法、数值分析方法等。

分离式计算方法需满足一定的计算条件，且由于未考虑桩基与挡墙变形协调，具有一定局限性。平面或空间刚架法属于地下结构分析最常采用的“荷载–结构”分析方法，其荷载及边界条件明确，计算分析稳定，是目前最常用的计算方法[1−3]。当需要考虑复杂边界条件，如特殊性岩土、或流–固、热–力耦合时，则需要采用数值分析方法[4−5]。

本文针对既有箱涵周边新建的桩基–挡墙组合式支挡结构，提出采用“整体刚架”及“支护开挖”两种计算模型分析支挡结构自身的受力及变形。同时在确保支挡结构自身安全的前提下，采用数值方法分析项目建设对周边供水箱涵的影响。

1 工程实例分析

以某工程中采用的桩基–“Z”型悬臂式挡墙结构为例，设计采用灌注桩–悬臂式挡墙支护方案，灌注桩桩径1.2 m，桩间距为2 m。由于挡墙上部填土较厚，方案于挡墙底板施作直径600 mm、间距1.2 m 旋喷桩，旋喷桩长度13 m，顶部超出卸荷板面0.5 m。旋喷桩顶部插入φ48×3.5 钢管，间距1.2 m，钢管长度3 m，顶部超出卸荷板面0.5 m，同时对标高36.4 m 以上的旋喷桩水泥浆液掺入微膨胀剂。

设计采用三排旋喷桩加固，桩排距为1.2 m，支挡结构方案见图1、图2。

图2 桩基–悬臂式挡墙组合式支挡结构施工现场图

为降低新建项目对既有箱涵的影响，首先需要对桩基–挡墙结构自身的受力变形进行分析。针对此工程桩基–挡墙组合式支挡结构，提出两种计算模型，模型建立要点分述如下：

1.1 模型一

由于“Z 型”悬臂式挡墙与灌注桩由刚性帽梁连接，且悬臂式挡墙底板土体部分脱空，挡墙不能采用常规悬臂式挡墙方法进行计算。故此计算模型考虑将上部“Z 型”悬臂式挡墙与下部灌注桩刚性连接进行整体计算，称之为“整体刚架模型”，计算模型见图3。

图3 模型一：整体刚架模型

对于整体刚架模型中各构件的截面特性：上部“Z 型”悬臂式挡墙的纵向截面宽度取为单宽，截面高度取设计截面墙厚。下部灌注桩可由刚度等效原则，将圆形桩截面换算为单宽且具有相应截面高度的矩形截面墙板进行计算。刚度等效原则见图4，截面高度等效计算公式见式（1）、式（2）。

图4 刚度等效计算简图

式中：D为基桩直径，m；t为基桩沿挡墙纵向净距，m；h0为等效为连续墙板的截面高度，m。

对于荷载条件：对上部悬挑梁取相应填土及道路超载。悬臂式挡墙立板及底板受相应回填土土压力，由于悬臂式挡墙底板的卸荷作用，灌注桩后土压力考虑卸荷板的土压力折减[6]进行计算。

对于边界条件：考虑挡墙底板下设置的旋喷桩单桩承载力特征值满足要求且设置了钢管及微膨胀剂，挡墙底板下旋喷桩加固考虑为弹性支座，同时灌注桩桩底支承按铰支考虑。灌注桩嵌固段长度9 m，竖向每隔单位距离设置弹性支承，其侧向刚度系数根据式（3）进行计算：

式中，k为嵌固段弹性支座的侧向刚度系数，kN/m3；m为地基水平或竖向抗力系数的比例系数，kN/m4，取值可参考《建筑边坡工程技术规范》（GB 50330−2013）[7]附录G；h为嵌固段支座处上覆土层厚度，m。

1.2 模型二

由于整体刚架模型中对挡墙下部旋喷桩加固采用弹性(弹簧)支座进行模拟，支座的刚度系数对计算结果影响较大，故模型二拟采用考虑更不利工况的支护开挖模型，计算模型见图5。

图5 模型二：支护开挖模型

采用模型二计算时，计算中不考虑挡墙底板的强度验算，由于底板受力将对灌注桩桩顶产生有利弯矩，将底板的作用作为计算中的安全储备。即在桩顶位置施加一个向坑外的水平集中力P进行模拟，集中力大小由挡墙底板加腋处配筋截面所能承受的最大弯矩控制。

由于不考虑底板的强度验算，底板不作为卸荷板使用，下部土体土压力不折减；将上部挡墙由刚度等效作为灌注桩考虑，连同下部灌注桩刚性连接，按支护结构开挖计算支挡结构受力及变形，计算开挖深度为挡墙顶至箱涵地面。

1.3 计算结果及分析

采用以上两种计算模型的计算结果见表1、表2。

表1 桩基–挡墙组合式支挡结构计算结果（模型一）

表2 桩基–挡墙组合式支挡结构计算结果（模型二）

通过改变模型一底板下旋喷桩形成弹性支座提供的刚度系数k，分析弹性支座参数取值对计算结果的影响，计算桩顶与挡墙连接节点处位移x1及底板加腋处弯矩M1位置示意图见图6，不同刚度系数k对x1及M1影响结果见图7。

图6 分析节点位移及弯矩位置示意图

图7 模型一中弹性支座参数对底板内力及变形的影响

由图7 可知：采用模型一计算时，在不考虑底板下土体竖向土反力的情况下，当旋喷桩弹性支座刚度系数k=10000 kN/m 时，桩顶水平位移为13.1 mm，底板加腋处弯矩为690 kN·m；当旋喷桩弹性支座刚度系数k=50000 kN/m 时，计算结果接近于链杆支座，此时桩顶水平位移为17.2 mm，底板加腋处弯矩为568 kN·m。以上计算结果表明：挡墙底板下旋喷桩的支承效果越好，对底板强度控制越有利，但相应桩顶位移增大。

根据此工程挡墙实际配筋进行强度复核发现，在不考虑挡墙底板下土反力作用时，此工程悬臂挡墙底板强度难以满足要求，故采用模型二中不考虑底板强度验算的处理方式。

模型二计算结果表明：不考虑底板强度验算，仅将其作为抗力安全储备，按最不利工况进行计算，灌注桩强度及变形可满足要求，且变形对供水箱涵影响较小。

模型二计算变形较模型一更大，原因是模型二未考虑原毛石挡墙的抗力作用，支护开挖深度为挡墙顶至箱涵地面。采用模型二计算验证了在最不利工况下，灌注桩的强度及稳定性满足要求，地面变形对箱涵影响有限。实际工程中可参考以上两种计算模型，取最不利结果进行设计计算。

2 挡墙施工及项目运营期对供水箱涵的影响分析

2.1 相互位置关系

既有供水箱涵与新建支挡结构的剖面位置关系见图8。

图8 既有供水箱涵与新建支挡结构的剖面位置关系（单位：mm）

项目新建挡墙处现存一毛石挡墙，需将其拆除后进行桩基–挡墙组合支挡结构的施工及土方回填。施工工序为：①平整场地，施工混凝土灌注桩；②土方开挖并拆除高于设计标高40.40 m 的原毛石挡墙；③施工混凝土挡墙；④进行土方回填；⑤项目运营期(道路超载)。

其中，既有供水箱涵边线距桩基中心线为18.9 m，已建负一层地下室底板标高40.00 m，新建挡墙底板标高40.40 m，供水箱涵路面标高36.40 m，挡墙完成后回填土标高45.70 m。整体及支挡结构数值模型见图9、图10。

图9 整体模型

图10 桩基–挡墙支挡结构模型

2.2 地质资料及土层参数

根据地质资料，场地土层分布从上至下分别为杂填土、粉质黏土、强风化凝灰岩及中等风化凝灰岩。

利用Midas NX 数值分析软件进行新建挡墙加固工程的分析，主要分析灌注桩施工、原毛石挡墙开挖、新建挡墙等过程引起周围土体位移场和应力场的变化情况及对供水箱涵的影响。单元属性及材料参数见表3、表4。

表3 单元属性及材料名称

表4 材料参数表

2.3 计算结果及分析

为表达方便，对各施工步代号及工序定义见表5。

表5 各施工步代号及工序

施工过程中重点关注箱涵的变形、应力及内力情况，由计算可得各施工步下的最大变形及节点处内力变化，结果见图11、图12。

图11 各施工步下箱涵总变形

图12 各施工步下箱涵节点最大弯矩

由以上计算结果可知，箱涵最大变形及内力发生在施工步6(运营期)时，最大箱涵总变形为1.21 mm，项目建设对箱涵变形影响有限。已知箱涵在施工步6(运营期)弯矩值187.1 kN·m，轴力值−395.9 kN 作用下，按 20@400 对称配筋偏压构件计算其截面最大裂缝宽度ωmax=0.186 mm。

依据《水工混凝土结构设计规范》（SL 191−2008）[8]规定最大裂缝宽度限值为0.30 mm，且此项目供水箱涵要求最大裂缝宽度不大于0.25 mm。故裂缝宽度验算可满足要求。

对于重要供水工程中的箱涵结构，需关注新建支挡结构施工对其接缝止水的影响，根据项目箱涵结构设计资料，箱涵结构纵向分缝，缝宽20 mm，设铜片止水，缝内填聚乙烯嵌缝板，两端用聚硫密封胶(SGJ-8511 型)封口。提取箱涵在X(水平)、Z(竖向)位移见图13。

图13 箱涵X(水平)、Z(竖向)位移图

由图13 可知，箱涵在X(水平)、Z(竖向)两个方向上变形差均小于0.1 mm（箱涵两端截面位移偏大的原因是模型边界影响，实际差值仅为0.01 mm，可忽略不计），箱涵变形均匀，纵向满足分缝止水要求。

数值分析中，桩基–挡墙支挡结构最大竖向位移发生在施工步6(运营期)时，变形为29.5 mm(全量值)，位于挡墙卸荷板处；最大拉应力0.373 MPa。

墙下灌注桩最大水平位移发生在施工步6(运营期)时，变形为18.4 mm，位于桩顶处；最大弯矩598.31 kN·m，位移及弯矩计算结果见图14。

图14 灌注桩位移及弯矩计算结果

对桩基–挡墙组合式支挡结构，采用前述模型一、模型二、数值计算及现场实测结果对比见表6。

表6 桩基–挡墙支挡结构不同计算方法结果对比

对比可知，对桩基–挡墙组合式支挡结构，采用两种模型及数值方法计算位移结果接近，桩顶位移小于20 mm，满足广东省《建筑基坑工程技术规程》（DBJ/T 15−20−2016）[9]要求，且计算结果与现场实测结果符合较好。

3 结论

（1）桩基–挡墙组合式支挡结构由于挡墙底板土体易脱空，往往不能采用传统挡墙、桩基分离的模式进行计算，本文提出了两种计算模型，可根据设计条件设置荷载及边界条件进行计算，根据数值分析及现场实测结果对比，模型计算吻合度较好。

（2）为考虑支挡结构项目建设对重要供水箱涵的影响，在确保支挡结构自身安全性的前提下，需考虑项目施工及运营全过程的动态分析，应重点关注项目建设对供水箱涵的内力变形、裂缝开展及接缝止水的影响。

（3）结合具体工程实例，根据组合式支挡结构计算及对既有箱涵的数值影响分析，本工程对供水箱涵的安全影响可控，计算分析方法可为类似工程提供参考。