CN101886392B - 一种基坑支护体系的拆撑设计与施工方法 - Google Patents

Abstract

本发明涉及一种基坑支护体系的拆撑设计与施工方法，提供了排桩斜撑支护的基坑在拆除斜撑时，采用了“先拆后撑”分段拆除斜撑的方式：施工中首先确定拆除的最大分段长度L，然后按照该长度的范围分段拆除斜撑，然后分段施工地下结构，从而避免在地下结构上留洞，在发挥斜撑支护体系优势的同时，也克服了拆撑阶段对地下结构施工的不利影响，由于采用了考虑空间协同变形的最小势能理论来计算分段拆除斜撑的长度，保证了施工的安全性，极大地推动了斜撑在基坑支护中的应用。

Description

一种基坑支护体系的拆撑设计与施工方法

技术领域

本发明涉及建筑工程领域，具体涉及一种基坑支护体系的拆撑设计与施工方法。

背景技术

基坑工程主要包括基坑支护体系设计、施工和监测，是一项综合性很强的系统工程。而基坑开挖势必引起应力场的改变，导致周围地层位移，对周围建(构)筑物和管线产生影响，严重的将危及其正常使用或安全，为了避免这种情况，基坑支护体系对于基坑工程而言具有十分重要的意义。

深基坑支护中的内支撑主要有两种形式，即平撑和斜撑。平撑目前被广泛的应用，但是由于平撑占用了大量坑内空间，不利于挖土作业，同时提高了工程的成本。而基坑支护外拉锚形式，其使用也越来越受到规划红线和周围环境因素的制约，随着基坑开挖的面积和深度越来越大，平撑已很难满足安全经济的原则，而锚杆在建筑物密集的市中心区域又极易超越建筑红线，因此急需一种既安全经济又能适应城市内紧凑环境下的基坑支护形式。与平撑相比，斜撑具有工程量小、造价低、挖土方便、工期短等优点，更有利于对建筑红线的控制和管理。因此在基坑支护中具有不可替代的作用和广阔的应用前景。但目前常规的斜撑拆除方法是等到先行施工地下结构并完成换撑后才可进行拆撑，这就不得不在地下结构的外墙、楼板上因斜撑而留洞，从而增加了施工难度，影响了地下结构的施工速度、施工质量和结构的整体性，也限制了斜撑支护体系的推广应用。

发明内容

针对现有技术存在的诸多不足之处，本发明提供了一种斜撑拆除的方法，具体涉及一种采用排桩斜撑的基坑支护方法，在具体使用时采用了“先拆后撑”分段拆除斜撑的方式：施工中先行分段拆除斜撑，然后分段施工地下结构，从而避免在地下结构上留洞，在发挥斜撑支护体系优势的同时，也克服了拆撑阶段对地下结构施工的不利影响，由于采用了考虑空间协同变形的最小势能理论来计算分段拆除斜撑的长度，保证了施工的安全性，扩大了斜撑在基坑支护中的应用。

本发明所采用的具体技术方案是：采用排桩斜撑的支护方法，在拆除斜撑时，采用分段拆撑法，首先确定拆除的最大分段长度L，在确定L后首先拆除排桩间隔长度为L₁内的所有斜支撑，其中L₁小于最大分段长度L，然后施工该段地下结构，同时在该L₁内的区域建立换撑，其中最大分段长度L需满足下列条件：

(1)冠梁弯矩 $M_{g\max }=E_g{I}_{\mathrm{gz}}\frac{{\mathrm{\δ}}_0-{\mathrm{\δ}}_1}{2}\·\frac{4{\mathrm{\π}}^2}{L^2}\≤\left[M_g\right]$

冠梁剪力： $V_{g\max }=\frac{4{\mathrm{\π}}^2{E}_g{I}_{\mathrm{gz}}({\mathrm{\δ}}_0-{\mathrm{\δ}}_1)}{L^3}\≤\left[V_g\right]$

式中：E_g为冠梁的弹性模量，I_gz为冠梁截面对z轴的惯性矩，δ₁为斜撑压缩量，δ₀为支护单元中部冠梁的位移，[M_g]为冠梁拆撑期间的设计承载力控制值，[V_g]为冠梁拆撑期间的设计抗剪承载力控制值；

(2)斜撑间的支护桩

弯矩： $M_{z\max }=-\frac{E_z{I}_{\mathrm{zy}}{\mathrm{\π}}^2}{2H^2}{\mathrm{\δ}}_0\≤\left[M_z\right]$

$M_{z\max }=-\frac{E_z{I}_{\mathrm{zy}}{\mathrm{\π}}^2}{2H^2}{\mathrm{\δ}}_1\≤\left[M_z\right]$

剪力： $V_{z\max }=\frac{E_z{I}_{\mathrm{zy}}{\mathrm{\π}}^3{\mathrm{\δ}}_0}{2H^3}\≤\left[V_z\right]$

最大位移μ_zmax＝δ₀≤[μ_z]

式中：E_z为顶部没有斜撑支护桩的弹性模量，I_zy为顶部没有斜撑支护桩截面对y轴的惯性矩，H为桩体长度，μ_z为顶部带支撑的支护桩坑底附近的位移，[M_z]为设计支护桩承载力控制值，[V_z]为设计抗剪承载力控制值；

(3)斜撑轴力： $F=q{\mathrm{HK}}_{a}L+2\mathrm{cHL}(\mathrm{\λ}\sqrt{K_p}-\sqrt{K_a}-\sqrt{K_p})\≤\left[F_c\right]$

[F_c]为拆撑期间斜撑的轴力控制值，q为基坑后超载，K_a、K_p分别是主动土压力系数和被动土压力系数，c为土体粘聚力，λ＝h/H；

(4)连接斜撑的支护桩

弯矩： $a^{\′}{H}^3+b^{\′}{H}^2+c^{\′}H+d^{\′}+E_{\mathrm{hz}}{I}_{\mathrm{hzy}}\frac{3{\mathrm{\δ}}_1}{H^2}\≤\left[M_{\mathrm{hz}}\right]$

剪力： ${3a}^{\′}{H}^2+{2b}^{\′}H+c^{\′}-\frac{3E_{\mathrm{hz}}{I}_{\mathrm{hzy}}{\mathrm{\δ}}_1}{H^3}\≤\left[V_{\mathrm{hz}}\right]$

最大位移μ₀≤[μ_hz]

式中：E_hz为顶部有斜撑支护桩的弹性模量，I_hzy为顶部有斜撑支护桩的截面对y轴的惯性矩；H为桩体长度；a′、b′、c′、d′为土压力和基坑深度的函数，土压力为采用朗肯土压力模式，由最小势能解理论得出；

以上数值中，冠梁和桩体的E根据混凝土的强度等级确定；截面参数I可依据现场所采用的冠梁或者排桩的实际截面计算得到，矩形截面其中b为构件宽度，h为构件高度；K_a、K_p、c根据地质勘察报告取值，q为基坑后超载，依据现场坑顶超载情况确定，δ₀、μ₀可通过最小势能理论求得。

其中所述的(2)连接斜撑的支护桩弯矩计算中，所述的a′、b′、c′、d′为土压力和基坑深度的函数，具体如下： $a^{\′}=\frac{\mathrm{\γ}(K_p-K_a)}{6},$ $b^{\′}=[\frac{{\mathrm{qK}}_p-q{K}_a}{2}+c(\sqrt{K_p}+\sqrt{K_a})-\frac{\mathrm{\γh}{K}_p}{2}]$ $c^{\′}=(\frac{\mathrm{\γ}{h}^2{K}_p}{2}-q{K}_{p}h-2c\sqrt{K_p}h+F),$ $d^{\′}=(\frac{q{K}_p}{2}+c\sqrt{K_p}-\frac{\mathrm{\γ}{K}_p}{6}h)h^2$

其中γ为土体的加权平均重度；q为基坑后超载，K_a、K_p分别是主动土压力系数和被动土压力系数，c为土体粘聚力，λ＝h/H，F_c为(3)中确定的斜撑轴力。

而上述各式中提到的根据最小势能论获得的各值：所述的

${\mathrm{\δ}}_0=\frac{({64\mathrm{\π}}^4{E}_g{I}_{\mathrm{gz}}s{H}^3-{\mathrm{\π}}^2{E}_z{I}_{\mathrm{zy}}{L}^4/2){\mathrm{\δ}}_1+32s{H}^3{L}^3(A_1-B_1)}{64{\mathrm{\π}}^4{E}_g{I}_{\mathrm{gz}}s{H}^3+{\mathrm{\π}}^2{E}_z{I}_{\mathrm{zy}}(3L+4s)L^3/2}$

${\mathrm{\μ}}_0=\frac{(A_2-B_2)H^3{\mathrm{\λ}}^2{(1-\mathrm{\λ})}^2}{4E_{\mathrm{hz}}{I}_{\mathrm{hz}}}+(1-\mathrm{\λ}){\mathrm{\δ}}_1$

${\mathrm{\δ}}_1=\frac{\mathrm{FB}}{E_c{A}_c}$

$F=q{\mathrm{HK}}_{a}L+2\mathrm{cHL}(\mathrm{\λ}\sqrt{K_p}-\sqrt{K_a}-\sqrt{K_p})$

其中：

$A_1=\frac{4{\mathrm{\λ}}^2-3{\mathrm{\λ}}^3}{12(1-\mathrm{\λ})}\mathrm{\γ}{K}_{a}s{H}^2+\frac{3\mathrm{\λ}-2{\mathrm{\λ}}^2}{6(1-\mathrm{\λ})}s(q{K}_a-2c\sqrt{K_a})$

$+\frac{1}{2}(\frac{1}{\mathrm{\λ}}+1-2\mathrm{\λ})(q{K}_a+\mathrm{\γ\λ}{\mathrm{HK}}_a-2c\sqrt{K_a})\mathrm{sH}$

$A_2=(\frac{{\mathrm{\λ}}^2}{8}+\frac{\mathrm{\λ}\sin \mathrm{\λ\π}}{4{\mathrm{\π}}^2}+\frac{\cos \mathrm{\λ\π}-1}{4{\mathrm{\π}}^2})(L+s)\mathrm{\γ}{K}_a{H}^2$

$+\frac{\mathrm{\π\λ}+\sin \mathrm{\λ\π}}{4\mathrm{\π}}(L+s)(q{K}_a-2c\sqrt{K_a})H$

$+\frac{1}{4}(1-\mathrm{\λ}-\frac{\sin \mathrm{\λ\π}}{\mathrm{\π}})(L+s)(q{K}_a+\mathrm{\γ\λ}{\mathrm{HK}}_a$

$-2c\sqrt{K_a})H$

$B_1=\frac{L+s}{4}[(\frac{1-{\mathrm{\λ}}^2}{2}-\frac{\mathrm{\λ}\sin \mathrm{\λ\π}}{\mathrm{\π}}-\frac{1+\cos \mathrm{\λ\π}}{{\mathrm{\π}}^2})\mathrm{\γ}{K}_p{H}^2$

$+(1-\mathrm{\λ}-\frac{\sin \mathrm{\λ\π}}{\mathrm{\π}})(2c\sqrt{K_p}-\mathrm{\γ\λ}{\mathrm{HK}}_p)H]$

$B_2=\frac{1+\mathrm{\λ}+{\mathrm{\λ}}^2-3{\mathrm{\λ}}^3}{12\mathrm{\λ}}\mathrm{s\γ}{K}_p{H}^2$

$+\frac{1+\mathrm{\λ}-2{\mathrm{\λ}}^2}{6\mathrm{\λ}}(2c\sqrt{K_p}-\mathrm{\γ\λ}{\mathrm{HK}}_p)\mathrm{sH}$

式中s为排桩间距。

同时满足上述方程式的L既是最大分段长度。

在满足以上各式的要求后，依据基坑设计理论，即可保证排桩斜撑支护体系各构件受力及变形在规范和承载力范围之内，根据《建筑基坑支护技术规程》JGJ120-99的要求，排桩弯矩、剪力、冠梁的弯矩及斜撑内力的计算均满足该规范中“基坑支护结构均应进行承载能力极限状态的计算”之规定；排桩的位移即满足规范中“对于安全等级为一级及对支护结构变形有限定的二级建筑基坑侧壁，尚应对支护结构变形进行验算”之规定，实现安全施工之目的，且大大节省了施工时间。

待该段长度为L₁的换撑完毕后再进行下段斜支撑的拆除，需要保证拆除排桩间隔长度为L₀内的所有斜撑时，L₀与L₁一样小于最大分段长度L。

采用这种方式的设计与施工方法，排桩斜撑支护体系“先拆后撑”分段拆撑法充分发挥排桩斜撑支护体系的空间整体协同作用，利用空间有限元分析拆撑过程，对应力进行安全有序的调整转移和再分配，确定分段拆撑长度；施工中则是先行分段拆除斜撑，然后分段施工地下结构，从而避免在地下结构上留洞，在发挥斜撑支护体系优势的同时，也克服了拆撑阶段对地下结构施工的不利影响。

具体实施方式

实施例1：

该基坑支护形式为排桩挡墙，内支撑形式为混凝土斜撑，排桩、冠梁和斜撑混凝土强度为C40。支护桩直径800mm，桩中心间距为1200mm，支护桩长22.1m。斜撑截面1200mm×800mm，共有174根，长度16m，冠梁截面1200mm×1500mm。基坑开挖形式总体呈近似矩形，平面尺寸东西长约353.00m，南北宽约189.0m。由于受建筑红线控制，周围环境不允许采用外拉锚形式。

依据前述方法确定的E_g、E_hz和E_z为31500Mpa；I_gz为0.216×10¹²mm⁴，I_hzy和I_zy为0.02×10¹²mm⁴，H为22.1m，γ为18.7KN/m³，q为20Kpa，为16°，K_a＝0.57，K_p＝1.76，s为1.2M。各构件承载力值如下表：

依据说明书中公开的4项计算方法，将以上的已知条件代入确定的最大分段长度为45.3m，斜撑总混凝土施工量2227m³，全部换撑工作完成共1个月的时间。拆撑过程中基坑排桩新增位移7mm，排桩累积侧向位移16mm，小于《建筑基坑工程监测技术规范》GB50497-2009的30mm的要求；内力等其余各项监测项目均在规范报警值范围之内。

比较例：

类似实施例1中的工程坑深12m，长约353.00m，南北宽约189.0m，方案一：两道混凝土水平支撑，竖向间距6m，总混凝土施工量17841m³。方案二：两道钢支撑，由于基坑宽度189m所以中间须架设18根立柱，钢支撑施工量：118根，长189mΦ60916的钢支撑，用钢量2.6×1010kg，可见建立水平支撑时，所需要的物料量均十分巨大，成本较高。

该工程原拆撑设计方案为：先行施工地下室结构，结构施工至±0.00之后进行斜撑的拆除工作，此方案须在地下室外墙留洞计174个，尺寸约1.2m×1.0m，中板留洞计174个，尺寸约1.2m×1.0m，从而造成后期补洞、钢筋连接及节点防水等劳动量和材料的大量增加；其中增加的工序及作业时间延长3个月左右，并严重影响地下室外墙的整体性，对留洞位置的防渗和防水提出了更大的难题。

由此可见由于采用我们的支护方法，使得上述的方法可以不再使用，既节省了成本，又减少了后期拆撑时的难度。

Claims (1)

1.一种基坑支护体系的拆撑设计与施工方法，采用排桩斜撑的支护方法，在拆除斜撑时，采用分段拆撑法，首先确定拆除的最大分段长度L，在确定最大分段长度L后首先拆除排桩间隔长度为L₁内的所有斜支撑，其中L₁小于最大分段长度L，然后施工L₁段地下结构，同时在该L₁内的区域建立换撑，其中最大分段长度L需满足下列条件：

(1)冠梁弯矩 $M_{g\max }=E_g{I}_{\mathrm{gz}}\frac{{\mathrm{\δ}}_0-{\mathrm{\δ}}_1}{2}\·\frac{4{\mathrm{\π}}^2}{L^2}\≤\left[m_g\right]$

冠梁剪力： $V_{g\max }=\frac{4{\mathrm{\π}}^2{E}_g{I}_{\mathrm{gz}}({\mathrm{\δ}}_0-{\mathrm{\δ}}_1)}{L^3}\≤\left[V_g\right]$

式中：E_g为冠梁的弹性模量，I_gz为冠梁截面对z轴的惯性矩，δ₁为斜撑压缩量，δ₀为支护单元中部冠梁的位移，[M_g]为冠梁拆撑期间的设计承载力控制值，[V_g]为冠梁拆撑期间的设计抗剪承载力控制值；

(2)斜撑间的支护桩

弯矩： $M_{z\max }=-\frac{E_z{I}_{\mathrm{zy}}{\mathrm{\π}}^2}{2H^2}{\mathrm{\δ}}_0\≤\left[M_z\right]$

$M_{z\max }=-\frac{E_z{I}_{\mathrm{zy}}{\mathrm{\π}}^2}{2H^2}{\mathrm{\δ}}_1\≤\left[M_z\right]$

剪力： $V_{z\max }=\frac{E_z{I}_{\mathrm{zy}}{\mathrm{\π}}^3{\mathrm{\δ}}_0}{2H^3}\≤\left[V_z\right]$

最大位移μ_zmax＝δ₀≤[μ_z]

式中：E_z为顶部没有斜撑支护桩的弹性模量，I_zy为顶部没有斜撑支护桩截面对y轴的惯性矩，H为桩体长度，μ_z为顶部带支撑的支护桩坑底附近的位移，[M_z]为设计支护桩承载力控制值，[V_z]为设计抗剪承载力控制值；

(3)斜撑轴力： $F=q{\mathrm{HK}}_{a}L+2\mathrm{cHL}(\mathrm{\λ}\sqrt{K_p}-\sqrt{K_a}-\sqrt{K_p})\≤\left[F_c\right]$

[F_c]为拆撑期间斜撑的轴力控制值，q为基坑后超载，K_a、K_p分别是主动土压力系数和被动土压力系数，c为土体粘聚力，λ＝h/H；

(4)连接斜撑的支护桩

弯矩： $a^{\′}{H}^3+b^{\′}{H}^2+c^{\′}H+d^{\′}+E_{\mathrm{hz}}{I}_{\mathrm{hzy}}\frac{{3\mathrm{\δ}}_1}{H^2}\≤\left[M_{\mathrm{hz}}\right]$

剪力： $3a^{\′}{H}^2+2b^{\′}H+c^{\′}-\frac{3E_{\mathrm{hz}}{I}_{\mathrm{hzy}}{\mathrm{\δ}}_1}{H^3}\≤\left[V_{\mathrm{hz}}\right]$

最大位移μ₀≤[μ_hz]

式中：E_hz为顶部有斜撑支护桩的弹性模量，I_hzy为顶部有斜撑支护桩的截面对y轴的惯性矩；H为桩体长度；[M_hz]为设计支护桩承载力控制值，[V_hz]为设计支护桩抗剪承载力控制值；[μ_hz]为支护桩设计容许水平位移；a′、b′、c′、d′为土压力和基坑深度的函数，土压力为采用朗肯土压力模式，由最小势能理论得出；

以上数值中，冠梁和桩体的弹性模量根据混凝土的强度等级确定；截面参数I依据现场所采用的冠梁或者排桩的实际截面计算得到，矩形截面

其中b为构件宽度，h为构件高度；K_a、K_p、c根据地质勘察报告取值，q为基坑后超载，依据现场坑顶超载情况确定，δ₀、μ₀通过最小势能理论求得；

所述的连接斜撑的支护桩弯矩计算中，所述的a′、b′、c′、d′为土压力和基坑深度的函数，具体如下： $a^{\′}=\frac{\mathrm{\γ}(K_p-K_a)}{6},$ $b^{\′}=[\frac{q{K}_p-{\mathrm{qK}}_a}{2}+c(\sqrt{K_p}+\sqrt{K_z})-\frac{\mathrm{\γ}{\mathrm{hK}}_p}{2}]$ $c^{\′}=(\frac{\mathrm{\γ}{h}^2{K}_p}{2}-q{K}_{p}h-2c\sqrt{K_p}h+F),$ $d^{\′}=(\frac{{\mathrm{qK}}_p}{2}+c\sqrt{K_p}-\frac{{\mathrm{\γK}}_p}{6}h)h^2$

其中γ为土体的加权平均重度；q为基坑后超载，K_a、K_p分别是主动土压力系数和被动土压力系数，c为土体粘聚力，λ＝h/H，F为 $F=\mathrm{qH}{K}_{a}L+2\mathrm{cHL}(\mathrm{\λ}\sqrt{K_p}-\sqrt{K_a}-\sqrt{K_p})\≤\left[F_c\right]$ 中确定的斜撑轴力。