当前软土地区基坑支护工程常采用大量的灌注桩排桩和水平支撑或锚杆等作为临时支护结构^[1], 灌注桩排桩在基坑工程结束后即废弃, 存在着能耗高、资源浪费等问题, 并且在地下室周围地层残留大量固体障碍物。而实际上围护排桩作为受弯构件进行设计, 其刚度较大, 在基坑工程结束后仍然可以继续作为构件发挥作用。

基坑围护排桩与主体地下结构外墙相结合的“桩墙合一”技术是将基坑围护排桩作为正常使用阶段主体地下结构的一部分, 共同承担正常使用阶段荷载, 根据围护排桩在正常使用阶段所分担的荷载不同, 可以分为仅分担水平向荷载的“水平向结合”, 以及同时分担水平向和竖向荷载的水平与竖向“双向结合”。得益于围护排桩的荷载分担, 可减少地下室外墙的厚度、边桩数量, 一定程度上增大地下室使用面积, 减少相应主体地下结构投入, 节约社会资源, 是实现建筑节能和可持续发展的地下空间技术^[2], 具有广阔的应用前景和较好的社会经济效益。

在“桩墙合一”结构体系中, 围护排桩经历了基坑工程 (包括基坑开挖和地下结构回筑) 和正常使用2个主要阶段, 在正常使用阶段地下室外墙和围护排桩作为一个复合结构体系共同承担荷载, 该复合结构体系的安全且经济的应用基础是对其受力变形过程和特性有一个清晰的认识。鉴于其受力过程和特性复杂, 而常规监测难以得到丰富的数据, 本文以上海虹桥商务区D23街坊项目为背景^[3], 采用三维“m”法进行基坑开挖与正常使用阶段的全过程计算分析, 以期对其特性规律有一个较为全面的掌握。根据理论计算结果, 结合现场实测数据^[4], 对“桩墙合一”结构体系的受力和荷载分担特性进行了分析研究, 提出了相应的设计计算方法, 可为今后类似基坑工程的设计提供参考依据。

如上文所述, 根据围护排桩所分担荷载的不同, “桩墙合一”总体上可分为“桩墙”水平向结合、水平与竖向结合这两类结合模式, 其中后者可以看作在前者基础上的扩充。本文重点围绕水平向结合, 采用三维“m”法开展分析。三维“m”法将规范推荐的基于弹性地基梁法的“m”法引入三维有限元分析中, 将地基土体考虑成坑内的土弹簧单元和坑外的水土压力, 并建立支护结构和土弹簧的三维有限元模型来分析支护结构的整体内力与变形^[5]。

其中基坑开挖面以下, 土弹簧单元的水平向刚度可按下式计算:

式中:K_H, k_h和m的意义同规范平面弹性地基梁法, 即K_H为弹簧单元的刚度系数;k_h为土体水平向基床系数;m为比例系数;z为土弹簧与开挖面的距离;b与h则分别为三维模型中与土弹簧相连接的挡土结构的水平向和竖向单元划分密度。

分别就地下室外墙和围护排桩间两种最常用的水平传力方式建立三维数值模型, 即“桩墙”之间通过设置于各层结构楼板和基础底板间的传力板带发生水平相互作用的“传力板带型” (见图1) , 和“桩墙”之间全面接触的“紧贴型” (见图2) , 传力板带节点做法可参见文献[4]。其中钻孔灌注围护排桩、地下室外墙、换撑板带等均采用实体单元模拟, 钢筋混凝土内支撑、结构梁板及基础底板与坑内被动区土体均采用弹簧单元模拟。

以实际工程为背景, 土层条件及物理力学参数详见文献[4]。计算模型考虑地下3层, 地下室外墙厚400mm (已考虑桩墙合一作用) , 基坑计算开挖深度17m, 围护排桩采用1 250mm@1 450mm钻孔灌注围护排桩, 插入基底以下15m, 竖向设置3道钢筋混凝土内支撑, 其中传力板带型的板带厚度300mm, 模型延长5.8m, 含4根直径为1 250mm的钻孔灌注围护排桩。传力板带型模型单元数14 233, 结点数17 000;紧贴型模型单元数14 158, 结点数16 804。

水平向结合的“桩墙合一”结构体系总体经历两个阶段:基坑工程阶段, 正常使用阶段。基坑工程开挖期间, 围护排桩承担了全部主动土压力和水压力, 并产生了相应的变形, 在此基础上, 地下室结构分担的水平向荷载主要由以下3方面组成。

1) 拆换撑过程中, 坑外荷载重分布, 有一部分荷载由围护排桩转移至地下室外墙。

2) 正常使用阶段, 坑外主动土压力逐渐转变为静止土压力产生的荷载增量。

3) 正常使用阶段, 考虑止水帷幕最终失效, 水压力的作用对象由围护排桩转换成地下室外墙。

为合理考虑“桩墙合一”体系在不同施工工况和使用工况下的变形和受力特点, 进行基坑开挖、地下室结构施工、正常使用阶段的全过程分析, 具体工况如表1所示。

在基坑开挖和地下室结构施工阶段, 基坑围护结构向坑内变形, 计算分析所施加的荷载为主动土压力。此外, 基坑围护排桩外侧的止水帷幕正常工作, 因此考虑全部的水压力通过止水帷幕直接作用于围护排桩。

在地下室结构最终施工完成, “桩墙合一”结构体系进入正常使用阶段, 土体侧向变形趋于稳定, 土压力逐渐由主动土压力转变为静止土压力, 并由“桩墙合一”体系中的围护排桩和地下室外墙共同承担。当止水帷幕仍有效时, 静止土压力和水压力均直接作用于围护排桩外侧, 并通过桩墙之间的相互作用传递至地下室外墙;当考虑止水帷幕在正常使用阶段完全失效后, 地下水将直接作用于地下室外墙上, 静止土压力依旧考虑作用于围护排桩外侧, 并部分传递至地下室外墙。

图3为基坑开挖至坑底后, 采用三维“m”法计算结果与规范计算所得的围护排桩位移与弯矩曲线对比。此阶段围护排桩单独承受主动土压力和水压力荷载, 位移变形模式呈现出典型的“中间大, 两端小”形态, 围护排桩弯矩分布与规范计算结果十分吻合, 从侧面验证了计算模型与三维“m”法计算结果的可靠性。

支撑拆除完毕、地下室结构施工完成初期, 考虑此时围护排桩外侧的止水帷幕仍正常发挥隔水作用, 围护排桩外侧作用有主动土压力和水压力, 通过传力板带将部分内力传递至地下室结构外墙。由计算结果可知, 围护排桩最大水平位移为32.63mm, 相比基坑开挖至坑底后略有增大;此时地下室外墙变形较小, 其水平向变形最大值仅为2.61mm。

图4为地下结构完成时, 围护排桩与地下室结构外墙弯矩分布, 围护排桩的三维“m”法计算结果与规范剖面计算所得结果弯矩分布规律一致, 吻合较好。

相比开挖至基底, 地下结构完成时围护排桩最大弯矩值由1 853 (k N·m) /m减小至1 685 (k N·m) /m, 减幅约9%。地下室外墙最大弯矩为23.38 (k N·m) /m, 在主动土压力和水压力直接作用在围护排桩上时, “桩墙合一”结构体系每延米的围护排桩和外墙弯矩峰值比约为72∶1, 地下室外墙的荷载分担比例较低。

“桩墙合一”结构体系进入正常使用阶段后, 坑外土压力由主动土压力逐渐转变为静止土压力。长期使用后, 考虑排桩外侧止水帷幕失效, 坑底以上水压力将直接作用于地下室外墙, 静止土压力仍作用于围护排桩上, 并通过“桩墙”之间的相互作用部分传递至地下室外墙。

图5a为“桩墙合一”结构体系进入正常使用阶段且考虑止水帷幕失效后, 围护排桩和地下室外墙的弯矩图。围护排桩最大弯矩为1 797 (k N·m) /m, 地下室外墙最大弯矩260 (k N·m) /m, “桩墙合一”结构体系在正常使用阶段时每延米“桩墙”的弯矩峰值比约为7∶1。

图5b同时给出了由水压力直接作用于地下室外墙所产生的弯矩和由水压力作用以及由围护排桩传递的部分静止土压力共同作用的弯矩分布, 其中由水压力作用产生的地下室外墙弯矩最大值为156 (k N·m) /m, 由围护排桩传递静止土压力引起的地下室外墙弯矩最大值为104 (k N·m) /m。从图5b中可知二者的最大弯矩位置较为一致。

因此, “桩墙合一”结构体系在正常使用阶段时作用于围护排桩的静止土压力在“桩墙”之间的荷载分担比约为17∶1 (1 797∶104) 。地下室外墙的内力分担比例相比地下室结构完成时 (72∶1) 有所增加。

基坑开挖至基底之前, 仅围护排桩受力, 受力变形与“桩墙”间设置传力板带相同, 其中围护桩内力与变形情况与传力板带型完全吻合。

地下结构完成时, 围护排桩最大弯矩1 632 (k N·m) /m, 地下室外墙弯矩为70.56 (k N·m) /m, 桩墙弯矩峰值比约为23∶1, 地下室外墙的荷载分担比例相对较低。正常使用阶段且止水帷幕失效后, 围护排桩最大弯矩为1 606 (k N·m) /m, 地下室外墙最大弯矩219.6 (k N·m) /m (其中由水压力作用产生的地下室外墙弯矩最大值为156 (k N·m) /m, 由此可知, 紧贴型“桩墙合一”结构体系在正常使用阶段时作用于围护排桩的静止土压力在“桩墙”之间的荷载分担比约为25∶1。

表2汇总了传力板带型和紧贴型2种水平向传力方式“桩墙合一”结构体系在基坑开挖至基底、地下结构完成和正常使用阶段且止水帷幕失效后, 围护排桩和地下室外墙的变形受力情况。

表3汇总了传力板带型和紧贴型在地下结构完成和正常使用阶段且止水帷幕失效后, 由作用在围护排桩上的土水压力或土压力所引起的围护排桩和地下室外墙的弯矩的最大值比值, 该值可以用来近似衡量水平荷载作用于围护排桩时, 桩墙之间的荷载分担比 (以下简称桩墙荷载分担比) 。

由表3可知, 在传力板带型与紧贴型这两种模式下, “桩墙”的荷载分担比均大于桩墙截面抗弯刚度的比值 (约为13∶1) 。因此, 从工程设计角度出发, 在正常使用阶段, 对“桩墙合一”中地下室外墙的作用荷载可考虑为以下两部分组成: (1) 按地下室外墙刚度分配的静止土压力; (2) 外侧全部水压力。这样的荷载分担模型便于实际工程设计计算, 并且对于地下室外墙的计算而言也是偏于安全的。

数值分析计算结果的准确性依赖于计算模型及其参数选取的合理性, 因此其分析结果带有一定程度的经验性与近似性。相比于数值计算分析, 现场实测研究可获得更为真实的数据, 并且可作为验证数值计算分析合理性的有效手段。

图6给出了在开挖至基底工况下, 背景工程实测数据与三维“m”法有限元分析的围护排桩弯矩沿深度的分布。二者的弯矩分布曲线具有较好的一致性。实测围护排桩单桩弯矩最大值为897 (k N·m) /m, 相应位置围护排桩弯矩的计算值为1 912 (k N·m) /m, 实测值约为计算值的47%。

地下结构施工完成至上部结构施工过程中, 围护排桩受力无明显变化, 弯矩最大值基本不变, 为895k N·m/m, 相应位置围护排桩弯矩按规范方法的计算值为1 767k N·m/m, 实测值约为计算值的51%。

地下结构施工完成后, 地上结构施工过程中, 地下室结构外墙的墙身弯矩相对于围护排桩数值较小, 实测最大负弯矩发生在墙底附近, 约为1.3 (k N·m) /m, 对应位置的理论计算结果为12.4 (k N·m) /m, 实测值约为计算值的10%;实测最大正弯矩发生在结构墙身中部, 为0.7 (k N·m) /m, 对应位置的理论计算结果为5.8 (k N·m) /m, 实测值约为计算值的8%。

实测围护排桩和地下室外墙弯矩全过程分布和变化规律与基于规范方法的三维“m”法数值计算结果均具有很好的一致性。实测围护桩弯矩约为计算结果的50%, 实测地下室外墙弯矩约为计算结果的10%, 也符合目前基坑工程实测受力数据小于计算结果的经验, 说明目前的设计计算方法安全可靠, 且存在一定的优化空间。

对比围护排桩和地下室外墙受力, 实测地下室结构完成后, 地上结构施工过程中, 围护排桩和地下室外墙弯矩峰值比约为1 359∶1, 由此可见在地下室结构施工完成后短期内地下室外墙实际承受的荷载很小。

本文针对“桩墙合一”结构体系, 通过三维“m”法有限元计算与现场实测研究, 得出了桩墙受力变化与荷载分担特性, 初步结论与建议如下。

1) “桩墙合一”结构体系的受力模式是一个变化的过程, 在基坑开挖阶段, 围护排桩独立承担了基坑外侧所有土压力与水压力;在正常使用阶段, “桩墙合一”结构体系已经形成, 二者共同发挥作用, 荷载作用模式可以从以下两个方面分别进行考虑:止水帷幕有效时, 坑外土压力与水压力均作用于围护排桩, 并由围护桩和地下室外墙共同承担;止水帷幕失效后, 坑外土压力作用于围护排桩, 由围护桩和地下室外墙共同承担, 水压力作用于地下室外墙, 由地下室外墙独立承担。围护排桩承担了大部分作用于其上的水平向荷载, 其比例大于按桩墙抗弯刚度计算的比值。

2) 从实际工程设计角度, 对于围护排桩在基坑工程阶段与正常使用阶段作用荷载均统一考虑为全部的水土压力, 并且一般情况下按基坑工程阶段设计的围护排桩可满足正常使用阶段的承载力要求。对于地下室外墙在正常使用阶段可考虑按桩墙抗弯刚度比分配的土压力和全部的水压力作用, 这样的荷载分担模型对于地下室外墙的计算也是安全可靠的。