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《福建建筑》2023年第11期

發(fā)布時間：2023-12-05 | 雜志分類：其他

《福建建筑》2023年第11期

作者: 福建省土木建筑學會

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《福建建筑》2023年第11期

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2023 年第 11 期總第 305 期福建建筑Fujian Architecture & ConstructionNo 11·2023Vol·305變曲率摩擦擺隔震 LNG 儲罐的地震響應分析林樹潮1,2,3(1. 天津大學建筑工程學院土木工程博士后流動站天津 300072; 2. 泰山學院機械與建筑工程學院山東泰安 271000; 3. 西京學院陜西省混凝土結(jié)構(gòu)安全與耐久性重點實驗室陜西西安 710123)摘要:為了避免長周期地震動作用下隔震液化天然氣(liquefied natural gas,以下簡稱 LNG)儲罐共振現(xiàn)象的發(fā)生,提出一種新型變曲率摩擦擺系統(tǒng)(Variable Curvature Friction Pendulum System,以下簡稱 VCFPS)。以某 16 × 104 m3LNG儲罐為背景,建立其簡化力學模型,利用拉格朗日方程推導相應的運動控制方程,對長周期地震動作用下 LNG 儲罐的隔震性能進行分析。研究結(jié)果表明:無論長周期地震動還是短周期地震動,變曲率摩擦擺隔震 LNG 儲罐可以有效地控制基底剪力,但不能降低液體晃動波... [收起]

[展開]

福建省土木建筑學會

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第51頁

2023 年第 11 期

總第 305 期

福建建筑

Fujian Architecture & Construction

No 11·2023

Vol·305

變曲率摩擦擺隔震 LNG 儲罐的地震響應分析

林樹潮1,2,3

(1. 天津大學建筑工程學院土木工程博士后流動站天津 300072; 2. 泰山學院機械與建筑工程學院

山東泰安 271000; 3. 西京學院陜西省混凝土結(jié)構(gòu)安全與耐久性重點實驗室陜西西安 710123)

摘要:為了避免長周期地震動作用下隔震液化天然氣(liquefied natural gas,以下簡稱 LNG)儲罐共振現(xiàn)象的發(fā)生,提

出一種新型變曲率摩擦擺系統(tǒng)(Variable Curvature Friction Pendulum System,以下簡稱 VCFPS)。以某 16 × 10

4 m

LNG

儲罐為背景,建立其簡化力學模型,利用拉格朗日方程推導相應的運動控制方程,對長周期地震動作用下 LNG 儲罐的

隔震性能進行分析。研究結(jié)果表明:無論長周期地震動還是短周期地震動,變曲率摩擦擺隔震 LNG 儲罐可以有效地控

制基底剪力,但不能降低液體晃動波高。在 0. 06 ~ 0. 08 摩擦系數(shù)范圍內(nèi),基底剪力達到最優(yōu);在 0. 06 ~ 0. 12 摩擦系數(shù)

范圍內(nèi),液體晃動波高變化不顯著。隨著平衡位置附近滑動面水平段長度增大,液體晃動波高顯著降低。由此可見,

合理選取 VCFPS 的力學性能參數(shù),有利于 LNG 儲罐抗震設計。

關鍵詞: LNG 儲罐;簡化力學模型;變曲率摩擦擺系統(tǒng);長周期地震動;液體晃動

中圖分類號:TU3 文獻標識碼:A 文章編號:1004 - 6135(2023)11 - 0040 - 07

Seismic response analysis of LNG storage tank with variable curvature friction pendulum system

LIN Shuchao

1,2,3

(1. Post - Doctoral Mobile Station of Civil Engineering,School of Civil Engineering,Tianjin University,Tianjin 300072;

2. College of Mechanical and Architectural Engineering,Taishan University,Taian 271000;

3. Shaanxi Key Laboratory of Safety and Durability of Concrete Structures,Xijing University,Xi?an 710123)

Abstract:To avoid the occurrence of the resonance phenomenon of the base isolation liquefied natural gas (LNG) storage tank under long

- period ground motions,a new variable curvature friction pendulum isolation system (VCFPS) has been put forward for the first time in

this study. Based on a LNG storage tank with a capacity of 16 × 10

4 m

,the simplified mechanical model is built and its corresponding motion control equations are deduced by using Lagrange equation to study the isolation performance of the LNG storage tank under long - period ground motions. The results show that whether it is long - period ground motion or not,the LNG storage tank with the VCFPS system can

effectively control the base shear,but cannot reduce the height of sloshing wave. The base shear is optimal in friction coefficient within the

range from 0. 06 to 0. 08. The height of sloshing wave does not change significantly with the friction coefficient ranging from 0. 06 to

0. 12. The height of sloshing wave decreases significantly with the increase in the length of the horizontal segment of the sliding surface near

the equilibrium position. In view of this,the reasonable selection of the mechanical properties parameters of the VCFPS is conducive to the

earthquake resistant design of the LNG storage tank.

Keywords:LNG storage tank; Simplified mechanical model; Variable curvature friction pendulum system; Long - period ground motion;

Liquid sloshing

基金項目:2023 年泰山學院博士科研啟動基金項目(第一批);西京學

院 2021 年國家級“大學生創(chuàng)新創(chuàng)業(yè)訓練計劃”項目(202112715007X)。

作者簡介:林樹潮(1983— ),男,講師。

E-mail:ShuChaoLin@ hotmail. com

收稿日期:2023 - 04 - 10

0 引言

伴隨著世界工業(yè)化腳步的進程,LNG 儲罐已經(jīng)成

為生命線工程,其作用也越來越顯著,其規(guī)模也逐步

向大型化方向發(fā)展。由于大型 LNG 儲罐本身復雜,

且其安全等級要求又等同于核電設施,一旦在地震中

發(fā)生破壞,不僅會造成巨大的人員傷亡和財產(chǎn)損失,

還將導致爆炸、火災、環(huán)境污染等災難性后果。因此,

大型 LNG 儲罐的設計與建造,得到世界各國學者的

高度重視與密切關注。

孫建剛等[1]得出長周期地震動作用下儲罐隔震設

計關鍵是隔震頻率的結(jié)論。 Shekari 等[2] 認為,隔震儲

罐的自振周期必須遠離場地卓越周期,尤其是遠場長

周期地震動的情況下。 Golzar 等[3] 指出,長周期地震

動,對儲罐浮頂?shù)呢Q向變形有顯著影響。 Tajirian

[4]提

第52頁

2023 年 11 期總第 305 期林樹潮·變曲率摩擦擺隔震 LNG 儲罐的地震響應分析 ·41·

出一種配有支撐短柱的片筏式新型隔震系統(tǒng),研究短

柱擺動對儲罐隔震性能的影響。 Malhotra 等[5] 提出

一系列的新型隔震系統(tǒng),并給出相應的簡化力學模

型,研究儲罐的隔震性能,以及主要隔震系統(tǒng)參數(shù)對

控制效果的影響。張瑞甫等[6] 提出一種由阻尼器反

力墻、基礎樁頂端設置的隔震支座和粘滯阻尼器組成

的新型隔震系統(tǒng),研究結(jié)果表明,可以有效地減少

LNG 儲罐的隔震層位移和樁基剪力。

有鑒于此,結(jié)合作者關于變曲率摩擦擺隔震系

統(tǒng)的相應前期研究成果,為了避免長周期地震動作

用下隔震 LNG 儲罐共振現(xiàn)象的發(fā)生,提出一種新型

VCFPS。本文以某 16 × 10

4 m

LNG 儲罐為背景,建

立其簡化力學模型,利用拉格朗日方程推導了相應

的運動控制方程,對長周期地震動作用下 LNG 儲罐

的隔震性能進行分析。本文研究目標是:(1) 分析

VCFPS 的曲率影響系數(shù)、摩擦系數(shù)、儲罐的液面高

度等參數(shù)對 LNG 儲罐隔震性能的影響;(2) 在此基

礎上提出 VCFPS 的改進措施,可用于降低 LNG 儲

罐液體晃動波高。

1 LNG 儲罐簡化力學模型

1. 1 計算模型

該 16 × 10

4 m

LNG 儲罐主要由四部分構(gòu)成:外

罐、膨脹珍珠巖、內(nèi)罐和內(nèi)罐液化天然氣,其剖面如圖

1 所示。外罐則由承臺底板、罐壁、環(huán)梁和穹頂構(gòu)成,

采用 C50 混凝土。內(nèi)罐采用 06Ni9DR 材質(zhì),半徑為

40 m,沿高度方向分為 12 層,自下而上各層厚度如圖

1 所示。外罐與內(nèi)罐之間的空隙用膨脹珍珠巖填充,

有隔熱保冷作用。該 LNG 儲罐正常最大操作液位

31. 847 m,設計液位 34. 760 m。

圖 1 LNG 儲罐剖面圖(單位:m)

隔震裝置布置呈環(huán)形分布,如圖 2 所示,半徑

23. 55 m ~ 42. 75 m 范圍內(nèi),環(huán)向間距為 7. 5°,徑向間

距為 4. 42 m,共 288 個;半徑 14. 72 m ~ 19. 14 m 范圍

內(nèi),環(huán)向間距為 15 度,徑向間距為 4. 42 m,共 48 個;

半徑 5. 89 m ~ 10. 30 m 范圍內(nèi),環(huán)向間距為 30 度,徑

向間距為 4. 42 m,共 24 個;環(huán)形分布中心布置一個并

聯(lián)隔震裝置。

圖 2 隔震裝置布置(單位:mm)

1. 2 簡化力學模型

對于外罐而言,可以簡化為質(zhì)量 - 彈簧 - 阻尼

器;對于膨脹珍珠巖而言,可以簡化為彈簧 - 阻尼器;

對于內(nèi)罐來說,mi與 mr均采用 Housner - Haroun 模型

進行計算。通過典型算例分析計算,Cho 等[7] 證實了

高階晃動振型對液體晃動波高的影響是不可忽視的,

Shekari 等[8]的研究也得出了類似的結(jié)論。綜合考慮

計算精度與效率問題,晃動質(zhì)量的參數(shù)按式(1) 計

算。 LNG 儲罐簡化力學模型如圖 3 所示。

mc1

/ ML = 0. 0136S

- 0. 1146S

+ 0. 3211S

0. 2254S

- 0. 4827S + 0. 9229 (1a)

hc1

/ HL = - 0. 0028S

+ 0. 0313S

- 0. 1335S

0. 2408S

- 0. 0349S + 0. 5045 (1b)

mc2

/ ML = - 0. 0045S

+ 0. 0430S

- 0. 1594S

0. 2891S

- 0. 2666S + 0. 1172 (1c)

hc2

/ HL = 0. 0052S

- 0. 0599S

+ 0. 2790S

0. 6694S

+ 0. 8727S + 0. 4111 (1d)

式中:ML為內(nèi)罐的液體質(zhì)量;HL為內(nèi)罐的液體高

度;S = HL

/ R,R 為內(nèi)罐的半徑。

第53頁

·42· 福建建筑 2023 年

圖 3 LNG 儲罐簡化力學模型

1. 3 運動控制方程

各質(zhì)點動能:

T =

dxg

dxr

( )

dxg

dxr

dxi

( )

mc1

dxg

dxr

dxc1

( )

mc2

dxg

dxr

dxc2

( )

mot

dxg

dxr

dxot

( )

(2a)

各質(zhì)點勢能:

V =

r +

i +

kc1

c1 +

kc2

c2 +

kot

kip

xi - xot

( )

(2b)

各阻尼器耗能:

Wnc = - cr

dxr

xr - ci

dxi

xi - cc1

dxc1

xc1 - cc2

dxc2

xc2

- cot

dxot

xot - cip

dxi

dxot

( ) xi - xot

( ) (2c)

Hamilton 原理是英國數(shù) 學家 Hamilton WB 于

1834 年發(fā)表的動力學中,一條適用于完整系統(tǒng)十分

重要的變分原理。它可以表述為:系統(tǒng)的動能 T、勢

能 V 之和與非保守力的虛元功 Wnc對任意從 t

1到 t

2內(nèi)

的時間變分為零,即為:

δ∫

(T - V )dt + ∫

δWncdt = 0 (3)

對 LNG 儲罐而言,由式(3)得 Lagrange 方程為:

( ) -

?xn

= Qi

( n = r,i,c1,c2,ot) (4)

對于 mc2 :

( ) = mc2

xc2

( 2 )

?xc2

= 0

?xc2

= kc2

xc2 Qc2 = - cc2

dxc2

對于 mc1 :

( ) = mc1

xc1

( 2 )

?xc1

= 0

?xc1

= kc1

xc1 Qc1 = - cc1

dxc1

對于 mi:

( ) = mi

( 2 )

?xi

= 0

?xi

= ki

xi + kip

xi - xot

( )

Qi = - ci

dxi

- cip

dxi

dxot

( )

對于 mr:

( ) = mr

( 2 ) + mi

( 2 )

+ mc1

xc1

( 2 ) + mc2

xc2

( 2 )

+ mot

xot

( 2 )

?xr

= 0

?xr

= kr

xr Qr = - cr

dxr

對于 mot:

( ) = mot

xot

( 2 )

?xot

= 0

?xot

= kot

xot - kip

xi - xot

( )

Qot = - cot

dxot

+ cip

dxi

dxot

( )

將各質(zhì)點計算分量代入式(4),得 LNG 儲罐簡化

力學模型運動方程組:

[m ]

dt { 2 } + [c]

{ dt} + [ k ]{x} = - [m ]{r}

(5)

式中:

[m ] =

mot mot

mc2 mc2

mc1 mc1

mi mi

mot mc2 mc1 mi M

;

[c] =

cot + cip - cip

cc2

cc1

- cip

ci + cip

;

第54頁

2023 年 11 期總第 305 期林樹潮·變曲率摩擦擺隔震 LNG 儲罐的地震響應分析 ·43·

[ k ] =

kot + kip - kip

kc2

kc1

- kip

ki + kip

;

{r} =

;{x} =

xot

xc2

xc1

。

其中,mot、mc 2 、mc1 、mi 和 mr 分別為外罐質(zhì)點、第

二階晃動質(zhì)點、第一階晃動質(zhì)點、柔性脈沖質(zhì)點和剛

性質(zhì)點的質(zhì)量;cot、cc2 、cc1 、ci、cr和 cip分別為外罐質(zhì)點、

第二階晃動質(zhì)點、第一階晃動質(zhì)點、柔性脈沖質(zhì)點、剛

性質(zhì)點和膨脹珍珠巖的阻尼;kot、kc2 、kc1 、ki、kr和 kip分

別為外罐質(zhì)點、第二階晃動質(zhì)點、第一階晃動質(zhì)點、柔

性脈沖質(zhì)點、剛性質(zhì)點和膨脹珍珠巖的剛度;xot、xc2 、

xc1 、xi和 xr分別為外罐質(zhì)點、第二階晃動質(zhì)點、第一階

晃動質(zhì)點、柔性脈沖質(zhì)點和剛性質(zhì)點的位移;M = mr

+ mi + mc1 + mc2 + mot。

2 VCFPS 設計

2. 1 理論分析

在地震動作用下,滑塊將克服摩擦力與滑動面,

產(chǎn)生相對運動,滑塊任意時刻受力如圖 4 所示。忽略

滑塊自身的質(zhì)量,在 x - z 平面內(nèi),由受力平衡得:

∑Fx = 0 F - Nsinθ - Tcosθ = 0 (6a)

∑Fz = 0 Ncosθ - W - Tsinθ = 0 (6b)

式中:W 為 LNG 儲罐的自重;N 為滑動面與滑塊

接觸面的法向反力;T 為滑動面與滑塊接觸面的切向

摩擦力;F 為摩擦擺隔震支座的恢復力;θ 為滑塊相對

于滑動曲面曲率中心的旋轉(zhuǎn)角。

圖 4 摩擦擺隔震支座簡化力學模型

求解得:

F = Wtanθ + Tsecθ (7a)

N = Wsecθ + Ttanθ (7b)

假定隔震支座處于滑動狀態(tài),則:

T = sign x

( )μΝ (8)

式中:μ 為動摩擦系數(shù);x

· 為滑動速率。

由式(7b)與式(8)得:

T = sign x

( )

cosθ

μW

1 - sign x

( )μtanθ

[ ] (9)

由式(7a)與式(9)得:

F = Wtanθ + sign x

( )μW

1 + tan

1 - sign x

( )μtanθ

( ) (10)

VCFPS 的滑動面方程[9]為:

z = f( x ) = R - R

- x

- Csign ( x )x

(11)

式中:R 為滑動面曲率半徑;C 為曲率影響系數(shù)。

對于 VCFPS 而言,tanθ 值遠遠小于 1,μ 值亦遠

遠小于 1,將式(11)代入式(10)得:

F = W

- x

- 3Csign ( x )x

( ) + sign x

( )μW (12)

2. 2 VCFPS 設計

2. 2. 1 平衡位置處曲率半徑

LNG 儲罐的 mi自振周期為 0. 1 s ~ 0. 5 s,mc自

振周期為 3 s ~ 14 s。為了確保 VCFPS 對 LNG 儲罐

隔震有效,必須針對性地設計 VCFPS 的隔震周期,

合理有效地考慮各個質(zhì)量的隔震效果、摩擦耗能、最

大殘余位移等因素,并依據(jù) 參考文獻 [10] 提議,

16 × 10

4 m

LNG 儲罐平衡位置處隔震周期取為

2. 5 s,取 R 為 1. 6 m。

圖 5(a)為 R = 1. 6 m 時滑動面方程,可以看出,z

隨著 x 增大而變大,但隨著 C 增大而減小。圖 5( b)

為 R = 1. 6 m 時滑動面 dz/ dx,W(dz/ dx)為 VCFPS 的

回復力,可以看出,當 C = 0. 3 時,恢復力略微出現(xiàn)下

降,當 C = 0. 4 時,在 0 ~ 0. 272 m 范圍內(nèi),dz/ dx 逐漸

增大,而在 0. 272 m ~ 0. 45 m 范圍內(nèi),dz/ dx 逐漸小。

取 C 為 0. 4 且 μ 為 0. 04,對于短周期地震動而言,設

計位移為0. 272 m,對于長周期地震動而言,設計位移

為0. 45 m。通過摩擦板與滑動面間的摩擦,消耗輸入

LNG 儲罐的地震動能量。

第55頁

·44· 福建建筑 2023 年

(a)滑動面方程

(b)dz/ dx

圖 5 R = 1. 6 m 時滑動面方程及其 dz/ dx

2. 2. 2 曲率影響系數(shù)

VCFPS 是依據(jù)鐘擺原理而來的。為了確保鐘擺

原理,即不停地進行重力勢能與動能之間的相互轉(zhuǎn)

化,其滑動面傾角正切值小于 tan5°。 C = 0. 4 時,x∈

[ - 0. 45 m,0. 45 m],dz/ dx 始終小于 tan5°。

2. 2. 3 摩擦系數(shù)

為了確保 VCFPS 自復位功能,μ 始終小于 dz/ dx,

同時為了有效地消耗建筑結(jié)構(gòu)的地震動輸入能量,μ

一般不應太小,所以取 μ 為 0. 04。

3 基礎隔震 LNG 儲罐的地震響應分析

3. 1 地震動選取

對于 LNG 儲罐而言,一般采用最不利地震動。

本研究從日本地球科學與防災研究中心的地震動記

錄庫中,取出 3 條典型的長周期地震動和 1 條典型的

短周期地震動。長周期地震動包括 HKD 地震動(峰值

1. 72 m/ s

,持時50 s)、Mexican 地震動(峰值 1. 58 m/ s

持時50 s)和 Kobe 地震動(峰值2. 31 m/ s

,持時50 s);

短周期地震動包括 Nridge 地震動(峰值 6. 04 m/ s

,持

時 50 s)。 4 條地震動的加速度時程見圖 6。由此可

見,長周期地震動的加速度峰值都不大,但持續(xù)時間

都較長。

(a)HKD

(b)Mexican

(c)Kobe

(d)Nridge

(e)功率譜

圖 6 不同類型的地震動加速度時程及其功率譜

第56頁

2023 年 11 期總第 305 期林樹潮·變曲率摩擦擺隔震 LNG 儲罐的地震響應分析 ·45·

地震動功率譜可以反映出地震動的頻譜特性對

工程結(jié)構(gòu)地震反應的影響。因此,本文將它們的功

率譜繪制于圖 6( e) 。可以看出,長周期地震動的頻

帶分布狹窄,明顯集中在低頻部分,HKD、Mexican 與

Kobe 地震動能量分別集中于2. 0 s ~3. 0 s、1. 8 s ~ 3. 0 s

與 1. 5 s ~ 3. 0 s;短周期地震動高頻成分比較豐富,頻

帶分布較寬泛,Nridge 地震動能量主要集中于 1 Hz ~

2. 5 Hz。可以看出,HKD、Mexican 與 Kobe 地震動的長

周期成分,比 Nridge 地震動的長周期成分要豐富得多。

3. 2 曲率影響系數(shù)

3. 2. 1 基底剪力

表 1 為 R = 1. 6 m,μ = 0. 04 時基底剪力。可以看

出,變曲率摩擦擺的隔震技術是一種有效的被動控制

減震技術,隨著 C 值增大,儲罐隔震效果越明顯。

Nridge 地震動時, 基底剪力分別降低 72. 07% 、

73. 72% 、75. 51% 、77. 55% 與 80. 10% ,而 Kobe 地震

動時,基底剪力分別降低 33. 22% 、36. 04% 、38. 87% 、

42. 40% 與 46. 64% ,Mexican 地震動卓越周期與平衡

位置處隔震周期較為接近,故隔震效果較差。

Mexican 地震動時,摩擦擺隔震均失效,基底剪力

與隔震層位移的滯回關系如圖 7 所示。 C 為 0. 4 時,

隨著隔震層位移增大,儲罐基底剪力先逐漸增大,而

后逐漸減小,可通過摩擦板與滑動面間的摩擦消耗輸

入 LNG 儲罐的地震能量,達到 VCFPS 的設計要求。

圖 7 基底剪力與位移的關系

表 1 R = 1. 6 m,μ = 0. 04 時基底剪力( × 10

8N)

計算模型 HKD Mexican Kobe Nridge

非隔震模型 1. 91 1. 55 2. 83 7. 84

C = 0. 0 1. 51 2. 12 1. 89 2. 19

C = 0. 1 1. 48 2. 18 1. 81 2. 06

C = 0. 2 1. 46 2. 22 1. 73 1. 92

C = 0. 3 1. 42 2. 00 1. 63 1. 76

C = 0. 4 1. 37 1. 60 1. 51 1. 56

3. 2. 2 晃動波高

表 2 為 R = 1. 6 m,μ = 0. 04 時,液體晃動波高。

可以看出,對于非隔震 LNG 儲罐,隨著地震動卓越周

期的延長,液體晃動波高逐漸增大。對于 Nridge、Kobe 與 HKD 地震動而言,隨著 C 值增大,晃動波高略

有增長,但可以忽略 C 值對液體晃動波高的影響。對

于 Mexican 地震動而言,地震動卓越周期趨近于平衡

位置處隔震周期,液體晃動波高分別增大 31. 58% 、

35. 79% 、40. 00% 、43. 16% 與 45. 26% ,將不利于 LNG

儲罐安全操作。

表 2 R = 1. 6 m,μ = 0. 04 時液體晃動波高 m

計算模型 HKD Mexican Kobe Nridge

非隔震模型 3. 81 0. 95 0. 40 0. 39

C = 0. 0 3. 86 1. 25 0. 53 0. 61

C = 0. 1 3. 86 1. 29 0. 54 0. 61

C = 0. 2 3. 86 1. 33 0. 54 0. 61

C = 0. 3 3. 86 1. 36 0. 53 0. 61

C = 0. 4 3. 86 1. 38 0. 54 0. 62

3. 3 摩擦系數(shù)

3. 3. 1 基底剪力

表 3 為 R = 1. 6 m,C = 0. 4 時基底剪力。可以看

出,對于 Nridge 地震動而言,隨著摩擦系數(shù)增大,基底

剪力逐漸變大,對于 Nridge、Kobe 與 HKD 地震動而

言,隨著摩擦系數(shù)增大,基底剪力先減小后增大,這說

明摩擦系數(shù)存在優(yōu)化段 0. 06 ~ 0. 08,可用于 LNG 儲

罐抗震設計。

表 3 R = 1. 6 m,C = 0. 4 時基底剪力( × 10

8N)

μ HKD Mexican Kobe Nridge

0. 04 1. 37 1. 57 1. 51 1. 56

0. 06 1. 24 1. 16 1. 41 1. 69

0. 08 1. 27 1. 21 1. 40 1. 81

0. 10 1. 43 1. 39 1. 44 2. 03

0. 12 1. 64 1. 56 1. 67 2. 26

3. 3. 2 晃動波高

表4 為 R = 1. 6 m,C = 0. 4 時液體晃動波高。對于

Nridge 地震動而言,隨著摩擦系數(shù)增大,晃動波高逐漸減

小;對于 Nridge、Kobe 與 HKD 地震動而言,在0. 06 ~0. 12

的摩擦系數(shù)范圍內(nèi),液體晃動波高變化并不顯著。

表 4 R = 1. 6 m,C = 0. 4 時液體晃動波高 m

μ HKD Mexican Kobe Nridge

0. 04 3. 86 1. 38 0. 54 0. 62

0. 06 3. 78 0. 95 0. 42 0. 53

0. 08 3. 80 0. 95 0. 41 0. 50

0. 10 3. 81 0. 95 0. 41 0. 49

0. 12 3. 81 0. 95 0. 40 0. 48

3. 4 儲罐液面高度

ST1 為 1 / 3 設計液位高度,ST2 為 2 / 3 設計液位

高度,ST3 為 LNG 儲罐設計液位高度,各計算工況下

基底剪力與液體晃動波高,列于表 5 和表 6。

第57頁

·46· 福建建筑 2023 年

表 5 R = 1. 6 m,C = 0. 4 時基底剪力( × 10

8N)

計算模型 HKD Mexican Kobe Nridge

ST3 1. 37 1. 57 1. 51 1. 56

ST2 1. 08 0. 93 0. 94 1. 19

ST1 0. 59 0. 46 0. 55 0. 81

表 6 R = 1. 6 m,C = 0. 4 時液體晃動波高 m

計算模型 HKD Mexican Kobe Nridge

ST3 3. 86 1. 38 0. 54 0. 62

ST2 3. 36 0. 87 0. 50 0. 60

ST1 4. 80 1. 49 0. 88 1. 18

3. 5 改進措施

對于 VCFPS,可有效控制 LNG 儲罐基底剪力,但

不可以降低液體晃動波高。本文提出以水平段取代

平衡位置附近曲線段,即改變 VCFPS 平衡位置處隔

震周期。 δ 為平衡位置附近滑動面水平段長度,取 δ

為 150 mm、200 mm、250 mm、300 mm 時,各計算工況

下基底剪力仿真結(jié)果列于表 7,Mexican 地震動作用

下基底剪力與隔震層位移的滯回關系如圖 8 所示。

表 8 為 R = 1. 6 m,μ = 0. 04,C = 0. 4 時液體晃動

波高。可以看出,隨著 δ 值增大,各地震動作用下液

體晃動波高均降低,對于 Mexican 地震動而言,不同 δ

值對應的晃動波高分別降低 3. 62% 、7. 25% 、10. 87%

與 15. 22% 。因此,隨著平衡位置附近滑動面水平段

長度增大,液體晃動波高顯著降低。

表 7 R = 1. 6 m,μ = 0. 04,C = 0. 4 時基底剪力( × 10

8N)

δ (mm) HKD Mexican Kobe Nridge

0 1. 37 1. 61 1. 51 1. 56

150 1. 49 1. 61 1. 54 1. 57

200 1. 53 1. 61 1. 39 1. 33

250 1. 55 1. 61 1. 41 1. 36

300 1. 56 1. 61 1. 45 1. 41

表 8 R = 1. 6 m,μ = 0. 04,C = 0. 4 時液體晃動波高 m

δ(mm) HKD Mexican Kobe Nridge

0 3. 86 1. 38 0. 54 0. 62

150 3. 74 1. 33 0. 53 0. 64

200 3. 74 1. 28 0. 39 0. 44

250 3. 71 1. 23 0. 39 0. 45

300 3. 70 1. 17 0. 39 0. 45

圖 8 基底剪力與隔震層位移的滯回關系

4 結(jié)論

本文以某 16 × 10

4 m

LNG 儲罐為工程背景,研

究長周期地震動作用下變曲率摩擦擺隔震 LNG 儲罐

的隔震性能,主要結(jié)論包括:

(1)無論長周期地震動還是短周期地震動,變曲

率摩擦擺隔震 LNG 儲罐,可以有效控制基底剪力,但

不能降低液體晃動波高。

(2)在 0. 06 ~ 0. 08 摩擦系數(shù)范圍內(nèi),基底剪力達

到最優(yōu)。在 0. 06 ~ 0. 12 摩擦系數(shù)范圍內(nèi),液體晃動

波高變化不顯著。

(3)隨著平衡位置附近滑動面水平段長度增大,

液體晃動波高顯著降低。

參考文獻

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natural gas tanks:A comparative assessment [J]. Seismic Isolation & Protective Systems,2010,1(1):125 - 140.

第58頁

2023 年第 11 期

總第 305 期

福建建筑

Fujian Architecture & Construction

No 11·2023

Vol·305

疊合柱在某超高層辦公樓的應用探析

陳國林

(嘉博聯(lián)合設計股份有限公司福建福州 350001)

摘要:鋼管混凝土疊合柱由于具有承載力高、延性好、防火性好和施工較方便等優(yōu)點,被廣泛應用于在高層建筑結(jié)構(gòu)

中。為此,分析鋼管混凝土疊合柱在某主體高度約 200 m 超高層辦公樓中的應用情況,并采用 YJK 和 Midas Building

對該鋼管混凝土疊合柱的結(jié)構(gòu)體系進行整體驗算,同時采用有限元分析軟件,對疊合柱的節(jié)點進行補充分析。結(jié)果表

明,結(jié)構(gòu)體系合理、剛度和質(zhì)量分布均勻,鋼管混凝土疊合柱能較好地應用于超高層建筑中。

關鍵詞: 超高層結(jié)構(gòu);框架 - 核心筒結(jié)構(gòu);鋼管混凝土疊合柱;有限元分析

中圖分類號:TU3 文獻標識碼:A 文章編號:1004 - 6135(2023)11 - 0047 - 05

Analysis on The Application Of The Overlap Column In A Super High - rise Office Building

CHEN Guolin

(Fujian Jiadesign Co. Ltd. ,Fuzhou 350001)

Abstract:The steel pipe concrete overlapping column is widely used in high - rise building structures due to the advantages of high load

capacity,good delay,good fire resistance,and convenient construction. This article introduces the application of the high - rise office building of the steel pipe concrete overlapping column in a high - rise office building of about 200 meters in a subject. Analysis software supplements the overlap column node. Results showed that the current structural design system is reasonable,the structural stiffness and quality are

evenly distributed,and the concrete stack column of the steel pipe can be better applied to super high - rise buildings.

Keywords:Super high - rise structure; Frame core - tube structure; Concrete - filled steel tube reinforced concrete column; Dynamic elastic - plastic

作者簡介:陳國林(1971. 7— ),男,高級工程師。

E-mail:aass1999@ qq. com

收稿日期:2023 - 05 - 17

0 引言

鋼管混凝土疊合柱是通過在鋼筋混凝土柱中間

設置鋼管形成的疊合構(gòu)件,它集合了鋼管混凝土和

鋼筋混凝土的優(yōu)點[1 - 3]

。與傳統(tǒng)的鋼管混凝土相

比,疊合柱的抗火性能、防腐性能和施工便利性更

好;與傳統(tǒng)的鋼筋混凝土柱相比,疊合柱的承載能

力、延性、控制截面面積等方面能力更為突出;與型

鋼混凝土柱相比,疊合柱的含鋼率更低,承載力卻更

高,且具有更優(yōu)良的抗壓和抗震性能,建筑有效使用

面積更多。

1996 年,遼寧省郵政樞紐大廈成為首次采用鋼

管混凝土疊合柱的高層建筑[4]

,深圳諾德金融中心大

廈和深圳卓越皇崗世紀中心項目,隨之也應用了鋼管

混凝土疊合柱[5]

。這些項目中疊合柱的應用,均取得

了良好的建筑效果和經(jīng)濟效益。

鋼管混凝土疊合柱是在鋼管混凝土和鋼骨混凝

土的基礎之上發(fā)展起來的。其基本形式,是將鋼管

混凝土置于截面中部,外包普通鋼筋混凝土。鋼管

混凝土疊合柱具有多重約束作用:外圍鋼筋混凝土

約束核心鋼管混凝土,鋼管內(nèi)壁約束管內(nèi)混凝土,同

時,鋼管內(nèi)、外混凝土又約束鋼管,鋼筋籠約束外圍

混凝土。在這種相互多重約束下,改善各種材料的

應力狀態(tài)和工作條件,使疊合柱中各種材料的優(yōu)點

和性能可以充分地發(fā)揮,因而具有剛度大、承載力

高、耐腐蝕、耐火性能和抗震性能好等特點[6 - 7]

。它

能夠適應大跨、高聳等現(xiàn)代工程結(jié)構(gòu),并能夠滿足重

載發(fā)展和承受惡劣條件的需要,符合現(xiàn)代化施工技

術的工業(yè)化要求,已逐漸成為結(jié)構(gòu)工程學科的一個

重要的發(fā)展方向。

1 工程概述

某超高層辦公樓項目位于贛州市,上部結(jié)構(gòu) 45

層,總高度達 194. 55 m,效果圖如圖 1 所示,標準層建

筑平面如圖 2 所示。

第59頁

·48· 福建建筑 2023 年

圖 1 項目效果圖

圖 2 標準層建筑平面圖

該項目采用鋼筋混凝土框架 - 核心筒結(jié)構(gòu),抗震

設防類別為丙類,設防烈度 6 度,場地類別為Ⅱ類,抗

震地震峰值加速度值為 0. 05 g。塔樓地上總重量為

G = 14 6870 t,標準層平均重力為 15. 95 kN/ m

,一層

柱底最大軸力 Nmax = 61 168 kN,地下二層柱底(承臺

面)最大軸力為 Nmax = 66 184 kN。

29 層以下外圍框架柱均采用鋼管混凝土疊合柱。

疊合柱截面外徑由 1800 mm 逐步收進為 1200mm,疊合

柱混凝土強度均為 C60,鋼管采用 Q345 鋼材。 29 層以上

框架柱采取設置芯柱等構(gòu)造措施,逐步變?yōu)槠胀ㄤ摻罨?/p>

凝土柱,并繼續(xù)收進截面至900 mm。疊合柱中的鋼管外

徑為1100 mm 或900 mm,鋼管壁厚為20 mm ~30 mm 不

等,管外混凝土厚度為 150 mm ~350 mm,疊合柱具體參

數(shù)如表1 所示。

表 1 疊合柱參數(shù)簡表

直徑 D0

(mm)

鋼管外徑

Di(mm)

鋼管厚度

s(mm)

含鋼率

(% )

套箍指標

(% )

徑厚比

1800 1100 30 3. 96 1. 11 36. 7

1600 1100 30 5. 02 1. 11 36. 7

1500 1100 30 5. 71 1. 11 36. 7

1300 900 30 6. 18 1. 38 30. 0

1300 900 25 5. 18 1. 13 36. 0

1300 900 20 4. 17 0. 89 45. 0

1200 900 30 7. 25 1. 38 30. 0

1200 900 25 6. 08 1. 13 36. 0

1200 900 20 4. 89 0. 89 45. 0

2 框架柱選型分析

2. 1 框架柱選型經(jīng)濟性分析

鋼管混凝土疊合柱充分發(fā)揮了鋼管抗壓承載力

高、鋼筋混凝土外圍構(gòu)造簡單以及方便維護的優(yōu)勢。

與型鋼混凝土柱比較,疊合柱含鋼率更低,承載力卻

更高,且具有更優(yōu)良的抗壓和抗震性能,建筑有效使

用面積更多。與鋼管混凝土柱比較,疊合柱具有更簡

單的施工措施,更好的防火防腐性能,相同承載力水

平下更低的含鋼量。本文結(jié)合工程實際,對普通混凝

土柱、型鋼混凝土柱、疊合鋼管柱及鋼管柱的截面造

價等信息進行對比分析,數(shù)據(jù)如表 2 所示。

表 2 框架柱選型經(jīng)濟性對比

結(jié)構(gòu)

方案

二層柱典

型截面直

徑(mm)

上部柱

砼用量

)

上部柱

鋼筋用

量(t)

柱內(nèi)鋼

材用量

(t)

總造價

(萬元)

疊合柱 1600 4101 611. 67 1310 1689. 88

鋼管柱 1600 4030 — 1863 1878. 20

型鋼柱 1900 4317 973. 28 1678 2212. 69

普通柱 2500 5206 1739. 82 0 1130. 21

以上各類框架柱的主體結(jié)構(gòu)計算分析,各項指標

均滿足規(guī)范要求,柱截面控制條件為軸壓比限值。其

中,普通鋼筋混凝土柱的綜合造價最低,但截面過大,

對建筑功能空間的占用較多,故不建議采用;疊合柱

與鋼管柱控制截面差不多,一次土建造價略有優(yōu)勢,

且鋼管柱尚需考慮防火包裹的尺寸及費用,施工步驟

更為繁復;疊合柱對比型鋼柱在控制截面及造價方面

均有一定優(yōu)勢,故框架柱軸壓比控制時,采用疊合柱

形式為宜。

2. 2 框架柱施工選型分析

對比分析鋼管混凝土柱和鋼管混凝土疊合柱的

施工便利性,圖 3 為疊合柱施工現(xiàn)場圖片。鋼管柱、

疊合柱體系可適配鋼梁或型鋼梁,亦可連接普通鋼筋

混凝土梁。當采用普通鋼筋混凝土梁時,梁縱筋與疊

合柱之間的可考慮局部鋼管開洞穿筋,但需嚴格控制

橫截面的開洞比例及鋼筋排布;亦可考慮通過耳板或

第60頁

2023 年 11 期總第 305 期陳國林·疊合柱在某超高層辦公樓的應用探析 ·49·

外加強環(huán)進行焊接。但現(xiàn)場施焊的質(zhì)量要求較高,且

同一區(qū)域焊接的鋼筋數(shù)量不宜過多;也可采用鋼筋混

凝土環(huán)梁形式連接,環(huán)梁尺寸較大,對建筑功能空間

有一定影響。

圖 3 疊合柱施工現(xiàn)場

鋼管混凝土柱與疊合柱相比較,疊合柱內(nèi)部鋼管

混凝土柱截面慣性距與外圍的混凝土柱相比較小,故

分配到的彎矩也較少。所以,在柱上開孔較純鋼管柱

可開更大,更有利于施工。取二層典型位置柱內(nèi)力進

行比較,如表 3 所示。

表 3 疊合柱與鋼管柱中鋼管承載對比

結(jié)構(gòu)

方案

典型柱截

面直徑

(mm)

鋼管

直徑

(mm)

鋼管截面

慣性距 I

(mm

)

柱底最

大彎矩

(kN·m)

鋼管承擔

的彎矩

(kN·m)

疊合柱 1600 Φ1100 7. 18x10

10 2192 489. 5

鋼管柱 1600 Φ1600 32. 15x10

10 2192 2192

3 主體結(jié)構(gòu)設計

3. 1 主體結(jié)構(gòu)體系概述

根據(jù)文獻[8 - 9],本工程為 B 級高度的超限高

層結(jié)構(gòu),存在結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)不規(guī)則的超限項。其層間位移

比介于 1. 2 至 1. 4 之間,需滿足文獻[8 - 9]中的關于

超限項目的性能目標要求。標準層結(jié)構(gòu)平面布置如

圖 4 所示。

圖 4 標準層結(jié)構(gòu)平面圖

3. 2 主體結(jié)構(gòu)計算分析

3. 2. 1 計算分析

主體結(jié)構(gòu)采用 Midas Building 和 YJK 進行整體計

算,對其主要指標進行對比分析,以確保計算的準確

性。考慮到結(jié)構(gòu)特殊的“三角形” 形狀,計算了 0°、

30°和 60°三個方向的水平地震作用。彈性時程分析

計算時,選取了 5 條天然波和 2 條人工波,根據(jù)時程

分析結(jié)果,分別進行局部樓層地震力放大。

計算結(jié)果顯示,核心筒的傾覆力矩比和剪力比均

大于 50% ,可以作為抗震第一道防線;各樓層外框架

地震剪力占結(jié)構(gòu)底部總地震剪力標準值比均大于

10% ,可以作為抗震第二道防線。

工程高度超 150 m,按文獻[8]的規(guī)定要求,結(jié)構(gòu)

應滿足風振舒適度要求,結(jié)構(gòu)阻尼比取0. 02。計算結(jié)

果表明,頂點最大加速度值均小于 0. 150 m / s

,能滿

足結(jié)構(gòu)風振舒適度的要求。

3. 2. 2 罕遇地震下的結(jié)構(gòu)響應

本工程房屋高度接近 200 m,采用動力彈塑性分

析方法進行彈塑性變形驗算,分析軟件采用 YJK 程序

的動力彈塑性分析模塊。

計算結(jié)果表明,結(jié)構(gòu)在罕遇地震作用下的位移角

滿足規(guī)范要求,X 向?qū)娱g最大位移角為 1 / 295,Y 向?qū)?/p>

間最大位移角為 1 / 238。

計算結(jié)果表明:除了局部墻體有輕微損傷外,核

心筒剪力墻基本保持完好;連梁、框架梁等構(gòu)件損傷

較大,對結(jié)構(gòu)延性的提高起著重要作用。疊合柱性能

良好,可以作為有效抗側(cè)力的第二道防線。圖 5 和圖

6 為罕遇地震下,框架柱和剪力墻損傷統(tǒng)計圖。

綜上,罕遇地震作用下結(jié)構(gòu)的性能狀態(tài),可以達

到性能目標的要求。

圖 5 罕遇地震下框架柱損傷統(tǒng)計

第61頁

·50· 福建建筑 2023 年

圖 6 罕遇地震下剪力墻損傷統(tǒng)計

4 疊合柱節(jié)點設計

4. 1 疊合柱梁柱節(jié)點設計

抗震設計強調(diào)“強節(jié)點、弱構(gòu)件”,可見節(jié)點設計

對整體結(jié)構(gòu)的抗震性能的影響重大。

本工程主體框架柱 29 層以下采用鋼管混凝土疊

合柱,梁板為鋼筋混凝土梁板,梁柱連接節(jié)點的設計

較為復雜。考慮到施工便利性和建筑的功能要求,采

取在疊合柱的鋼管上開小孔的方式,以供梁柱順利連

接。研究表明,鋼管上開小孔,對疊合柱的承載能力

和變形能力影響較小[10]

,小孔對鋼管的截面削弱也

很小。圖 7 和圖 8 分別為疊合柱鋼管開小孔的連接

節(jié)點構(gòu)造和節(jié)點施工圖。

圖 7 疊合柱節(jié)點大樣

為研究鋼管開小孔后的梁柱節(jié)點力學性能,選取

最不利的梁柱節(jié)點進行有限元計算分析,鋼材采用滿

足 Mises 屈服準則的等向彈塑性模型,混凝土采用塑

形損傷模型[11]

,鋼材和混凝土采用文獻[12]提出的

本構(gòu)模型。建模過程中,鋼筋和箍筋選用 TRUSS 單

元,鋼材選用殼單元( S4R),混凝土采用實體單元

C3D8R 進行模擬。

圖 8 梁柱節(jié)點施工圖

疊合柱節(jié)點應力云圖如圖 9 所示。由圖可見,疊

合柱中鋼管的 Mises 應力基本小于設計強度;開洞周

圍出現(xiàn)應力集中現(xiàn)象,個別單元應力接近設計強度,

屬正?，F(xiàn)象。

圖 9 疊合柱節(jié)點應力云圖

4. 2 疊合柱柱腳節(jié)點設計

鋼管混凝土疊合柱柱腳為壓彎復合受力,截面外

側(cè)既要承受軸壓作用下的均勻應力,也要承受彎矩作

用下的彎曲拉壓應力。其中,豎向壓力多數(shù)由疊合柱

第62頁

2023 年 11 期總第 305 期陳國林·疊合柱在某超高層辦公樓的應用探析 ·51·

的鋼管混凝土內(nèi)芯承擔,而彎矩大部分由管外的鋼筋

混凝土柱承擔,故可簡化鋼管柱腳節(jié)點做法,如圖 10 ~

圖 11 所示。

圖 10 疊合柱的柱腳節(jié)點構(gòu)造

圖 11 疊合柱的柱腳節(jié)點剖面圖

5 結(jié)語

鋼管混凝土疊合柱具有承載力高、抗震性能好等

諸多優(yōu)點。隨著相關研究的不斷深入開展和工程實

踐經(jīng)驗的積累,這類組合柱在實際工程中的應用,將

愈加廣泛。

本文分析梳理鋼管混凝土疊合柱在某超高層辦

公樓中的應用情況:

(1)結(jié)合工程,對框架柱的選型進行對比分析,

結(jié)果表明:疊合柱的截面尺寸、綜合造價和施工便利

性等方面,均有較大的優(yōu)勢。

(2)采用 YJK 和 Midas Building,對該鋼管混凝土

疊合柱的結(jié)構(gòu)體系進行安全驗算。對主體結(jié)構(gòu)的計

算結(jié)果表明:疊合鋼管柱結(jié)構(gòu)體系的結(jié)構(gòu)剛度、質(zhì)量

分布均勻,各項關鍵指標滿足現(xiàn)行規(guī)范要求。

(3)采用有限元軟件,對梁柱節(jié)點進行分析計

算,疊合柱整體應力水平小于設計強度,可滿足設計

要求。同時分析介紹了本項目疊合柱的柱腳節(jié)點

構(gòu)造。

(4) 本超限高層辦公項目中,疊合柱的應用可滿

足結(jié)構(gòu)安全、耐久、經(jīng)濟的目標要求,項目經(jīng)驗可供類

似工程參考。

參考文獻

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[12] 韓林海. 鋼管混凝土結(jié)構(gòu) - 理論與實踐(第 2 版) [M].

北京:科學出版社,2007.

第63頁

2023 年第 11 期

總第 305 期

福建建筑

Fujian Architecture & Construction

No 11·2023

Vol·305

高層建筑消能減震技術應用研究

———以某疾控中心應急大樓為例

陳科

(福建省建筑設計研究院有限公司福建福州 350000)

摘要:《建設工程抗震管理條例》(國務院令第 744 號)

[1] 對重要建筑的承載力、變形以及構(gòu)件損傷方面的性能目標

提出了更高的要求,常規(guī)抗震方法設計此類結(jié)構(gòu)有一定的難度。結(jié)構(gòu)減震設計可以通過提供阻尼,比較有效地實現(xiàn)重

要結(jié)構(gòu)的抗震性能指標。以某疾控中心應急大樓為例,利用彈塑性動力時程分析方法,分別對采用 BRB、采用 VFD 以

及采用兩者組合三種減震方案進行分析。通過對設防地震、罕遇地震下的層間位移角和基底剪力的比較,得出如下結(jié)

論: BRB 方案能有效控制結(jié)構(gòu)在設防和罕遇地震下的層間位移角,但在設防地震作用下基底剪力略有增大;VFD 方案

在設防和罕遇地震下,均提供了較高的附加阻尼比,有效降低了結(jié)構(gòu)的層間位移角和基底剪力,但在罕遇地震下,對結(jié)

構(gòu)位移的控制相對較弱;組合方案發(fā)揮了更好的性能優(yōu)勢,層間位移角和基底剪力顯著降低。

關鍵詞: 高層建筑;減震設計;屈曲約束支撐;黏滯阻尼器;組合減震

中圖分類號:TU3 文獻標識碼:A 文章編號:1004 - 6135(2023)11 - 0052 - 06

Research on the Application of Energy Dissipation and Vibration Reduction Technology in High rise Buildings

———Taking an Emergency Building of a CDC as an Example

CHEN Ke

(Fujian Provincial Institute of Architectural Design and Research CO. , LTD , Fuzhou 350000)

Abstract:The Regulations on the Administration of Earthquake Resistance in Construction Projects (State Council Order No. 744)

[1]

put

forward higher requirements for the performance goals of important buildings in terms of bearing capacity, deformation, and component

damage. Structures using conventional seismic methods poses certain difficulties during designing. Earthquake - reduction design can provide damping , effectively achieving important structural seismic performance indicators. This article takes an CDC building as an example

and uses the elastic - plastic dynamic time history analysis method to analyze three seismic reduction schemes: using BRB, using VFD,

and using a combination of the two. By comparing the interlayer displacement angle and base shear force under seismic fortification and rare

earthquakes, the following conclusion can be drawn: the BRB scheme can effectively control the interlayer displacement angle of the structure under seismic fortification and rare earthquakes, but the base shear force slightly increases under seismic fortification; The VFD

scheme provides a high additional damping ratio in both fortification and rare earthquakes, effectively reducing the interlayer displacement

angle and base shear force of the structure, but the control of structural displacement is relatively weak in rare earthquakes; The combination scheme has shown better performance advantages , with significantly reduced interlayer displacement angle and base shear force.

Keywords:High - rise buildings;Earthquake - reduction design;BRB;Viscous damper;Combination damps

作者簡介:陳科(1984— ),男,高級工程師。

E-mail:chen. k@ foxmail. com

收稿日期:2023 - 04 - 23

0 引言

重要建筑的抗震性能指標要求高,常規(guī)抗震設計

方法通常存在構(gòu)件截面尺寸大、延性不足以及損傷程

度難以控制的問題,在可行性和經(jīng)濟性上具有一定的

局限性。減震技術通過消能器轉(zhuǎn)移耗散地震能量,可

有效減輕主體結(jié)構(gòu)損傷,降低結(jié)構(gòu)響應,提升設防地

震和罕遇地震下的結(jié)構(gòu)抗震性能,為重要建筑震后及

時正常恢復使用提供了可能性。本文以某疾控中心

應急大樓為例,結(jié)合《基于保持建筑正常使用功能的

抗震技術導則》

[2]

(以下簡稱“導則”)的相關要求,對

布置有常見屈曲約束支撐 ( BRB) 和黏滯阻尼器

(VFD)的結(jié)構(gòu)進行減震方案和減震效果的對比研究。

1 工程概況

某疾控中心應急大樓,主要功能為疾病預防和控

制。根據(jù)“導則” 相關條文,本工程位于地震重點監(jiān)

視防御區(qū),且屬于應急指揮機構(gòu),符合 I 類建筑標準。

該建筑地上 11 層、地下 1 層,建筑高度 49. 9 m、

標準層層高為 4. 5 m;平面長 51. 4 m、寬 19. 1 m、高寬

比為 2. 61,結(jié)構(gòu)體系較為規(guī)則,如圖 1 ~ 圖 3 所示。

圖 1 某疾控中心應急大樓建筑平面布置圖

第64頁

2023 年 11 期總第 305 期陳科·高層建筑消能減震技術應用研究 ·53·

圖 2 建筑南立面圖圖 3 建筑東立面圖

本工程設計使用年限為 50 年,結(jié)構(gòu)安全等級為

一級。設計基本風壓為 0. 7 kN/ m

(50 年一遇);建筑

抗震設防分類為重點設防類,抗震設防烈度為 7 度,

設計基本地震加速度為 0. 15 g,設計地震分組為三

組,場地類別為Ⅱ類。

2 性能目標

根據(jù) 《建筑消能減震技術規(guī) 程》 ( JGJ297—

2013)

[3]和“導則”要求,本工程在不同地震水準下的

性能目標如表 1 所示。

表 1 減震性能目標

類別多遇地震設防地震罕遇地震

結(jié)構(gòu)構(gòu)件完好完好或基本完好輕微或輕度損壞

位移角 1 / 550 1 / 400 1 / 150

總體性能無需修理無需修理可繼續(xù)使用簡單修理可繼續(xù)使用

3 抗震模型

3. 1 模型的建立

主體采用型鋼混凝土柱框架結(jié)構(gòu)體系,框架抗震

等級為一級,結(jié)構(gòu)布置如圖 4 所示。抗震模型構(gòu)件截

面尺寸及砼強度等級如表 2 所示;Y - PACO 中鋼筋

和鋼材本構(gòu)采用雙折線隨動強化模型,初始彈性模量

按《鋼結(jié)構(gòu)設計標準》 (GB 50017—2017)

[4] 與《混凝

土結(jié)構(gòu)設計規(guī)范》 (GB 50011—2010)

[5] 取值,屈服后

的彈性模量,為初始彈性模量的 0. 01 倍;混凝土本構(gòu)

模型,采用《混凝土結(jié)構(gòu)設計規(guī)范》附錄 C 中混凝土

應力 - 應變關系曲線。桿件按纖維束模型模擬,墻、

板按分層殼模型模擬。

表 2 構(gòu)件尺寸及砼強度等級

樓層

砼等級主要截面

柱梁框架柱框架梁

十 ~ 屋面層 C40 C30 900 × 900 400 × 900、300 × 900

八 ~ 九層 C45 C30 900 × 900 400 × 900、300 × 900

六 ~ 七層 C50 C30 900 × 900 400 × 900、300 × 900

地下一層 ~ 五層 C55 C35 900 × 900 400 × 900、300 × 900

圖 4 結(jié)構(gòu)平面布置圖

結(jié)構(gòu)自振周期如表 3 所示。

表 3 抗震結(jié)構(gòu)自振周期

振動階數(shù) X 向平動 Y 向平動扭轉(zhuǎn)

1 1. 402 1. 552 1. 379

2 0. 467 0. 503 0. 454

3 0. 281 0. 290 0. 262

3. 2 地震波的選用

根據(jù)我國《建筑抗震設計規(guī)范》 ( GB 50011 )

(2016 年版)

[6]

(以下簡稱“抗規(guī)”)的建議,設防地震

與罕遇地震工況,分別選取 7 條地震波(5 條天然波

+ 2 條人工波)進行驗算。設防地震下峰值加速度取

150 m / s

,罕遇地震下峰值加速度取 310 m / s

,設防

地震和罕遇地震的平均地震影響系數(shù)曲線與規(guī)范反

應譜曲線對比,如圖 5 ~ 圖 6 所示。

圖 5 設防地震標準化地震波加速度反應譜對比

圖 6 罕遇地震標準化地震波加速度反應譜對比

3. 3 分析結(jié)果

抗震模型七條波平均層間位移角如圖 7、表 4

所示。

第65頁

·54· 福建建筑 2023 年

(a)設防地震 (b)罕遇地震

圖 7 抗震方案層間位移角

表 4 平均層間位移角最大值

類別 X 向 Y 向

設防地震 1 / 232 1 / 308

罕遇地震 1 / 112 1 / 124

根據(jù)計算結(jié)果,可知抗震模型已經(jīng)基本滿足“抗

規(guī)”的變形要求(罕遇地震作用下位移角小于 1 / 50)。

但以“ 導則” 作為設計標準時,抗震模型存在以下

問題:

(1)在設防地震和罕遇地震下的層間位移角,超

出“導則”中 I 類建筑 1 / 400 和 1 / 150 的位移角限值。

(2)設防地震 CQC 結(jié)果顯示,一 ~ 三層多處框架

節(jié)點核心區(qū)剪壓比超限,多處構(gòu)件出現(xiàn)超筋問題。此

說明,原模型在設防地震作用下,部分構(gòu)件截面不能

抵抗地震力作用,建筑無法正常使用。

(3)設防和罕遇地震作用下,較多豎向關鍵構(gòu)件

出現(xiàn)中度至嚴重破壞,無法實現(xiàn)中震保持完好和大震

輕微損壞的結(jié)構(gòu)體系性能目標。

針對以上問題,嘗試使用減震設計以提高結(jié)構(gòu)抗

震性能。

4 減震設計方案

4. 1 減震思路

本工程為框架結(jié)構(gòu)體系,建筑高度接近框架結(jié)構(gòu)

A 類高層限值(50 m),剛度偏弱,宜優(yōu)先考慮加大剛

度的位移型消能器(BRB)。但由于建筑立面開窗比

例較高,為避免過度影響建筑效果,適合采用墻式黏

滯阻尼器(VFD)方案。基于上述條件,為尋求最優(yōu)布

置,本文分別研究 BRB 方案、VFD 方案和組合方案

(BRB + VFD)三種減震設計方案的性能指標。

4. 2 減震方案

4. 2. 1 屈曲約束支撐(BRB)方案

BRB 屬于位移相關型消能器,消能能力與其兩端

相對位移有關。地震力較小時,兩端相對位移較小,

BRB 主要提供剛度;地震力增大后,相對位移增大,消

能器屈服耗能。因此,BRB 適用于結(jié)構(gòu)剛度較弱,位

移響應較大的情況[7]

。

本方案通過讀取抗震模型的樓層屈服剪力,將其

按比例折減后,作為并聯(lián)消能器對應方向上的總屈服

力并估算 BRB 數(shù)量,再按人字形支撐的方式,設置于

樓層有害位移較大的區(qū)域。屈曲約束支撐型號為

BRB - C × 750 × 3500,剛度 159 574 kN/ m,屈服力

750 kN,屈服后剛度比 0. 035,屈服位移 4. 7 mm。平

面布置如圖 8 所示。

圖 8 BRB 方案平面布置圖

為滿足Ⅰ類建筑的要求,本方案通過在中部增設

兩道 BRB 人字撐,使最大層間位移角降低至 1 / 440,

但對建筑立面影響較大。 BRB 方案在設防地震和罕

遇地震下的彈塑性層間位移角如圖 9 所示;基底剪力

及附加阻尼比展示如表 5 ~ 表 6 所示。

(a)設防地震 (b)罕遇地震

圖 9 抗震方案和 BRB 方案層間位移角

表 5 平均基底剪力最大值

類別

BRB 方案抗震模型

X(kN) Y(kN) X(kN) Y(kN)

平均減

震率(% )

設防地震 21291 22101 20439 19453 - 8. 88

罕遇地震 35147 32655 40761 38795 16

表 6 等效阻尼比 %

類別

X Y

BRB 結(jié)構(gòu)彈塑性 BRB 結(jié)構(gòu)彈塑性

設防地震 0. 41 0. 25 0. 58 0. 18

罕遇地震 2. 21 0. 25 3. 58 0. 20

由圖 9 可得,設置了屈曲約束支撐(BRB)的減震

方案在設防地震和罕遇地震作用下,結(jié)構(gòu)的彈塑性層

間位移角均能滿足“導則”要求。罕遇地震下消能器

工作正常,與抗震模型對比,減震率達到 16% 。可

見,BRB 方案可以有效提高抗震性能,實現(xiàn)預期的性

能目標,如表 1 所示。

第66頁

2023 年 11 期總第 305 期陳科·高層建筑消能減震技術應用研究 ·55·

由于“導則”將設防地震作用下的位移角限值降

低至 1 / 400,該工況下結(jié)構(gòu)的位移較小,導致大部分屈

曲約束支撐的行程無法超過其屈服位移,不能進入屈

服耗能狀態(tài)。由表 6 可知,設防地震作用下,BRB 提

供的等效阻尼比較低,但結(jié)構(gòu)彈塑性提供的阻尼比略

高,說明設防地震作用下 BRB 耗能較小,且結(jié)構(gòu)已經(jīng)

開始出現(xiàn)損傷,減震效果不理想;由于 BRB 提供的剛

度較大,彌補了設防地震下消能器屈服耗能過低的影

響,使得結(jié)構(gòu)的位移響應仍能滿足要求。

由表 5 可知,在設防地震下,BRB 方案提升了結(jié)

構(gòu)剛度,導致基底剪力較抗震模型有所增加,構(gòu)件配

筋量提升。

BRB 方案可以實現(xiàn)預期的性能目標,但“導則”

對結(jié)構(gòu)位移限值提出了較高的要求,BRB 方案在設防

地震下,不能充分發(fā)揮其消能減震作用,同時基底剪

力有一定增大。設防地震作用下,該方案存在一定局

限性。

4. 2. 2 VFD 方案

針對 BRB 方案的局限性,改用受位移影響較小

的 VFD 方案進行分析對比。

黏滯阻尼器(VFD)屬于速度相關型阻尼器,通過黏

滯材料運動提供阻尼,消能能力在各地震水準下均能得

到發(fā)揮。根據(jù)已有研究結(jié)果,VFD 可有效降低基底剪力

和結(jié)構(gòu)加速度,對結(jié)構(gòu)周期無明顯影響,僅提供動剛度,

適用于基底剪力較大、層間加速度較大的結(jié)構(gòu)[8 -10]

。

通過大震彈塑性時程分析計算黏滯阻尼器出力大

小及位移,并根據(jù)出力、阻尼系數(shù)、阻尼指數(shù)反算阻尼

器最大速度,并以此選用墻式黏滯阻尼器。 VFD 恢復

力模型采用麥克斯韋模型,阻尼為 953 kN/ (m/ s)

0. 3

阻尼力 800 kN,最大行程 120 mm,最低速度 0. 15 m/ s,

最高速度 0. 4 m/ s。布置如圖 10 所示。

圖 10 VFD 方案平面布置圖

VFD 方案在設防地震和罕遇地震作用下的彈塑

性層間位移角,如圖 11 所示。表 7 ~ 表 8 展示了設防

地震和罕遇地震兩種工況下的基底剪力和附加阻尼

比的情況。

由圖 11、表 8 可知,在設防地震和罕遇地震作用

下,VFD 方案可以有效發(fā)揮耗能作用,對應彈塑性層

間位移角均滿足導則要求;基底剪力與抗震模型對

比,也有明顯減小,減震率達到 10% ~ 18% ,同樣能夠

實現(xiàn)“導則”要求的性能目標。

(a)設防地震 (b)罕遇地震

圖 11 抗震方案和 VFD 方案層間位移角

表 7 平均基底剪力最大值

類別

VFD 方案抗震模型

X(kN) Y(kN) X(kN) Y(kN)

平均減

震率(% )

設防地震 18341 17335 20439 19453 10. 6

罕遇地震 33786 32036 40761 38795 18

表 8 等效阻尼比 %

類別

X Y

VFD 結(jié)構(gòu)彈塑性 VFD 結(jié)構(gòu)彈塑性

設防地震 4. 67 0. 07 11. 13 0. 07

罕遇地震 4. 13 0. 38 7. 99 0. 56

在罕遇地震作用下,黏滯阻尼器提供的等效阻尼

比,相對設防地震工況下降了 28% ,同時結(jié)構(gòu)彈塑性

耗能提供的阻尼比大幅度增長;對應彈塑性層間位移

角也增大至“導則” 規(guī)定的臨界值。說明在該工況

下,黏滯阻尼器減震性能下降,對結(jié)構(gòu)位移的控制效

果下降,關鍵構(gòu)件已經(jīng)無法得到有效的保護。

VFD 方案基本上可以滿足“導則” 要求,但在罕

遇地震下,提供的等效阻尼比降低,導致減震性能下

降,結(jié)構(gòu)損傷增長明顯。

4. 2. 3 組合減震方案模型

由 BRB 方案和 VFD 方案的分析結(jié)果可得:BRB

方案在設防地震下,減震性能受限,罕遇地震下,通過

提供剛度和屈服耗能兩種途徑,減震性能得到充分發(fā)

揮;VFD 方案與之相反,在設防地震下,可以實現(xiàn)良好

的消能效果,但在罕遇地震作用下,減震性能有所下

降。可見,兩種方案在不同階段的地震作用下存在互

補性,因此,考慮通過合理搭配二者的布置,實現(xiàn)理想

的減震效果[11 - 13]

。

綜合 VFD 和 BRB 兩種方案的布置,在周邊位移

較大、剛度影響明顯的區(qū)域設置 BRB,以充分發(fā)揮其

剛度高的特點,提升結(jié)構(gòu)抗扭剛度;中間區(qū)域根據(jù)建

筑布局設置墻式黏滯阻尼器,如圖 12 所示。

第67頁

·56· 福建建筑 2023 年

圖 12 組合減震方案平面布置圖

組合方案在設防地震和罕遇地震作用下的彈塑

性層間位移角,如圖 13 所示;表 9 ~ 表 10 展示了設防

地震和罕遇地震兩種工況下的基底剪力和附加阻尼

比的情況。

(a)設防地震 (b)罕遇地震

圖 13 抗震方案和組合方案層間位移角

表 9 平均基底剪力最大值

類別

VFD 方案抗震模型

X(kN) Y(kN) X(kN) Y(kN)

平均減

震率(% )

設防地震 18 521 17 917 20 439 19 453 8. 6

罕遇地震 33 824 32 448 40 761 38 795 17

表 10 等效阻尼比 %

類別

X Y

VFD BRB 結(jié)構(gòu)彈塑性 VFD BRB 結(jié)構(gòu)彈塑性

設防

地震

3. 22 0. 07 0. 06 3. 37 0. 07 0. 06

罕遇

地震

1. 97 0. 83 0. 11 2. 92 2. 30 0. 07

由表 9 ~ 表 10 及圖 13 可知,組合減震方案滿足

“導則”要求,實現(xiàn)了預期的性能目標。

設防地震下,組合減震方案的 BRB 部分提供的

附加阻尼比僅 0. 07% ,幾乎不參與耗能,主要提供剛

度; 黏滯阻尼器部分提供的最大附加阻尼比為

3. 37% ,占總等效阻尼比的 96% ;結(jié)構(gòu)彈塑性耗能提

供的阻尼比約為 0. 06% ,主體結(jié)構(gòu)損傷很小;基底剪

力有效降低,減震率達到8. 6% ;說明屈曲約束支撐在

設防地震作用下耗能過低的問題,通過增設黏滯阻尼

器得到了解決,關鍵結(jié)構(gòu)構(gòu)件得到了有效保護。

罕遇地震下,BRB 與 VFD 同時發(fā)揮消能作用,總

附加阻尼比達到 5. 3% ,對應基底剪力較抗震模型降

低了 17% ; 結(jié) 構(gòu) 彈塑性耗能提供的阻尼比約為

0. 11% 。由表 10 可知,組合減震方案中,VFD 部分在

罕遇地震作用下,提供的等效阻尼比同樣有所下降,

但結(jié)構(gòu)彈塑性耗能增長很少,構(gòu)件基本處于輕微損傷

狀態(tài),不影響正常使用。說明 BRB 在罕遇地震作用

下,提供的剛度和阻尼比,彌補了 VFD 減震性能下降

問題,確保了結(jié)構(gòu)的抗震性能。

組合減震方案同樣能夠滿足“導則” 要求,且兩

種減震裝置在不同階段的地震作用下實現(xiàn)了優(yōu)勢互

補,使結(jié)構(gòu)在全過程的地震作用下,都能充分發(fā)揮抗

震性能,達到預期的性能目標。

4. 3 減震方案對比分析

4. 3. 1 罕遇地震下結(jié)構(gòu)損傷狀態(tài)

結(jié)構(gòu)構(gòu)件性能水平如圖 14 ~ 圖 16 所示。

圖 14 BRB 方案柱構(gòu)件性能水平示意圖

圖 15 VFD 方案柱構(gòu)件性能水平示意圖

圖 16 組合減震方案柱構(gòu)件性能水平示意圖

第68頁

2023 年 11 期總第 305 期陳科·高層建筑消能減震技術應用研究 ·57·

罕遇地震下,BRB 方案框架柱損傷較小,未出現(xiàn)

中度以上損壞,且輕度破壞僅占 10. 4% ,構(gòu)件性能基

本完好,可以達到“導則”中的 I 類建筑標準。

組合減震方案,除局部屋面大跨度框架位置的型

鋼柱(共計 4 根)出現(xiàn)中度破壞需要加強外,其余框架

柱損傷均為輕度以下。其中輕度破壞占比 10% ,無

損壞構(gòu)件占比達13. 1% 。對相應構(gòu)件進行加強后,該

方案同樣可以滿足 I 類建筑要求。

VFD 方案,底層框架柱出現(xiàn)較多中度損壞,輕度

破壞的比例達到 30. 3% 。說明該方案在罕遇地震作

用下,已經(jīng)不能保證結(jié)構(gòu)的基本完好;同時,中度破壞

的區(qū)域集中在底層框架柱,維修困難且存在安全隱

患,不符合 I 類建筑標準。

4. 3. 2 層間位移角

圖 17(a)、17(b),為 4 種方案在兩種地震水準下

的位移響應對比。由圖可知,設防地震下 VFD 方案

位移響應最優(yōu),組合方案略優(yōu)于 BRB 方案;罕遇地震

下組合方案最優(yōu),BRB 方案明顯優(yōu)于 VFD 方案。由

第 4. 3. 1 節(jié)的損傷狀態(tài)可知,罕遇地震下 3 種方案的

構(gòu)件性能水平,與其結(jié)構(gòu)彈塑性等效阻尼比數(shù)值基本

吻合,BRB 方案與組合減震方案性能相近,且大幅優(yōu)

于 VFD 方案。 3 種方案均能滿足“導則”中對彈塑性

層間位移角的要求。

(a)設防地震 (b)罕遇地震

圖 17 四種方案層間位移角對比

5 結(jié)論

(1)BRB 方案,在設防地震工況下消能效果一

般,主要通過提升剛度降低位移角。由于“導則” 對

設防地震位移角的限制,BRB 在設防地震下的屈服耗

能效果受到了較大削弱。為滿足設防地震位移角限

值要求,只能增加 BRB 數(shù)量和提升結(jié)構(gòu)自身剛度,因

此,對建筑功能和立面效果影響較大。罕遇地震下,

BRB 通過增加剛度和芯材屈服耗能兩種途徑,較大幅

度提升了減震性能,可以實現(xiàn)建筑的預期性能目標。

(2)VFD 方案,全過程均參與消能減震,設防地

震下的減震效果較好,但在罕遇地震下提供的等效阻

尼比有所降低,導致減震性能下降,構(gòu)件損傷偏大。

從確保建筑效果考慮,墻式黏滯阻尼器布置靈活,對

建筑功能及外觀效果影響最小,適用性較高。

(3)組合減震方案,兼具 BRB 的剛度和 VFD 的

全過程參與減震的特點,能夠使二者形成優(yōu)勢互補,

有效降低結(jié)構(gòu)位移響應,減少結(jié)構(gòu)損傷。設防地震下

的減震效果與 VFD 方案相近;罕遇地震下的性能與

BRB 方案接近。從適用性考慮,組合減震方案可以通

過靈活調(diào)整兩種消能器的應用比例和位置,減少斜撐

對建筑外觀效果的影響,泛用性更強。

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第69頁

2023 年第 11 期

總第 305 期

福建建筑

Fujian Architecture & Construction

No 11·2023

Vol·305

廈門某嘉庚風格大空間籃排球館結(jié)構(gòu)設計探析

洪哲

(廈門合立道工程設計集團股份有限公司福建廈門 361006)

摘要:某嘉庚風格籃排球館項目中建筑屋面造型采用嘉庚風格坡屋面與平屋面相結(jié)合,下部為單層大空間球館,存

在較多設計難點。結(jié)構(gòu)設計時,結(jié)合建筑造型,通過轉(zhuǎn)換托架的設計,使坡屋面與平屋面能合理布置,有效傳力,并于

托架處有較好的結(jié)合,解決上部屋蓋的設計難點。下部結(jié)構(gòu)設計為少墻框架結(jié)構(gòu)體系,一方面加強了下部結(jié)構(gòu)的整體

性和抗扭剛度,另一方面少量剪力墻與框架柱能有效形成兩道防線,提高下部結(jié)構(gòu)的安全冗余度,解決了下部結(jié)構(gòu)的

設計難點。

關鍵詞: 大跨度鋼屋蓋;轉(zhuǎn)換托架;少墻框架結(jié)構(gòu)

中圖分類號:TU3 文獻標識碼:A 文章編號:1004 - 6135(2023)11 - 0058 - 06

Analysis on Structural Design of a Jiageng Style Large Space Stadium in Xiamen

HONG Zhe

(Xiamen Hordor Architecture & Engineering Design Group Co. LTD,Xiamen 361006)

Abstract:The roof design of a certain Jiageng style basketball and volleyball stadium project adopts a combination of Jiageng style sloping

roof and flat roof,and there are many difficulties in design of a single - story large space stadium below the roof. Structural design with combining of architectural style. By the design of conversion brackets,the sloping roof and flat roof can be arranged reasonably,and effectively

transmit force. Conversion bracket also enables a good connection between the sloping roof and the flat roof at the bracket position,to solve

the design difficulties of the roof. Substructure is designed as a frame structure with few shear wall,which enhances the integrity and torsional stiffness of the substructure. On the other hand,a few shear walls and frame columns can effectively compose two lines of defense,improving the safety redundancy of the lower structure and solving the design difficulties of substructure.

Keywords:Long - span steel roof; Conversion bracket; Frame structure with few shear wall

作者簡介:洪哲 (1982. 7— ),男,高級工程師。

E-mail:84083363@ qq. com

收稿日期:2023 - 04 - 21

0 引言

嘉庚風格建筑是閩南地區(qū)獨有的以中式風格為

主,融合西洋、南洋建筑風格而成的一種建筑形式。

其屋蓋主要由屋脊、歇山、筒瓦等組成,造型優(yōu)美獨

特[1]

。以往嘉庚風格建筑主要為磚混或混凝土結(jié)構(gòu),

采用鋼 - 混凝土混合結(jié)構(gòu)較為少見。本文通過一個

工程案例,分析探索當嘉庚風格建筑遇到大跨度、大

空間結(jié)構(gòu)時采用的設計思路,以及設計和計算方法,

以期為類似工程項目提供參考。

1 工程概況

某市民中心籃排球館工程位于廈門市集美區(qū),

建筑面積約 3000 m

,地下一層,地上為帶局部夾層

的單層建筑,屋蓋為嘉庚風格坡屋面和上人平屋面

相組合的形式。其中平屋面結(jié)構(gòu)高度約 15 m,坡屋

面檐口高度約 16. 7 m,屋脊高度約 26 m,結(jié)構(gòu)高度

取至坡屋面的一半約為 21. 4 m。本工程的鳥瞰圖

如圖 1 所示,立面圖如圖 2 所示。

圖 1 項目鳥瞰

第70頁

2023 年 11 期總第 305 期洪哲·廈門某嘉庚風格大空間籃排球館結(jié)構(gòu)設計探析 ·59·

圖 2 項目立面圖

結(jié)構(gòu)設計基準期為 50 年,安全等級二級,抗震設

防類別為標準設防類,抗震設防烈度 7 度,基本地震

加速度 0. 15 g;設計地震分組為第三組,場地類別Ⅱ

類,場地特征周期 Tg = 0. 45 s。 50 年一遇基本風壓為

0. 8 kN/ m

,地面粗糙度類別為 B 類,阻尼比 4% ,計

算時考慮豎向地震作用影響。嵌固端取為地下室

頂板。

2 結(jié)構(gòu)難點

本工程最大的結(jié)構(gòu)設計難點,是屋蓋型式。常規(guī)

的籃排球場為大跨度、大空間的結(jié)構(gòu),屋蓋一般采用

大跨度輕鋼屋蓋以減輕結(jié)構(gòu)自重。本工程屋蓋尺寸

約為 33 m × 50 m,其中北側(cè)屋蓋造型為閩南嘉庚風

格坡屋面,南側(cè)則為上人的平屋面,二者在建筑 D 軸

連接為一體(圖 3)。該屋蓋結(jié)構(gòu)布置需要考慮坡屋

面的布置、大跨度重載上人平屋面的布置及平、坡屋

蓋的銜接設計,為本工程最大的設計難點。

圖 3 鋼屋蓋結(jié)構(gòu)布置圖

下部結(jié)構(gòu)的設計是另一個難點。本工程下部為帶

局部夾層的單層結(jié)構(gòu),作為上部鋼屋蓋的支承構(gòu)件,除

西北角區(qū)域 5. 0 m、9. 5 m 標高存在局部夾層外,其余

均設計為單層框架柱,柱高約為 11 m ~ 14 m。混凝土

框架柱與鋼屋架之間如何銜接、下部大空間結(jié)構(gòu)如何

提高結(jié)構(gòu)整體性、混合結(jié)構(gòu)如何進行設計計算等,也是

本工程的結(jié)構(gòu)設計難點。建筑底層平面圖如圖 4

所示。

圖 4 建筑底層平面圖

3 結(jié)構(gòu)設計

3. 1 結(jié)構(gòu)體系

根據(jù)建筑造型的特點,本工程采用的是鋼 - 砼

混合框架結(jié)構(gòu)體系(圖 5) 。上部北側(cè)坡屋蓋采用雙

向正交平面鋼管桁架結(jié)構(gòu),四榀“三角形”主桁架沿

著南北向布置(圖 6) ,“三角形” 桁架的底邊桁架用

以平衡坡屋蓋的水平推力,同時與南側(cè)平屋蓋桁架

相銜接(圖 7) ;坡屋蓋縱向沿著中部設置兩榀支撐

桁架,用以保障主桁架的平面外穩(wěn)定;沿著坡屋面的

檐口標高還設有一圈周圈桁架,以提高屋蓋的整體

抗扭性能。南側(cè)平屋蓋部分為上人屋面,設有鋼筋

桁架組合樓承板,屋蓋荷載較大。平屋面結(jié)構(gòu)考慮

荷載因素亦布置為雙向正交平面鋼管桁架體系,以

控制桁架總高度。

圖 5 整體計算模型

第71頁

·60· 福建建筑 2023 年

圖 6 “三角形”主桁架布置圖

圖 7 屋蓋南北向桁架布置圖

平屋面部分的主桁架結(jié)合下部排架柱的位置,采

用東西向布置,桁架跨度 33 m,矢高 3 m,桁架柱腳與

排架柱頂采用鉸接連接(圖 8)。平屋面次桁架為南

北向布置,其平面位置與坡屋面“三角形” 桁架相貫

通,以保障重載屋面在水平地震作用下地震力能有效

傳遞至坡屋蓋底邊桁架,最終傳給邊榀排架柱。平屋

面次桁架與坡屋面底邊桁架之間由于存在高差,D 軸

交接位置設有斜向下弦撐桿,以保證水平力的傳力平

順。為提高屋蓋水平剛度,坡屋蓋上下弦及平屋面下

弦設有水平支撐。

圖 8 平屋蓋主桁架布置圖

D 軸位置為平、坡屋面的交接位置,同時承載兩

部分屋蓋傳來的荷載,也是坡屋蓋“三角形”主桁架

的托架,因此 D 軸桁架的設計十分關鍵。由于坡屋

面檐口與平屋面之間存在高差,因此,該托架設計

時,利用該部分高差設置雙層桁架,上下桁架總矢高

可達6 m,使該托架具有較高的剛度和強度,滿足承

載兩側(cè)屋蓋荷載的需求。 D 軸托架布置圖如圖 9

所示。

圖 9 D 軸托架布置圖

至此整個鋼屋蓋結(jié)構(gòu)布置完成,雖然屋蓋建筑造

型較為復雜,但設計時巧妙利用 D 軸托架作為銜接,

使得平、坡屋蓋結(jié)構(gòu)布置能結(jié)合建筑造型進行獨立處

理,又于托架處結(jié)合成整體,結(jié)構(gòu)傳力途徑清晰合理。

屋蓋整體平面布置如圖 10 所示。

圖 10 鋼屋蓋平面布置圖

注:粗虛線為主桁架,粗實線為次桁架

下部結(jié)構(gòu)為混凝土框架結(jié)構(gòu)。除圖 4 中局部區(qū)

域設有結(jié)構(gòu)夾層外,其余均為單層結(jié)構(gòu),單層柱高約

為 11 m ~ 14 m。為提高下部主體結(jié)構(gòu)的整體性及

抗扭轉(zhuǎn)能力,同時抵消部分坡屋蓋水平推力的影響,

在建筑物的 4 個角柱位置增設與角柱連為一體的 L

型剪力墻,對結(jié)構(gòu)的角部進行加強處理。結(jié)構(gòu)的整

體模型見圖 5。同時,由于柱高較高,沿著建筑外周

圈在不同標高還設有三道連系梁,以進一步增強框

架柱面外的穩(wěn)定性,加強結(jié)構(gòu)的整體抗扭性能。此

外,D 軸及其南側(cè) C、B 軸重載平屋面部分的框架

柱,由于支承有主要傳力的 X 向主桁架,因此考慮

在其框架柱內(nèi)設置型鋼,進一步提高重要豎向構(gòu)件

的承載能力。

第72頁

2023 年 11 期總第 305 期洪哲·廈門某嘉庚風格大空間籃排球館結(jié)構(gòu)設計探析 ·61·

3. 2 基礎設計

根據(jù)地勘報告[2]

,本工程地下室底板標高以

下不存在軟弱土層,由上至下主要為粗砂層、殘積

砂質(zhì)粘性土層、全風化花崗巖及砂礫狀強風化花

崗巖層。由于主體結(jié)構(gòu)內(nèi)部主要為開敞的場館空

間,因此,基礎設計除了考慮豎向承壓外,還需考

慮抗浮設計。根據(jù)地質(zhì)情況和兼顧主體結(jié)構(gòu)抗壓

及抗浮的需求,最終本工程基礎型式考慮采用預

應力高強混凝土管樁基礎,樁端持力層為砂礫狀

強風化花崗巖。

3. 3 結(jié)構(gòu)計算

結(jié)構(gòu)計算時,按整體模型(鋼 + 砼) 和鋼屋蓋獨

立模型分別計算,取包絡值。其中整體計算模型采

用 YJK 軟件建模,鋼屋蓋與下部混凝土結(jié)構(gòu)組裝成

整體(圖 5) ,鋼桁架柱腳與混凝土柱頂采用鉸接連

接,下部結(jié)構(gòu)中的局部夾層采用層間梁進行考慮。

整體模型計算時,考慮的計算工況為:恒活荷載、水

平地震作用、豎向地震作用、風荷載、溫度荷載、施工

階段荷載等,整體計算的主要計算結(jié)果如表 1 所示。

從計算結(jié)果來看,整體模型計算指標均滿足規(guī)范要

求,且具有一定富余。

表 1 整體模型主要計算結(jié)果

計算結(jié)果

YJK 整體模型

同時考慮偶然偏心與雙向地震作用

振型數(shù) 18

有效質(zhì)量系數(shù) 99. 8%

底層地震剪力

Qox = 3992 kN Qox / Ge = 9. 9%

Qoy = 4000 kN Qoy / Ge = 9. 9%

結(jié)構(gòu)自振周期

T1 = 0. 496(Y 向) T2 = 0. 464(X 向)

T3 = 0. 372(扭轉(zhuǎn)) T3 / T1 = 0. 75

層間位移角

1 / 1614(X 向地震)

1 / 1450(Y 向地震)

屋蓋最大撓度 53mm 1 / 626(C 軸跨中)

桁架最大應力比 0. 83 (D 軸托架支座腹桿)

鋼屋蓋獨立模型采用 3D3S 及 MIDAS 兩種軟件

進行計算包絡(圖 11 ~ 圖 12) ,兩個程序計算時均

考慮兩種支座形式,即分別按全固定鉸支座和輸入

下部混凝土柱的水平支承剛度的彈簧支座兩種方式

進行包絡計算,以充分考慮不同支座約束情況下對

鋼屋蓋的影響。其中,支座考慮柱水平支承剛度的

取值依據(jù)為 YJK 整體模型中柱剛度的計算結(jié)果。

獨立模型計算時,考慮的計算工況與整體模型完全

相同,最終鋼屋蓋的桿件,按整體模型與獨立模型計

算結(jié)果包絡設計。

圖 11 鋼屋蓋獨立模型(3D3S)

圖 12 鋼屋蓋獨立模型(MIDAS)

下部混凝土結(jié)構(gòu)體系為帶少量剪力墻的框架結(jié)

構(gòu),剪力墻底部承受傾覆力矩控制約為 20% ,按少墻

框架結(jié)構(gòu)設計。設計時,分別按帶入剪力墻和不帶入

剪力墻兩種計算模型分別計算,最終配筋取二者包絡

值,以保證整體結(jié)構(gòu)于剪力墻開裂后仍然具有較好的

抗震能力。由于剪力墻和外周圈層間拉梁的存在,一

方面解決了單層長柱的面外穩(wěn)定問題,另一方面結(jié)構(gòu)

整體性和抗扭性能也得到極大加強。從周期比計算

結(jié)果來看,整體結(jié)構(gòu)周期比僅為 0. 75,也從側(cè)面印證

了這一點。下部混凝土部分抗震等級均為二級,混凝

土強度均為 C35。

3. 4 大震驗算

由于本工程結(jié)構(gòu)中存在大跨度斜屋蓋、大跨度重

載平屋蓋、層高較高的單層柱、局部結(jié)構(gòu)夾層等,結(jié)構(gòu)

體系較為復雜。特別是作為支承上部鋼結(jié)構(gòu)的混凝

土豎向構(gòu)件在大震作用下的性能如何,需要進行重點

關注。為此,本工程采用動力彈塑性軟件 SAUSAGE

對整體結(jié)構(gòu)大震下的性能進行復核驗算,以保證結(jié)構(gòu)

在罕遇地震作用下的安全。

第73頁

·62· 福建建筑 2023 年

圖 13 鋼屋蓋大震彈塑性計算結(jié)果(SAUSAGE)

圖 14 剪力墻大震彈塑性計算結(jié)果(SAUSAGE)

圖 15 框架柱大震彈塑性計算結(jié)果(SAUSAGE)

從大震彈塑性驗算結(jié)果看,最大層間位移角為

1 / 116,小于規(guī)范大震下整體結(jié)構(gòu)變形驗算的限值,滿

足“大震不倒”的設防要求。

從構(gòu)件大震下?lián)p傷驗算結(jié)果(圖 13 ~ 圖 15)看,

首先,鋼屋蓋所有主要構(gòu)件在大震下均無損壞,其次,

下部結(jié)構(gòu)由于為少墻框架結(jié)構(gòu),少量剪力墻作為第一

道防線在大震作用下承擔了較大地震力,因而出現(xiàn)了

較大損傷,但也起到了保護第二道防線的作用。從框

架柱損傷結(jié)果看,大多數(shù)框架柱為無損壞或輕微損

壞,可見二道防線的作用得到了充分發(fā)揮。整體結(jié)構(gòu)

在大震作用下的性能表現(xiàn)符合設計預期,且具有一定

冗余。

3. 5 D 軸托架設計

本工程 D 軸位置的轉(zhuǎn)換托架,同時承載平、坡屋

蓋傳來的荷載,也是坡屋蓋“三角形”主桁架的托架,

作用十分關鍵。因此,有必要對轉(zhuǎn)換托架提出具體性

能目標,提高其承載力冗余度。表 2 為針對關鍵構(gòu)件

的具體性能化目標,要求其達到中震彈性、大震不屈

服的性能要求。

表 2 關鍵構(gòu)件具體性能控制目標

地震水準小震中震大震

關鍵構(gòu)件 D 軸轉(zhuǎn)換托架彈性

抗剪、抗彎

彈性

抗剪、抗彎

不屈服

具體驗算結(jié)果如表 3 所示。從表中可見,由于轉(zhuǎn)

換托架受荷以豎向荷載為主,大震不屈服工況桿件應

力相對中震彈性工況沒有顯著增大,甚至更小,關鍵

構(gòu)件在中、大震下,均具有一定的承載力冗余度,結(jié)構(gòu)

設計安全可靠。

表 3 性能設計計算結(jié)果

桿件部位

應力比應力比

中震彈性大震不屈服

桁架上弦桿 0. 63 0. 58

桁架中弦桿 0. 58 0. 65

桁架下弦桿 0. 76 0. 72

桁架斜腹桿 0. 91 0. 89

3. 6 抗連續(xù)倒塌驗算

本工程 D 軸位置的轉(zhuǎn)換托架遭遇極端情況,托架

支承柱若出現(xiàn)嚴重破壞時,需保證屋蓋結(jié)構(gòu)不至于整

體垮塌,因此有必要進行抗連續(xù)倒塌驗算。借鑒《高

層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術規(guī)程》 ( JGJ3—2010)

[3] 第 3.

12. 3 條規(guī)定,運用拆除構(gòu)件法拆除 D 軸托架的支承

柱,以拆除桿件后的模型,進行抗倒塌性能驗算分析,

計算時荷載組合按 1. 0 恒載 + 0. 5 活載,材料強度取

標準值。拆除構(gòu)件后的整體結(jié)構(gòu)變形如圖 16 所示。

第74頁

2023 年 11 期總第 305 期洪哲·廈門某嘉庚風格大空間籃排球館結(jié)構(gòu)設計探析 ·63·

結(jié)果顯示,一方面由于托架本身為雙層桁架,剛

度較大,即便拆除其支承柱,也能發(fā)揮出它豎向剛度

好的特點,在去柱的部位形成懸挑結(jié)構(gòu)。同時,坡屋

蓋的“三角形” 桁架及平屋蓋的次桁架,也能與其形

成縱橫交叉的“井” 字桁架,共同支承起整個屋蓋結(jié)

構(gòu),使其不至于整體垮塌。殘余結(jié)構(gòu)的構(gòu)件應力比均

小于 1. 0。

圖 16 D 軸托架支承柱拆除模型變形情況

3. 7 關鍵節(jié)點有限元分析

D 軸轉(zhuǎn)換托架主要為圓鋼管桁架相貫型式,在托

架與坡、平屋蓋桁架交接位置,不僅承擔著兩側(cè)屋蓋

的豎向荷載,還需傳遞兩側(cè)桁架傳來的水平力。且該

部位連接桿件較多,受力較為復雜。為方便桿件連

接,該部位節(jié)點設計時,于鋼管外增設鋼套管,一方面

方便多桿件相連,另一方面也對節(jié)點部位進行加強,

如圖 17 所示。

圖 17 D 軸托架節(jié)點大樣圖

同時,為了確保該節(jié)點設計安全可靠,避免局部

部位出現(xiàn)應力集中,設計時,采用 MIDAS 軟件對該節(jié)

點進行有限元分析,分析結(jié)果如圖 18 所示。

圖 18 節(jié)點有限元分析結(jié)果

從計算結(jié)果可見,應力最大部位出現(xiàn)在轉(zhuǎn)換托架

斜腹桿與節(jié)點鋼套管的連接部位,套管本身由于有設

計加強,整體應力水平較低,該節(jié)點計算最大應力值

僅為 149 N/ mm

,小于鋼材強度設計值 295 N/ mm

該關鍵節(jié)點具有足夠的設計冗余度。

4 結(jié)語

本工程為帶嘉庚風格坡屋蓋的大空間籃排球館,

造型較為獨特,結(jié)構(gòu)設計存在一些難題。為解決本工

程的兩個結(jié)構(gòu)難點問題,設計時,上部屋蓋采用鋼結(jié)

構(gòu)體系,利用 D 軸轉(zhuǎn)換托架作為坡屋蓋與平屋蓋的銜

接,使平、坡屋蓋的結(jié)構(gòu)布置相對獨立,又于托架處有

一個較好的結(jié)合。下部結(jié)構(gòu)采用混凝土少墻框架結(jié)

構(gòu)體系,一方面,使結(jié)構(gòu)整體性及抗扭轉(zhuǎn)能力得到加

強,另一方面,少量剪力墻與框架柱能有效形成兩道

防線,提高了下部結(jié)構(gòu)的安全冗余度。

參考文獻

[1] 潘建. 廈門當代建筑中的類嘉庚風格[ J]. 江西建材,

2015(18):17 - 18.

[2] 廈門地質(zhì)工程勘測院. 某市民中心三期 - 體育中心巖土

工程勘察報告[R]. 廈門,2016.

[3] 中華人民共和國住房和城鄉(xiāng)建設部. 高層建筑混凝土結(jié)

構(gòu)技術規(guī)程:JGJ3 - 2010[ S]. 北京:中國建筑工業(yè)出版

社,2010.

第75頁

2023 年第 11 期

總第 305 期

福建建筑

Fujian Architecture & Construction

No 11·2023

Vol·305

廈門某臨海超高層項目四層地下室逆作設計與施工

何波

(廈門上城建筑設計有限公司福建廈門 361000)

摘要:廈門某臨海超高層多塔項目,地下室設四層地下室,底板埋深約 21 m,地質(zhì)條件和周邊環(huán)境復雜。經(jīng)過分析,

通過兩個 75 m 直徑對稱大開口的設置,將地下室劃分為逆作區(qū)和順作區(qū),采用地下連續(xù)墻 + 樓板撐逆作和順作相結(jié)

合的設計方案,有效解決了場地基坑深度范圍分布填石、淤泥、砂層等軟弱土層、建設場地緊張、周邊環(huán)境復雜、工期短

等問題,減小了基坑施工難度,節(jié)約了工程造價和工期。文章對該項目的地下室逆作設計過程進行分析總結(jié),供工程

技術人員參考。

關鍵詞: 深基坑;逆作地下室;地下連續(xù)墻;樓板撐

中圖分類號:TU4 文獻標識碼:A 文章編號:1004 - 6135(2023)11 - 0064 - 08

Reverse design and construction of a four - story basement of a sea - front

super high - rise project in Xiamen

HE Bo

(Xiamen U - Town Architecture Design Institute Co. ,Ltd,Xiamen 361000)

Abstract:The basement of a super high - rise multi - tower project near the sea in Xiamen has four layers of basement,the bottom floor is

buried about 21m,and the geological conditions and surrounding environment are complex. After comparative analysis,the basement is divided into reverse working area and forward working area by setting two large symmetrical openings with a diameter of 75m. The combined

design scheme of underground continuous wall + floor support for reverse working area and forward working area is adopted,which effectively solves the problems such as the distribution of soft soil layers such as rock filling,silt and sand layer in the depth range of the foundation pit,the construction site is tight,the surrounding environment is complex,and the construction period is short. It reduces the difficulty of

foundation pit construction and saves the project cost and time limit. This paper summarizes the basement reverse design process of the project for engineering and technical personnel reference.

Keywords:Deep foundation pit; Reverse working basement; Diaphragm wall; Floor brace

作者簡介:何波(1980. 7— ),男,高級工程師。

E-mail:25103737@ qq. com

收稿日期:2023 - 05 - 01

0 引言

目前常規(guī)的地下室施工方式為敞開式開挖的順作

基坑施工方法,在場地條件和環(huán)境保護要求較為寬松

的情況下一般被廣泛采用。但是隨著城市用地的不斷

緊縮,施工場地的局促、開挖深度增加、地質(zhì)情況復雜

等的情況出現(xiàn),常規(guī)的敞開式開挖順作方法體現(xiàn)出其

不足,逆作法應用逐漸增多。逆作設計中,逆作方案以

及基坑開挖出土方式的選擇對工期和造價影響較大,

需要綜合考慮項目工程計劃、上部結(jié)構(gòu)體系選型、土方

開挖出土難度等因素,選擇合適的逆作方案,不可盲目

硬推全逆作或地下室全范圍逆作。

本項目地質(zhì)條件復雜,基坑深度大、施工場地局

促,地下室的設計,通過兩個大開口以及施工棧橋的

設置,將地下室劃分為逆作區(qū)和順作區(qū),采用地連墻

+ 樓板撐的半逆作方案,有效解決了復雜地質(zhì)深基坑

的安全、施工場地局促、場地周邊復雜環(huán)境保護、逆作

出土難度大等問題。此外,地下室樓蓋在基坑圍壓力

的作用下屬于壓彎受力狀態(tài),圍壓力對樓蓋裂縫的有

利作用、樓蓋承載力的優(yōu)化計算、樓板撐的變形協(xié)調(diào)

對樓蓋應力重分布的影響值得進一步探討。對本文

對該項目地下室逆作方案選型以及半逆作設計、施工

中的要點問題進行梳理總結(jié),供工程技術人員參考。

1 工程概況

項目“頂峰·嘉麗廣場 A1 - 1 地塊”位于廈門市

思明區(qū)鷺江道與廈禾路交叉口,地理位置優(yōu)越,位屬

廈門島內(nèi)商業(yè)核心區(qū),西側(cè)與鼓浪嶼隔灣相望。地上

建筑面積 14. 6 萬 m

,地下建筑面積 6. 7 萬 m

。地上

由一棟 182 m 超高層辦公樓、一棟 143 m 超高層酒店

以及 37. 9 m 商業(yè)裙房組成,兩棟主塔樓與商業(yè)裙房

未設縫,形成大底盤多塔建筑。地下設 4 層地下室,

負一層為商業(yè)、負二層 ~ 負四層為停車庫,負一層 ~

第76頁

2023 年 11 期總第 305 期何波·廈門某臨海超高層項目四層地下室逆作設計與施工 ·65·

負四各層層高分別為 5. 4 m、5. 5 m、3. 8 m、3. 8 m,底

板底埋深為 - 21. 0 m,基坑平面尺寸 164 m × 105 m。

項目效果圖如圖 1 所示。

圖 1 項目效果圖

結(jié)構(gòu)設計使用年限為 50 年,建筑結(jié)構(gòu)安全等級

為二級,建筑抗震設防分類:裙房屋面以下為乙類,裙

房屋面以上為丙類。抗震設防烈度為 7 度(0. 15 g),

設計地震分組為第二組,場地土類別為Ⅱ類,50 年一

遇基本風壓 0. 80 kN/ m

,地面粗糙度為 A 類。地基

基礎設計等級為甲級,基坑設計安全等級為一級。

辦公樓采用鋼管混凝土柱 - 型鋼混凝土梁 -

鋼筋混凝土核心筒混合結(jié)構(gòu),酒店采用鋼筋混凝

土框架 - 核心筒結(jié)構(gòu),商業(yè)裙房采用鋼筋混凝土

框架結(jié)構(gòu)。

2 地質(zhì)概況

場地自上而下各巖土體的分布如表 1 所示,代表

性地質(zhì)剖面如圖 2 所示。項目主要地質(zhì)特點如下。

(1)場地原始地貌單元屬濱海潮間帶,距離現(xiàn)海

岸堤沿線約 50 m,基坑深度范圍內(nèi)存在填石、填砂、

淤泥、粗砂等不利土層。填石層和砂層為 20 世紀 80

年代建設經(jīng)濟特區(qū)初期回填。

(2)基坑開挖后,土層① ~ ④均已清除,底板揭

露土層為⑤ ~ ⑦層。

(3)場地 ± 0. 000 = 5. 400(黃海高層),地下水與海

水有中等偏弱水力聯(lián)系,穩(wěn)定水位黃標1. 25 m ~1. 63 m。

表 1 地質(zhì)巖土參數(shù)表

巖土層名稱及代號

天然重度

(kN/ m

)

壓縮模量

(MPa)

地基承載力 f

(kPa)

黏聚力

(kPa)

內(nèi)摩擦角

(°)

滲透系數(shù) Kh

(cm/ s)

雜填土① - 1 18. 2 4 100 15 15 1 × 10

- 3

填石① - 2 20. 5 15 180 0 30 2. 4 × 10

- 2

填砂① - 3 18. 5 7 130 0 25 2. 2 × 10

- 2

淤泥及淤泥質(zhì)土② 16. 4 2. 0 50 9 5 2 × 10

- 6

粉質(zhì)粘土③ - 1 19. 6 5. 7 180 22 16 5 × 10

- 6

粗砂③ - 2 19. 0 11 220 5 23 2 × 10

- 2

殘積砂質(zhì)粘性土④ 18. 3 18 270 18 23 1 × 10

- 4

全風化花崗巖⑤ 19. 5 27 350 25 28 1. 5 × 10

- 4

散體狀強風化花崗巖⑥ - 1 21. 0 40 500 32 30 2. 5 × 10

- 4

碎塊狀強風化花崗巖⑥ - 1 23. 0 70 800 40 35 2 × 10

- 3

中風化花崗巖⑦ 25. 5 2500 180 42 5 × 10

- 5

微風化花崗巖⑧ 26. 0 4000 200 45 5 × 10

- 5

圖 2 代表性地質(zhì)剖面

3 基坑方案選型

根據(jù)項目和地質(zhì)特點,基坑方案選型需要重點考

慮問題如下:

(1)場地周邊環(huán)境復雜,四周均為繁華市政道

路,道路下埋設大量市政管網(wǎng),北側(cè)為寺廟帆礁宮,用

地西側(cè)臨海最近 40 m。基坑開挖,需要重點考慮對

周邊環(huán)境的影響。

(2)基坑深度范圍內(nèi)存在填石、填砂、淤泥、粗砂

等不利土層,對基坑支護的安全性和抗?jié)B性有較高的

要求。

第77頁

·66· 福建建筑 2023 年

(3)用地紅線緊貼道路綠化帶,紅線內(nèi)退 4. 0 m

即為地下室外墻,用地緊張,需要考慮施工場地問題。

(4)項目工期緊張,土方量大,辦公樓的工期和

土方的開挖,是工期中的關鍵線路。

綜合以上因素,經(jīng)研究對比后,本工程地下室采

用地下室連續(xù)墻 + 樓板撐的逆作方案。逆作方案布

置示意圖如圖 3 所示,基坑現(xiàn)場實景圖如圖 4 所示。

圖 3 逆作方案布置示意圖

圖 4 基坑現(xiàn)場實景圖

采用逆作后項目的整體施工順序模擬為:①地面

地連墻和逆作區(qū)支承立柱灌注樁的施工;②逐層土方

開挖,逆作區(qū)樓板施工;③開挖至底板后,坑底施工順

作區(qū)樁基、逆作區(qū)抗拔樁、底板;④底板施工完成后,

集中工效向上順作辦公和酒店主塔樓,可有效縮短塔

樓主控工期;⑤主塔樓施工至裙房屋面以上后,地下

室順作區(qū)和主塔樓同步施工。

4 逆作地下室的設計

逆作地下室是逐層開挖向下施工,其地連墻內(nèi)外

側(cè)水土壓力,以及樓層支承立柱的豎向荷載,都是隨

開挖深度的動態(tài)加載過程。根據(jù)文獻[1] 介紹的計

算方法, 本工程逆作地下室計算示意簡圖如圖 5

所示。

圖 5 中,隨著開挖深度 H 的增加,被動區(qū)土深度

D 逐漸減小,地連墻外側(cè)水土壓力逐漸增加,被動區(qū)

土壓力 σh逐漸減小;逐層施工地庫樓板,樓層位置支

撐點支反力 F0 ~ F4逐漸加載。設計中需要進行基坑

開挖工況(各樓層施工時的開挖深度)、各層樓板施

工荷載(頂板土方機械的范圍、荷載)的施工模擬,設

計文件提出限制要求,對各施工工況和永久工況進行

包絡設計,后續(xù)施工方案若與設計施工模擬不符,需

要進行動態(tài)修改設計。

圖 5 逆作地下室計算示意圖

各施工工況基坑開挖標高可結(jié)合出土要求和樓

板的支模方式綜合確定。本工程的開挖施工工況如

表 2 所示。

表 2 基坑開挖工況步驟

開挖工況標高支模方式工況描述

工況一 - 4. 100 腳手架

從地坪開挖至頂板梁下 1. 8m,

施工頂板

工況二 - 9. 5 腳手架

開挖至 - 1F 梁下 1. 8m,

施工 - 1F 梁板

工況三 - 13. 2 矮腳撐開挖至 - 2F 梁底,施工 - 2F 梁板

工況四 - 17. 0 矮腳撐開挖至 - 3F 梁底,施工 - 3F 梁板

工況五 - 21. 0 底板墊層開挖至底板底,施工底板

4. 1 逆作維護結(jié)構(gòu) - 地連墻

本工程逆作維護結(jié)構(gòu)采用“兩墻合一”的地下連

續(xù)墻,其剛度大、整體性好,變形小、抗?jié)B效果好的優(yōu)

點,很好地解決了場地中填石、淤泥、砂層等不利土層

的問題以及對周邊環(huán)境的影響。

地連墻計算方法采用豎向彈性地基梁法,各樓層

支撐點位置 KB0 ~ KB4采用彈性支座模擬,坑內(nèi)被動

區(qū) Kh 采用水平彈簧支座模擬,彈簧剛度根據(jù)坑內(nèi)地

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2023 年 11 期總第 305 期何波·廈門某臨海超高層項目四層地下室逆作設計與施工 ·67·

基土層情況,由現(xiàn)場試驗或參照類似工程經(jīng)驗確定。

經(jīng)計算,本工程地連墻厚度 800 mm ~ 1000 mm,

墻底深度約 26 m ~ 30 m,持力層為碎塊狀強風化或

中風化花崗巖層,采取墻底后注漿工藝。根據(jù)計算結(jié)

果,地連墻的彎矩和水平位移隨開挖深度的增加而增

大,在工況 3 開挖至 - 2F 樓面達最大值,各剖面彎矩

最大值范圍 1300 ~ 2445 kN·m,水平位移最大值范

圍為 δmax = 27. 3 ~ 43 mm,δmax

/ H = 0. 13% ~ 0. 21% ,

遠小于規(guī)范[2]中地連墻水平位移 0. 4% ~ 0. 5% 的監(jiān)

測報警值。

4. 2 逆作水平支撐結(jié)構(gòu) - 樓板撐

利用地下室樓板作為基坑支護的水平支撐構(gòu)件

具有如下優(yōu)點:

(1)地下室樓層板平面內(nèi)剛度較大,可有效控制

基坑開挖階段維護結(jié)構(gòu)的變形,保護周邊環(huán)境。

(2)可節(jié)省臨時支撐的設置和拆除費用,節(jié)省造

價、加快工期。

本工程兩棟主塔樓均為混凝土核心筒結(jié)構(gòu),若地

下室全范圍逆作,其不利因素為:①核心筒剪力墻逆

作的豎向支承構(gòu)件受力要求較高,要進行“一柱多

樁”的托墻轉(zhuǎn)換,加大施工難度;②頂板逆作封閉后,

基坑出土難度加大,效率低,影響工期;③出土機械、

土方車不可避免要在頂板作業(yè),頂板載荷要求大,支

承立柱穩(wěn)定性、承載力要求高。

基于上述因素,通過兩個對稱 75 m 直徑內(nèi)撐環(huán)

梁的設置,將地下室劃分為順作和逆作區(qū)域,具有如

下優(yōu)點:①逆作區(qū)頂板施工完成后,即可作為施工場

地;②場地左右兩側(cè)設置鋼結(jié)構(gòu)施工棧橋,土方車可

直接運行至 - 3F 標高,解決了逆作地下室出土難度

大、效率低和頂板出土載荷大的問題;③土方開挖至

底板后,兩棟主塔樓集中工效前置順作,其余地下室

范圍和裙房后置順作,加快工期,解決主塔樓關鍵工

期問題。

考慮到主樓及裙樓的沉降差異,以及混凝土的溫

度應力和收縮因素,樓蓋通常需要設置沉降或溫度后

澆帶。同時,要保證樓蓋結(jié)構(gòu)水平力的可靠傳遞,可

在后澆帶位置梁板內(nèi)設置小截面型鋼。在樓蓋局部

高差時,應采取加腋處理。本工程主樓和裙房均為樁

基礎,樁端持力層均為中風化花崗巖,差異沉降很小。

此外,樓蓋設置了大開口順作區(qū),樓蓋超長情況有所

改善,設計進行溫度應力分析加強配筋,樓蓋混凝土

采用跳倉法施工,加強現(xiàn)場的澆筑和養(yǎng)護質(zhì)量控制,

本工程未設置后澆帶。

逆作施工階段作用在樓板上的荷載主要分為兩

類:①豎向荷載:結(jié)構(gòu)樓板自重、施工荷載;其中板面

裝修和頂板覆土常于地庫主體結(jié)構(gòu)完成后進行,逆作

施工階段可不考慮,板面施工荷載可按規(guī)范[3]取 2. 0 ~

5. 0 kN/ m

;對于地下室頂板施工荷載應根據(jù)出土方

式的施工模擬( 包括出土機械的布置、土方運輸路

線)進行取值,設計文件提出限制要求,施工招標后

對施工組織方案進行復核。 ②水平荷載:在樓層支

座位置計算得到的地連墻圍壓力,計算時,將該圍壓

力作用于樓層外圍。地下室各樓層構(gòu)件信息如表 3

所示。

表 3 地下室樓層設計信息

樓層板厚梁系布置內(nèi)撐環(huán)梁截面框架梁/ 次梁截面施工荷載 kN/ m

2 圍壓力 kN/ m

頂板 200 十字交叉次梁 1200 × 900 500 × 900 / 300 × 800 5. 0 / 15. 0 370

- 1F 180 單向單次梁 2400 × 900 400 × 800 / 300 × 700 2. 0 650

- 2F 150 單向單次梁 2500 × 800 400 × 800 / 300 × 700 2. 0 710

- 3F 150 / 200 單向單次梁 1900 × 800 400 × 800 / 300 × 700 2. 0 350

底板 800 無梁板加柱帽 2. 0

表中:①頂板設置了大開口順作區(qū)域,開口周圈

設置內(nèi)撐環(huán)梁加強樓板整體性和平面內(nèi)剛度。由于

開口的設置,樓蓋采用梁板體系加強樓板面外剛度;

②內(nèi)撐環(huán)梁設計為同地庫梁高的寬扁梁,避免后期拆

除和影響地庫凈高;③本工程出土方式為施工棧橋出

土,頂板 15. 0 kN/ m

2 為頂板局部范圍鋼筋加工場地

荷載。

本工程樓板撐計算程序采用 YJK 軟件有限元分

析,樓板定義為彈性板 6,考慮其面內(nèi)面外剛度,代表

層梁板內(nèi)力計算結(jié)果如圖 6 ~ 圖 8 所示。以圍壓力較

大的 - 2F 樓板進行統(tǒng)計,梁板受力具有如下特點:

(1)內(nèi)撐環(huán)梁軸力較大,框架梁、次梁軸力較小。

環(huán)梁軸力設計值在與 X、Y 向成 45°夾角方向位置較

大約 12 000 kN ~ 19 000kN,軸壓比 0. 61(環(huán)梁混凝土

強度 C35),其余位置 4000 kN ~ 6000 kN;框架梁和次

梁軸壓力設計值 1000 kN ~ 2500 kN,軸壓比約 0. 50。

第79頁

·68· 福建建筑 2023 年

(2)樓板局部小范圍受拉,絕大部分均受壓,拉

壓應力均小于混凝土 C30 的拉壓強度;Y 方向:兩洞

口間的對撐位置應力最大為 - 7 MPa ~ - 8 MPa,其余

位置應力在 - 3 MPa ~ - 6 MPa;X 向:左右兩側(cè)洞口

內(nèi)沿局部受拉,應力約 2. 0 MPa,其余位置均受壓,應

力范圍 - 3 MPa ~ - 6 MPa。樓層梁與地連墻交接位

置應力集中,約為 - 9 MPa ~ - 13 MPa。

(3)樓蓋由于地連墻圍壓力的作用,形成壓彎構(gòu)

件,梁板配筋均為永久工況豎向荷載控制。

通過以上計算結(jié)果可知,樓層梁板基本均為受

壓狀態(tài),局部小范圍受拉。內(nèi)撐環(huán)梁各部位軸力差

異較大,與后續(xù)實際監(jiān)測結(jié)果具有一定差異性,需進

一步分析。

圖 6 - 2F 內(nèi)撐環(huán)梁軸力圖(基本組合)(單位:kN)

圖 7 - 2F 樓板 Y 向應力圖(單位:N/ mm

)

圖 8 - 2F 樓板 X 向應力圖(單位:N/ mm

)

4. 3 逆作豎向支承結(jié)構(gòu) - 立柱

逆作支承立柱一般采用角鋼拼接格構(gòu)柱或鋼管

混凝土柱,后期外包混凝土形成主體結(jié)構(gòu)勁性柱。立

柱的布置應結(jié)合上部主體結(jié)構(gòu)形式、上部順作樓層

數(shù)、地庫柱跨的分布合理布置,盡量采用“一柱一樁”

的方式設置于主體結(jié)構(gòu)柱位。對于“一柱多樁”多用

于地庫荷載較大區(qū)域、上部剪力墻的逆作以及上部荷

載較大柱位逆作,設計需要設置多根臨時鋼立柱,形

成支承立柱托墻、托柱轉(zhuǎn)換,加大了豎向支承體系的

設計施工難度,以及工程量和資源消耗。因此,應盡

量避免大面積使用。設計中全面提高支承立柱的承

載能力,盲目增加逆作基坑同時施工的上部樓層數(shù),

以圖加快進度是不可取的。

立柱計算需要根據(jù)各開挖工況計算長度的不同,

進行承載力以及穩(wěn)定性的計算。本工程的支承立柱

均采用“一柱一樁”的布置方式:①辦公樓角部 3 根利

用主樓鋼管混凝土柱作為支承立柱,直徑 1200;②酒

店角部 8 根利用主樓外框架型鋼柱中的型鋼作為支

承立柱;③其余范圍均采用 500 × 500 拼接角鋼格構(gòu)

柱, - 1F 商業(yè)局部較大跨的跨中設置拼接角鋼格構(gòu)

柱,格構(gòu)柱的應力比控制小于 0. 75;立柱樁采用旋挖

灌注樁,持力層為中風化花崗巖層,辦公樓、酒店、裙

房柱位樁徑 1600 mm ~ 2200 mm, 地庫柱位樁徑

1000 mm。

5 主要節(jié)點構(gòu)造和施工控制要點

逆作地下室設計中的幾個關鍵問題為:接槽位置

地連墻的防水構(gòu)造。逆作構(gòu)件與順作構(gòu)件接縫位置

的處理,施工中地連墻、支承立柱垂直度的控制。

5. 1 地連墻接槽位置防水構(gòu)造

地連墻滲漏的薄弱部位為接槽位置。本工程設

計采取了外側(cè)高壓旋噴樁、接槽止水工字鋼、內(nèi)側(cè)設

置壁柱的多重抗?jié)B措施,取得了較好的效果。具體做

法如圖 9 所示。

圖 9 地連墻接槽及防水構(gòu)造

第80頁

2023 年 11 期總第 305 期何波·廈門某臨海超高層項目四層地下室逆作設計與施工 ·69·

5. 2 樓層與地連墻的連接

頂板與地連墻連接,施工中將地連墻超灌部分浮

漿、松散混凝土鑿除,頂板梁板鋼筋在地連墻內(nèi)錨固

澆筑混凝土。節(jié)點構(gòu)造如圖 10 所示。

圖 10 頂板與地連墻的連接構(gòu)造

中間樓層與地連墻連接時,在樓層外圈設置腰梁

與地連墻連接,樓層標高位置在地連墻預埋聚苯泡沫

板,后期鑿除作為抗剪鍵槽,以及預埋抗剪插筋與樓

層腰梁連接,樓層梁錨入腰梁,腰梁與壁柱連接形成

邊跨框架。施工階段腰梁與地連墻連接位置承載力

計算,可參照規(guī)范[4]疊合梁豎向接縫的受剪承載力計

算公式計算。節(jié)點構(gòu)造如圖 11 所示。

圖 11 中間樓層與地連墻的連接構(gòu)造

地下室底板承擔較大的水浮力,需要解決底板

與地連墻連接節(jié)點的抗剪、抗彎和抗?jié)B問題。抗剪

問題,可采取類似中間樓層與地連墻的連接,設置抗

剪鍵槽和預埋插筋處理;抗彎問題,可采取在地連墻

內(nèi)預埋插筋和套筒與底板縱筋機械連接的措施。抗

滲問題,可采取在地連墻內(nèi)預埋槽鋼,底板開挖完成

后止水鋼板與槽鋼腹板焊接的措施。節(jié)點構(gòu)造如圖

12 所示。

圖 12 底板與地連墻的連接構(gòu)造

5. 3 逆作施工中的控制要點

對存在軟弱土層的地質(zhì)以及道路側(cè)地連墻,應根

據(jù)地層情況合理控制泥漿密度,保證泥漿護壁效果。

必要時,對槽壁采取水泥攪拌樁加固措施,保證地連

墻平整度,避免槽壁塌孔,確保墻身混凝土質(zhì)量。本

工程地連墻兩側(cè)均采用水泥攪拌樁槽壁加固措施,開

挖后地連墻平整度及觀感質(zhì)量良好。

規(guī)范[5]

4. 2. 4 要求地連墻垂直度允許偏差不應

大于 1 / 300,文獻[1]也提出,“一般作為“兩墻合一”

的地下連續(xù)墻垂直度,需達到 1 / 300,而超深地下連續(xù)

墻的對成槽的垂直度,要求達到 1 / 600”,地連墻成槽

垂直度不佳易造成鋼筋籠入槽困難、塌孔、地連墻平

整度差、滲漏等問題,所以成槽過程中,應隨時注意槽

壁垂直度情況,每一抓到底后,用超聲波測井儀檢測

成槽情況,發(fā)現(xiàn)傾斜度超過限值,立即糾偏。施工中

后期槽段成槽后,應采用槽壁清刷鉆頭清理干凈止水

工字鋼腹板和翼緣內(nèi)側(cè)的泥皮,鋼筋籠入槽過程中也

應控制鋼筋籠的垂直度以及平面內(nèi)的偏位,使得鋼筋

籠兩側(cè)與先期槽段的止水工字鋼翼緣有效搭接,保證

接槽位置澆筑混凝土的密實性。

立柱樁的直徑 D 宜大于圓立柱直徑加 400 mm,

或方立柱對角線長度加 300 mm。立柱樁和立柱的施

工應嚴格控制其垂直度,垂直度控制在 1 / 300 ~ 1 / 600

內(nèi)。立柱偏位或傾斜過大時,會造成外包混凝土柱截

面加大影響而建筑功能,以及立柱初始偏心距加大,

造成立柱失穩(wěn)。支承立柱的調(diào)垂可參考文獻[1] 介

紹的氣囊法、機械調(diào)垂法及導向套筒法 3 種調(diào)垂方

法。土方開挖過程中,應隨時監(jiān)測立柱的傾斜與偏位

情況,傾斜超過限值時,現(xiàn)場應采取臨時支撐措施。

6 經(jīng)濟性分析與現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)簡況

根據(jù)上述分析,進行地連墻 + 樓板撐的逆作方案

與常規(guī)順作方案(葷素咬合樁 + 臨時內(nèi)支撐)的經(jīng)濟

性對比分析,對比結(jié)果詳見表 4,采用方案一較方案

二造價節(jié)約 2000 萬元。

目前基坑已開挖至底板標高,最近一次監(jiān)測數(shù)據(jù)

如表 5 所示。

第81頁

·70· 福建建筑 2023 年

表 4 造價對比分析

方案對比項對比分項工程量(m

) 單價(元/ m

) 造價(萬元)

對比分項匯總

(萬元)

總造價

(萬元)

方案一:

地連墻 +

樓板撐

維護結(jié)構(gòu)

土方

支承結(jié)構(gòu)

支撐結(jié)構(gòu)

地連墻 11205 3000 3362

導墻 670 1100 74

內(nèi)襯磚墻 980 500 49

槽壁加固 15 820 300 475

土方外運 347 886 120 4175

2 座鋼構(gòu)棧橋 600 7000 420

格構(gòu)柱 1280 8000 1024

地面灌注樁空孔 2512 800 201

永久洞口改造 530 1500 80

地庫樓板增量 1500 1000 150

3959

4595

1225

230

10008

方案二:

葷素咬合樁 +

內(nèi)支撐

維護結(jié)構(gòu)

土方

支承結(jié)構(gòu)

支撐結(jié)構(gòu)

支護葷樁 9553 2200 2102

支護素樁 6620 1200 794

地庫外墻 3416 1300 444

外墻防水 9887 35 35

土方外運 364 014 120 4368

支護外側(cè)土方回填 16 128 120 194

格構(gòu)柱 640 8000 512

臨時立柱樁空孔 1256 800 100

內(nèi)支撐構(gòu)件 9310 2500 2328

內(nèi)撐拆除 7109 1500 1066

3375

4562

612

3394

11943

注:立柱樁造價兩方案均可作為抗拔樁使用,表中統(tǒng)計未計入。

表 5 現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)簡況

監(jiān)測項

地連墻水平位移

(mm)

坑外地表沉降

(mm)

周邊建筑物沉降/

水平位移(mm)

周邊管線沉降

(mm)

坑外水位

(m)

內(nèi)撐環(huán)梁軸力

標準值(kN)

監(jiān)測值 13. 2 ~ 33. 8 13. 6 ~ 42. 8 3. 7 / 0. 0 18. 6 0. 46 ~ - 5. 82 13 833 ~ 16 176

預警值 45 55 10 40 - 8. 0 17 190

經(jīng)統(tǒng)計分析,監(jiān)測數(shù)據(jù)具有如下特點:

(1)地連墻水平位移:共 18 個水平位移監(jiān)測點,5

個監(jiān)測點向坑內(nèi)水平位移 33 mm ~ 33. 8 mm,6 個監(jiān)

測點向坑內(nèi)水平位移 20. 8 mm ~ 28. 6 mm,其余監(jiān)測

點均小于 19. 6 mm。位移最大位置基本分布于地連

墻深度 15 m 左右,基本與計算位置相符。水平位移

遠小于計算值 27 mm ~ 43 mm。

(2)地表及周邊建筑物和管線變形:場地四周道

路共 28 個地表沉降監(jiān)測點,其中土方車出行路線的

Sd15 ~ Sd28 監(jiān)測點沉降 21. 2 mm ~ 42. 8 mm,其余道

路沉降在 20 mm 以下。周邊建筑和管線的沉降均

較小。

(3)坑外水位:基坑周邊 17 個監(jiān)測點,僅一個監(jiān)測

點下降達 - 5. 82,其余監(jiān)測點水位變化在 0. 39(上升)

~ -2. 44(下降),水位在基坑土方開挖期間變化不大。

開挖至底板后,進行孔樁施工期間,變化幅度加大。

(4)內(nèi)撐環(huán)梁軸力:樓層框架梁軸力在 2000 kN 左

右,均小于計算值。環(huán)梁軸力監(jiān)測值范圍 14 000 kN ~

16 000 kN,沿周圈分布較均勻,與計算軟件分析結(jié)果

存在一定差異。

(5)樓蓋裂縫:根據(jù)現(xiàn)場裂縫觀測,各樓層絕大

部分位置未見裂縫,說明圍壓力對樓蓋裂縫控制的有

利作用,及樓蓋采用跳倉法施工方法是成功的。裂縫

僅 - 1F、 - 2F 樓蓋在基坑平面左右兩側(cè)內(nèi)撐環(huán)梁外

側(cè)與地連墻之間的小范圍梁板見少數(shù)斜向裂縫(圖

8),內(nèi)撐環(huán)梁內(nèi)側(cè)無裂縫。分析原因,為該位置內(nèi)撐

環(huán)梁距地連墻樓板寬度偏小約為 5. 0 m,內(nèi)撐環(huán)梁軸

壓力作用下的軸向壓縮變形,使得該位置樓板開裂

后,變形協(xié)調(diào)應力重分布,使環(huán)梁軸力趨于均勻。

根據(jù)上述分析,各項監(jiān)測數(shù)據(jù)遠小于規(guī)范限值,

基坑的施工對周邊環(huán)境影響很小,其工程造價和工期

均較常規(guī)支護方案明顯降低。綜合表明,本工程采用

地連墻 + 樓板撐(順作逆作相結(jié)合)的方案是成功合

理的。

7 結(jié)語

本文通過對深基坑地下室逆作設計過程及施工

要點的分析與總結(jié),有以下建議可供工程技術人員

參考:

(下轉(zhuǎn)第 133 頁)

第82頁

2023 年第 11 期

總第 305 期

福建建筑

Fujian Architecture & Construction

No 11·2023

Vol·305

基于大型直剪試驗的重塑花崗巖殘積土剪切特性研究

林生涼

(福建省建筑設計研究院有限公司福建福州 350001)

摘要:以福建省永安地區(qū)花崗巖殘積土為研究對象,借助大型直剪儀,綜合考慮含水率和干密度等因素,設計并開展

花崗巖殘積土重塑土樣的大型直剪試驗。試驗結(jié)果表明:重塑花崗巖殘積土的剪切應力總體上隨著軸向壓力的增加,

而增加;同時其剪切應力 - 位移曲線形態(tài)與發(fā)展趨勢復雜,部分試樣表現(xiàn)出應變硬化特征,但部分試樣也存在明顯的

應變軟化現(xiàn)象;含水率和干密度顯著影響重塑花崗巖殘積土的抗剪強度參數(shù),重塑花崗巖殘積土的內(nèi)摩擦角和黏聚力

隨含水率的增加呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢,同時又隨干密度的增加近似呈線性增加。研究成果有助于深化花崗巖殘

積土剪切特性的認識和理解。

關鍵詞: 花崗巖殘積土;大型直剪試驗;重塑土樣;抗剪強度;影響規(guī)律

中圖分類號:TU4 文獻標識碼:A 文章編號:1004 - 6135(2023)11 - 0071 - 05

Shear Characteristics ofRemolded Granite Residual Soil Based on Large Scale Direct Shear test

LIN Shengliang

(Fujian Provincial Institute of Architectural Design and Research Co. ,Ltd. ,Fuzhou 350001)

Abstract:Taking the granite residual soil in Yong 'an area of Fujian Province as the research object,a large - scale direct shear test of remolded granite residual soil was designed and carried out with the help of a large - scale direct shear instrument,taking into account factors

such as water content and dry density. The test results show that the shear stress of remolded granite residual soil generally increases with

the increase of axial pressure; and the shear stress - displacement curves of remolded granite residual soil samples have complex morphology and development trend,some samples show strain hardening characteristics,but some samples also show obvious strain softening phenomenon. Water content and dry density significantly affect the shear strength parameters of granite residual soil. With the increase of water content,the internal friction angle and cohesion of remolded granite residual soil show a trend of first increasing and then decreasing. At the

same time,with the increase of dry density,the shear strength parameters of granite residual soil are significantly affected,and the relationship is approximately linear. The internal friction angle and cohesion tend to increase and decrease with the increase of water content,and

increase linearly with the increase of dry density. The research results are helpful to deepen the understanding of the shear characteristics of

granite residual soil.

Keywords:Granite residual soil; Large scale direct shear test; Remolded soil samples; Shear strength; Law of influence

作者簡介:林生涼(1981. 3— ),男,高級工程師。

E-mail:linsl_fz@ 126. com

收稿日期:2023 - 04 - 18

0 引言

閩粵兩地花崗巖分布廣泛,受長期濕熱多雨環(huán)境

作用,形成了巨厚花崗巖風化殼。其風化深度最厚可

達百米,致使該地區(qū)的花崗巖殘積土廣泛分布,且殘

積土層的厚度高達 40 余米[1 - 2]

。作為一種特殊性

土,花崗巖殘積土在工程上表現(xiàn)為抗剪強度較高,不

易壓縮且透水性差。此外,其孔隙多,結(jié)構(gòu)性強,遇水

后易軟化崩解,具有不均勻性、各向異性和顯著的結(jié)

構(gòu)性[3]

。由此,致使花崗巖殘積土分布區(qū)的工程災害

十分嚴重。

國內(nèi)外眾多學者借助常規(guī)試驗對花崗巖殘積土

的力學特性與強度參數(shù)開展了諸多研究,重點研究

了含水率、粒徑組成、干密度、取樣方法以及干濕循

環(huán)等因素對工程特性的影響,并得出了有益結(jié)論。

另一方面,相較于常規(guī)試驗,采用大尺寸試樣,

更有助于獲取更具代表性的剪切強度指標。如 Shakoor A. 等通過大型直剪試驗,研究了礫石含量、粒

徑以及礫石形狀對含礫石質(zhì)黏土的抗剪強度,和無

側(cè)限抗壓強度的影響規(guī)律[4]

。朱云江等則借助大

型直剪儀,針對三門峽原狀黃土開展一系列試驗研

第83頁

·72· 福建建筑 2023 年

究,并分析了原狀黃土抗剪強度的尺寸效應[5]

。胡

屏等則采用大型直剪儀,研究了粗顆粒含量對福州

地區(qū)花崗巖殘積土剪切強度的影響規(guī)律[6]

。可見,

借助大型直剪儀開展花崗巖殘積土剪切特性的試驗

研究的必要性。

為此,本文以福建省永安地區(qū)花崗巖殘積土為

研究對象,借助大型直剪儀,開展重塑花崗巖殘積土

的剪切試驗研究,系統(tǒng)分析其剪切特性與抗剪強度

參數(shù)的變化規(guī)律,以期深化對花崗巖殘積土工程特

性的認識和理解。

1 試驗土樣的基本物理性質(zhì)

試驗用土為花崗巖殘積土,取自福建省永安市某

公路沿線的花崗巖殘積土滑坡,取土深度為 2 m。由

勘察報告可知,該土層的母礦物質(zhì)系燕山晚期所形成

的花崗巖,土樣整體堅硬,切面較粗糙,呈灰黃色,主

要成分為氧化鐵、高嶺土和部分石英顆粒。受強烈的

風化作用,其結(jié)構(gòu)已完全破壞,除石英以外,大部分礦

物成分均已風化為黏土礦物。大于 2 mm 的石英砂顆

粒平均含量約為 18% ,且無搖振反應,表現(xiàn)為遇水易

軟化、崩解等特性。進一步按照《土工試驗方法標

準》(GBT 50123—2019)

[7]

,測得該土樣的基本物理

性質(zhì)如表 1 所示。

表 1 土樣基本物理性質(zhì)

天然含水率(% ) 比重(g / cm

) 孔隙比液限塑限

23. 9 2. 69 0. 725 47. 97 24. 38

其中,采用篩析法測得該試樣各粒組的質(zhì)量百分比

如表2 所示,圖1 則為該土樣的顆粒級配曲線。由上可

知,該土樣的曲率系數(shù) Cc為 1. 42,不均勻系數(shù) Cu為 7. 0,

則該土樣為級配良好(Cc >1)的均勻土(Cu >5)。

表 2 土樣顆粒質(zhì)量百分表

粒徑

(mm)

留篩質(zhì)量

(g)

小于某粒徑的

土質(zhì)量(g)

小于某粒徑的土

質(zhì)量百分比(% )

20 242. 4 7116. 7 100

10 1558 6874. 3 96. 59

5 2928. 8 5316. 3 74. 70

2 655 2387. 5 33. 55

1 1135. 6 1732. 5 24. 34

0. 5 554. 5 596. 9 8. 39

0. 25 42 42. 4 0. 6

0. 075 0. 4 0. 4 0. 011

圖 1 土樣顆粒級配曲線

2 試驗方案

2. 1 試驗儀器

試驗依托 DZJ - 300 室內(nèi)大型直剪儀開展,該儀

器采用伺服控制系統(tǒng),其軸向和水平向可提供最大

500 kN 的壓力。其中,該儀器剪切盒為方形,最大尺

寸為 150 mm × 150 mm × 125 mm。試驗過程中的應

力應變曲線可自動采集。圖 2 即為該室內(nèi)大型直剪

儀的全貌。

圖 2 大型直剪儀示意圖

2. 2 試驗方案與試樣制備

常規(guī)剪切試驗表明,含水率和干密度是影響花

崗巖殘積土抗剪強度參數(shù)的兩大主要因素[1,8]

。同

樣,本試驗擬采用 DZJ - 300 大型直剪儀,制定 25 組

花崗巖殘積土試樣,并獲取其抗剪強度參數(shù),在系統(tǒng)

探究大型直剪試驗下,干密度和含水率對花崗巖殘

積土抗剪強度的影響規(guī)律。具體來講,本實驗根據(jù)

粘性土含水率的一般范圍及試樣界限含水率,設置

了 5 個梯度,分別為 15% 、20% 、25% 、30% 、35% ;

根據(jù)粘性土天然狀態(tài)下干密度的一般范圍設置 5 個

梯度, 分別為 1. 2 g / cm

、 1. 3 g / cm

、 1. 4 g / cm

、

1. 5 g / cm

、1. 6 g / cm

,共設置 25 組試樣,對應的試驗

編號如表 3 所示。

第84頁

2023 年 11 期總第 305 期林生涼·基于大型直剪試驗的重塑花崗巖殘積土剪切特性研究 ·73·

表 3 試驗方案與編號

干密度

含水率

15% 20% 25% 30% 35%

1. 2 A1 A2 A3 A4 A5

1. 3 B1 B2 B3 B4 B5

1. 4 C1 C2 C3 C4 C5

1. 5 D1 D2 D3 D4 D5

1. 6 E1 E2 E3 E4 E5

試樣土樣為重塑土樣,試樣制備過程,為首先將

原狀花崗巖殘積土烘干并打散,根據(jù)干密度稱量所需

的過篩干土,再根據(jù)含水率計算加水質(zhì)量。待加水

后,充分攪拌至均勻,并將土樣裝入塑料桶中,用保鮮

膜封好,靜置一天以上,以便水分充分滲透到試樣內(nèi),

達到均勻分布的效果。而后在大型剪切盒內(nèi)壁涂抹

凡士林,將前述制備的土樣分層填筑并壓實。最后,

加蓋頂蓋,并將其推至豎向液壓桿正下方,即可開始

剪切試驗。

3 試驗結(jié)果分析

3. 1 典型試樣的應力 - 應變曲線

為直觀展示大型直剪試驗下重塑花崗巖殘積土

的剪切過程,同時受限于篇幅,圖 3 給出了重塑花崗

巖殘積土(試樣 A1、C1 和 C2) 大型直剪試驗的典型

剪切應力 - 剪切位移曲線。由圖可知:

(1)不同花崗巖殘積土試樣的剪切應力 - 位移

曲線存在一定差異,部分試樣表現(xiàn)為應變硬化(試樣

C1),部分試樣又呈現(xiàn)出明顯的應變軟化現(xiàn)象(試樣

A1 和 C2)。對比可知,該重塑試樣的含水率和干密

度顯著影響其剪切應力 - 應變曲線的形態(tài)與發(fā)展

趨勢。

(2)花崗巖殘積土的剪切應力總體上隨著軸向

壓力的增加而增加,但增速逐漸變緩。

(3)當剪切位移較小時,花崗巖殘積土的剪切強

度隨剪切位移近似呈線性增加,且斜率較大,表明花

崗巖殘積土在小應變階段的剪切剛度較大。而后,隨

著剪切位移的逐步增大,剪切應力的增長趨勢逐漸變

緩,或趨于穩(wěn)定,或出現(xiàn)峰值強度后逐漸減小,再趨于

穩(wěn)定。

(4)對表現(xiàn)為應變軟化的試樣來說,其剪切應力

所對應的位移峰值隨軸向壓力的增加而逐漸降低。

以試樣 C2 為例,當軸向壓力為 400 kPa 時,當該試樣

的剪切位移僅為 0. 6 mm 時,即達到剪切峰值強度,而

當軸向壓力為 100 kPa 時,達到剪切峰值強度所需的

剪切位移則為 5. 85 mm。表明該類試樣在高荷載作

用下會快速達到屈服狀態(tài)。

(a)試樣 A1(ρd = 1. 2 g / cm

,w = 15% )

(b)試樣 C1(ρd = 1. 4 g / cm

,w = 15% )

(c)試樣 C2(ρd = 1. 4 g / cm

,w = 20% )

圖 3 基于大直剪試驗的典型剪切應力 - 位移曲線

3. 2 抗剪強度參數(shù)的確定與其影響因素分析

(1)抗剪強度參數(shù)的確定

根據(jù)前述試驗結(jié)果,繪制基于大型直剪試驗所得

抗剪強度和軸向壓力的散點圖,并對散點圖予以線性

擬合,結(jié)合式(1)即可獲得花崗巖殘積土的抗剪強度

參數(shù)。受限于篇幅,圖 4 僅給出了部分花崗巖殘積土

第85頁

·74· 福建建筑 2023 年

試樣(試樣 C1 ~ C5 和試樣 E1 ~ E5)的抗剪強度與軸

向壓力的關系曲線。

τ = c + σtanφ (1)

式中:τ 為抗剪強度( kPa);c 為黏聚力( kPa);φ

為內(nèi)摩擦角(°);σ 為軸向應力(kPa)。

(a)試樣 C1 ~ C5(ρd = 1. 4 g / cm

,w = 15% ~ 35% )

(b)試樣 E1 ~ E5(ρd = 1. 6 g / cm

,w = 15% ~ 35% )

圖 4 部分試樣的抗剪強度參數(shù)

由圖 4 可知,試樣 C1 ~ C5 的黏聚力在 12 kPa ~

20 kPa 之間,其內(nèi)摩擦角在 14° ~ 17°之間變化;試樣

E1 ~ E5 的黏聚力則在 15 kPa ~ 24 kPa 之間,其內(nèi)摩

擦角在 16° ~ 20°之間。對比可知,花崗巖殘積土的干

密度和含水率對其抗剪強度參數(shù)表現(xiàn)有一定的影響,

后文將詳細探討其影響規(guī)律。

(2)含水率的影響

圖 5 首先給出了大型直剪試驗下花崗巖殘積土的

黏聚力與含水率的關系擬合曲線。由圖可知,黏聚力

與含水率的擬合曲線為二次多項式。當花崗巖殘積土

試樣的含水率由 15% 增至 35% 時,其黏聚力表現(xiàn)為先

增加后減小的趨勢,其中,含水率每增加 5% ,相應的黏

聚力變化值大致為 1 -4 kPa,最大為 4. 44 kPa。

上述規(guī)律表明,含水率顯著影響花崗巖殘積土的

黏聚力著影響。從機理上講,這是由于隨著試樣含水

率增大,在殘積土土顆粒表面形成具有電性的弱結(jié)合

水膜,致使土顆粒間的吸引力增大,宏觀表現(xiàn)為土樣

黏聚力的增加。同時,隨著殘積土樣含水率的繼續(xù)增

大,水在土體表面形成厚度較大的自由水膜,使土體

顆粒之間相互吸引力減小,宏觀表現(xiàn)為土樣黏聚力的

不斷變小。

圖 5 黏聚力和含水率的關系擬合曲線

再進一步基于試驗結(jié)果,圖 6 又給出了大型直剪

試驗下,花崗巖殘積土的內(nèi)摩擦角與含水率的關系擬

合曲線。由圖可知,在試樣干密度保持固定的情況

下,當其含水率由 15% 增至 35% 時,花崗巖殘積土的

內(nèi)摩擦角同樣呈現(xiàn)出先增加后減小的趨勢,且隨著干

密度的增加,這種減小的趨勢逐漸趨于平緩。具體來

說,試驗試樣的含水率每增加 5% ,其內(nèi)摩擦角的變

化值約為 1° ~ 2°,最大值為 1. 78°。

從機理上看,殘積土的內(nèi)摩擦角來源于顆粒之間

的擠壓咬合及摩擦,隨著含水率增長,顆粒之間作用

力增強,致使顆粒能夠產(chǎn)生滑動的力增加,宏觀上表

現(xiàn)為內(nèi)摩擦角也隨著增大。隨著含水率繼續(xù)增大,土

顆粒表面的水起到潤滑作用,此時則有利于土顆粒滾

動,表現(xiàn)為其內(nèi)摩擦角又開始減小。

圖 6 內(nèi)摩擦角和含水率關系擬合曲線

第86頁

2023 年 11 期總第 305 期林生涼·基于大型直剪試驗的重塑花崗巖殘積土剪切特性研究 ·75·

(3)干密度的影響

為分析干密度對殘積土抗剪強度的影響,圖 7 首先

給出了大型直剪試驗下花崗巖殘積土的黏聚力與干密度

的關系擬合曲線。從圖上可以看出,當試樣含水率固定

不變式,且試樣干密度由1. 2 g / cm

3增至1. 6 g / cm

3時,花

崗殘積土黏聚力亦隨之近似呈線性增大。這是由于

土樣干密度的增大,表現(xiàn)為單位體積內(nèi)土顆粒的增

多,致使顆粒之間作用力增強,則黏聚力也隨之增大。

但值得注意的是,其線性增長趨勢受含水率的影響又

表象為一定的差異。

再進一步,基于大型直剪試驗結(jié)果圖 8 又給出了

花崗巖殘積土的內(nèi)摩擦角與干密度的關系擬合曲線。

由圖可知,花崗殘積土的內(nèi)摩擦角整體上隨著干密度

的增加而近似呈線性增加。這是由于隨著試樣干密

度的增加,試樣單位體積內(nèi)的土顆粒亦隨之增加,致

使顆粒間接觸點增多,咬合力增大,表現(xiàn)為試樣的內(nèi)

摩擦角增大。但值得注意的是,隨著含水率的增加,

這種增加趨勢的增加幅度,總體上逐漸降低。

圖 7 黏聚力和干密度的關系擬合曲線

圖 8 內(nèi)摩擦角和干密度的關系擬合曲線

4 結(jié)論

為深化花崗巖殘積土剪切特性與其抗剪強度參

數(shù)的研究,本文借助大型直剪儀綜合考慮含水率和干

密度等因素,設計并開展了重塑花崗巖殘積土的大型

直剪試驗,并得到如下結(jié)論:

(1)重塑花崗巖殘積土的剪切應力,總體上隨軸

向壓力的增加而增加,其剪切應力 - 位移曲線的形態(tài)

與發(fā)展趨勢則表現(xiàn)復雜,部分試樣表現(xiàn)出應變硬化特

征,但部分試樣也存在明顯的應變軟化現(xiàn)象。

(2)含水率和干密度顯著影響花崗巖殘積土的

抗剪強度參數(shù)。其中,花崗巖殘積土的內(nèi)摩擦角和黏

聚力隨含水率的增加,呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢;隨

著干密度的增加,這種減小的趨勢逐漸趨于平緩。此

外,花崗巖殘積土的內(nèi)摩擦角和黏聚力則隨干密度的

增加,近似呈線性增加。

(3)必須指出的是,因大直剪試驗所需的原狀試

樣取樣特別困難,本文采用的是重塑土樣。因此,后

續(xù)可進一步開展包含原生結(jié)構(gòu)的花崗巖殘積土原狀

土樣剪切特性與其尺寸效應的研究。

參考文獻

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第87頁

·76· 福建建筑 2023 年

基于有限元模擬的楔形樁水平承載特性研究

黃行健錢玉林李晨楠顏晨

(揚州大學江蘇揚州 225009)

摘要:通過 abaqus,對砂土中水平承載的楔形單樁和群樁進行數(shù)值模擬,主要研究了楔形角對于楔形樁水平載荷下

的承載特性的影響,以及楔形樁群樁水平承載特性對于楔形角的敏感性。研究發(fā)現(xiàn):與等截面直樁相比,在楔形角為

1°時,楔形樁的水平承載能力要低 16% ;等體積的楔形樁的水平承載力要大于等截面直樁,提高大約 6% 。楔形角每減

0. 2°,楔形樁的水平承載能力就提高將近 4% 。隨著楔形角的增大,楔形樁樁身的彎矩變化速率則增大。群樁工況下,

發(fā)現(xiàn)在小范圍內(nèi),隨著楔形角的增大,群樁水平位移也不斷在增大,但位移群樁效應系數(shù)沒有明顯變化。

關鍵詞: 有限元;楔形樁;水平承載;群樁效應

中圖分類號:TU473. 1 文獻標識碼:A 文章編號:1004 - 6135(2023)11 - 0076 - 04

Research on Horizontal Bearing Characteristics of Wedge Pile Based on Finite Element Simulation

HUANG Xingjian QIAN Yulin LI Chennan YAN Chen

(Yangzhou University,Yangzhou 225009)

Abstract:The influence of wedge angle on the horizontal loading characteristics of wedge - shaped single posts and cluster posts in sandy

soil through ABAQUS was mainly investigated in the present study,as well as the sensitivity of the horizontal loading characteristics of

wedge - shaped posts to the wedge angle. Found that the horizontal load - bearing capacity of wedge - shaped posts was 16% lower when

the wedge angle was 1 ° compared with equal cross - sectional straight posts; The horizontal load - bearing force of equal volume wedge -

shaped posts was greater than that of equal section straight posts,an improvement of approximately 6% . For every 0. 2 ° reduction in wedge

angle,the horizontal loading capacity of wedge Posts increased by almost 4% . With the increase of wedge angle,the moment changing rate of

wedge post increased. Under the condition of group posts,it was found that the horizontal displacement of group posts was constantly increasing with the increase of wedge angle in a small range,but the effect coefficient of displaced group posts did not change obviously.

Keywords:Finite element; Wedge shaped piles; Horizontal bearing capacity; Pile group effect

作者簡介:黃行健(1999. 8— ),男。

通訊作者:錢玉林(1962. 02— ),男,教授。

E-mail:qyl@ yzu. edu. cn

收稿日期:2023 - 04 - 13

0 引言

作為一種非等截面異形樁,楔形樁因具有獨特的

楔形角,其側(cè)面能夠更加充分地與周圍土體相互作

用,以此增強楔形樁的水平承載力。同時,楔形樁的

施工相對方便[1]

,可以縮短工期,并取得比較良好的

經(jīng)濟效益。錢大行[2] 等開展了對楔形樁與土相互作

用的特性的研究,研究基于楔形樁的水平和豎向承載

特性和技術經(jīng)濟指標,說明了楔形樁擁有良好的承載

力,施工便捷、成本優(yōu)勢明顯。當下,各地學者對楔形

樁的豎向承載特性已開展了大量的研究工作,充分驗

證了楔形樁的良好的承載特性,在做到經(jīng)濟的同時,

又能提高單位承載力,具有良好的發(fā)展前景和經(jīng)濟價

值。但是關于楔形樁的水平承載特性的研究,還值得

進一步探索、挖掘。同時,在工程實際中,樁基礎的運

用大多以群樁的形式出現(xiàn)。群樁又因其中各樁與樁

間土的相互作用,從而產(chǎn)生群樁效應,因此,群樁下的

受水平荷載的工作特性相較于單樁而言更加復雜,研

究價值也更為突出。因此,展開對楔形樁群樁基礎的

水承載特性研究,很有必要。本文基于顧紅偉等[3]開

展的室內(nèi)縮尺試驗對模擬的楔形樁與等截面直樁進

行取值,借助 ABAQUS 有限元軟件,研究楔形單樁的

水平承載特性,并從樁頂位移和樁身彎矩兩個方面與

等截面的直樁進行對比,研究楔形角對于楔形樁水平

承載特性的影響。而后,基于工程實際,對楔形群樁

的水平承載特性展開進一步的研究。

1 有限元模型

1. 1 基本假定

樁基等豎向增強體樁在土體中的受力十分復雜,

水平荷載下尤甚,這往往和樁體截面尺寸、樁土屬性、

所受荷載等諸多因素有關。同時,水平力作用下的樁

土間的非線性較大。基于以上考慮,必然要創(chuàng)建比較

合理的精細化有限元模型,同時驗證其準確性,才能

展開樁基的水平承載特性的相關研究。本文基于有

限元軟件 ABAQUS,設置了楔形樁基礎的有限元模

型,而后開展了楔形樁水平承載特性的相關分析。有

限元分析的開展基于以下幾個假定:

(1)在數(shù)值模擬時,不考慮土中滲流的影響。

第88頁

2023 年 11 期總第 305 期黃行健,錢玉林,李晨楠,等·基于有限元模擬的楔形樁水平承載特性研究 ·77·

(2)在數(shù)值模擬時,樁土之間接觸的摩擦系數(shù)設

置為定值。

(3)在數(shù)值模擬時,樁體設置為均質(zhì)體,故忽略

鋼筋對混凝土的增強作用。

1. 2 模型參數(shù)

使用 ABAQUS CAE 軟件建立計算模型(圖 1)。

等截面直樁樁徑取 151 mm,樁長取 2000 mm,編號為

。楔形樁樁頂直徑取 151 mm,樁長取 2000 mm,楔

形角分別取 1°、0. 8°、0. 6°、0. 4°、0. 2°,編號依次為

、3

、4

、5

、6

。計算土體邊長取 20 倍樁徑 ,深度取

兩倍樁長。土體屬性選用彈性和 Mohr - Coulomb 模

型。砂的重度為 16. 5 kN/ m

,內(nèi)摩擦角為 36°,彈性

模量為 10. 9 × 10

kPa。樁體屬性選用彈性模型,樁

體由 C20 的混凝土筑成,抗壓強度為 22 × 10

kPa。

為了驗證本文所建立的有限元模型的準確性,本

節(jié)將原模型試驗的相關數(shù)據(jù)和使用有限元模型計算

得出的數(shù)據(jù)一同繪制曲線,進行比較分析。

觀察圖 2,可以發(fā)現(xiàn),在施加水平荷載初期,有限

元計算值和試驗值相差極小,在水平荷載達到 2 kN

后,兩者之間的位移差距略有增大,6 kN 后這一差距

又逐漸減小,最終在水平載荷接近 8 kN 時兩者的位

移相同。總的來看,有限元計算值和試驗值存在一定

的誤差。因為有限元中使用的樁是彈性的且沒有考

慮鋼筋作用,有限元計算值相較于試驗值,不會很好

地體現(xiàn)樁的塑性階段,整體上呈現(xiàn)為緩變型。但兩者

變化規(guī)律一致,在加載初期和中后階段吻合度很高,

故滿足下一步計算分析要求。

圖 1 計算模型圖圖 2 楔形樁荷載位移曲線

2 單樁計算

#樁為原試驗中尺寸的楔形樁,1

#樁為與楔形樁樁

頂直徑相同的等截面直樁,基于此設置多根樁頂直徑

和樁長尺寸相同,但楔形角不斷減小的 3

#樁 ~ 6

#樁。

通過在樁頂樁芯處施加水平集中力,分析對比 1

#樁和

#樁的荷載水平位移以及樁身彎矩。先驗證原試驗中

的結(jié)論:等截面直樁相較于樁頂直徑相同,楔形角為 1°

楔形樁其水平承載能力更強。再改變楔形樁的楔形角

度,以研究楔形角對于楔形樁水平承載特性的影響,觀

察楔形角是否存在一個臨界值,能夠使楔形樁的水平

承載能力與等截面的直樁更加接近。圖 3 ~ 圖 4 是 1

樁、2

#樁施加水平荷載 8 kN 時的模擬云圖。

圖 3 1

#樁模擬云圖

圖 4 2

#樁模擬云圖

2. 1 單樁樁頂位移

基于有限元數(shù)值模擬的數(shù)據(jù),繪制出各楔形角的

楔形樁,以及等截面直樁在水平受荷情況下的荷載位

移曲線,如圖 5 ~ 圖 6 所示。圖 5 是等截面直樁與樁

頂直徑相同、楔形角為 1°的楔形樁的荷載位移曲線。

可以看出,在加載荷載的初級階段,楔形樁和等截面

樁在同級荷載下水平位移相近;隨著所受載荷的提

升,楔形樁相較等截面直樁水平承載能力的差距逐漸

凸顯。載荷為 8 kN 時,等截面直樁和楔形樁樁頂?shù)?/p>

水平位移分別為 25. 7 mm 和 36. 4 mm。

圖 5 1

#樁、2

#樁位移荷載曲線圖

圖 6 為水平受荷情況下,不同楔形角的楔形樁的

樁頂荷載位移曲線。如圖 6 所示,楔形樁的樁頂位移

趨勢,隨著楔形角的減小,越發(fā)接近等截面的直樁,其

水平承載能力越強。當各樁的水平位移到 10 mm 時,

楔形角為 1°、0. 8°、0. 6°、0. 4°、0. 2°的楔形樁,所受的

載荷分別是 4. 19 kN、4. 41 kN、4. 58 kN、4. 69 kN、

4. 77 kN。可以看出, 其所承擔的載荷分別提高

5. 25% 、3. 86% 、2. 4% 、1. 71% 。同樣,在樁頂位移來

到 10 mm 時, 等截面直樁所承擔的水平荷載為

4. 9 kN。對比不同楔形角的楔形樁,其水平承載力相

對提高了 16. 9% 、11. 1% 、7. 0% 、4. 5% 、2. 7% 。

第89頁

·78· 福建建筑 2023 年

圖 6 2

#樁 ~ 6

#樁位移荷載曲線圖

2. 2 單樁樁身彎矩

基有限元數(shù)值模擬的數(shù)據(jù),畫出水平受荷條件下

各楔形角的楔形樁和等截面直樁的樁身彎矩圖,如圖

7 ~ 圖 10 所示。觀察樁身彎矩分布發(fā)現(xiàn),最大彎矩處

位于埋深 0. 6 m 處。分析對比各級荷載下的樁身彎

矩圖,在相同的水平荷載作用下,楔形樁的樁身彎矩

較同等樁頂直徑的直樁,相對要小。水平載荷為 8 kN

時,等截面直樁和楔形樁樁身最大彎矩分別是 4. 3 kN

·m 和 2. 2 kN·m,等截面樁相對楔形樁提升了 95.

4% 。楔形樁和等截面直樁,樁身彎矩分布均表現(xiàn)出

先增大后減小的規(guī)律,最后接近于零。分析比較各

圖,不難看出,當保持樁頂?shù)闹睆讲蛔兊那闆r下,樁身

彎矩隨著楔形角的減小而不斷增大。樁身彎矩分布

隨埋深的增大,先增大后減小。

圖 7 2 kN 樁身彎矩圖

圖 8 4 kN 樁身彎矩圖

圖 9 6 kN 樁身彎矩圖

圖 10 8 kN 樁身彎矩圖

3 群樁計算

使用 ABAQUS 創(chuàng)建 2 × 2 的楔形群樁計算模型,

模型包括承臺、楔形樁和土體,其中楔形樁與砂土模

型的基本參數(shù)同上文。考慮到邊界效應對計算結(jié)果

的影響,這里土體長、寬、高尺寸分別取為 5 m、3 m、

3 m。為了研究楔形群樁水平承載特性對于一些因素

的敏感性,這里同樣改變了楔形角,以研究楔形群樁

對其的敏感性。

群樁基礎水平承載特性有著諸多的影響因素。

其主要有截面參數(shù)、基樁樁芯距離、基樁數(shù)量、基樁長

度及材料屬性等等。在水平受荷條件下,群樁的工作

特性可以通過水平位移反映。故這里要控制加載和

工況條件,使得群樁中每根基樁與單樁受到的荷載相

同。群樁與單樁水平位移的比值,是權衡群樁效應的

重要指標[4 - 5]

。基于群樁與單樁的水平位移的比值,

來衡量群樁效應的明顯與否。越大時,則位移群樁效

應越明顯;相反,則意味著位移群樁應越不明顯;

1 時,則表明不存在位移群樁效應。楔形群樁位移群

樁效應系數(shù)表達式如下:

ηd =

式中:ηd———楔形群樁位移群樁效應系數(shù);

yg———楔形群樁位移;

ys———楔形單樁位移。

第90頁

2023 年 11 期總第 305 期黃行健,錢玉林,李晨楠,等·基于有限元模擬的楔形樁水平承載特性研究 ·79·

3. 1 群樁荷載位移

根據(jù)《建筑樁基技術規(guī)范》 ( JGJ94—2008 )

[6]

“單樁與群樁基礎計算都建議取地面處樁頂(承臺)

水平位移為 10mm(對水平位移敏感結(jié)構(gòu)物取 6mm)

為允許位移,對于鋼筋混凝土預制樁、鋼樁、樁身正截

面配筋率不小于 0. 65% 的灌注樁,可取 10mm 所對應

的荷載的 75% 為單樁的水平承載力特征值”,從圖 11

能夠看出,水平承載力特征值為 9. 75 kN。因為由數(shù)

值模擬得到的曲線中并沒有明顯的拐點,因此,在曲

線的開端段與末端段做兩條切線,切線交于一點處,

即為楔形群樁的水平極限承載力為 9. 9 kN。

圖 11 群樁承臺荷載 - 位移曲線

3. 2 楔形角對于水平受荷下群樁承載性能的影響

本節(jié)模擬,選取了上文單樁出現(xiàn)過的楔形角從

0. 2° ~ 1°的 5 種楔形樁。值得注意的是,楔形角的改

變,會影響樁頂以下樁身截面的大小,但其樁頂直徑

是保持不變的,故楔形群樁承臺尺寸也將保持不變。

畫出群樁樁頂水平位移與楔形角的關系圖、位移群樁

效應隨楔形角改變的趨勢圖,如圖 12 所示。

圖 12 楔形角 - 楔形群樁

樁頂水平位移曲線

圖 13 楔形角 - 楔形群樁

位移群樁效應曲線

由圖 12 可知,在楔形樁樁頂直徑保持不變的情

況下,隨著楔形角的增大,楔形群樁的樁頂水平位移

呈現(xiàn)不斷增大的趨勢。圖 13 為楔形角 - 位移群樁效

應的曲線。可以發(fā)現(xiàn),其曲線整體穩(wěn)定平衡,位移群

樁效應對楔形角的敏感性較低。

4 結(jié)論

為研究水平載荷下楔形樁的承載特性,本文基于

ABAQUS 有限元分析軟件,探究了楔形角的存在對于

楔形樁水平承載特性的影響,得出結(jié)論如下:

(1)在楔形角為 1°時,砂土中楔形樁的水平承載

能力相較同等樁頂直徑的等截面,直樁要小,降低了

將近 16% ;但是等體積的楔形樁的水平承載力要大

于等截面直樁,提高了約 6% 。

(2)在楔形角小角度的范圍內(nèi),楔形樁上下樁徑

和樁長保持不變的條件下,楔形角每減小 0. 2°的同

時,楔形樁的水平承載能力就提高近 4% 。

(3)楔形樁的樁身彎矩分布,呈現(xiàn)出先增大后減

小的趨勢,樁身最大彎矩位置位于距離樁頂 1 / 4 倍樁

長處附近。隨著楔形角的增大,楔形樁樁身的彎矩變

化速率則增大。

(4)一定范圍內(nèi),隨著楔形角的增大,群樁水平

位移不斷在增大,但位移群樁效應系數(shù)沒有明顯

變化。

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社,2008.

第91頁

2023 年第 11 期

總第 305 期

福建建筑

Fujian Architecture & Construction

No 11·2023

Vol·305

高承壓水軟土地層深基坑降水試驗分析

沈守鴻

(嘉博聯(lián)合設計股份有限公司福建福州 350001)

摘要:某深基坑位于福州城區(qū)且臨近地鐵及舊有建筑,在土方開挖前,進行了基坑降水試驗。通過降水試驗,檢驗止

水帷幕的止水效果及降水方案的可行性。試驗結(jié)果表明,降水過程中,坑外的承壓水水位變化較小,止水帷幕的隔水

效果良好;獲取的試驗數(shù)據(jù)為優(yōu)化基坑降水方案、基坑開挖降水井及回灌井的啟用條件分析提供了可靠的依據(jù),也可

對類似巖土工程條件深基坑工程降水設計具有借鑒意義。

關鍵詞: 深基坑;止水帷幕;軟土地層;降水試驗

中圖分類號:TU4 文獻標識碼:A 文章編號:1004 - 6135(2023)11 - 0080 - 04

Analysisof dewatering test for deep foundation pit in high confined water soft ground

SHEN Shouhong

(Jiadesign Co. ,Ltd,Fuzhou 350001)

Abstract:Dewatering test of a deep foundation pit in Fuzhou urban core area and near the subway and existing buildings is carried out before the earthwork is officially excavated,in order to ensure the safety of foundation pit. The water sealing effect of Waterproof curtain and

the feasible of dewatering scheme were testified through the dewatering test. The results of the dewatering test show that the confined water

lever changes rather small and the water sealing effect of Waterproof curtain works well during the dewatering process. The obtained test data

can provide reliable evidence to optimize dewatering scheme of the foundation pit and to analysis the application requirements of the dewatering well and recharge well. This paper can provide some reference for similar dewatering design of deep foundation pit in the future.

Keywords:Deep foundation pit; Waterproof curtain; Soft ground; Dewatering test

作者簡介:沈守鴻(1988— ),男,高級工程師。

E-mail:727285662@ qq. com

收稿日期:2023 - 05 - 24

0 引言

隨著國家經(jīng)濟的發(fā)展及城市化進程的不斷推進,

福州地區(qū)不斷出現(xiàn)大量基坑類地下工程,其開挖深度

也不斷加深。這些超深基坑大部分集中在福州核心

城區(qū),很多緊鄰地鐵及需保護的老舊建筑。福州屬軟

土地區(qū),地表軟土下如含有高承壓水的砂卵石等強透

水層,深基坑開挖時,需進行減壓降水,以防止基坑突

涌。如不采取有效措施對地下水進行控制,基坑降水

產(chǎn)生附加應力勢必會造成周邊地表的大面積沉降變

形,嚴重影響基坑周邊建筑的安全。

為了確保周邊建筑安全及正常使用,針對含承壓

水軟土地層的深基坑項目,有必要對止水帷幕的有效

性,降水及回灌方案的合理性進行研究[1 - 4]

。有鑒于

此,本文以福州核心城區(qū)某三層地下室深基坑工程為

例,通過降水試驗,檢查止水帷幕的施工質(zhì)量,驗證基

坑降水設計的合理性,進一步細化降水及回灌方案,

為后期開挖施工提供基礎數(shù)據(jù)。

1 工程概況

擬建大廈位于福州市閩侯縣,場地北側(cè)為國賓

大道及福州地鐵 2 號線,地鐵邊線距離地下室外墻

約 30 m,東側(cè)為 3 棟 1 ~ 2F 磚混的舊有建筑,距離

擬建大廈地下室外墻約 5. 5 m。場地設置 3 層地下

室,基坑占地面積約 6000 m

,周長約 315 m,開挖深

度約 12. 8 m ~ 13. 1 m,坑中坑深度約 2. 7 m ~ 3. 5 m。

采用支護樁加兩道鋼筋混凝土內(nèi)支撐支護,支護樁外

側(cè)采用 800 mm 厚雙輪銑深層攪拌墻作為止水帷幕。

基坑周邊環(huán)境如圖 1 所示。

1. 1 工程地質(zhì)條件

場地自上而下分別為:

(1)填中砂,松散,層厚 1. 30 m ~ 2. 80 m;

(2)粉質(zhì)粘土,可塑為主,層厚 2. 10 m ~ 4. 40 m;

(3)淤泥夾砂,流塑,飽和,層厚9. 50 m ~14. 00 m;

第92頁

2023 年 11 期總第 305 期沈守鴻·高承壓水軟土地層深基坑降水試驗分析 ·81·

(4)卵石,稍密為主,層厚 13. 00 m ~ 17. 60 m;

(5)全風化閃長巖,硬塑,層厚 1. 50 m ~ 5. 20 m;

(6)砂土狀強風化閃長巖,較硬,層厚 3. 70 m ~

13. 70 m。場地典型地層剖面,如圖 2 所示。

圖 1 基坑周邊環(huán)境及降水井、回灌井,觀測井布置圖

圖 2 場地典型地層剖面

1. 2 水文地質(zhì)條件

本場地揭示的地下水按埋藏條件,分為上層滯水

和承壓水。上層滯水主要賦存于①填中砂層中,接受

大氣降水的下滲補給和相鄰水層的側(cè)向補給。承壓水

主要為賦存于④卵石層孔隙承壓水,及下部風化巖層

的孔隙 - 裂隙承壓水,④卵石層中含水量較大,主要受

相鄰水層的側(cè)向補給,孔隙 - 裂隙承壓水總體透水性

和富水性較弱,主要受上部孔隙水補給。根據(jù)勘察報

告,現(xiàn)場實測承壓水位埋深為 1. 20 m ~ 3. 10 m,高程為

5. 83 m ~7. 37 m,年水位變化幅度為 2. 0 m ~3. 0 m。

2 降水設計方案

本基坑主要位于軟土層中,且下部卵石層中承壓

水頭較高,需進行減壓,降水防止突涌。底板底高程

為 - 4. 0 m,基坑開挖至底板底深度約 13 m,坑中坑

底高程為 - 7. 0 m,開挖深度約 16 m,水位降至坑中

坑以下 0. 5 m,降深達 13. 4 m ~ 14. 9 m。

本項目雙輪銑止水帷幕穿過卵石層,進入底部相

對隔水層一定深度,以截斷卵石層的側(cè)向補給。基坑

降水井、回灌井及水位觀測井布置如圖 1 所示。坑內(nèi)

共布設 13 口減壓降水井,除最北側(cè)的兩口降水井 j1

- 11 及 j1 - 12,其余降水井均在地鐵 50 m 影響范圍

線以外;坑內(nèi)設置 3 口承壓水位觀測井,基坑四周及

地鐵附近共設 5 口坑外承壓水位觀測井。同時,為盡

可能減小基坑降水對周邊環(huán)境的影響,坑外靠近東側(cè)

舊有建筑及北側(cè)地鐵軌道線,按間距一口 10 m,共布

設 21 口回灌井。降水井、回灌井及承壓水位觀測井

參數(shù),如表 1 所示。

表 1 降水井、回灌井及承壓水位觀測井參數(shù)統(tǒng)計表

井類型數(shù)量

井深

(m)

濾管長

(m)

成孔直徑

(mm)

管徑

(mm)

降水井 13 24 8 400 219

回灌井 21 26 10 400 219

觀測井(坑內(nèi)) 3 24 5 150 75

觀測井(坑外) 5 24 5 150 75

3 降水試驗過程

在基坑內(nèi)先啟用 3 口降水井 j1 - 01、j1 - 03、j1 - 05

進行抽水。 j1 -01 和 j1 -03 位于基坑最南側(cè),水泵功率

3. 0 kW,流量 37. 5 m

/ h,j1 - 05 位于基坑中部西側(cè),盡

量遠離東側(cè)已有建筑及北側(cè)地鐵,水泵功率 2. 2 kW,

流量 20 m

/ h,水泵均置于井口以下 23 m。未啟用的

降水井及坑外回灌井均作為水位觀測井,如已啟用的

三口降水井在試驗中不能滿足水位降深條件,則逐步

啟用坑內(nèi)其余降水井至水位滿足土方開挖要求。

降水試驗開始前 2 d,對初始承壓水位進行了量

測,坑內(nèi)水位高程約為 4. 50 m ~4. 60 m,坑外水位高程

約為 4. 90 m ~5. 30 m。 2023 年 5 月 19 日下午 18 時開

始抽水,2023 年 5 月 20 日凌晨 5 時,測得坑內(nèi)各觀測

井水位高程約為 - 5. 9 m ~ - 7. 0 m,均滿足基坑開挖

至底板底的要求。繼續(xù)抽水,至20 日上午8 時,測得坑

中坑周邊各觀測井水位高程約為 - 8. 7 m ~ - 9. 0 m,

滿足坑中坑的水位降深要求,停止抽水。

停止抽水后觀測坑內(nèi)的水位回升情況,至 20 日晚

第93頁

·82· 福建建筑 2023 年

間 22 時坑內(nèi)水位回升至 -5. 7 m ~ - 5. 9 m。 22 時起,

僅啟用 j1 -05 降水井繼續(xù)抽水,觀測坑內(nèi)水位變化情

況,模擬施工階段降水到位后保持水位的抽水方式,至

21 日上午 9 時,坑內(nèi)水位高程約為 - 6. 3 m ~ - 7. 0 m。

21 日開始間歇抽水,暫停 2 個小時后全天抽水,22 日

上午 9 時,坑內(nèi)水位高程約為 - 8. 3 m ~ - 8. 6 m。 22

日暫停 6 個小時后全天抽水,23 日上午 9 時,坑內(nèi)水位

高程約為 -9. 0 m ~ -9. 2 m。

4 降水試驗分析

4. 1 坑內(nèi)外水位變化分析

降水井 j1 - 12 位于坑內(nèi)東北側(cè),遠離試驗中啟

用的降水井 j1 - 01、j1 - 03 和 j1 - 05,圖 3 為 j1 - 12

降水井試驗過程中的水位變化曲線。如圖中所見,

從 5 月 19 日下午 18 時開始抽水,水位先是大幅下

降,2 小時后降深幅度逐漸減小,最后水位下降速率

趨于平穩(wěn)。前 2 小時水位基本位于粉質(zhì)粘土層及淤

泥夾砂的上部,由此可知該段土層含水量較小,同時

該段水量的補給非常緩慢。之后水位完全降至淤泥

夾砂層,隨著坑內(nèi)外水位差的加大,遠處承壓水及底

部裂隙水的補給,使得水位高程 - 1. 0 m ~ - 9. 0 m

段下降速率趨于平穩(wěn)。

圖 3 坑內(nèi)降水井水位變化曲線

20 日上午 8 時至下午 14 時 50 分,停止抽水后的

前 7h,水位從 -8. 92 m 回升至 -6. 11 m,回升 2. 81 m,

水位回升速度并不慢;后從下午 14 時 50 分至晚上 21

時 30 分大約 7 h,水位從 - 6. 11 m 回升至 - 5. 82 m,

僅回升 0. 29 m。前后 7 小時水位回升的速率相差較

大,可能是因為水位降至 - 9. 0 m 附近時,已到達承

壓含水層④卵石層面,同時也達到最大的內(nèi)外水位

差。標高 - 9. 0 m ~ - 6. 0 m 段土層水量補給較大,

后隨著水位上升,水量補給下降,導致水位的回升速

度降低,存在越往后回升越慢的趨勢。雖然停止抽水

的前期水位回升較快,但考慮到淤泥夾砂層土層含水

量較低,只要較少的水量補給就可導致水位上升,因

此,并不說明本項目止水帷幕效果不佳,還是需根據(jù)

觀測坑外水位的變化,綜合判斷止水帷幕的有效性。

20 日 20 時開始,僅啟用 j1 - 05 這口抽水功率較

小的降水井,水位仍是持續(xù)下降。所以,后期水位降

到目標水位后,可僅啟用 j1 - 05 降水井以保持水位,

同時通過觀測坑內(nèi)其他觀測井中的水位變化,采用間

歇抽水的方式,避免降深過大。

19 日 18 時至 23 日 9 時整個降水試驗過程中,坑

外各觀測井及回灌井中水位的變化非常小,最大水位

降深為 h - 15 號回灌井中水位,下降 21 cm,說明止水

帷幕隔水效果良好,基坑內(nèi)外不存在明顯的水力聯(lián)

系,因此無需啟動回灌井,本次降水試驗結(jié)束。基坑

四周觀測井降水過程水位降深的最大值如表 2 所示。

表 2 坑外觀測井水位降深最大值

觀測井

北側(cè)

h - 15

東側(cè)

h - 07

南側(cè)

g1 - 03

西側(cè)

g1 - 04

水位降深/ cm 21 9 14 1

4. 2 地鐵及周邊建筑變形監(jiān)測數(shù)據(jù)

5 月 19 日至 23 日降水試驗的這 5 d 內(nèi),地鐵水

平位移最大增量為 0. 8 mm,平均速率為 0. 16 mm / d,

沉降最大增量為 0. 6 mm,平均速率為 0. 12 mm / d,降

水對地鐵基本不存在影響。東側(cè)舊有民房位置水平

位移最大增量為 1. 2 mm,平均速率為 0. 24 mm / d,沉

降最大增量為 1. 46 mm,平均速率為 0. 29 mm / d,數(shù)

值較小,均在相關規(guī)范的允許范圍內(nèi),影響可控。

4. 3 降水井及回灌井的啟用條件

降水試驗結(jié)果表明,采用雙輪銑水泥攪拌墻止水

帷幕效果較好,能有效隔斷坑內(nèi)外強透水層的水力聯(lián)

系,對周邊環(huán)境影響可控。但考慮到基坑施工過程中

將長時間形成坑內(nèi)外較大的水頭差,以及土方開挖卸

載過程中支護結(jié)構(gòu)的變形,基坑施工過程中仍存在止

水帷幕滲漏的風險。因此,為了盡可能縮短降水時

長,減少對周邊環(huán)境的影響,有必要進一步明確坑內(nèi)

降水井的啟用條件。

場地不會發(fā)生突涌,即不需要減壓降水的臨界開

挖深度 H0 按式(1)計算[5]

第94頁

2023 年 11 期總第 305 期沈守鴻·高承壓水軟土地層深基坑降水試驗分析 ·83·

H - H0

( )γ

hw γw

≥Kh (1)

式中:H 為承壓含水層頂面至地面的土層厚度;γ

為承壓含水層頂面至地面土層的天然重度,對多層

土,取按土層厚度加權的平均天然重度;hw 為承壓水

含水層地面的壓力水頭高度;γw 為水的重度。 Kh 為

突涌穩(wěn)定安全系數(shù),不應小于 1. 1。

試驗前收集的初始穩(wěn)定水位標高雖然僅為 5. 00 m

左右,考慮到基坑發(fā)生突涌危害性嚴重,計算中的水頭

標高仍取原地勘提供的最大承壓水頭。按標高 8. 0 m,

則 H 為 17. 9 m,γ 取淤泥夾砂層的重度 15. 95 kN/ m

γw 為 10. 00 kN/ m

,hw 為 17. 9 - 1. 0 = 16. 9 m,相關參

數(shù)代入(1)式,計算得臨界開挖深度 H0 為 6. 2 m,

取 6. 0 m。

此外,啟動降水后,仍可按是否會發(fā)生突涌來控

制承壓水頭標高。以基坑開挖至底板墊層底這種最

不利的工況為例,(1) 式中代入相關數(shù)值,計算得 hw

為 7. 1 m,水位埋深為 17. 9 - 7. 1 = 10. 8 m,高于開挖

面 2. 2 m。

根據(jù)上面的計算分析,結(jié)合降水試驗中水位的變

化數(shù)據(jù),本項目降水井的開啟條件可歸納如下:

(1)基坑開挖深度至 6. 0 m 前,可不啟用降水井。

(2)開挖深度 6. 0 m 至基坑墊層底的開挖過程

中,啟用降水井 j1 - 01、j1 - 03、j1 - 05,其余降水井作

為備用井,降到目標水位后,停止降水井 j1 - 01、j1 -

03 抽水,j1 - 05 中抽水泵間歇抽水;根據(jù)“按需降水、

隨挖隨降”的原則,通過測量坑內(nèi)水位觀測井及備用

井中的水位,保持承壓水位不高于開挖面 2. 0 m。

(3)開挖電梯井坑中坑的過程中,考慮坑底已臨

近強透水卵石層,且坑中坑施工工期較短,除 j1 - 01、

j1 - 03、j1 - 05 降水井外,可視降水情況啟動坑中坑

周邊的降水井 j1 - 02 及 j1 - 09,保證承壓水位標高

不高于電梯基坑底標高。降到目標水位后,停用除 j1

- 05 以外的所有降水井。

(4)整個基坑開挖過程中,如出現(xiàn)突涌險情,應

立即啟動所有降水井,將承壓水位降到基坑開挖面

以下。

三層地下室基坑開挖施工工期較長,項目施工

過程中,存在止水帷幕滲漏失效的風險,應加強坑

外水位的監(jiān)測。如發(fā)現(xiàn)地下室施工過程中,坑外

水位降低較多,應啟用回灌系統(tǒng):如開挖過程中坑

外水位連續(xù) 2 d 超過 500 mm / d,或累計水位降深

超過 1500 mm,啟用坑外的回灌井,以控制周邊環(huán)

境的沉降變形。

5 結(jié)論

(1)降水試驗過程中,坑內(nèi)采用 3 口降水井后,

14 h 降至坑中坑底,水位最大降至標高 - 9. 0 m,降深

13. 5 m,滿足基坑開挖要求。

(2)停止抽水后,前期水位回升較快,后期回升

速度明顯放緩,存在越往后回升速率越慢的趨勢。在

僅啟用 j1 - 05 降水井間歇抽水的情況下,可維持坑

內(nèi)水位不上升。

(3)在降水過程中,坑外水位幾乎未發(fā)生變化。

試驗表明雙輪銑止水帷幕隔水效果較好,能有效隔斷

坑內(nèi)外的水力聯(lián)系。試驗中抽取的地下水主要來自

坑內(nèi),降水目的容易達到,效果明顯,且對周邊環(huán)境影

響較小。

(4)通過降水試驗,獲取了可靠的水文地質(zhì)參

數(shù),對原降水設計方案進行了優(yōu)化。同時,確定了基

坑開挖過程中降水井及回灌井的啟用條件,在確保水

位降深,滿足土方開挖的前提下,盡量減少降水井啟

用數(shù)量及抽水時長,把對周邊環(huán)境的影響降低到

最小。

參考文獻

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析[J]. 巖土工程學報,2014,36(S2):299 - 303.

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規(guī)程: JGJ 120 - 2012 [ S]. 北京: 中國建筑工業(yè)出版

社,2012.

第95頁

2023 年第 11 期

總第 305 期

福建建筑

Fujian Architecture & Construction

No 11·2023

Vol·305

某鄰近既有建筑的異形軟土基坑變形控制

黃禮明

(福州市倉山區(qū)建設工程質(zhì)量監(jiān)督站福建福州 350007)

摘要:根據(jù)福州某軟土基坑工程實例,介紹了“型鋼 + 單軸水泥攪拌樁止水帷幕 + 砼支撐”在鄰近建筑的異形軟土基

坑中的應用。設置坑內(nèi)陽角兩個方向的支撐或?qū)﹃柦莾蓚€方向的坑底進行加固或設置坑外陽角處的拉梁或拉梁板可

有效減小陽角處的變形。根據(jù)監(jiān)測結(jié)果表明,所采取的支護方案措施是可行的,有效地控制了鄰近既有建筑的安全,

該設計方案安全、經(jīng)濟、合理。

關鍵詞: 異形基坑;軟土;基坑監(jiān)測;變形控制

中圖分類號:TU4 文獻標識碼:A 文章編號:1004 - 6135(2023)12 - 0084 - 05

Deformation control of irregular soft soil foundation pits adjacent to buildings

HUANG Liming

(Fuzhou Cangshan District construction project quality supervision station,Fuzhou 350007)

Abstract:According to the example of a soft soil foundation pit project in Fuzhou,the application of \" profile steel uniaxial cement mixing

pile water - stop curtain + concrete support\" in the irregular soft soil foundation pit of adjacent buildings is introduced. Setting supports in

both directions of the internal and external corners of the pit,reinforcing the bottom of the pit in both directions of the external corners,or

setting tension beams or tension beam plates at the external corners of the pit can effectively reduce deformation at the external corners. According to the monitoring results,the adopted support scheme measures are feasible and effectively control the safety of adjacent existing

buildings. The design scheme is safe,economic and reasonable.

Keywords:Special - shaped foundation pit; Soft soil; Foundation pit monitoring;Deformation control

作者簡介:黃禮明(1965. 08— ),男,工程師。

E-mail:2823135974@ qq. com

收稿日期:2023 - 04 - 08

0 引言

隨著城市建設的快速發(fā)展,基坑的深度越來越

深,周邊環(huán)境越發(fā)復雜,支護的造價也越來越高。尤

其是軟土地區(qū)的深基坑開挖,對周邊環(huán)境影響較大,

稍有不慎,輕則影響周邊建筑開裂,重則引發(fā)建筑倒

塌等事故發(fā)生[1 - 3]

。軟土地區(qū)的深基坑開挖對鄰近

既有建構(gòu)筑物的影響很大,尤其是不規(guī)則的異形基

坑,存在較多不利于變形控制的陽角,使得靠近陽角

處的建構(gòu)筑物發(fā)生較大的變形,影響結(jié)構(gòu)安全。如何

減小軟土地區(qū)的異形深基坑開挖對鄰近既有建構(gòu)筑

物的影響,控制變形,并有效地合理利用投資,控制造

價成為急需探討的問題。

針對異形軟土基坑,采用常規(guī)的 SMW 工法樁或

灌注樁 + 內(nèi)支撐的結(jié)構(gòu)體系成本高,工期長。 “型鋼

+ 單軸水泥攪拌樁止水帷幕 + 砼支撐”的支護型式具

有安全可靠、施工周期短且造價低等特點,與 SMW 工

法樁相比,單純的型鋼 + 單軸水泥攪拌樁止水帷幕中

的型鋼打拔工藝較簡單,采用普通打拔機即可,而

SMW 工法樁打拔的設備則較復雜,施打時需采用吊

車結(jié)合振動頭,拔除時需采用專用的拔樁設備,利用

千斤頂拔除,工序相對復雜。此外,SMW 工法樁設備

較大,狹小的場地設備難以進場施工,設備移機也較

困難。與灌注樁相比,型鋼 + 單軸水泥攪拌樁止水帷

幕中的型鋼可回收,重復利用,造價降低較多,施工周

期較短。同樣樁長的支護樁相較于 SMW 工法樁的造

價低約 30% ,工期縮短約 3% ;相較于灌注樁的造價

低約 45% ,工期縮短約 30%

[4 - 5]

。結(jié)合福州某軟土

基坑開挖,探討該支護型式在鄰近建筑的異形軟土基

坑中的可行性,供類似項目參考。

1 工程概況及地質(zhì)條件

1. 1 工程概況

基坑位于老城區(qū),東側(cè)及北側(cè)鄰近既有建筑,多

為 1 ~ 3 層民房,磚混結(jié)構(gòu)、淺基礎、變形敏感性高。

西側(cè)和南側(cè)鄰近現(xiàn)狀道路,道路下方分布有較密集的

市政管線,變形控制要求高。場地概況如圖 1 所示。

場地現(xiàn)狀為拆遷后工地,地表層多為磚塊、水泥塊等

建筑垃圾及生活垃圾。基坑開挖深度約為 5. 0 m ~

5. 7 m。基坑支護總周長約為 210 m,面積約為 2600 m

基坑形狀不規(guī)則,存在多個陽角。基坑安全等級為一

級,重要性系數(shù)為 1. 1。

第96頁

2023 年 11 期總第 305 期黃禮明·某鄰近既有建筑的異形軟土基坑變形控制 ·85·

圖 1 場地概況

1. 2 工程地質(zhì)概況

本場地主要為山前坡麓沖海積平原地貌單元。

據(jù)勘察報告,基坑開挖范圍自上而下主要地層為:①

填中砂、②淤泥質(zhì)土、③粘土、④淤泥質(zhì)土,以下地層

為不同風化程度的凝灰?guī)r。

①填中砂:以松散為主,人工堆填,堆填時間大于

20 年,淺部含少量碎石、磚塊等建筑垃圾及生活垃圾,

局部夾少量淤泥,該層揭示厚度在 0. 70 m ~4. 50 m。

②淤泥質(zhì)土:流塑狀態(tài)。含水量高,高壓縮性、高

靈敏度軟弱土層,該層揭示厚度在 8. 60 m ~ 13. 20 m。

③粘土:可塑為主,屬中壓縮性土層。該層揭示

厚度在 2. 60 m ~ 3. 20 m。

④淤泥質(zhì)土:流塑狀態(tài)。含水量高,高壓縮性。

該層揭示厚度在 4. 00 m ~ 15. 90 m。

典型工程地質(zhì)剖面圖如圖 2 所示。

圖 2 典型工程地質(zhì)剖面圖

1. 3 水文地質(zhì)概況

場地附近無明顯地表水系。場地地下水主要為潛

水,主要賦存于①填中砂層,該層水量較豐富。水位埋

深約 0. 00 ~0. 80 m,水位標高約 4. 70 m - 5. 60 m。場

地地下水年變化幅度一般在 2. 0 m 左右。近 3 ~ 5 年

地下水最高水位約 5. 50 m(1985 國家高程系),歷史

最高水位為 6. 00 m。基坑支護主要設計參數(shù)如表 1

所示。

表 1 基坑支護主要設計參數(shù)

土層名稱

天然重度 γ

(kN/ m

)

粘聚力(固快)c

(kPa)

內(nèi)摩擦角(固快)φ

(°)

壓縮模量 ES1 - 2

(MPa)

滲透系數(shù)

(cm/ s)

①填中砂 18. 0 3 18 20. 0? 3. 84 × 10

- 3

②淤泥質(zhì)土 16. 12 11. 6 7. 4 2. 04 1. 83 × 10

- 6

③粘土 18. 22 37. 3 14. 4 5. 24 3. 61 × 10

- 6

④淤泥質(zhì)土 16. 96 15. 2 10. 1 2. 64 1. 61 × 10

- 6

2 支護方案

根據(jù)工程特點,本基坑安全等級為一級,重要性系

數(shù)為 1. 1。因場地狹小,所需的施工設備不宜太大。基

坑影響范圍內(nèi)的淤泥質(zhì)土層較厚,深度最厚達 13. 2 m,

且基坑形狀不規(guī)則,綜合考慮安全、經(jīng)濟原則,基坑總

體上采用“型鋼 + 單軸水泥攪拌樁止水帷幕 + 砼支撐”

的方案,相較于 SMW 工法樁或灌注樁 + 內(nèi)支撐的結(jié)構(gòu)

體系造價有所降低,施工周期短,所需場地較小。支撐

采用混凝土支撐,剛度大,抗拉能力強,可防止支撐受

拉破壞,且陽角的兩個方向采用支撐對頂,局部增加拉

梁板進一步防止陽角變形破壞。

基坑東側(cè)及北側(cè)鄰近既有建筑,最近距離約 2 m,多

為1 ~3 層民房,磚混結(jié)構(gòu)、淺基礎、變形敏感性高,且表

層為4. 5 m 厚的填中砂層,下臥深厚軟土,軟土底部為

風化巖,綜合考慮安全、經(jīng)濟、工期要求等因素,該側(cè)

采用型鋼(HM488 × 300 型鋼@ 1000) + 雙排單軸水

泥攪拌樁止水帷幕(?500@ 350) + 砼支撐 + 單軸水

泥攪拌樁坑內(nèi)加固,型鋼采用 18 m,型鋼樁底部為風

化巖。主要是為了防止基坑漏水引起周邊建筑開裂

破壞,又可防止基坑“踢腳”破壞,控制基坑變形。

西側(cè)和南側(cè)距現(xiàn)狀道路最近約 6 m,該側(cè)采用型

鋼(HM488 × 300 型鋼@ 1000) + 單排單軸水泥攪拌

樁止水帷幕(?500@ 350) + 砼支撐,根據(jù)計算結(jié)果,

可控制住道路的變形。

該基坑總體上不規(guī)則,屬于異形基坑,尤其是東

北側(cè),由于基坑較為不規(guī)則,存在多處陽角,該側(cè)又鄰

近老舊民房,基坑開挖對周邊的環(huán)境影響較大,風險

第97頁

·86· 福建建筑 2023 年

較高。針對此種特殊情況,本次方案也采取了相應的

針對性措施:

(1)在陽角處設置兩個方向的砼支撐,因陽角處

應力集中,基坑容易往“凸向基坑側(cè)” 的兩個方向發(fā)

生變形破壞,故設置了撐住陽角兩個變形方向的砼支

撐,減少陽角往坑內(nèi)的變形。

(2)在靠近民房的陽角處的基坑底采用水泥攪拌

樁進行坑內(nèi)加固,有助于進一步減少陽角處的變形。

(3)由于基坑不規(guī)則,有些基坑圍護邊線為斜

邊,又處于陽角位置,此時盡量設置支撐與該斜邊垂

直,減小支撐與基坑斜邊的夾角,有利于減小支撐沿

冠梁方向的水平剪力,使得支撐受力以壓彎為主,陽

角處的傳力更為直接。

(4)異形基坑某些情況可能無法在陽角變形的

兩個方向設置支撐,此時可以在陽角的坑外處增設拉

梁或拉梁板,當陽角處發(fā)生變形時,該處的拉梁或拉

梁板會受壓,限制住陽角的變形。如圖 5 所示,混凝

土支撐平面的東側(cè)陽角位置,此處陽角僅一個方向有

設置支撐,另一個方向因支撐過長而未設置,而采用

在坑外處增設拉梁板,控制變形。

基坑的截排水措施主要采用單軸水泥攪拌樁止

水帷幕對基坑的主要含水層(填中砂層) 進行隔斷,

表層填中砂層較厚處采用雙排水泥攪拌樁保證止水

帷幕的可靠性,止水帷幕進入下臥不透水層,坑頂采

用集水明排等方式進行基坑截排水。

典型支護結(jié)構(gòu)剖面圖如圖 3 ~ 圖 4 所示,混凝土

支撐平面布置如圖 5 所示。

圖 3 東側(cè)及北側(cè)支護剖面

圖 4 西側(cè)和南側(cè)支護剖面

圖 5 混凝土支撐平面布置圖

此外,以下變形控制措施也是基坑成敗的關鍵。

首先,本基坑表層分布有約 4. 5 m 厚的填中砂層,

水量較大,單軸水泥攪拌樁止水帷幕能否實施成功是

成敗的關鍵。為了保證周邊建筑的安全,靠近建筑物

側(cè)采用雙排單軸水泥攪拌樁止水帷幕,防止止水帷幕

失效而導致水土流失進而引起建筑開裂沉降等。因

此施工過程應嚴格控制單軸水泥攪拌樁的施工質(zhì)量,

保證止水帷幕的有效性。

第98頁

2023 年 11 期總第 305 期黃禮明·某鄰近既有建筑的異形軟土基坑變形控制 ·87·

其次,打拔型鋼時,目前福州主要采用振動錘等

設備進行振動沉樁,若不采取減隔振措施,對周邊環(huán)

境會產(chǎn)生一定的影響。因此,本項目是建議先施工水

泥攪拌樁,而后施打型鋼,這樣已完成的水泥攪拌樁

可以起到減隔振的作用,降低打拔型鋼對周邊建

(構(gòu))筑物的影響。

最后,本基坑因采用型鋼做圍護樁,型鋼在基坑

施工回填后拔除回收,根據(jù)以往類似項目經(jīng)驗,型鋼

拔除后的孔洞若未及時回填,往往會導致周邊建筑產(chǎn)

生二次變形破壞[6]

,因此施工回填后型鋼拔除過程需

跟蹤注漿或回填砂,并回填密實,防止型鋼拔除后留

有孔洞,而導致周邊建筑產(chǎn)生二次變形。

3 監(jiān)測成果

3. 1 監(jiān)測目的

為保證基坑施工的順利進行,了解施工對基坑及

周邊建筑物的影響程度,及時發(fā)現(xiàn)安全隱患,對基坑

及周邊環(huán)境進行監(jiān)測,以此掌握支護結(jié)構(gòu)、周邊建

(構(gòu))筑物的變形、受力等情況,依此判斷基坑及周邊

環(huán)境的安全。當變形超過預警要求或現(xiàn)場出現(xiàn)異常

情況時及時預警,為施工、設計提供有價值的指導性

意見,并采取相應措施達到降低風險的目的。

3. 2 監(jiān)測內(nèi)容

根據(jù)本基坑的特點及重點監(jiān)控部位,主要進行了

以下監(jiān)測項目:基坑坑頂水平位移監(jiān)測、基坑坑頂沉

降監(jiān)測、深層水平位移監(jiān)測、地下水位監(jiān)測點、基坑立

柱沉降監(jiān)測、基坑周邊圍墻水平位移監(jiān)測、基坑周邊

建筑與道路沉降監(jiān)測、裂縫監(jiān)測等。監(jiān)測點平面布置

如圖 6 所示。

圖 6 監(jiān)測點平面布置圖

3. 3 監(jiān)測結(jié)果分析

(1)基坑坑頂水平位移及沉降監(jiān)測結(jié)果

基坑坑頂水平位移及沉降監(jiān)測結(jié)果如圖 7 ~ 圖 8

所示。從圖 7 可以看出,隨著基坑持續(xù)開挖,坑頂累

計水平位移逐步加大,開挖到坑底時,位移逐步趨于

穩(wěn)定,累計變化量約為 - 10 mm ~ 29. 8 mm。其中個

別點位的基坑坑頂水平位移剛開挖前幾天為負值,而

后變?yōu)檎?主要是由于基坑土方的不平衡開挖導致

的。剛開挖時,土方不對稱開挖,導致局部基坑往坑外

變形,隨著土方逐步開挖完成,基坑變形逐步轉(zhuǎn)換為向

坑內(nèi)變形;從圖 8 可以看出,隨著基坑持續(xù)開挖,坑頂

發(fā)生不同程度的沉降,累計變化量約為 - 9. 37 mm ~

5. 59 mm,局部點的基坑坑頂豎向位移出現(xiàn)上浮,同樣

也是由于基坑土方的不平衡開挖,導致局部基坑往坑

外變形,進而推動坑頂土體拱起上浮。坑頂水平位移

及沉降總體符合基坑變形規(guī)律,開挖到坑底時,沉降

亦逐步趨于穩(wěn)定,總體上均處于安全可控范圍內(nèi)。

圖 7 基坑坑頂水平位移監(jiān)測結(jié)果

注:正值表示向基坑內(nèi)偏移,負值表示向基坑外偏移。

圖 8 基坑坑頂沉降監(jiān)測結(jié)果

注:正值表示上浮,負值表示下沉

(2)基坑深層位移監(jiān)測結(jié)果

緊鄰建筑側(cè)的深層位移監(jiān)測如圖 9 所示,從圖 9

可以看出,在坑底位置變形最大,達到 6. 06 mm,呈

“鼓肚子”形狀,變形符合一般的基坑變形規(guī)律,處于

第99頁

·88· 福建建筑 2023 年

預警范圍內(nèi)。也說明了控制坑底的變形,對控制基坑

總體變形是至關重要的,本基坑方案在靠近民房處對

坑底進行了加固處理,有效地控制了周邊建筑的變

形,保證了周邊建筑的安全。

圖 9 緊鄰建筑側(cè)的深層位移監(jiān)測結(jié)果

(3)基坑周邊建筑沉降監(jiān)測結(jié)果

基坑周邊建筑沉降監(jiān)測結(jié)果如圖 10 所示,從圖

10 可以看出,基坑周邊建筑沉降累計變化量約為

- 20. 1 mm ~ 1. 51 mm。從圖中也可以看出,基坑周

邊建筑沉降監(jiān)測數(shù)據(jù)大于基坑坑頂沉降,主要是由于

基坑采用內(nèi)支撐,基坑開挖時,在基坑底附近變形最

大,呈“鼓肚子”型,基坑坑頂沉降變形相應呈“拋物

線”型,即由于內(nèi)支撐的作用離基坑邊越近的變形會

小于離基坑邊遠的變形。隨著基坑的開挖,變形會逐

步加大,直至開挖至坑底。但根據(jù)監(jiān)測結(jié)果,監(jiān)測值

基本處于預警范圍內(nèi),也說明了在“型鋼 + 單軸水泥

攪拌樁止水帷幕 + 砼支撐”的支護體系下,對靠近建

筑的陽角等處進行加強處理所采取的措施是有效可

靠的。

圖 10 基坑周邊建筑沉降監(jiān)測結(jié)果

根據(jù)監(jiān)測數(shù)據(jù)結(jié)果顯示,基坑坑頂水平位移、基

坑坑頂沉降、深層水平位移等均未超過預警值;基坑

周邊建筑的累計變化量亦均未超過預警值。說明型

鋼 + 單軸水泥攪拌樁止水帷幕 + 砼支撐的支護型式

在鄰近建筑的異形軟土深基坑是適宜可行的,既可以

保證基坑的安全穩(wěn)定,又可有效地控制周邊建筑物的

變形。

4 結(jié)論

(1)監(jiān)測數(shù)據(jù)成果表明,“型鋼 + 單軸水泥攪拌

樁止水帷幕 + 砼支撐”的支護方案在鄰近建筑的異形

軟土基坑中是可行的,可有效地控制周邊建筑物的

變形。

(2)在異形軟土基坑中采用“型鋼 + 單軸水泥攪

拌樁止水帷幕 + 砼支撐”的支護體系時,陽角處的變

形控制是關鍵,設置坑內(nèi)陽角兩個方向的支撐、或設

置坑外陽角處的拉梁或拉梁板可有效減小陽角處的

變形。

(3)保證單軸水泥攪拌樁止水帷幕的有效性是

型鋼水泥攪拌樁異形軟土基坑成功實施的關鍵,應嚴

格控制單軸水泥攪拌樁的施工質(zhì)量,防止型鋼樁間水

土流失;鄰近建筑物的型鋼振動沉樁時可在外側(cè)采用

水泥攪拌樁等減隔振措施降低對周邊環(huán)境的影響;型

鋼拔除時應對孔洞進行跟蹤注漿或回填密實,防止二

次變形的發(fā)生。

參考文獻

[1] 陳翀,ChenChong. 軟土地區(qū)某基坑失穩(wěn)事故分析[ J]. 地

下空間與工程學報,2010(S1):1456 - 1460.

[2] 鄭剛,衣凡,黃天明,等. 超挖引起雙排樁支護基坑傾覆

型連續(xù)破壞機理研究[ J] . 巖土工程學報,2021 (8):

1373 - 1381.

[3] 周海祚,鄭剛,何曉佩,等. 基坑傾斜樁支護穩(wěn)定特性及

分析方法研究[J]. 巖土工程學報,2022(2):44.

[4] 趙凱,包含. SMW 工法與灌注樁聯(lián)合高壓旋噴支護法造

價分析[J]. 四川水泥,2017(03):201,138.

[5] 付軍. SMW 工法樁經(jīng)濟分析[ J]. 山西建筑,2018,44

(13):228 - 229.

[6] 唐欣偉,劉玉嵐. SMW 工法樁型鋼完整拔除回收的項目

案例分析———以廣州市花都區(qū)某項目為例[ J]. 工程技

術研究,2021(21):6.

第100頁

2023 年 11 期總第 305 期陳旭丹·某(含)深厚強透水砂層軟土地基深基坑支護及地下水控制方法研究與實踐 ·89·

某(含)深厚強透水砂層軟土地基深基坑支護

及地下水控制方法研究與實踐

陳旭丹

(福州市建設發(fā)展集團有限公司福建福州 350000)

摘要:基于福州某商業(yè)建筑深基坑工程,針對其地層存在上下軟土中夾巨厚強透水砂層及高承壓水位的地質(zhì)條件,

提出相應的深基坑支護方案及地下水控制方法,并采用數(shù)值模擬結(jié)合實測數(shù)據(jù)分析的方式進行驗證。結(jié)果表明,采用

灌注樁 + 2 道混凝土內(nèi)支撐的支護方式,結(jié)合三軸水泥攪拌樁 + 雙重管高壓旋噴樁 + 減壓降水的地下水控制措施,可

在保證基坑工程安全實施的同時,有效減小基坑開挖對周邊環(huán)境造成的影響。此實踐結(jié)果可為閩江沖洪積地層的深

基坑工程設計與施工提供參考。

關鍵詞: 沖洪積;深基坑支護;地下水控制;止水帷幕;數(shù)值模擬

中圖分類號:TU4 文獻標識碼:A 文章編號:1004 - 6135(2023)11 - 0089 - 06

Research and Practice of Deep Foundation Pit Support Engineering and Groundwater Control

Method for a Deep and Strong Permeable Sand Layer Soft Soil Foundation(Including)

CHEN Xudan

(Fuzhou Construction and Development CO,. LTD,Fuzhou 350000)

Abstract:Based on the deep foundation pit project of a commercial building in Fuzhou,a corresponding deep foundation pit support scheme

and groundwater control method were proposed to address the geological conditions of the presence of a thick and highly permeable sand layer between the upper and lower soft soil layers and a high pressure water level. The verification was conducted using numerical simulation

combined with measured data analysis. The results indicate that the use of cast - in - place piles + 2 concrete internal supports,combined

with triaxial cement mixing piles + double pipe high - pressure rotary jet grouting piles + groundwater control measures for pressure reduction and precipitation,can effectively reduce the impact of excavation on the surrounding environment while ensuring the safe implementation of foundation pit engineering. It can provide reference for the design and construction of deep foundation pit engineering in the alluvial

and alluvial strata of the Minjiang River.

Keywords:Alluvial and proluvial deposits; Deep foundation pit support; Groundwater control; Water stop curtain; numerical simulation

作者簡介:陳旭丹(1966. 10— ),男,高級工程師。

E-mail:1395173379@ qq. com

收稿日期:2023 - 04 - 15

0 引言

在深基坑支護設計過程中,深厚軟土區(qū)域的變形

控制以及富水砂層條件下的地下水控制,一直是設計

中的重難點。支護方案及地下水控制方案的不合理,

極易造成支護結(jié)構(gòu)變形過大、涌水涌砂、影響周邊環(huán)

境(道路、建筑變形,甚至開裂等),嚴重時,將對人民

生命財產(chǎn)安全造成巨大威脅。

近年來,諸多軟土及富水砂層地區(qū)均發(fā)生過基坑

變形過大,或涌水涌砂而導致坍塌的事故[1 - 3]

。因

此,如何在深厚軟土以及富水砂層地質(zhì)條件下,制定

合理的支護方案及地下水控制方法,是當前深基坑支

護設計亟需解決的問題。

雖然諸多學者已針對深厚軟土以及富水砂層區(qū)

域的深基坑支護進行了一定的研究,但不同的地區(qū),

其地質(zhì)條件仍存在著差異,相關工程實踐還較為

缺乏。

福州典型閩江沖洪積地層中,同時存在著深厚軟

土及富水砂層。本文基于某商業(yè)建筑深基坑工程,針

對其地層中存在上下軟土中間夾巨厚強透水砂層及

高承壓水位的地質(zhì)條件,提出相應的基坑支護方案,

以及地下水控制措施。通過建立數(shù)值模型,并結(jié)合實

測數(shù)據(jù)進行驗證,可為閩江沖洪積地層中類似深基坑

工程設計與施工提供參考。

1 工程概況

1. 1 基坑周邊環(huán)境

福州擬建某商業(yè)建筑包含地上一層,地下三層,

總建筑面積為 59 859. 38 m

,建筑室外地面到地下室

底板底的高度約15. 1 m,結(jié)構(gòu)形式為現(xiàn)澆鋼筋砼框架

剪力墻結(jié)構(gòu)。

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