Variation of axial force of steel struts in deep excavations
-
摘要: 钢支撑轴力实测数据离散、变化规律性不清是钢支撑设计的重要问题,严重影响着深基坑工程安全和工程经济合理性。以南京地铁某车站软土基坑工程为例,通过建立三维有限元模型,研究了钢支撑轴力变化规律。结合基坑开挖过程中的监测数据,提出了钢支撑轴力与围护墙体位移双元组合的方法,验证了模型合理性,同时揭示了深基坑开挖过程中围护墙位移和支撑轴力变化的相关性规律。然后研究了单道、双道预加轴力对钢支撑轴力、墙体位移和弯矩的影响,提出了采用预加轴力技术控制变形的基本要求,研究了支撑架设条件的影响,阐明了支撑轴力实测值离散的原因和超挖对基坑安全的重要影响,进而明确了悬挂架设钢支撑的研究意义。研究成果对厚层软土深基坑的变形控制技术发展提供了新方向。Abstract: The discrete data and unclear variation trend of axial force of steel structs are the important design problems, which seriously affect the safety and economic rationality of deep excavations. A three-dimensional finite element model for a deep soft excavation in Nanjing Metro station is established to study the variation of axial force of steel struts. Based on the monitoring data in the process of excavation, the dual-combination method for the axial forces of steel struts and wall deflection is put forward to validate the rationality of the model and parameters. The correlation between the wall deflection and the axial force of steel struts during is excavation revealed. Then, the influences of single- and double-axial preloading on the axial forces of steel structs, wall deflection and moment are studied to propose the basic requirements of using the preloading axial force technology to control deformation. The influences of struct erection conditions are studied to expound the reason of the discrete measured values of axial force of steel struts and the important influences of over-excavation on the safety of engineering, and to reveal the research significance of hanging steel struct erection. The research results may provide a new direction for the development of deformation control technology of deep excavations in thick soft soils.
-
0. 引言
盾构机在黏性地层掘进的过程中刀具切削下来的渣土有时会黏附在刀盘表面,形成固结或半固结的块状固体,产生堵塞,或称为结泥饼现象[1-2]。若刀盘堵塞没有得到及时处置,产生的泥饼进一步硬化,将很难被去除,常需要开仓作业,风险很大。
盾构堵塞(泥饼)产生的首要条件为土体和刀盘之间产生黏附,目前一些学者常通过室内试验对土壤与金属之间的黏附力进行研究。拉拔试验常被应用于土壤-金属之间法向黏附力的测量,其中锥体拉拔试验和金属块拉拔试验应用较为广泛。张庆建[3]通过自制组合测盘进行室内法向黏附试验,研究了含水率对黏土法向黏附力的影响;杨益等[4]开展锥体拉拔试验,研究了不同黏土稠度下的拉拔强度和土壤黏附量的变化规律;刘成等[5]通过锥体拉拔试验研究了土体含水率和金属波纹表面对界面黏附力的影响;肖宇豪等[6]研制了电渗装置,通过锥体拉拔试验探究了电渗对黏性土黏附力的影响规律。Feinendegen等[7]、Spagnolig等[8]、Basmenj等[9]、Sass等[10]先后通过拉拔试验评价黏土的黏附性。剪切试验通过测量金属与土壤之间剪切强度评价渣土的堵塞风险,旋转剪切试验通过旋转剪切仪测定金属与土壤之间的切向黏附强度[11-13],此外,直剪试验也被应用于金属-土壤间切向黏附力的测定,Zimnik等[14]对现有的直剪试验装置进行改进,研究了土壤-金属界面切向黏附力的变化规律;Basmenj等[15]研究了多项土体物理性质对法向和切向黏附力的影响。
由于盾构结泥饼现象对隧道施工产生较大的负面影响,盾构堵塞风险的判断至关重要,合理的风险判断可为盾构的设计施工提供决策依据。袁大军等[16]采用泥水盾构模拟试验装置,通过分析盾构在软岩地层中的掘进参数提出了一种刀盘堵塞的判断依据。Chen等[17]通过室内试验,结合盾构掘进过程中的速度与扭矩变化,提出了一种评价盾构堵塞风险的方法;Spa[18]、Thewes等[19]、Feinendegen等[7]根据工程实践,基于含水率、塑性指数等地层参数提出了盾构堵塞风险判断图表;Hollmann等[20-21]、Khabbazi等[22]通过后续试验发展和补充了盾构堵塞风险的评估预测图。
从目前研究现状可以看出,关于盾构堵塞风险的评估方法基本是根据原始地层参数进行判断,包括天然含水率、液塑限、稠度指数等,不适用于进行过渣土改良后地层的堵塞风险评估,且目前针对泡沫剂、分散剂改良后渣土堵塞风险评估研究较少。本文以土壤-金属界面黏附(包括法向黏附、切向黏附)为切入点,通过自行设计的室内试验研究土壤-金属界面黏附力的变化规律,基于试验结果提出一种盾构堵塞风险综合评判方法并对改良后渣土进行效果评估。
1. 界面黏附机理
关于土壤与界面的黏附,Fountaine[23]提出了水膜理论,认为水的张力决定黏附强度,如图 1所示,在粗糙干燥土壤与金属界面通过小水环黏附;在相对潮湿的土壤中,金属与土体的接触转化为水膜。
水膜毛细管力在水环或水膜接触中对黏附力起决定性作用,如图 2所示,其大小可根据拉普拉斯力计算获得,见下式:
F=γ(1R1−1R2)。 (1) 式中:γ为液面张力;R1为弯月面半径;R2为整体水膜半径。
由式(1)可以看出,黏附力随曲面液面张力γ增大、弯月面半径R1减小、整体水膜半径R1增加而增大。
当土壤的含水率增大时,与金属的接触状态由“水环”向“水膜”发展,导致了黏附力F增大。当土壤含水率继续增大,水膜面积会不再变化,张力减小,黏附力开始下降。水膜的发展主要取决于土壤的水分张力和土壤渗透性[1],水分张力影响土壤内部基质吸引表面水分的能力,渗透性体现土内水的转移速度。
盾构泥饼形成发展至堵塞的首要条件就是土壤和金属界面之间产生黏附作用[24],盾构隧道施工时,金属刀盘与开挖土体之间的界面黏附可以分为法向黏附和切向黏附,根据金属与土壤之间的界面法向黏附力与切向黏附力可以对盾构的堵塞风险进行判断。
2. 试验介绍
2.1 法向黏附力试验
(1)法向黏附力
将土壤对金属之间接触面垂直方向上的抗拉强度定义为法向黏附力,如图 3所示,并用F表示为
F=PA。 (2) 式中:P为使土壤与金属接触面垂直方向分开的拉脱力;A是垂直方向接触面积。
(2)试验设备
试验采用自主研发的界面黏附拉拔试验装置[25],如图 4所示。
设备以电机提供动力,实现金属压锤以一定速度向下运动,压锤直径30 mm,表面粗糙度为10 μm。在压锤上方布置应力传感器,最大量程为5 kg,精度为3‰,配合数据处理软件可以测得金属压锤从土壤表面拉起时产生的黏附力。土盒内径为60 mm,高20 mm,由下方螺栓固定在底座上。
(3)试验土样
研究表明[26],当地层中的黏土矿物含量超过25%时,若处置不当,发生盾构堵塞现象的概率较大。本文的试验土样有常见的黏土矿物,包括高岭土、蒙脱土和高蒙混合土(80%高岭土+20%蒙脱土)。为探究粗颗粒的影响,另配制了含砂混合土(高蒙混合土添加一定比例的砂),砂的粒径为0.1~0.25 mm,符合标准[27]试验要求。试验土样参数见表 1。
表 1 试验土样参数Table 1. Parameters of test soil samples土样名称 塑限/% 液限/% 高岭土 23.90 46.17 蒙脱土 58.99 180.00 高蒙混合土(80%高+20%蒙) 41.13 106.90 砂黏混合土(75%混+25%砂) 30.33 83.96 砂黏混合土(50%混+50%砂) 26.43 65.43 砂黏混合土(25%混+75%砂) 19.42 46.00 强风化混合花岗岩 21.67 38.25 此外,取深圳地铁某盾构区间的强风化混合花岗岩作为试验土样,黏土矿物含量高,盾构在该区间掘进过程中出现了掘进参数异常现象,体现在速度骤降、刀盘扭矩增大,开仓发现产生严重的结泥饼现象。
针对每种土样配制0.3,0.5,0.7,0.9,1.1共5种稠度指数分别进行试验。
(4)试验步骤
根据设定的稠度指数制备试验土样,在土样制备完成后进行试验,试验的步骤如下:
a)将土样粉碎后烘烤干燥。
b)混合土样在干燥状态下将烘烤过的土壤按比例混合,土样添加水至预定含水率后密封24 h。
c)将制备好的土样分3次填入土盒中并压出空气,抹平表面。
d)将应力传感器连接电脑,打开监测软件,进行数值初始调零。
e)开始记录应力值的变化,启动电机,使金属压锤向下移动直至达到设定接触面压力16 N(22.6 kPa),并保持稳压1 min。
f)改变电机方向后启动,使金属压锤以5 mm/min[10, 15]上移,直至脱离土样表面,监测数据不再变化后关闭电机。
g)重复步骤a)~e),取得3次测试数据。
2.2 切向黏附力试验
将土样与非土固体界面切向相对运动的阻力定义为土壤阻力τ,如图 5所示,计算方法如下:
τ=Ca+Ntanφ 。 (3) 式中:Ca为切向黏附力;N为接触单位面积上的法向正压力;φ为土壤与该非土固体材料之间的摩擦角。
(1)试验设备
对传统的直剪仪进行改装,具体为将剪切面下部剪切盒放置金属块,如图 6所示[24]。
(2)试验步骤
土样制备完成后正式开始试验,试验过程与直剪试验类似,具体步骤如下:
a)对准剪切盒后插入固定销,剪切容器下盒放置金属块,环刀取土样后缓慢压入剪切容器上盒,并在试样上依次放置滤纸、透水板、压板和加压框架。
b)进行初始位移量调零。
c)对垂直压力进行分级施加,并观察垂直变形,直至试样固结变形稳定(垂直变形每小时不大于0.005 mm)。
d)拔去固定销,匀速转动手轮,以0.8 mm/min的剪切速率施加水平推力,记录破坏值。
e)剪切结束后退去剪切力和垂直压力,取出试样,观测接触界面黏附情况。
f)进行不同垂直压力下的剪切试验,根据土壤阻力τ计算出切向黏附力Ca。
3. 试验结果与分析
3.1 法向黏附力试验结果分析
对于不同类型的土样,法向黏附力对稠度指数的响应是不同的,因此对7个土样的测试结果进行对比分析,如图 7所示。
各试验土样法向黏附力与稠度指数的关系具有相似性,所有样品的黏附力首先随着稠度指数的增加而增加到一个峰值,然后下降到一个较低的值。土壤样品表面的水膜对黏附应力有很大影响,随着含水率的增加,界面接触状态逐渐由点接触发展至完整的水膜,达到黏附力的峰值。蒙脱土和混有蒙脱土的土样在较低的稠度指数下到达了峰值,峰值线的稠度指数约为0.5,而蒙脱土含量较少的土样峰值线稠度指数约为0.7,这是由于蒙脱土具有亲水性,颗粒会吸收更多的水,需要更多的水才能达到临界水膜厚度,而且黏粒含量的增加会减小土样的渗透性,减缓水膜的形成速度。
3.2 切向黏附力试验结果分析
以稠度指数IC=0.9的高岭土为例,介绍切向黏附力的计算方法。进行3组切向黏附力测试,每组4个试样分别施加100,200,300,400 kPa的法向正应力,测试结果如图 8所示,可见土壤阻力随法向正应力线性增加,拟合直线相关系数在0.95以上。取拟合线在τ轴上的截距为切向黏附力Ca,斜率K为tanφ,故土壤-金属摩擦角φ=arctanK,计算得本例切向黏附力Ca=35.17 kPa,土壤-钢的摩擦角φ=9.54°。
各种土样的切向黏附力和摩擦角如图 9,10所示。稠度指数小于0.6时,可认为土样的水膜已经完全形成,其摩擦角和切向黏附力稳定在极小值,抗剪能力较差,各土样的数值差别很小。对于稠度指数大于0.6的情况,可以看出纯黏土的土样和强风化花岗岩土样切向黏附力明显大于含砂土样,而摩擦角明显小于含砂土样,且含砂量越大,切向黏附力越小,摩擦角越大,表明在含砂土样中摩擦成分占比较高,而纯黏土摩擦成分占比较低,切向黏附力较大。全土样的摩擦角都有随稠度指数降低即含水率增加而快速减小后稳定的趋势。不含砂的纯黏土样品和强风化花岗岩土样切向黏附力随着稠度指数的增加而明显增加,峰值点在稠度指数1.1附近,混有砂的土样切向附着力在稠度指数0.9附近有峰值,随后降低,变化曲线呈现中间大两边小的特征。
4. 盾构堵塞风险综合评判方法
在实际的盾构掘进中,刀盘处的土体受到盾构推进带来的法向应力的影响,刀盘旋转带来的切向附着力的影响。法向黏附力低,表明黏附在盾构机上的泥土就少。切向附着力低,表明土体与金属之间的摩擦力小,在切向力的作用下,附着在刀盘上的土可以很容易地被清除。理想的盾构隧道渣土应该具有相对较低的法向黏附力和切向黏附力。但是法向黏附力和切向黏附力随稠度指数的变化规律可能并不一致,如图 11所示,比如在稠度指数低于0.6时,试验土样的切向黏附力较低,但对应的法向黏附力可能很高。因此,需要建立一个可以同时考虑法向黏附力和切向黏附力的盾构堵塞风险预测图。
根据Thewes等[19]和Hollmann等[20]结合实际工程提出的基于工程经验的盾构堵塞风险,试验土样与上述堵塞风险评估图的关系如图 12所示。
对比试验土样法向黏附力和切向黏附力的测试结果与盾构堵塞风险评估图,由图 12(b)可以看出,IC为0.5,0.7土样位于堵塞高风险区域,与图 7所示的法向黏附力试验结果具有较好的一致性。而切向黏附力试验结果与图 11(b)所反映的堵塞风险不一致,由图 9切向黏附力试验结果,IC为0.5,0.7的试验土样切向黏附力处于相对较低水平,与图 12(a)所示堵塞风险预测图相对一致。因此Thewes等[19]提出的堵塞风险判断图与切向黏附风险存在较强的相关性,Hollmann等[20]提出的堵塞风险判断图与法向黏附风险具有较强的一致性。
从法、切向黏附力变化曲线纵坐标零点起始依次增加纵轴长度的5%,绘制高、中风险,中、低风险分界线,将汇总图分为高风险、中风险、低风险3个部分,得到若干风险分类图。将每种风险分类图的分类结果所对应的试验土样按照法向黏附力和切向黏附力分别绘制于Hollmann等[20]、Thewes[19]所提出的堵塞风险判断图中。当以15%,45%,40%的比例划分低、中、高3个风险区时,即法向、切向黏附力分别大于3.75,30 kPa的区域为高风险,法向、切向黏附力分别小于1,7.5 kPa的区域为低风险,其余为中风险,如图 13所示,以堵塞高风险分类为例,试验土样的法向黏附风险和切向黏附风险与Hollmann等[20]、Thewes等[19]所提出的堵塞风险判断图具有较强的一致性,如图 14所示。
以法向黏附力为横坐标,切向黏附力为纵坐标,按照上述划分方法,绘制盾构堵塞风险分区图,将每种稠度指数下的试验土样根据法向黏附力和切向黏附力分别绘制于图中,如图 15所示。4条分界线将图表整体分为9个区域,对应有5个堵塞风险等级。如“中中”,即法向黏附中风险、切向黏附中风险,对应Ⅲ级盾构堵塞风险。
5. 渣土改良方案评价
针对深圳强风化花岗岩地层,施工刀具易结泥饼的现象,试验土样使用稠度指数为0.9、天然含水率为23.33%的强风化花岗岩,本文采用含水率优化、注入分散剂、注入泡沫剂3种措施进行渣土改良[28]。
5.1 含水率优化
地层的天然含水率为23.33%,以此为基准,分别配制含水率为26.64%,29.96%,33.28%的3种试样,进行拉拔与直剪试验,将试验结果标注在新提出的盾构堵塞风险分区图中并连线,如图 16所示。可以看出,随着含水率的增加,盾构的堵塞风险逐渐下降,风险等级由Ⅴ级降至Ⅲ级,最后到达Ⅱ级,且与Ⅰ级接近,表明优化含水率效果良好。
5.2 注入分散剂
分散剂注入地层中后,可以释放土内结合水,降低土壤颗粒与水之间的表面张力,使高黏性土的黏附性降低,流动性增加[29]。本文选用的分散剂为六偏磷酸钠,将其制备成浓度为10%的溶液,以1%,2%,3%,4%,5%的添加比注入试验土样中。先测定改良后土样的液塑限,将测试结果绘于Hollmann和Thewes经验图中[21],如图 17所示。
进行黏附力试验并将黏附力试验结果绘于盾构堵塞风险分区图中,如图 18所示。
可以看出,分散剂可有效降低盾构堵塞风险,该图可直观反映风险变化路径。分散剂注入率增加后,预测的风险等级由Ⅴ级逐渐降至Ⅲ级,当注入率大于3%后,结果变化不大。
5.3 注入泡沫剂
泡沫剂是常用的渣土改良剂,发泡后与土体颗粒混合,泡沫在土体单元表面形成薄膜,阻止了土体之间的黏结,具有良好的润滑和分离作用,从而降低盾构堵塞的风险。本文配制的泡沫剂浓度为3%、发泡压力为0.4 MPa,泡沫气液比为10,将其按照20%,40%,60%,80%,100%的注入率注入试验土样中。先测定改良后土样的液塑限,将测试结果绘于Hollmann等[20]经验图中,如图 19所示。
进行黏附力试验并将黏附力试验结果绘于盾构堵塞风险分区图中,如图 20所示。
可以看出,注入泡沫后改良效果明显,随着泡沫注入率的提升,盾构堵塞风险由Ⅴ级逐渐降至Ⅲ级风险,当注入率大于60%后,结果变化不大。
综上所述,对比注入分散剂与泡沫剂的Hollmann等[20]经验图与基于黏附试验盾构堵塞风险综合评判图的堵塞风险变化,后者相较于前者对渣土改良后土壤堵塞风险的变化敏感。经过渣土改良后土壤的物理特性变化相对较小,而力学行为特征的变化较为显著,既有的风险预测结果不直观,且与实际差别较大。基于黏附试验盾构堵塞风险综合评判图可以反映渣土改良过程中的盾构堵塞风险变化的路径,有效评估渣土改良的效果。
6. 结论
本文结合室内法、切向黏附力试验结果,总结出一种盾构堵塞风险综合评判新方法,得到以下5点结论。
(1)基于界面黏附理论,通过自主设计的室内拉拔试验和界面直剪试验,探究了不同稠度指数下土壤与金属之间的法向黏附力和切向黏附力的变化规律,总结了一套重复性较强的黏附力测试方法。
(2)法向黏附力试验中,试验土样的法向黏附力随稠度指数的增大先升高再降低,蒙脱土含量的提高会降低法向黏附力峰值线的稠度指数。
(3)切向黏附力试验中,稠度指数小于0.6时,全样品的摩擦角和切向黏附力都稳定在低水平。稠度指数大于0.6时,纯黏土土样切向黏附力明显大于含砂土样,而摩擦角明显小于含砂土样,且含砂量越大,切向黏附力越小,摩擦角越大。纯黏土土样切向黏附力随着稠度指数的增加而增加。含砂土样切向附着力在稠度指数0.9附近有峰值,随后降低。
(4)基于黏附力试验结果,以法向黏附力为横坐标,切向黏附力为纵坐标,共分为5个风险等级。
(5)依托现有工程,通过对强风化花岗岩进行渣土改良,对比现有的盾构堵塞预测方法,基于黏附试验的盾构堵塞风险综合评判方法可以更有效地评估渣土改良效果。
-
表 1 土层模型计算参数
Table 1 Parameters for soil model
土层 弹性模量/MPa 泊松比 饱和重度/(kN·m-3) 初始孔隙比 黏聚力/kPa 内摩擦角/(°) 杂填土 4.1 4.1 16.4 0.34 19.0 0.9 10 9.0 素填土 4.1 4.1 16.4 0.34 18.8 0.9 15 5.4 淤泥质粉质黏土 3.3 3.3 13.2 0.41 18.2 1.1 12 5.7 粉质黏土夹粉砂 3.7 3.7 16 0.34 18.7 1.0 14 8.4 表 2 支护结构材料参数
Table 2 Parameters for support structures
结构名称 单元类型 弹性模量/GPa 泊松比 重度/(kN·m-3) 尺寸/mm 地下连续墙 板 31.5 0.2 26.0 厚度t=800 钻孔灌注桩 梁 31.5 0.2 26.0 桩径1000 格构柱 梁 200.0 0.3 78.5 方箱480, t=20 钢筋混凝土支撑 梁 31.5 0.2 26.0 矩形100×800 钢支撑 梁 200.0 0.3 78.5 ¬609, t=16 表 3 基坑开挖模拟步骤
Table 3 Simulation steps of excavation
序号 施工阶段 单元处理 1 初始应力分析 激活所有土体、自重、边界约束;位移清零 2 围护墙施工 激活围护墙、围护墙旋转约束 3—4 开挖第1—第2层土 逐步钝化第1—第2层土 5 架设第一道支撑 激活第一道钢筋混凝土支撑 6—10 开挖第3—第7层土 逐步钝化第3—第7层土 11 架设第二道支撑 激活第二道钢支撑 12—15 开挖第8—第11层土 逐步钝化第8—第11层土 16 架设支撑3 激活第三道钢支撑 17—19 开挖第12—第14层土 逐步钝化第12—第14层土 20 架设支撑4 激活第四道钢支撑 21—22 开挖第15—第16层土 逐步钝化第15—第16层土 表 4 模拟值与实测值相对误差汇总表
Table 4 Summary of relative errors between simulated and measured values
/% 测项 模拟值与实测值相对误差 开挖7 m 开挖11 m 开挖14 m 开挖16 m 围护墙体位移 1 -6 -1 4 第二道轴力 12 17 9 5 第三道轴力 — 14 22 20 第四道轴力 — — 5 8 表 5 软土基坑的围护墙位移
Table 5 Wall deflections of excavation in soft soil area
表 6 第二、第三道钢支撑预加轴力影响
Table 6 Influences of preloading axial force on struts No.2 and No.3
计算模式 预加轴力/kN 初始轴力/kN 最大轴力/kN 最终轴力/kN 设计轴力/kN 方案Ⅰ 第二道 1600 1787 2610 2285 2313 第三道 1600 1701 2800 2800 1543 第四道 1050 999 1215 1215 1915 方案Ⅱ 第二道 3000 2014 2806 1988 2313 第三道 3000 2499 3340 3340 1543 第四道 1050 968 1182 1182 1951 表 7 各架设条件下钢支撑最大轴力值
Table 7 Maximum axial forces of steel struts under various erection conditions
(kN) 项目 第二道 第三道 第四道 悬挂架设 1544 1893 2266 常规架设 2228 3182 997 超挖1 m 4026 1159 3904 设计方案 2313 1543 1951 实际方案 2015 2627 926 表 8 不同支撑架设条件下围护墙位移、弯矩最大值
Table 8 Wall deflections and maximum moments under different strut erection conditions
项目 最大位移/mm 最大正弯矩/(kN·m) 最大负弯矩/(kN·m) 悬挂架设 68 1729 -603 常规架设 110 2412 -1045 超挖1 m 204 3354 -1996 -
[1] 蒋洪胜, 刘国彬. 软土深基坑支撑轴力的时空效应变化规律研究[J]. 岩土工程学报, 1998, 20(6): 105–107. http://manu31.magtech.com.cn/Jwk_ytgcxb/CN/abstract/abstract10234.shtml JIANG Hong-sheng, LIU Guo-bin. Time-space effect on strut force in deep excavation of soft soil[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 1998, 20(6): 105–107. (in Chinese) http://manu31.magtech.com.cn/Jwk_ytgcxb/CN/abstract/abstract10234.shtml
[2] GOLDBERG D T, JAWORSKI W E, GORDON M D. Lateral Support Systems and Underpinning[R]. Washington: Federal Highway Administration, 1976.
[3] 曹雪山, 张荣宽, 顾琴. 一种深基坑变形报警方法: CN105064371B[P]. 2017-07-18. CAO Xue-shan, ZHANG Rong-kuan, GU Qing. Deformation alarming method for deep foundation pit: CN105064371B[P]. 2017-07-18. (in Chinese)
[4] 陈保国, 闫腾飞, 王程鹏, 等. 深基坑地连墙支护体系协调变形规律试验研究[J]. 岩土力学, 2020, 41(10): 3289–3299. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX202010014.htm CHEN Bao-guo, YAN Teng-fei, WANG Cheng-peng, et al. Experimental study on compatible deformation of diaphragm wall support system for deep foundation pit[J]. Rock and Soil Mechanics, 2020, 41(10): 3289–3299. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX202010014.htm
[5] 金亚兵, 沈翔, 劳丽燕. 温度变化对深基坑内支撑轴力和变形的影响研究[J]. 岩土工程学报, 2021, 43(8): 1417–1425. http://manu31.magtech.com.cn/Jwk_ytgcxb/CN/abstract/abstract18689.shtml JIN Ya-bing, SHEN Xiang, LAO Li-yan. Influences of temperature change on axial force and deformation of inner support in deep foundation pits[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2021, 43(8): 1417–1425. (in Chinese) http://manu31.magtech.com.cn/Jwk_ytgcxb/CN/abstract/abstract18689.shtml
[6] 刘国彬, 王卫东. 基坑工程手册[M]. 第2版. 北京: 中国建筑工业出版社, 2009: 1108–1150. LIU Guo-bin, WANG Wei-dong. Excavation Engineering Manual[M]. 2nd ed. Beijing: China Architecture & Building Press, 2009: 1108–1150. in Chinese)
[7] 建筑基坑支护技术规程: JGJ 120—2012[S]. 2012. Technical Specification for Retaining and Protection of Building Foundation Excavations: JGJ 120—2012[S]. 2012. (in Chinese)
[8] 曹雪山, 额力素, 曹怀玉. 深基坑钢支撑预加力对围护墙变形影响[J]. 河北工程大学学报(自然科学版), 2020, 37(3): 33–39. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-HJXU202003005.htm CAO Xue-shan, E Li-su, CAO Huai-yu. Influence of inner steel strut prestress on the retaining wall deformation of deep excavation[J]. Journal of Hebei University of Engineering (Natural Science Edition), 2020, 37(3): 33–39. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-HJXU202003005.htm
[9] 建筑基坑工程监测技术规范: GB 50497—2009[S]. 2009. Technical Code for Monitoring of Building Excavation Engineering: GB 50497—2009[S]. 2009. (in Chinese)
[10] 江苏省城市轨道交通工程监测规程: DGJ32—J195— 2015[S]. 2015. Technical Specification for Monitoring Measurement of Urban Rail Transit Engineering in Jiangsu Province: DGJ32—J195—2015[S]. 2015. (in Chinese)
[11] 李书银, 李世良. 地铁深基坑钢支撑预加轴力消散原因分析[J]. 铁道勘察, 2018, 44(5): 39–42. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TLHC201805010.htm LI Shu-yin, LI Shi-liang. Analysis on dissipation of preloaded axial force of steel support in subway deep foundation pit[J]. Railway Investigation and Surveying, 2018, 44(5): 39–42. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TLHC201805010.htm
[12] 洪德海. 钢支撑预加力对围护结构内力的影响分析[J]. 铁道勘察, 2010, 36(2): 62–64. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TLHC201002021.htm HONG De-hai. Analysis on influence of steel support prestress on endogenous force of support structure[J]. Railway Investigation and Surveying, 2010, 36(2): 62–64. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TLHC201002021.htm
[13] CLOUGH G W, TSUI Y. Performance of tied-back walls in clay[J]. Journal of the Geotechnical Engineering Division, 1974, 100(12): 1259–1273.
[14] 建筑基坑工程监测技术标准: GB 50497—2019[S]. 2019. Technicai Standard for Monitoring of Building Excavation Engineering: GB 50497—2019[S]. 2019. (in Chinese)
[15] 张洁玲. 某地铁车站深基坑开挖变形及稳定性研究[D]. 石家庄: 石家庄铁道大学, 2018. ZHANG Jie-ling. Study on the Excavation Deformation and Stability of Deep Foundation Pit in Subway Station[D]. Shijiazhuang: Shijiazhuang Tiedao University, 2018. (in Chinese)
[16] 雷霆, 丁保华, 张瑞鑫, 等. 钢支撑有限元模型刚度取值研究[J]. 市政技术, 2020, 38(1): 220–223. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SZJI202001075.htm LEI Ting, DING Bao-hua, ZHANG Rui-xin, et al. On stiffness values of finite element model in steel support structure[J]. Municipal Engineering Technology, 2020, 38(1): 220–223. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SZJI202001075.htm
[17] 杨学涛, 曹雪山. 深基坑围护结构水平位移变形分析[J]. 施工技术, 2014, 43(13): 51–54. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SGJS201413016.htm YANG Xue-tao, CAO Xue-shan. Horizontal displacement analysis on deep foundation excavation retaining structure[J]. Construction Technology, 2014, 43(13): 51–54. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SGJS201413016.htm
[18] 杨学涛. 南京河西某深基坑变形特征及对周围建筑物的影响分析[D]. 南京: 河海大学, 2015. YANG Xue-tao. Study on Deformation of Deep Foundation Pit in Soft Area and Influence to Building Adjacented, Hexi, Nanjing[D]. Nanjing: Hohai University, 2015. (in Chinese)
[19] 吴昌将, 孙召花, 赖允瑾, 等. 软土地区地下连续墙深大基坑的变形性状研究[J]. 岩土力学, 2018, 39(增刊2): 245–253. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX2018S2035.htm WU Chang-jiang, SUN Zhao-hua, LAI Yun-jin, et al. Study of deformation characteristics of diaphragm wall induced by deep large excavation in soft soil region[J]. Rock and Soil Mechanics, 2018, 39(S2): 245–253. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX2018S2035.htm
[20] 张旷成, 李继民. 杭州地铁湘湖站"08.11. 15"基坑坍塌事故分析[J]. 岩土工程学报, 2010, 32(增刊1): 338–342. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC2010S1068.htm ZHANG Kuang-cheng, LI Ji-min. Accident analysis for "08.11. 15" foundation pit collapse of Xianghu Station of Hangzhou metro[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2010, 32(S1): 338–342. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC2010S1068.htm
-
期刊类型引用(15)
1. 郭瑞,吴德志,杜宁泽,梁融智,刘梦梦,周海贵,蒋阳阳. 盖挖法下的钢支撑架设施工技术研究. 工程与建设. 2025(01): 184-187 . 百度学术
2. 刘新华. 青岛地铁某明挖深基坑内支撑结构安全评估. 四川建筑. 2025(02): 175-177 . 百度学术
3. 岳长庚,刘铠宁,郑凌逶,王文军,谢新宇. 地铁车站钢支撑伺服控制效果及围护结构变形研究. 地基处理. 2025(03): 293-302 . 百度学术
4. 杨承志,尹紫红. 内支撑布置对深基坑变形的影响. 科学技术与工程. 2025(16): 6913-6921 . 百度学术
5. 唐伟华,林军. 基于二阶P-Δ弹性分析法的装配式钢管支撑结构稳定性分析. 勘察科学技术. 2024(01): 1-5+37 . 百度学术
6. 肖靖,朱俊涛,李德杰,饶为胜,曾旭涛. 超大深基坑支护结构设计及稳定性分析. 土工基础. 2024(04): 592-594+603 . 百度学术
7. 曹亮,李云鹤,陈帅,刘顺涛,刘伟. 基坑开挖变形特征和影响规律研究. 测绘通报. 2024(08): 160-164 . 百度学术
8. 赵升峰,汪敏营,邬喜春,李明东. 全钢结构基坑支护若干问题分析. 江苏建筑. 2024(05): 105-109 . 百度学术
9. 赵升峰,汪敏营,邬喜春,李明东. 不同深度基坑中桩加支撑支护特性研究. 江苏建筑. 2024(06): 112-115+129 . 百度学术
10. 邵根才,黄程翔,徐琳,周雪峰,谢李中,曹成功. 钢支撑预加轴力对温州软土基坑变形的影响. 中国水运(下半月). 2023(05): 128-130 . 百度学术
11. 毛学墙. 深基坑开挖过程中钢围堰-土相互作用机理研究. 施工技术(中英文). 2023(12): 74-79 . 百度学术
12. 彭力,肖敏. 水下钻孔爆破振动对桥梁的影响分析. 中国水运. 2023(10): 148-150 . 百度学术
13. 魏建华,鹿存亮,罗成恒,尹骥. 软土深基坑预应力混凝土伺服支撑设计与实践. 岩土工程技术. 2023(06): 737-743 . 百度学术
14. 李海涛,任光明,沈国卓,范荣全,曾文慧,董斌. 复杂环境下多种组合支护深基坑的变形控制及响应研究. 成都理工大学学报(自然科学版). 2023(06): 744-755 . 百度学术
15. 魏焕卫,李传斌,种记鑫,郑晓. 局部超挖对内支撑结构的施工效应. 计算机辅助工程. 2023(04): 56-65 . 百度学术
其他类型引用(6)