某综合楼基坑支护毕业设计.doc

'某综合楼基坑支护毕业设计1工程地质及水文地质资料1.1工程概况及工程地质1.1.1工程地质南京地铁珠江路综合楼工程位于中山路吉兆营路路口东南角，占地面积南北长约70m，东西宽约50m。综合楼主楼26层，高约100m，采用钢结构体系；裙楼高6层，采用框架结构体系。综合楼设三层地下室，基坑开挖深度分为17.86m。本工程地质条件与珠江路车站北段基本类似，地面实测标高在10.46m左右。建址范围内自上向下土层构成分别为：（1）①杂填土：褐黄色，松散～稍密，由碎砖、碎石及粉质粘土混填；（2）①-2b2-3素填土：褐黄～褐灰色，软～可塑，主要由粉质粘土填积，夹少量碎砖；（3）②-1b3粉质粘土：灰黄～褐灰色，软塑，局部夹粉土；（4）②-2b3-4粉质粘土：灰色，软～流塑，夹淤泥质粘土；（5）③-1-1b1-2粉质粘土：灰黄～绿灰色，可～硬塑；（6）③-1-1b2粉质粘土：灰黄～褐黄色，可塑；（7）③-1-2b3-4粉质粘土：褐黄～褐灰，软～流塑；（8）③-2-1b2-3粉质粘土：褐黄～褐灰，可～软塑；（9）③-2-2b3-4粉质粘土：褐灰～灰色，软～流塑，夹薄层粉砂；(10)③-3-1b2粉质粘土：褐灰～灰色，可塑；(11)③-3-2b2粉质粘土：灰黄～绿灰色，可塑，夹少量粉细砂及卵砾石；(12）③-3-3d2中粗砂：灰～灰黄色，中密，局部分布；(13)③-4e粉质粘土混粗砂卵砾石：灰黄色～紫红色，可塑，卵砾石含量一般为5～30％，粒径1～8cm，局部含量达60％，粒径大于10cm。1.1.2水文地质场区内地下水主要为浅层孔隙潜水和微承压水。浅层孔隙潜水直接由大气降水和地表水的渗入补给，地下水位埋深约1.0～1.4米。我们取地下水位为1米，高程为9.46米。深层微承压水主要分布在第③-3-3d2层2.0m厚的粗砂混砾石土层中，地下水位埋深约32m左右。该层地下水的补给来源和径流条件较复杂。 场地内水的渗透性较差，在4.5m厚的第③-1-2b3-4层粉质粘土（夹薄层状粉砂）中，水平渗透系数为12.1×10-7cm/s，垂直渗透系数为59×10-7cm/s，此层降水后可较大幅度提高土体强度，减少基坑位移。1.2工程周围环境根据《基坑工程手册》，在大中城市建筑物稠密地区进行基坑工程施工，宜对下述内容进行调查：(1)周围建(构)筑物的分布，及其与基坑边线的距离，(2)周围建(构)筑物的上部结构型式、基础结构及埋深、有无桩基和对沉降差异的敏感程度，需要时要收集和参阅有关的设计图纸，(3)周围建筑物是否属于历史文物或近代优秀建筑，或对使用有待殊严格的要求；(4)如周围建(构)筑物在基坑开挖之前已经存在倾斜、裂缝、使用不正常等情况通过拍片、绘图等手段收集有关资料。必要时要请有资质的单位事先进行分析鉴定。本工程建址为一块已拆迁的空地，南侧为同仁大厦的附属建筑，该建筑结构为6层钢筋混凝土框架结构，其地下室边墙距离车站东边墙约8m，基础为30m深的450×450静压预制桩。东侧为同仁宾馆，该建筑为7层框架结构，片筏基础，柱下450×450静压预制桩，深度24m。在吉兆营路的北侧，有二幢省电力建设公司的砖混结构多层房屋，其中一幢为7层，1幢为4层，均为条形基础，结构较差。两幢建筑距基坑北边线12.5m。中山路下有若干地下市政管线，与本工程关系密切的是下水1050、电力380V和电信排管，这些管线由于地铁施工的需要目前正在搬迁中。吉兆营路目前正在拓宽，拟作为中山路翻交后的非机动车绕行道路。因此，地面超载取为20。2设计依据和设计标准2.1基坑工程设计依据1)《建筑基坑支护技术规程》(JGJ120－99)2)《混凝土结构设计规范》（GB50010－2002）3)《地基与基础工程施工及验收规范》（GBJ202－83）4)《建筑地基处理技术规范》（JGJ79－2002） 1)《地基处理技术规范》（DBJ08－40－94）2)《地铁基础工程施工规程》（SZ－08－2000）3)《基坑工程设计规程》（DBJ08－61－97）4)《简明深基坑工程设计施工手册》5)《基坑工程手册》2.2基坑工程等级确定在基坑方案总体设计中,必须根据周围环境要求、工程功能要求等制定出安全而合理的设计标准。按深基坑工程已有工程经验，根据周围环境保护要求，将基坑变形控制标准分为四个等级如下表2-1表2-1：基坑变形控制保护等级标准保护等级地面最大沉降量及围护墙水平移控制要求环境保护要求特级1.地面最大沉降量≤0.1℅H；2.围护墙最大水平位移≤0.14℅H；3.K≥2.2离基坑10m，周围有地铁，共同沟、煤气管、大型压力总水管等重要建筑及设施必须确保安全一级1.地面最大沉降量≤0.2℅H；2.围护墙最大水平位移≤0.3H；3.K≥2.0离基坑周围H范围内设有重要干线、水管、大型在使用的构筑物、建筑物二级1.地面最大沉降量≤0.5℅H；2.围护墙最大水平位移≤0.7℅H；3.K≥1.5在基坑周围H范围内设有较重要支线管线和一般建筑、设施三级1.地面最大沉降量≤1℅H；2.围护墙最大水平位移≤1.4℅H；3.K≥1.2在基坑周围30m范围内设有需保护建筑设施和管线构筑物注：H为基坑开挖深度，在17m左右，K为抗隆起安全系数，按圆弧滑动公式算出。根据以上标准，该工程等级可以确定为二级。2.3基坑设计控制原则1)全面响应招标文件，严格遵守招标文件的各项条款。2)采用先进、成熟、有效、切实可行的施工方案，确保在业主要求工期内，安全、优质、高效、低耗地完成本标段施工任务。 3)充分考虑本标段工程特点和周边施工环境，最大限度地降低工程施工对城市秩序、环境卫生、市容市貌、地面交通、既有设施安全及市民正常生活带来的不利影响。4)严格贯彻“安全第一”的原则；采用监控量测措施和信息反馈系统指导施工，确保施工安全、环境安全及周边建筑物安全。5)确保工程质量和工期。6)文明施工和环境保护达到沈阳市政府及业主的要求。7)坚持优化技术方案和推广应用“四新”成果，加强科技创新和技术攻关，应用新技术、新材料、新工艺、新设备，确保工程全面创优。8)加强施工管理，提高生产效率，降低工程造价。3基坑维护方案设计3.1支护体系的组成当基坑工程的土方开挖、采用有支护开挖方式时，在基坑土方开挖之前则需先施工支护体系。支护体系按其工作机理和材料特性，分为水泥土挡墙体系、排桩和板墙式支护体系和边坡稳定式三类。水泥土挡墙体系，依靠其本身的自重和刚度保护坑壁，一般不设支撑，特殊情况下经采取措施后亦可局部加设支撑。排桩和板墙式支护体系，通常由围护堵、支撑(或土层诺杆)及防渗旅幕等组成。3.2几种常见支护体系在基坑支护中，实际上多采用以下四种方法，根据工程水文地质及工程安全等级、周围环境等各方面的要求，对以下四种支护方式进行具体的分析，从而选出最适合于本工程施工的一种支护方式。3.2.1深层搅拌水泥土围护墙深层搅拌水泥土围护墙是采用深层搅拌机就地将土和输入的水泥浆强行搅拌，形成连续搭接的水泥土柱状加固体挡墙。水泥土围护墙的优点：由于一般坑内无支撑，便于机械化快速挖土；具有挡土、止水的双重功能；一般情况下较经济。 其缺点首先是位移相对较大，尤其在基坑长度大时。为此可采取中间加墩、起拱等措施以限制过大的位移；其次是厚度较大，只有在红线位置和周围环境允许时才能采用，而且在水泥土搅拌桩施工时要注意防止影响周围环境。一般情况下，当红线位置和周围环境允许，基坑深度＜7m，在软土地区应优先考虑采用之。3.2.2槽钢钢板桩这是一种简易的钢板校园护墙，由槽钢正反扣搭接或并排组成。槽钢长6—8m，型号由计算确定。打人地下后顶部近地面处设一道拉锚或支撑。由于搭接处不严密，一般不能完全止水。如地下水位高，需要时可用轻型井点降低地下水位。一般只用于一些小型工程。钢板桩的优点是材料质量可靠，在软土地区打设方便，施工速度快而且简便；有一定的挡水能力(小趾口音挡水能力更好)；可多次重复使用；一般费用较低。其缺点是一般的钢板桩刚度不够大，用于较深的基坑时支撑(或拉锚)工作量大，否则变形较大；在透水性较好的土层中不能完全挡水；拔除时易带土，如处理不当会引起土层移动，可能危害周围的环境。由于其截面抗弯能力弱，一般用于深度不超过4m的基坑。3.2.3地下连续墙地下连续墙是于基坑开挖之前，用特殊挖槽设备、在泥浆护壁之下开挖深槽，然后下钢筋笼浇筑混凝土形成的地下土中的混凝土墙。地下连续墙用作围护墙有厂述优点：(1)施工时振动少、噪声低，可减少对周围环境的影响，能紧邻建筑物和地下管线施(2)地下连续墙刚度大、整体性好、变形相对较小，可用于深基坑；(3)地下连续墙为连续整体结构，施工时处理好接头部怔，能有较好的抗渗止水作用地下连续墙有如下的缺点：如单独用作围护堵成本较高；施工时需泥浆护壁，泥浆要妥善处理，否则影响环境。当基坑深度大，周围环境复杂井要求严格时，往往首先考虑采用。3.2.4SMW工法(劲性水泥土搅拌桩法) SMW工法为日本的叫法，国内亦称劲性水泥土搅拌校法，即在水泥土搅拌桩内插入H型钢等(多数为H型钢，亦有插入拉森式钢板桩、钢管等)，将承受荷载与防渗挡水结合起来，使之成为同时具有受力与抗渗两种功能的支护结构的围护培。坑深大时亦可加设支撑。从我国目前的设计施工水平看，SMW工法围护墙在软土地区用于两层地下室的基坑工程(深度8—10m)完全是可以的，上海东方明珠二期工程用于10.7m基坑。如果用后能将H型钢拔出回收，则经济效益显著。3.3方案对比分析及选择对于深层搅拌水泥土围护墙，由于基坑开挖深度达到17.86米,坑内无支撑肯定达不到安全施工的要求。同时基坑长度过大，达到71.06米，为此要采取中间加墩、起拱等措施以限制过大的位移，所以施工比较复杂。其次是由于其厚度较大，只有在红线位置和周围环境允许时才能采用，而且在水泥土搅拌桩施工时要影响周围环境。该工程两侧都有建筑物，可施工的空间有限。因此此工法在此不可应用。对于槽钢钢板桩，由于搭接处不严密，一般不能完全止水。且一般的钢板桩刚度不够大，用于较深的基坑（本工程17.86m）时支撑(或拉锚)工作量大，变形较大；且由于其截面抗弯能力弱，一般用于深度不超过4m的基坑。对于本工程，显然不合要求，故放弃此支护方案。对于地下连续墙和SMW(劲性水泥土搅拌桩法)，是深基坑支护方式最常用的几种方法之一，在此工程中两种方法都可以应用。但是考虑到环境和造价要求，我认为还是优先使用SMW(劲性水泥土搅拌桩法)工法进行施工。因为该工程南侧为同仁大厦的附属建筑，东侧为同仁宾馆，在吉兆营路的北侧，有二幢省电力建设公司的砖混结构多层房屋，两幢建筑距基坑北边线12.5m，由于地下连续墙施工对环境的要求和破坏都很大，同时由于该工程开挖深度深，基坑长，如果采用地下连续墙施工的话，那么工程造价势必会提高很多。所以采用SMW工法较为合理。具体参数如下。3.3.1型钢选择　　SMW工法中，由于内插型钢，不需要配筋。选用取HW394*398*18*11H型钢，型钢截面见图3-1。 图3-1型钢示意图3.3.2水泥土搅拌桩　　水泥土搅拌桩桩机钻孔直径为800mm，孔轴间距为600mm，且水泥搅拌桩选择w=394mm，t=600mm，见图3-2。4基坑支撑方案设计4.1支撑结构类型 根据《基坑工程手册》，对于深度较大的基坑，为使围护堵经济合理和受力后变形的控制在一定范围内，都需沿围护墙竖向增设文承点，以减小跨度。如在坑内对围护墙加设支承称为内文撑；如在坑外对围护墙拉设支承，则称拉锚(土锚)。内支撑受力合理、安全可靠、易于控制图护墙的变形但内支撑的设置给基坑内挖土和地下室结构的支模和浇筑带来一些不便，需通过换撑加以解决。用土锚拉结围护墙，坑内施工无任何阻挡，但于软土地区土锚的变形较难控制，且土锚有一定长度，在建筑物密集地区如超出红线油需专门申请，否则是不允许的。一般情况下，在土质好的地区，如具备锚杆施工设备和技术，应发展土锚；在软土地区为便于控制围护墙的变形，应以内支撑为主。支护结构的内支撑，按材料分，可分为钢支撑和钢筋混凝土支撑两类。钢支撑的优点是安装和拆除速度较快，能尽快发挥艾撑的作用，减小时间效应，既使围护墙因时间效应增加的的变形减小；可以重复利用，多为租赁方式，便于专业化施工；可以施加预紧力，还可根据围护墙变形发展情况，多次调正预紧力值以限制围护墙变形发展。其缺点是整体刚度相对较弱，支撑的间距相对较小；由于在两个方向施加预紧力，使纵、横向方捏的诈接处处于铰接状态。钢筋混凝土支撑优点是形状多样性，由于是现浇而成，可浇筑成直线、曲线构件，可根据基坑平面形状，浇筑成最优化的市置型式；整体刚度大、安全可靠，可使围护墙的变形小，有利于保护周围环境；可方便地变化构件的截面和配筋，以适应其内力的变化。其缺点是支撑成型和发挥作用时间长，现场浇筑需时较长，再加上养护达到规定的强度，时间更加长，为此时间效应大，使围护墙因时间效应而产生的变形增大；属一次性的支撑结构，不能重复利用(做成装配式者例外)；拆除相对困难，如利用控制爆破拆除，有时周围环境不允许，如用人工拆除．时间较长，劳动强度大。4.2支撑方式的对比选择由于本工程的施工同时施工影响着珠江路地铁车站的施工，所以工期较为紧张。而钢筋混凝土支撑由于其成型和发挥作用时间长，现场浇筑需时较长，同时养护要达到规定的强度，时间更加长，一来是时间不允许，二来是围护墙也会因时间效应而产生变形增大的后果；且不能重复利用；拆除相对困难。又由于工程周围建筑物较多，空间上也不许。而钢支撑的安装和拆除速度较快，能尽快发挥支撑的作用，减小时间效应，有利于保证工期；可以重复利用。此基坑长度长,开挖深度大,若是连结处处于绞结状态的话，对于基坑开挖的安全性是不能保证的，也能满足环境的要求。因此我建议采用钢支撑施工，采用钢管作为支撑，设置四道钢支撑。4.3立柱当基坑的平面尺寸较大时，需布置支撑立柱来支撑水平支撑系统的自重，同时还可以防止支撑弯曲，在一定程度上起到缩短支撑的计算长度，防止支撑失稳破环的作用。 支撑立柱通常采用钢立柱。由于在基坑开挖结束建筑底板的时候支撑立柱一般不能拆除，所以立柱最好做成格构式，以利于底板钢筋的通过，否则必须截断底板钢筋或在立柱侧壁上穿洞，而造成不必要的麻烦。本工程中，立柱采用和钢支撑同样的材料，为钢管。4.4围檩围檩的作用为将支护墙体上所承受的土压力、水压力等外荷载传递到支撑上，围檩的另一个重要作用是加强支护墙体的整体性，将支护墙体的各施工单元组成一个整体而共同受力。4.5支撑制作注意事项内支撑施工体系安装施工要点：（1）千斤顶预加轴力必须对称同步，以平衡横撑自重下落的可能和初期开挖预放的初应变。（2）钢管横撑的设置时间必须严格按设计工程条件掌握，土方开挖时应分段分层，严格控制安装横撑所需的基坑开挖深度。（3）所有支撑连接处，均应垫紧贴密，防止钢管支撑偏心受压。（4）端头斜撑处钢围囹及支撑头，必须严格按设计尺寸和角度加工焊接、安装、保证支撑为轴心受力。（5）钢管支撑安装的允许偏差应满足表4.1的规定表4.1钢管横撑安装的允许偏差项目横撑中心标高及同层顶面的标高差支撑两端的标高差支撑挠曲度主柱垂直度横撑与主柱的轴线偏差横撑水平轴线偏差允许值±30mm≤20mm≤1/600L≤1/1000L≤1/3000H≤50mm≤30mm4.6基坑施工应变措施4.6.1支护墙的渗水与漏水土方开挖后支护墙出现渗水或漏水，对基坑施工带来不便，如渗漏严重时则往往会造成土颗粒流失，引起支护墙背地面沉陷甚至文护结构坍塌。在基坑开挖过程中，一旦出现渗水或漏水应及时处理，常用的方法有：对渗水量较小，不影响施工区不影响周边环境的情况，可采用坑底设沟排水的方法。 对渗水量较大，但没有泥砂带出，造成施工困难，而对周围影响不大的情况，可采用“引流—修补”方法。4.6.2断桩及漏桩的处理在成桩过程中有时会遇到无法清除的地下障碍，使支护桩形成断桩或漏桩现象，在钻孔灌注校施工中也会遇到坍孔等原因造成断校。这对支护堵的受力会带来影响，断桩或漏桩处也易造成严重漏水。对于施工过程中已知的或怀疑可能发生的断桩或漏桩，在基坑开挖前，应先行对该桩险及桩背进行压密注浆或高压喷射注浆，保证其在开挖后不发生严重漏水，以便开挖后处理。断桩如发生在基坑底面以上，则在开挖后，可将断校部位的泥浆、粘土、浮浆及不密实的棍凝土凿干净，支模后用很凝土补浇填实。对于施工过程中未知的断桩或漏校，开挖发现后应先进行止水处理，再用混凝土补浇填实施工阶段未知的断桩，其位置又发生在基坑底面以下，一般很难发现也难以修复。4.6.3防止侧向位移发展的措施基坑开挖后，支护结构发生一定的位移是正常的，但如位移过大，或位移发展过快，则往往会造成较严重的后果如发生这种情况，应针对不同的支护结构采取相应的应急措施。4.6.4流砂及管涌的处理在细砂、粉砂层土中往往会出现局部流砂或管涌的情况，对基坑施工带来困难。如流砂等十分严重则会引起基坑周围的建筑、管线的倾斜、沉降。对轻微的流砂现象，在基坑开挖后可采用加快垫层浇筑或加厚垫层的方法“压住”流砂。对较严重的流砂应增加坑内降水措施，使地下水位降至坑底以下0.5—1m左右。降水是防治流砂的员有效的方法。但应注意，坑内降水不能对基坑外产生不利影响，因此，如果支护结构本身没有止水惟幕或止水椎幕渗漏严重的，则应慎用。4.6.5临近建筑与管线位移的控制 基坑开挖后，坑内大量土方挖去，土体平衡发生根大变化，对坑外建筑或地下管线往往也会引起较大的沉降或位移，有时还会造成建筑的倾斜，并由此引起房屋裂缝，管线断裂、泄漏。对建筑的沉降的控制一般可采用跟踪注浆的方法。对基坑周围管线保护的应急措施一般有二种方法：一是打设封闭桩或开挖隔离沟；二是管线架空。4.7支撑施工技术要点4.7.1支撑安装钢支撑安装的质量直接影响到工程安全和施工人员的安全，对于工程质量和地表沉降有着至关重要的作用，必须引起高度重视，施工中，必须加强以下几个方面的控制：（1）本次基坑施工的钢支撑选用φ580规格，钢支撑进场后，应有技术人员专人负责（2）钢支撑进入施工现场后都应作全面的检查验收，必须进行试拼装，不符合要求的坚决不用。（3）对施加支撑轴向预应力的液压装置要经常检查，使之运行正常，使量出的预应力值准确，每根支撑施加的预应力值要记录备查。（4）钢管支撑连接螺栓一定要全数栓上，不能减少螺栓数量，以免影响钢支撑的拼接质量。（5）在基坑开挖与支撑施工中，应对SMW墙体的变形和地层移动进行监测，内容包括SMW墙体变形观测及沉降观测、邻近建筑物沉降观测。要求每天都有日报表，及时反馈资料指导施工。4.7.2内支撑体系的拆除支撑体系拆除的过程其实就是支撑的“倒换”过程，即把由钢管横撑所承受的侧土压力转至永久支护结构或其他临时支护结构。支撑体系的拆除施工应特别注意以下两点：（1）拆除时应避免瞬间预加应力释放过大而导致结构局部变形、开裂。（2）利用主体结构换撑时，主体结构的楼板或底板混凝土强度应达到设计强度。4.7.3支撑体系主要施工技术措施（1）严格遵循“边挖边撑”的原则，合理安排施工周期第一层土方开挖沿纵向长度一次不超过6m ，一旦挖出工作面即迅速安装钢支撑，当支撑预应力施加完成后，才能继续沿纵向开挖。第二层及以下各层土体开挖中，每一小段长度不超过6m，开挖每一层的小段土方，要再16小时内完成，随即在8小时内安装好两根钢支撑，完成后方可进行下一段或下一层土方开挖。斜支撑的头部设置垫箱。（2）施加支撑预应力开挖前准备好合格的支撑以及施加支撑预应力的各项装置、仪表，支撑时按设计支撑轴向力的80%施加预应力，考虑到所加预应力损失10%，对施加预应力的油泵装置要经常检查，使之运行正常。5计算书5.1土压力计算5.1.1标准段地下连续墙深度的确定按照《基坑工程手册》，搅拌桩的加固深度，亦即桩的长度，与开挖深度及土层分布等因素有关，一般取开挖深度的1.8—2.2倍进行试算。即H=1.8h=1.8*17.86=32.12(m)。5.1.2土的特征计算计算中通常考虑粘性土的内摩擦角和粘聚力c的影响。为简化计算，对成层构造的土体，墙底以上各层土的物理力学性质指标按各层土的厚度加权平均计算，即：(5-1)(5-2)(5-3)式中：:第i层土天然重度（kN/m）；：第i层土的厚度（m）；：第i层土的内摩擦角（º）； ：第i层土的粘聚力（KPa）；H：墙深（m）,取H=1.8h=32.12m.由墙底至坑底间各土层参数计算得:=(1.3*18+0.9*18+0.8*18.93+3.3*18.83+4.5*19.9+3.1*19.49+3.6*18..54+1.8*18.73+3.5*17.96+6.1*19.62+3.12*20)19.07（kN/m）=19.07（kN/m）=(1.3*10+0.9*10+0.8*11.4+3.3*10+4.5*6.66+3.1*9.2+3.6*15.0+1.8*12.2+3.5*9.3+6.1*11.410.5+3.12*)/32.12（KPa）=10.4（KPa）(1.3*20+0.9*20+0..8*28.3+3.3*26.9+4.5*18.8+3.1*26.9+3.6*21+1.8*20+3.5*20+6..1*22+3.12*25.5)/32.12（）=22.4（）5.1.3水土压力计算由于年平均地下水位在地表以下1.0-1.4m，取地下水位在地表以下1.0m处。地面超载取20kN/m。1）开挖面以下主动土压力：计算压力简图5-1如下:EaEpPa1Pa3Pp2Pp3qPa2123有公式: (5-4)Ka=tan(45o-/2)=0.45其中：—坑内土的被动土压力；—计算厚度内土的平均天然重度（KN/m3）；—计算厚度内土的平均内摩擦角（º）；c—计算厚度内土的平均粘聚力（KPa）；—水的重度；取为10KN/m3；—土的浮重度；—水土压力的临界值点。代入数值计算得：-4.42KPa248.45KPa　　454.62KPa2）开挖面以下被动土压力：(5-5)其中：=tan(45o+/2)=2.19代入公式计算得：31.64KPa628.01KPa5.2支撑及墙体内力计算在本设计中,我采用日本的山肩邦男为简化计算，山肩邦男提出了如下近似解法，其基本假定如下：(1)在粘土地层中，挡土结构作为底端自由的有限长弹性依；(2) 挡土结构背侧土压力在开挖面以上取为三角形，在开挖面以厂取为矩形，已抵消开挖面—侧的静止上压力；(3)开挖面以下土的横向抵抗反力取为被动土压力；(4)横撑没置后即作为不动支点；(5)下道横撑设置后，认为上道横撑的轴力保持不变且下道横撑点以上的挡土结构仍保持原来的位置；(6)开挖面以下挡土结构弯矩M＝0的那点假设为一个铰，而且忽略此铰以下的挡土结构对此铰以上挡土结构的剪力传递。5.2.1各参数的计算按水土分算公式计算水土压力等于零的点：令式（5-4）等于零得:=0.96m由式（5-4）计算得基坑底水土压力：＝248.45KPa由上面计算的水土压力等于零的点力地面以下0.96m，考虑地下水位的作用取水土压力等于零的点力地面以下1.0m处，近似取水土压力为三角形分布，三角形的顶点在地表以下1.0m处，可得三角形荷载的斜率：=＝14.73==4.73=-＝14.73-4.73＝10因为=x+，由式（5-5）可得：＝41.76x+31.64则有：=41.76=31.64=105.2.2支撑内力的计算因为我们所考虑的墙后水、土荷重图式与山肩邦南法所采用的不一样，故虽然照山肩邦南的基本假定，但是另行推导了近似解的计算公式。基本假定与山肩邦南法相同。开挖面以下的水平力认为衰减到零。被动侧的土抗力认为达到被动主动力，为区别于山肩邦南已减去静止土压力部分，以代替。计算简图5-2如下：由和推导得出以下式子(5-6),(5-7)： 和根据计算机VB编写的计算小程序可以直接得出各支撑的轴力和墙体所受的弯矩。各计算参数如下：第一道支撑的参数：K=1　i=0=6.5+20/r=7.55==4.5=；第二道支撑的参数：K=2i=0,1=12.01=9=4.5==；第三道支撑的参数：K=3i=1,2=16.51=13.5=9=4.5=；第四道支撑的参数：K=4i=1,2,3=18.85=15.84=11.34=6.84=2.34=；计算得：=3.65=5.86=7.93=8.63=325.33=599.38=940.73=675.45=8.28=-407.43=-1372.36=-2971.53=-3522.32注:为坑底的弯矩值。5.2.3求最大弯距及剪力值(1)最大弯矩值由经验可知最大弯矩处位于基坑底面和最后一道支撑之间.设该点距最后一道支撑的距离为xm。则对此点取距得: 对两边求导＝325.33+599.38+940.73+675.45-14.73(x+15.5)2/2使=0可得:X=2.077m代回可得最大弯矩=3546.45kN.m围护结构及支撑内力见下图5-3：(2)最大剪力值坑底处剪力最大，最大值为：=452.29KN轴力值弯矩值-8.28KN.m407.43KN.m172.36KN.m325.33kN2971.53KN.m599.38kN940.73kN3532.32KN.m675.45kN3546.45KN.m图5-3围护及支撑结构内力图 5.2.4SMW的内力验算(1)内力计算按厚度为h的混凝上壁式地下墙，计算出每延米墙之内力,,然后换算得每根型钢承受的内力:其中w=394mm，t=600mm。(5-8)注:w为型钢的宽度；t为型钢间的净距。由于我们只要验算出内力最大处的强度若满足要求,那么结构就会安全．在5.2的支撑和墙体的内力计算中我们已经得最弯矩和剪力为:=3546.45(KN.m)=452.29(N)故:=3546.45*（0.394+0.600）=3525.17(KN.m)=452.29*(0.394+0.600)=449.57(KN)(2)强度验算1)抗弯验算考虑弯矩全部由型钢承担，则型钢应力需满足下式:(5-9)注:—型钢抵抗矩(mm3)；=2860cm3—绕X轴的最大计算弯矩()；—塑性截面发展系数，为； 一钢材抗弯强度设计值，为N/mm2。代入数值得:N/mm2<215N/mm2故满足抗弯要求。2)型钢抗剪验算:(5-10)注:—计算剪力(N)：—型钢面积矩(mm3)；mm3—毛截面惯性矩，为cm4；—所验算点处的钢板厚度；=11mm—钢材的抗剪强度设计值，为N/mm2。代入数值得:N/mm2<125N/mm2故满足要求。5.3基坑稳定性验算在基坑开挖时，由于坑内土体挖出后，使地基的应力场和变形发生变化，可能导致地基的失稳，例如地基的滑坡，坑底隆起及涌砂等。所以在进行支护设计（包括排桩支护与地下连续墙支护等）时，需要验算基坑稳定性，必需时应采取必要的加强防范措施，使地基的稳定性具有一定的安全度。 5.3.1基坑底部抗隆起稳定性验算许多验算抗隆起安今系数的公式中，仅仅给出了纯粘性土()或纯砂性土(c=0)的公式。很少同时考虑c,。显然对于一般的粘性土,在土体的抗剪强度中应包括c,的因素。因此参照Ptndtl和Terzaghi的地基承载力公式,并将墙底面的平面作为求极限承载力的基准面,示意图5-5如下：h0Dγ2γ1(h0+D）q(5-11)其中：D：墙体入土深度（m），D=14.26m；：基坑开挖深度（m），=17.86m；,:墙体外侧及坑底土体加权平均重度（kN/m）,=19.06kN/m，=19.07kN/m；，—分别为墙底以下主要影响范围内地基土的粘聚力、内摩擦角峰值，取，；q：地面超载（KN/m），取q=20kN/m；,：地基承载力系数，由太沙基公式：其中,由太沙基公式得: (5-12)(5-13)代入得:=9.08==20.11把各数值代入公式(5-11)中得：=4.248为支护墙底地基承载力安全系数。根据基坑重要性等级，一级基坑取2.5；二级基坑取2.0；三级基坑取1.7。本基坑的安全等级为二级，故验算满足要求.5.3.2围护墙的抗倾覆稳定性验算板式支护结构的抗倾覆稳定性又称踢脚稳定性，是验算最下道支撑以下的主动、被动土压力绕最下道支撑(拉锚)点的转动力矩是否平衡。计算简图如图5-6：图5-6抗倾覆计算简图hdht432eP,3eP,2ea,3ea,4EpEaq1 支护结构的抗倾覆稳定性可按式下式验算：(5-14)（1）土压力计算2点处的被动土压力、3点处的主被动土压力已在荷载计算中计算得出：＝31.64KPa；628.01KPa；454.62KPa；4点处的主动土压力式5-4计算：=214.36KPa；（2）坑内、外土体土压力对支撑点产生的力矩：(5-15)　　(5-16)其中式中:　 —坑内被动土压力对最下层支撑点4点处产生的力矩，kN.m/m；—坑外主动土压力对最下层支撑点4点处产生的力矩，kN.m/m；—坑内开挖面处被动土压力强度，KPa；—坑内墙角处被动土压力强度，KPa；—最下道支撑4点处距离开挖面的距离，m；＝2.34m；—连续墙埋深，m；＝14.26m；—坑外最下道支撑处4点处的主动土压力强度，KPa；—坑外墙底处的主动土压力强度，KPa；代入参数得到：=54646.16(kN.m/m)＝31382.5(kN.m/m)＝54646.16/41382.5=1.32>1.2故抗倾覆稳定性满足要求。5.3.3整体圆弧滑动稳定性验算全面地对有支护基坑进行稳定性分析，是基坑工程设计的最重要环节之一。分析中所需地质资料要能反映基坑顶面以下至少2.3倍基坑开挖深度的工程地质和水文地质条件。采用圆弧滑动法验算支护结构和地基的整体抗滑动稳定性时，应注意支护结构一般有内支撑或外锚拉结构，墙面垂直的特点，不同于边坡稳定验算的圆弧滑动，滑动面的圆心一般在挡墙上方，靠坑内侧附近．通过试算确定最危险的滑动面和最小安全系数。考虑内支撑作用时，通常不会发生整体稳定破坏，因此，对支护结构，只设一道支撑时，需验算整体滑动、对设置多道支撑时可不作验算。 5.3.4抗渗流验算在地下水位较高地区基坑开挖以后，地下水形成水头差，使地下水由高处向低处渗流。当渗流力较大时，就有可能造成基坑底部的潘流或管涌稳定性破坏。为防止此类破坏，便可通过提高挡水帐幕入土深度，增长地下水渗流路线，从而减小渗流水力坡度，达到防止渗流或管涌失稳破坏的目的。由于该工程地下水位埋深约32m左右,而搅拌桩的入土深度为32.12m,故取坑底渗流路径刚好通过基坑底部。如图5-7所示，可通过下式验算基坑底部稳定性：(5-17)式中：—坑底土体临界水力坡度，根据坑底土的特性计算：—坑底土体的相对密度；依规范取2.65；—坑底土体天然孔隙比；依照地质资料，按平均加权计算得：0.828；i—坑底土体渗流水力坡度；；—基坑内外土体的渗流水头(m)，取坑内外地下水位差；取为17.84m；L—最短渗径流线总长度(m)，；—渗径水平段总长度(m)；0.8m；—渗径垂直段总长度(m)；—基坑底部下地下水位距离桩底部距离（m）；；D—基坑底部距离桩底部距离（m）；D=14.26m；m—路径垂直段换算成水平段的换算系数，单排挡小帷幕墙取时，m＝1.50；多排帷幕墙取m=2.0；—抗渗流或抗管涌稳定性安全系数，取1.5—2.0。基坑底土为砂性土、砂质粉土或粘性土与粉性土中有明显薄层粉砂夹层时取大值。D"hwDH 图5-7坑底土体渗透计算简图由=17.84m=14.26-1=13.26(m)得：=17.84+2*13.26=44.32(m)由于按单排桩计算，故m取为1.5，由公式得：=44.32+1.5*0.8=45.52(m)由于=2.65、=0.828，由公式得：==0.9026由于=17.84m、=45.52，由公式得：==0.3919故==2.30>2.0,满足要求。 6基坑主要技术经济指标基坑结构类似与长方形，其长度为71.6m，总高度17.84m，总宽度45.8m。6.1开挖土方量　　实体土方开挖量为：V=71.6*45.8*17.84=58502.35(m3)根据工程经验，取松散系数为1.2。则松散体土方量为：　　m36.2SMW工法水泥土搅拌桩水泥用量　　水泥搅拌桩长度L计算如下：　　m　　水泥搅拌桩的直径为1m，则水泥搅拌桩组成的板桩墙的厚度也取为1.0m，水泥搅拌桩长32.12m。水泥采用普硅325#水泥，水灰比1.5～2.0，水泥搅拌桩中的水泥与土之比取为。所以，水泥搅拌桩内的水泥用量为：　　mm36.3钢材用量计算　　根据所选型钢可求型钢截面积为：　　mm3　　每根水泥土搅拌桩内插一根所选型钢，根据水泥土搅拌桩的总长度可知总共需要约210根型钢。型钢体积和型钢质量分别计算如下：　　mm3Kg钢支撑用钢计算，由于选用钢管：钢管壁厚12mm。取对撑钢支撑的水平平均距离为9m，钢支撑平均长度为45.8m。钢管截面积计算如下：　　mm2　　因此，支撑用钢量的体积和质量分别计算如下：　　mm3 Kg立柱的用钢计算：＝Kg6.4人工费用计算施工过程中，主要工序人员如下：1支围护桩专业施工队，二个作业面，60人；基坑开挖，1支机械化基坑施工队，90人,分为2个作业面；内部结构回筑,1支结构施工队，170人，2个作业面同时展开。剩余工序人员分配如下，注浆加固，1支地基加固施工队，30人；制作支撑支承桩，1支桩基施工队，35人。根据目前的市场行情和以往的工程经验，人工费用计算见表6.1。表6.1人工费用计算表工种每天需相应工种人数（个）工作日（天）人工日费用（元）人工总费用（元）混凝土工408050160000钢筋工20506060000挖土工90155067500地基加固32206038400制作支撑30306054000管理费10907063000总计442900 7基坑施工准备7.1基坑施工的现场准备7.1.1拆除障碍物首先拆除场地上的妨碍施工的建筑物或构筑物，再改造地下的妨碍施工的管线。7.1.2测量放线按照设计单位提供的建筑总平面图及给定的永久性的经纬坐标控制网和水准控制基桩，进行场区施工测量，设置场区永久性经纬坐标桩，水准基桩和建立场区工程测量控制网。7.1.3“三通一平”“三通一平”是指路通、水通、电通和平整场地。（1）通路：施工现场的道路是组织物资运输的动脉。在工程开工前，必须按照施工总平面布置图的要求，修好施工现场的永久性道路以及必要的临时道路，形成完整畅通的运输网络。（2）通水：水是施工现场的生产和生活不可缺少的。在工程开工前，必须按照施工平面布置图的要求，接通施工用水和生活用水的管线，使其尽可能与永久性的给水系统结合起来，做好地面排水系统，为施工创造良好的环境。（3）通电：在工程开工前，要按照施工组织设计的要求，接通电力和电讯设施，做好其他能源（如蒸汽、压缩空气）的供应，计算选择配电变压器；架设好连接电力干线的工地内外临时供电线路及通讯线路。（4）平整场地：按照建筑总平面图的要求，首先拆除场地上的妨碍施工的建筑物或构筑物，然后根据建筑总平面图规定的标高和土方的竖向设计图纸，进行挖填土方的工程量计算，确定平整场地的施工方案，进行平整场地的工作。7.1.4临时设施的准备按照施工总平面图的布置，建造施工临时设施，为正式开工准备好生活、办公、生产、居住和贮存等的临时用房。（1）现场布置方案根据业主要求，周边工程环境，施工总体安排及经四路交通疏导的需要，施工现场布置应达到以下目的： a分期疏导场外交通，确保经四路交通安全畅通。b确保按期恢复经四路交通，满足奥体中心整体绿化的要求。c不对周边在建工程造成不良影响，特别是紧邻商业区的联强大厦。d生产、生活、办公区域分开布置，方便生产生活。e场地布置美观、整洁、尽量绿化，满足文明工地的要求。（2）临时设施1)临时房屋办公用房均采用二层彩钢夹芯复合板结构，宿舍采用二层彩钢板夹芯复合板或水泥复合板结构生活用房中的食堂、厕所、锅炉房、浴室采用一层彩钢板夹芯合板结构或砖木结构。生产用房中材料库，电工房，机修间等采用一层水泥复合板结构或砖木结构，材料库，木工房等采用钢管支撑简易工棚。2)临时供水供水：采用Ф100mm上水管从业主提供的供水接口接入，再采用Ф50mm水管沿基坑四周环向布置，然后通过Ф25mm分管引入施工场地内。在基坑四周每50m设置一个阀门及水龙头，以便于水管维修，并将生产用水引入工作面。生活用水的水龙头距离根据实际情况布置。3)临时供电a施工用电：通过业主提供的变压器380V下线，经动力、照明总配电柜分配后引至各分配电箱。另外设1台250KVA合1台120KW发电机作自备应急电源，以满足临时停电时降水井井口水泵等小型设备运转及办公、生活照明用电。变压器及自备电源发电室均设避雷装置。全线配备30个施工电箱，其中24个用于生产及设备运转，另外6个用于施工场地及生活区照明。b现场照明①沿基坑四周每30米搭设一灯塔，同时配备足够的高压钠灯作局部照明，以确保基坑照明要求。②车站站台层结构施工时，每50米增设一配电箱作为施工照明用电，电箱应设置良好的接地装置，有漏电开关，防止触电事故发生。4)临时供风本工程施工采用2台12立方米的移动式空压机供风，车站和商业区共用，根据施工需要灵活布置。 7.2基坑施工的技术准备技术准备是施工准备的核心。具体有以下内容：(1)在基坑开挖前，必须布置做基坑施工的测量网点，放出各轴线位置及地面标高。以便控制挖土标高，确定板、梁、柱的位置与立模基准。(2)开挖基坑前，应对全体施工人员进行技术交底，使全体施工人员熟悉并掌握本工程所执行的各项技术措施和技术标准。(3)根据基坑施工的工作量及工期要求，配备好开挖基坑挖掘机和运土工程车辆。(4)基坑开挖时，井点降水持续时间应在20天以上，地下水位必须降至该次开挖深度以下0.5～1.0m。井内基底土体加固已有28天以上龄期。(5)开挖基坑前，应检查地基加固龄期与强度，必须达到设计要求的龄期与强度。(6)预降水必须基坑内地下水位低于开挖面3m。7.3施工物资的准备7.3.1物资准备在物资准备工作中主要有以下几方面的内容：（1）建筑材料的准备。（2）构（配）件、制品的加工设备。（3）建筑安装机具的准备。7.3.2劳动力准备在劳动力准备工作中主要有以下几方面的内容：（1）建立拟建工程项目的领导机构；（2）建立精干的施工队组；（3）集结施工力量、组织劳动力进场；（4）向施工队组、工人进行施工组织设计、计划和技术交底；（5）建立健全各项管理制度。结合本工程特点，进行人力资源的优化配置，做到管理人员职责分明、权限到位，操作人员一专多能，特殊工种持证上岗。工区作业队计划由机械队、钢筋队、混凝土队和综合队成，作业队下设作业班组，为直接生产单位，将根据工程进度需要，分期分批组织进场施工。施工过程中，主要工序人员如下：1支围护桩专业施工队，二个作业面，60 人；基坑开挖，1支机械化基坑施工队，90人,分为2个作业面；内部结构回筑,1支结构施工队，170人，2个作业面同时展开。剩余工序人员分配如下，注浆加固，1支地基加固施工队，30人；制作支撑支承桩，1支桩基施工队，35人。7.3.3季节施工及应急准备工作(1)雨季施工措施南京处在多雨的地带，由于本工程工期紧迫，不可能在雨天完全停工，因此必须采取雨季施工措施。a、雨季施工注意切实做好避雷装置和防漏电措施。c、在雨季施工，基坑底两侧的排水沟和集水坑应加大加深，以适应大体积抽水的及时需要，尽量做到雨停时基坑内无积水现象。d、雨季混凝土施工要充分做好运输、劳力准备，使浇筑、振捣等各工序间隔缩短，若中间遇雨，应盖上蓬布继续施工，必须完成一个节段的混凝土施工后再停止浇筑，避免发生纵向冷缝。f、要在雨后及时检查浇捣好的混凝土，发现因雨损伤应立即报告监理工程师，并提出合理的处理意见，必须使混凝土整体质量得到监理工程师的认可。(2)夏季施工措施在夏季施工时应注意以下几点：a、夏季施工的特点是气温高，水份蒸发快，混凝土表面容易产生收缩裂缝。为此在高温时要加强养护，及早养护，保证质量。b、在高温季节施工时，要准备好足够的覆盖物，并在必要时采用遮阳棚架设在混凝土浇灌部位，防止阳光直晒。c、在夏季施工中，应和监理工程师商定更改施工时间，避开高温浇捣，尽量利用下午6时至次日上午10点之间来浇筑混凝土。d、夏季施工时，在基坑底的气温较高，应注意施工人员的安全，做好防暑降温工作。8施工方案8.1工程概况南京地铁珠江路综合楼工程位于中山路85吉兆营路路口东南角，占地面积南北长约70m，西宽约50m。综合楼主楼26层，高约100m，裙楼高6层，采用框架结构体系。综合楼设三层地下室，基坑开挖深度为17.84m。 珠江路综合楼的一部分作为南京地铁的控制中心，因此综合楼的建设进度对整个地铁工程进度控制有着至关重要的意义，业主要求在2002年7月至11月末完成综合楼的地下部份，为了在安全、优质的基础上保证工程质量，尽量降低工程造价，要对工程方案进行优化设计。由于本工程设计施工和珠江路车站有着密切关系，在设计和施工方案编制时必须与珠江路车站协调考虑，因此，本工程施工方案的复杂程度远远高于单一的车站施工和常规的深基坑施工。8.2工程技术特征工程开挖量：71.6*45.8*17.84=58502.35(m3),根据工程经验，取松散系数为1.2,所以本工程的土方开挖量大约为7万立方米。SMW施工型钢型号：HW394×398×11×18型钢，采用“1插1”方式插入，由于型钢长度较长，采用KH－180履带吊抬吊起竖，自重插入搅拌桩体。支撑和立柱均采用钢管。8.3施工工法8.3.1基坑开挖类型我国地域辽阔，地质状况十分复杂，根据不同区域的工程土质和地下水位分布情况．基坑的开控按其坑壁结构可分为放坡开挖、直壁内支撑开挖、直壁拉锚开挖和直壁无支撑开挖。(1)放坡开挖当基坑深度较浅、周围无紧邻的重要建筑、施工场地允许放坡开挖时，可采用此类形式，但如地下水位较高，必须采取井点降水以降低施工区域的地下水位。(2)直立壁无支撑开挖这是一种重力式坝体结构，一船采用水泥土搅拌桩作坝体材料，也可采用粉喷校等复合桩体作坝体。重力式坝体既挡土又止水，给坑内创造宽畅的施工空间和可降水的施工环境。(3)直壁内支撑开挖在基坑深度大、地下水位高、周围地质和环境又不允许做拉锚和锚杆的情况下，一般采用直壁内支撑开挖形式。基坑采用内支撑。能有效控制例壁的位移，具有较高的安全度，只要支撑结构布置得当，一般不会对坑内的机械化挖土产生很大的制约，仍能保持良好的机械化作业程度。(4)直壁拉锚开挖 当周围的环境和地质可以允许进行拉铅和采用土层钱杆时，直壁拉锚开挖坑内的施工空间宽畅，容易组织不同的施工方案，进行优化比较，加快挖土施工速度。在本工程施工中我们采用直壁内支撑开挖的方式。在SMW围护结构的支护下，利用钢筋混凝土支撑来保证开挖过程的安全。8.3.2基坑开挖及支撑顺序根据《基坑工程手册》，支护墙体施工——冠梁及第一道支撑(拉锚)施工——挖土至下一道支撑(拉锚)位置——下一道围模与支撑(拉锚)施工……(重复上面二道工序)……挖至基底—一地下室底板施工——换撑——向上一层地下室施工——换撑……(重复上面二道工序)……基坑工程完成。本工程基坑开挖按支撑的标高逐层开挖、逐层分块、逐块分条的方式进行开挖，每次开挖面为下道支撑底面位置，这样每层挖土的深度和标高如下表8.1：土面标高（板底）（m）挖土深度（m）第一次开挖8.462.00第二次开挖3.964.50第三次开挖-0.544.50第四次开挖-5.044.50第五次开挖-7.382.348.3.3基坑开挖安全保证措施根据《基坑工程手册》，对于有支护的基坑土方开挖，需注意下列问题：（1）配合支撑的加设，先撑后挖基坑土方开挖之前，先要了解支护结构的计算工况，按照计算工况来安排分层开招的顺序。支护结构设计都要求先撑后挖，即挖土至支撑设置标高时，要停止挖土，待支撑加设完毕井能起作用后，再继续往下开挖土方，这是保证支护结构安全和限制其变形的重要措施，土方开挖一定要遵守。（2）考虑时空效应，合理安排挖土顺序对具有流变特性的软土，土方开挖部分的空间几何尺寸和围护墙无支撑的暴露时间长短，对园护墙和基坑周围地层的位移有明显的影响，称为时空效应。为使整个围护墙和文撑系统受力均衡，分区挖土时尚宜对称、均衡的进行，这对环形支撑体系尤为重要。（3）防止挖土后坑底回弹变形过大 深基坑土体开挖后，地基土产生卸荷，由于土体中压力减小，土的弹性效应会使坑底产生一定的回弹变形。回弹变形值与土的种类、坑深、坑的面积、是否浸水、暴露时间和挖土顺序等有关。挖土过程中减少基坑回弹变形的有效措施，是设法减少土体中有效应力的变化，减少暴露时间，并防止地基浸水。8.4SMW围护结构施工8.4.1导墙制作（1）导墙结构形式按招标文件要求，为了使导墙具有足够的刚度与良好的整体性，本工程导墙采用现浇钢筋混凝土结构。（2）导墙施工放样导墙是SMW围护体在地表面的基准物，导墙的平面位置决定了它的平面位置。（3）导墙施工注意要点：a,现浇导墙分段施工时，水平钢筋应预留连接钢筋与邻接段导墙的水平钢筋相连接。b,导墙是三轴搅拌桩机成桩的起始阶段导向物，必须保证导墙内壁面的垂直精度达到有关规范的要求。c,导墙立模结束之后，浇筑混凝土之前，应对导墙放样成果进行最终复核，并请监理单位验收签证。d,导墙混凝土自然养护到50％设计强度以上时，方可进行成桩作业。在此之前禁止车辆和起重机等重型机械靠近导墙。8.4.2开挖沟槽及制作泥浆池在三轴搅拌桩施工过程中会涌出大量的置换出土，为了保证桩机的安全移位及施工现场的整洁，在施工现场还需制作一集土坑，将三轴搅拌桩施工过程中置换的土体泥浆置于其内，待稍干后外运。水泥搅拌桩的直径为1m，则水泥搅拌桩组成的板桩墙的厚度也取为1.0m，水泥搅拌桩长32.12m。水泥采用普硅325#水泥，水灰比1.5～2.0，水泥搅拌桩中的水泥与土之比取为1:2。8.4.3SMW围护结构钻进施工（1）钻机就位履带式钻机自行到达作业位置，并调整桩架垂直度达到0.5%以上。 桩机移位由当班机长统一指挥，移动前必须仔细观察现场情况，移位要做到平稳、安全。桩机定位后，由当班机长负责对桩位进行复核，偏差不得大于20mm。（2）桩机垂直度校正在桩架上焊接一半径为5cm的铁圈，10m高处悬挂一铅锤，利用经纬仪校直钻杆垂直度，使铅锤正好通过铁圈中心。每次施工前必须适当调节钻杆，使铅锤位于铁圈内，即把钻杆垂直度误差控制在0.5%内。（3）桩长控制标记由于本工程搅拌桩桩长变化较多，因此施工前应在钻杆上做好标记，控制搅拌桩桩长不得小于设计桩长，当桩长变化时擦去旧标记，做好新标记。（4）水泥浆液拌制施工前应安装调试好自动化拌浆系统，筒仓内备足水泥，对全体工人做好详尽的施工技术交底工作。水泥浆液的水灰比严格控制在1.6～2.0。（5）搅拌桩机钻杆下沉与提升按照搅拌桩施工工艺要求，钻杆在下沉和提升时均需注入水泥浆液。钻杆提升速度不得大于2m/min，按照技术交底要求均匀、连续的注入拌制好的水泥浆液，钻杆提升完毕时，设计水泥浆液全部注完。（6）注浆、搅拌、提升开动灰浆泵，待纯水泥浆到达搅拌头后，按计算要求的速度提升搅拌头，边注浆、边搅拌、边提升，使水泥浆和原地基土充分拌和，直提升到离地面50cm处或桩顶设计标高后再关闭灰浆泵。（7）三轴搅拌桩的搭接施工三轴搅拌桩的搭接以及成形搅拌桩的垂直度补正是依靠搅拌桩单孔重复套钻来实现的，以确保搅拌桩的隔水帷幕作用。三轴搅拌桩一般采用跳槽式双孔全套复搅式施工，但在特殊情况下（例如搅拌桩成转角施工或施工间断）也可采用单侧挤压式施工，如下图8-1所示。 8.4.4型钢插入型钢的插入工序如下：a.H型钢就位后，通过桩机定位装置控制，靠型钢自重或借助一定的外力（送桩锤）将型钢插入搅拌桩内。b.型钢起吊前在型钢顶端150mm处开一中心圆孔，孔径约100mm，装好吊具和固定钩，根据甲方提供的高程控制点及现场定位型钢标高选择合理的吊筋长度及焊接点，控制型钢顶标高误差小于50mm。c.由于本工程使用型钢较长，型钢起吊需一部50吨吊车配合工作，保证型钢在起吊过程中不变形。d.在导墙上设置H型钢定位卡，固定插入型钢的平面位置。型钢定位卡必须牢固、水平，而后将H型钢底部中心对准桩位中心并沿定位卡徐徐垂直插入水泥土搅拌桩内，使用经纬仪或线锤控制型钢插入垂直度。e.型钢插入过程中应随时调整型钢的水平误差和垂直误差。f.若型钢插放达不到设计标高，可以慢慢提升型钢到适当高度，重复下插至设计标高，下插过程中始终使用经纬仪或线锤控制H型钢垂直度。8.4.5压顶圈梁制作作为挡土的支护结构，每根桩必须通过桩顶连接共同作用。所以必须制作压顶圈梁，使每一根桩都能连成一体。8.4.6H型钢回收待地下主体结构完成并结束挡土使命后，用顶拔装置将H型钢从搅拌桩中顶拔出来，回收后经过整形保养，可重复使用。8.5围护结构质量保证措施8.5.1质量技术措施（1）孔位放样误差小于2cm，钻孔深度误差小于±5cm,桩身垂直度误差不大于1/200桩长。施工前按照设计提出的搅拌桩直径要求两边尺寸外放100-200mm进行沟槽定位放样。（2）严格控制浆液配比，做到挂牌施工，并配有专职人员负责管理浆液配置。（3）施工前对搅拌桩机进行维护保养，尽量减少施工过程中由于设备故障而造成的质量问题。（4）开钻前用经纬仪调正桩架垂直度，并校核桩机倾斜仪。 （5）场地布置综合考虑各方面因素，避免设备多次搬迁、移位、以减少搅拌的间隔时间，尽量保证施工的连续性。（6）确保桩身强度和均匀性。（7）水泥渗量达到设计要求，浆液配比采用现场试验确定，为便于施工并考虑提高桩体受力后的抗变形能力，浆液配合比中考虑掺入一定量的缓凝剂及一定量的膨润土。8.5.2质量检验方法每天做一组六块7.07×7.07×7.07cm3水泥土试块，试样来源于沟槽中的置换出的水泥土，按规定条件养护，到达龄期后送三块水泥土试块做抗压强度试验，试验报告即使提交监理与甲方。8.6支撑保护(1)基坑开挖过程中要防止挖土机械碰撞支撑体系，以防支撑失稳，造成事故。(2)施工时加强监测，对基坑回弹导致竖向支撑位移而产生的横向支撑竖向挠曲变形在接近允许值时，必须及时松弛横梁，释放横向支撑的竖向应力，保证钢支撑受力稳定，确保基坑安全。(3)注意基坑周边道路车辆、起重机械行走安全，尽量使用履带吊。8.7基底加固的混凝土施工8.7.1施工流程基底加固的混凝土施工的工序如下：(1)清除施工区域的表层硬物及地下障碍物、开挖沟槽；(2)按设计要求放样；(3)按设计要求确定深层搅拌桩桩位；(4)深层搅拌桩机就位，校核钻机平面放样精度和垂直精度；(5)启动深层搅拌桩机，切土下沉到设计的桩底标高位置；(6)到达设计的桩底标高位置开启注浆泵，待喷浆30秒后，再根据要求的提升速度边提升边搅拌喷浆至地面；(7)停止喷浆，再次校核桩架的垂直精度，(8)再次搅拌下沉至桩底，根据要求的提升速度边提升边搅拌喷浆至设计桩顶标高，停止喷浆；(9)再次搅拌下沉至桩底，边提升边搅拌至地面； (10)移动桩架，重复步骤3～10,直至施工完毕。8.7.2主要技术参数基底加固的混凝土主要技术参数：(1)水泥掺入比：13％(加固区以上部分6.5％)。(2)加固区搅拌桩施工采用二喷三搅，加固区上部搅拌采用一喷二搅。(3)搅拌喷浆提升速度：0.50±0.03m/min。(4)供浆流量：35L/min。(5)浆液配比(见表8.2)。表8.2浆液配比材料名称水水泥膨润土规格自来水普硅32.5级200目质量比0.510.038.7.3质量检验方法搅拌桩采用钻孔岩芯取样的方法进行质量检验，检验桩龄期为28天，其强度指标按设计要求确定。8.8围护防渗漏措施本工程结构施工在长江河漫滩不良地质条件下，真正做到“内实外美”结构不渗不漏，防水是地下工程的关键技术，应对措施如下：（1）选用优质防水材料，使用专业防水技术工人，严格防水施工工艺。（2）优化围护结构及主体结构施工工艺。（3）注意施工缝、后浇带、变形缝、降水井封口、结构预埋件等特殊部分的处理。（4）注意成品保护。（5）结构施工合理分段，缩小施工长度，设置结构后浇带,对已浇注混凝土及时养护。8.9降水措施8.9.1轻型井点降水 轻型井点是通过埋设一系列井点管深入含水层内，井点管的上端通过连接弯管与集水总管连接，集水总管再与真空泵和离心水泵相联，启动真空泵，使井点系统形成真空，井点周围形成一个真空区，真空区通过砂井向上向外扩展一定范围，地下水便在真空泵吸力作用下，使井点附近的地下水通过砂井、滤水管被强制吸入井点管和集水总管，排除空气后，由离心水泵的排水管排出，使井点附近的地下水位得以降低。这样井点附近的地下水位与真空区外的地下水位之间，形成一个水头差，真空区外的地下水以重力方式流向井点排出地面，从而达到降低地下水位的目的。施工工序如下8-2：(1)主要机具设备轻型井点系统主要机具设备由井点管、连接管、集水总管及抽水设备等组成。(2)井点布置采用“田”字形井点布置，点深度7.5m，井点间距1.2m，放线定位冲孔井点管制作安装井点管下部填砂铺设总管上部填粘土密封安装集水箱和排水管测量观测井中地下水位变化开动真空泵排气用弯联管将井点管与总管接通安装抽水设备与总管连通开动离心水泵抽水（3）井点降水施工要点a井点使用时，应保持连续不断地抽水，并备用双电源，以防断电。b一般在抽水3～5d后水位降落漏斗基本趋于稳定。c真空度是判断井点系统良好与否的尺度，应经常观测，一般应不低于55.3～66.7kPa。 d井点管淤塞，可通过听管内水流声、手扶管壁感到振动、夏季期手摸管子冷热、潮干等简便方法进行检查。e安装抽水设备，一般位于集水总管的中部，集水管应铺设在坚实地面上，并低于喷射泵。f井点管入土深度须根据降水深度及储水层所在位置等决定，井孔应保持垂直，孔径为30cm，孔深比井点滤管深0.5～0.6m。g集水管排出的水应排出影响半径以外的地方，以免回流。8.9.2深井泵井点降水(1)深井井点施工流程a成孔施工采用WP－100型潜挖式干钻机，其工作原理是回转式干取土，清水护壁。由于无护壁泥浆，井壁上不会形成泥皮阻碍渗水，同时无废浆污染，尤其适用于井点施工。b深井井管沉放前应清孔，本工程采用压缩空气（压力为0.8Mpa，排气量为12m3/min）与潜水泵联合洗井。c井管下设时，将预先制作好的井管用吊车分段下设，分段焊接牢固，直下到井底。d井管下入后，及时在井管与土壁间填充砂砾滤料。e井管周围填砂滤料之后，安设水泵之前，应按规定先清洗滤井，冲除沉渣。f真空泵、深井泵或潜水泵在安装前应对泵本身和控制系统作一次全面细致的检查。(2)降水运行的技术措施：a,降水运行开始阶段是降水工程的关键阶段，为保证在开挖时及时将地下水降至开挖面以下，尽可能提前投入降水运行。b,降水的设备（主要潜水泵与真空泵）在施工前及时做好调试工作。c,降水运行阶段应经常检查潜水泵的工作状态，另外施工现场要备有数量多于降水井井数的3～5台潜水泵以备用；d,降水运行阶段应保证电源供给；e,做好基坑内的明排水准备工作，以防基坑开挖时遇大雨能及时将基坑内的积水抽干。8.10SMW桩施工冷锋处理 本工程使用了三轴SMW工艺，其搅拌桩加固有隔水和挡土功能，是基坑支护结构施工中的一项重点，为保证工程质量，必须严格按照本文SMW桩施工方案中有关施工操作程序进行。采用深搅拌止水的深基坑支护工程，出现渗漏水的关键往往在于深搅施工中留下了冷锋，所以桩机应尽量保持连续作业，施工时已准备好以下措施：（1）施工过程中，相邻搭接桩体施工间隔时间不得超过24小时。如果超过，则在第二根桩施工时增加注浆量，同时减慢提升速度；如因相隔时间太长致使第二根桩无法搭接出现冷缝，则在设计认可下采取在冷缝处围护桩外侧补搅素桩方案，为保证补桩效果，素桩与围护桩搭接厚度约20cm左右。（2）对于已发生的冷接头，届时根据冷接头的具体位置、数量、施工停歇时间，分析情况考虑是否采用在冷缝处补打旋喷桩的处理方法。9施工总平面布置9.1施工现场临时建筑物的布置原则根据《基坑工程手册》,施工现场临时建筑物的布置有以下原则：(1)生产性和生活性临时设施的位置应有所区分，以避免相互干扰。(2)临时设施的布置力求使用方便、有利施工、保证安全。(3)办公室应该靠近施工现场。(4)工人休息室应设置在施工地点附近。(5)临时设施应尽可能采用活动式、可装拆式结构或者就地取材设置。9.2施工用的临时运输线路的布置根据《基坑工程手册》,有以下原则：（1）现场主要道路应尽可能利用已有道路或规划的永久性道路的路基根据建筑总平面图上的永久性道路位置，先修筑路基作为临时道路，工程结束后再修筑路面。（2）现场道路最好是环形布置，并与场外道路相接，保证车辆畅通。（3）应满足构件，材料等运输要求。（4）道路布置应满足施工机械的要求。（5）道路路面应高于施工现场地面标高0.1～0.2m，两旁应有水沟，一般沟深和底宽都不小于0.4m，以便于排除里面积水，保证运输。（6）应满足消防的要求，消防车道宽度不小于3.5m。（7）施工道路应避开拟建工程和地下管道的地方。（8）道路的最小宽度和转弯半径应满足交通要求。 9.3建筑材料的堆放位置根据《基坑工程手册》,有以下原则：（1）钢模板，脚手架应布置在靠近拟建工程的地方，要求装卸方便。（2）沙石应尽量靠近泵站，并注意运输卸料方便。（3）各种钢构件，一般不宜露天堆放。（4）预制构件应尽量靠近垂直运输机械，以减少二次搬运。（5）基础所需的砖应布置在拟建工程的四周，并距基坑、槽边不小于0.5m，以防止塌方。9.4大型设备停放大型设备如混凝土泵车、混凝土搅拌运输车、屉带式起重机、发电机等，一般应尽量远离坑边停放，如停放位置距支护墙背的水平距离大于基坑深度的2倍，则可不采取特殊措施，否则，应采取一定措施。10施工进度计划及管理措施10.1施工总体筹划10.1.1施工筹划的目标本工程施工筹划的目标主要是在设定2002年7月初开工的前提下保证2002年11月底以前完成地下结构，为此必须创造顺畅的场内交通条件，保证土方运输和其它各项作业的快速连续进行，必须投入足够的施工机械和劳动力。由于基坑四周均无法设置便道，而进度计划要求每天出土600m3以上，同时还要兼顾支撑吊装，钢支撑制作等施工，因此在基坑内结合综合楼顶板制作钢筋混凝土栈桥。栈桥桥面可通行宽度大于7m，在吊车作业的情况下，允许重型卡车单向通行，但卡车必须避开吊车回转半径，在无吊车作业的情况下，允许重型卡车双向通行。在珠江路、同仁街、中山路旁各开设一扇大门，供施工车辆进出，正常情况下场内施工车辆应呈由南向北单向通行，这样既减少了施工车流相互之间的影响，也减少了施工车辆进出场对社会交通的影响。10.1.2施工进度计划和劳动力设备安排如果2002年7月1日具备SMW全面施工条件，计划于2002年11月20日 完成综合楼地下部份的土建工程。为达到此进度计划，关键工序的形象进度和相应的资源配置如下表：施工过程中，主要工序人员如下：1支围护桩专业施工队，二个作业面，60人；基坑开挖，1支机械化基坑施工队，90人,分为2个作业面；内部结构回筑,1支结构施工队，170人，2个作业面同时展开。如下表10-1：剩余工序人员分配如下，注浆加固，1支地基加固施工队，32人；制作支撑支承桩，1支桩基施工队，35人。表10.1：主要工序劳动力安排主要工序关键机械劳动力计划日进度SMW围护50吨履带吊2台，步履式SMW三轴搅拌机2台，自动拌浆系统2套1支SMW专业施工队，2个作业面，60人每作业面每天5延米基坑开挖2台KH－180履带吊挖土，1台KH－180履带吊兼顾挖土和吊物，6台液压挖掘机1支机械化基坑施工队，90人，分为2个作业面。每作业面每天开挖600M3。内部结构回筑1台KH－180履带吊1支结构施工队，170人，2个作业面同时展开。――10.2施工流程10.2.1施工流程工程总体施工流程见下图10-1：测量放线开挖导沟设置导向定位钢板H型钢涂减摩擦材 搅拌机就位SMW搅拌机架成桩H型钢涂减摩擦材工程总体施工工流程见下图10-1：图10-1：SMW工程总体施工流程插入H型钢施工完毕H型钢回收型钢拔出后注浆图10-1：SMW工程总体施工流程10.2.2工期保证措施为了保证工程工期，我们必须做到以下几点：1)科学合理安排工期，特别是提前安排关键工序，强化管理，要求各分项工程按期完成，为相关专业施工提供良好条件，从而确保整体工期的实现。总进度计划要充分结合施工技术方案，各专业的进度要求，充分利用计划汇总的自由时差，抓住关键线路和重点工作，确保施工的最佳均衡和连续作业。加强各专业之间的协调。2)合理安排分项工程根据本工程特点按工程子项划分施工区段，每一区段安排足够的劳动力、运用均衡流水施工工艺合理安排工序，对工地现场的平面区域同步施工的同时，按照施工工艺程序的要求合理安排交叉作业，确保施工的均衡性，使各道工序搭接紧凑。3)选用优秀的施工队伍根据工程特点，我公司将选用优秀的施工队伍，按既分工又合作的方式统一组织，以总工期进度为依据，编制分项工程施工组织方案。4)外部条件保证 施工场地、道路、水电、通讯等准备工作是施工单位进场施工的基本条件，抓紧做好前期准备。5)加强监控、及时调整在施工中要及时发现问题，研究措施，补救工期，强化计划执行过程中的动态管理和控制，保证计划目标的如期实现。6)材料保证选购优质的施工材料，以满足工程质量要求，降低施工难度，在每道工序之前，技术人员根据图纸及时上报材料计划，保证每个工序施工之前材料提前进场，杜绝因材料原因影响施工正常进行。7)资金对工期的保证本工程执行专款专用制度以避免施工中因为资金问题而影响工程进展，充分保证劳动力，机械的充足配备，材料的及时进场。随着工程各阶段关键日期的完成及时兑现各专业队伍的劳务费用，这样既能充分调动他们的积极性，也使各作业队为本工程安排作业人员充足配备提供了保证。同时专款专用制度也为项目部应付万一某一环节完不成关键日期而采取果断措施提供了保证。8）完善的季节性施工措施对工期的保证10.3工期安排（1）总工期：本标段计划2002年7月1日开工，2002年11月20日竣工，总工期140天。（2）工程施工进度指标表10.1工程进度表序号项目名称进度指标备注1三轴搅拌SMW桩施工20根/套天224根/套天一套设备3钻孔灌注围护桩施工1根/套天4降水井施工2口/天二套设备5土方开挖600m3（3）施工节点控制工期筹划本工程范围内的工程施工、工期控制的整体思路是在保证总工期目标的前提下，各阶段节点工期控制目标如下表10.2： 序号节点名称计划工期目标基坑主体1围护结构2002-7-152基坑开挖2002-8-203主体结构封顶2002-10-2010.4施工过程控制与检查坚持“三检制”，即自检、专检、交接检。自检：班组完成施工工序后，组织自检，填写《工程质量自检表》，交质检员。专检：质检员对班组完成的工序进行检查，检查合格后在《工程质量自检表》上签字。交接检：生产负责人在专检完成后，对已完工序进行检查，检查合格后在《工程质量自检表》上签字。生产负责人签署交接检的结论性意见，作为下道工序施工的依据。自检、专检、交接检中均达到优良品方可，达不到优良等级的工序均不得进入下道工序。经过“三检”的工序最后由项目经理部质检工程师请监理工程师验收签认。对施工过程计量进行控制，与质量有关的检验、测量和试验设备必须是经鉴定合格的产品，并能满足所需要的精度。使用期间要经常进行校准，做好标识。测量放线要精心操作，严格控制轴线位置标高。严格按配合比对拌合材料认真计量，制止不计量的行为。11质量、安全、文明管理措施11.1质量保证体系质量保证包括组织保证、制度保证和施工保证。关键是领导重视、责任落实和规范操作。11.2质量保证措施11.2.1通用保证措施（1 ）加强施工技术管理，严格执行以总工程师为首的技术责任制，使施工管理标准化、规范化、程序化（2）根据南京地铁建设报验要求，严格执行“首件工程认可制”与南京市质监站隐蔽工程及重要工程“停检制”。（3）严格执行工程监理制度和工序“三检制”，即作业班组自检、作业工区复检、经理部复检，（4）经理部、作业工区、作业组设专职质检工程师，班组设兼职质检员，保证施工作业始终在质检人员的严格监督下进行。（5）施工所用的各种计量仪器设备定期进行检查和标定。（6）所有工程材料应事先进行检查，严格把好原材料进场关，不合格材料不准验收，保证使用的材料全部符合工程质量的要求。（7）按照南京地铁《建设用表》、《竣工文件编制办法》的要求，客观、完整、真实地做好质量记录。由施工技术、质检、测试人员或施工负责人按时收集记录并保存，确保本工程全过程记录齐全。11.2.2防水层质量保证措施（1）防水作业人员及防水技术负责人除专职负责防水施工外，还应参与相应结构防水部位的施工质量控制与管理，如变形缝及施工缝处砼灌注施工等，做到防水施工与结构施工的协调统一。（2）积极开展防水施工作业的合理化建议活动，开展旨在提高防水质量的群众性QC小组攻关活动，如止水带安装、止水带安装及防水部位混凝土灌注等QC小组攻关课题。11.2.3对供货商的管理措施本标段钢筋、水泥、混凝土、防水材料等进入主体工程的大部分材料属甲供或甲控，其它由我单位自行采购的，将根据ISO9000质量标准相关程序文件要求，对供货商（供方）采取相应的管理措施。11.3土方运输环境管理规定11.3.1车辆情况1）车次车貌整洁，制动系统完好。2）车辆后栏板的保险装置完好，并另再增设一付保险装置，做到双保险，预防后板崩板。3）车辆应配置灭火器，以防发生火灾时应急。 4）联合体应负责对运输车辆进行定期检修；土方运输承包方自行负责车辆的定期检修，以保持车况的良好。11.3.2土方装卸1）土方装卸时，场地必须保持清洁，预防车轮粘带。2）车轮出门时，必须对车轮进行冲洗。3）车轮装载土方不应超高超载，并应有覆盖物以防止土方在运输中沿途扬撒。4）各项目经理部、分包单位负责对土方运输量进行统计。11.3.3土方运输1）严格按交通、市容管理部门批准的路线行驶。2）配备专用车辆对运输沿线进行巡视，发现问题能够及时处理。11.3.4应急响应1）驾驶员必须严格遵守交通、市容法规。2）土方运输承包商必须有一支10人左右的应急队伍，配备货运车一辆，铲、草包（蛇皮袋）、水管10－20米等应急物资。3）如车辆在行驶中突发火灾，驾驶员应及时用车用灭火器第一时间进行灭火。4）事故防水后，应及时与环卫或消防部门联系。11.4结构施工质量标准(1)混凝土保护层最小厚度（mm）见下表11-1：环境条件构件类别混凝土强度等级≤C20C25及C30≥C35板、墙、壳15室内正常环境梁和柱25露天或室内高板、墙、壳404040湿度环境梁和柱404040 (2)混凝土结构的允许偏差见下表11-2：轮廓基础10mm墙、柱、梁8mm标高：±10mm垂直度总高度≤5米8mm总高度＞5米10mm截面尺寸：+8mm、-5mm表面平整：突变不平整度3mm渐变不平整度10mm预埋设施中心线位移：预埋件10mm预埋螺栓5mm预留孔中心点5mm预留洞中心线位移不尽之处，按GB50204-92执行15mm11.5安全生产管理措施安全保证措施根据《基坑工程手册》,有如下规定：a贯彻执行国家安全生产、劳动保护方面的方针、政策和法规，监理总部的指示和决定。b建立健全项目安全生产保证体系，建立和实施安全生产责任制。c组织工程项目施工的安全教育和技术培训考核，对管理人员和施工操作人员进场前安全教育。d编制和呈报安全计划、安全技术方案和安全措施，并认真贯彻落实。e积极做好安全生产检查，发现事故隐患，要及时整改。f所有工程在开工前必须编制有安全技术的施工组织设计（包括施工用电组织设计）及技术复杂的专题方案必须严格审核批准手续、程序。g各类脚手架、井架、赝架、便桥、栈桥等施工设施的搭设、拆除和使用，要有设计计算和施工图。h施工现场安全管理必须抓好施工现场平面布置图和场地设施管理，做到图物相符，井然有序，状况良好，此外还应做好环保、消防、材料、卫生、设备等文明施工管理。i 安全检查应与完善和修订安全管理规章制度结合起来，应与安全生产责任制和经济理挂钩、严明奖惩。11.6文明施工措施11.6.1文明施工目标此工程的施工目标为市级文明工地。11.6.2文明施工措施(1)本工程建设将全面开展创建文明工地活动，切实做到“两通三无五必须。(2)工地门口按市政局要求挂牌，画出施工现场总平面布置图，标明工程名称、建设、监理、设计、施工单位名称、工期、工程主要负责人姓名和监督电话，自觉接受社会监督。(3)施工场地采取全封闭隔离措施，工地主要出入口设置交通指令标志和示警灯，保证车辆和行人的安全。(4)实行施工现场平面管理制度，各类临时施工设施、施工便道、加工场、堆物场和生活设施均按审定的施工组织设计和总平面布置图实施。(5)施工现场设置以明沟、集水池为主的临时排水系统，施工污水经明沟引流、集水池沉淀滤清后，间接排入下水道。(6)工程材料、制品构件分门别类、有条理地堆放整齐；机具设备定机定人保养，保持运行整洁，机容正常。(8)加强土方施工管理，防止泥浆污染场地；废浆采用罐车装运外弃，严禁排入下水道或附近场地。(9)设立专职的“环境保洁岗”，负责检查、清除出场车辆上的污泥，清扫受污染的马路，做好工地内外的环境保洁工。 参考文献[1]《深基坑支护工程实例集》，黄强等主编，北京：中国建筑工业出版社，2001[2]《基坑工程手册》，侯学渊，刘建航，北京：中国建筑工业出版社，1997[3]《高层建筑地下结构与基坑支护》，黄熙龄主编，北京：宇航出版社，2002[4]《基础工程》赵明华，北京：高等教育出版社；[5]《土力学》东南大学湖南大学浙江大学苏州科技学院2005[6]《土层地下建筑结构》中国矿业大学建工学院2005[7]《高层建筑基础工程施工》，赵志缙，北京：中国建筑工业出版社，1994[8]《深基坑支护工程设计技术》，黄强编著，北京：中国建筑工业出版社，1995[9]《高层建筑深基坑围护工程实践与分析》，赵锡宏等，上海：同济大学出版社；[10]《深基坑支护设计与施工》，余志成等编著，北京：中国建筑工业出版社，1992[11]《深基坑工程》，陈忠汉，黄书秩，程丽萍编著，北京：机械工业出版社，2002 专题设计部分深表土和浅表土静止土压力的对比分析摘要对于深表土和浅表土静止土压力的对比主要反映在静止土压力系数的获取和变化规律不同上，所以能否正确确定静止土压力系数,是分析对比深表土和浅表土静止土压力的关键。为此,本专题将在国内外学者大量的室内和现场试验的指导下,对深表土和浅表土静止土压力的变化规律进行分析对比，从而以便能更好的指导工程实践和理论研究。关键字：静止土压力系数；静止土压力；深表土；浅表土1.问题的提出近三十来年来，随着国民经济建设的蓬勃发展，城市地下工程的深度越来越大，大型岩土工程建设项目不断增多，如大型水坝、核电站地基、海洋采油平台、深部矿山工程等的设计，都需要确定深部土的静止土压力（主要是水平地压）大小。尤其是深部矿山工程，土体所承受的初始围压会达到10MPa以上，高低不同围压条件下土的应力-应变关系曲线明显不同，土体的力学特性发生了很大的变化，不能简单的套用传统土力学与经典塑性力学的一些理论来确定深部土的水平地压。而针对国内外有些专家学者所持的深部水平地压呈线性变化的规律，我的专题将通过理论分析、试验的结果整合对以上观点进行修正。对于深表土和浅表土静止土压力的对比主要反映在静止土压力系数的获取和变化规律不同上，所以能否正确确定静止土压力系数,是分析对比深表土和浅表土静止土压力的关键。为此,本专题将在国内外学者大量的室内和现场试验的指导下,对深表土和浅表土静止土压力的变化规律进行分析对比，从而以便能更好的指导工程实践和理论研究。2.研究目的、工程意义、研究内容和研究方法2.1研究目的土的静止土压力系数是指土体在无侧向变形条件下固结后的水平向主应力与竖向主应力之比,静止土压力系数是确定深部土的水平地压的关键。于是急需建立一套能够合理确定深部土的静止土压力系数的理论， 以指导实际工程的建设。同时它也是确定水平场地中的应力状态和计算静止土压力的基础。经典土力学关于静止土压力系数的大小、影响因素、试验方法、理论研究四方面都有许多研究成果，但由于大多都是针对常压（通常小于600kPa）条件下，静止土压力系数一般小于0.6，多近似为常量。静止土压力系数主要受土性（如内摩擦角、泊松比、塑性指数、粒组、应力历史、扰动程度和结构性等）的影响。本专题旨在通过常规试验方法对比研究深厚表土的静止土压力值及其变化规律，从而促进深部土的力学特性研究，为诸如冻洁法特殊凿井工程设计、工程造价、安全可靠性程度等设计服务。2.2工程意义近20年来，随着我国地下空间、矿井建设等领域的不断开发，土压力理论研究日趋活跃，而现有土压力理论研究对巨额投资的深厚表土冻结法凿井设计与施工中关键的土压力问题研究甚少，少有针对深厚表土高压条件下的室内土压力试验，而这种条件下静止土压力系数的研究却是相应土压力──深井凿井设计中地压研究的基础和前提。本专题在浅表土静止土压力理论研究和试验研究方法的基础上，尽可能地考虑深厚表土实际工程性质和力学性质，获得较准确的静止土压力系数，针对深厚表土的非饱和、含水量较低（有的小于10%）、高压等特性，对煤矿深井建设设计与施工中理论与技术难题之一的深厚表土静止土压力系数进行试验方法分析探讨。从而服务于深部地下结构的设计与施工，以避免可能发生的工程事故及人力、财物的重大损失。2.3研究内容本专题主要研究以下内容：1)对浅表土静止土压力的影响因素进行理论分析。2)对静止土压力系数进行理论分析、原位试验、室内土工试验并对结果进行分析整合。3）理论分析深厚表土静止土压力的影响因素，并与浅表土进行对比分析。4）在浅表土静止土压力分析的基础上，通过对重塑后的深厚表土进行室内试验，了解高压状态下（如10MPa）的值及其变化规律。5）分析总结深厚表土高压的非线性力学特征。 2.4研究方法理论分析、工程实测、物理模拟、数值模拟、试件试验是应用科学和工程技术领域问题研究的主要方法。由于研究方法和试验条件的局限，深厚表土的静止土压力系数研究较少，大小变化规律、主要影响因素尚无定论，已有理论研究成果难以验证，尤其试验研究方法面临挑战。考虑可操作性、实施复杂程度、试验经费以及试验时间等因素，本文拟采用试验研究为主的研究方法，理论分析为辅，在浅表土静止土压力研究的基础上研究深厚表土静止土压力的变化规律及其相关的问题。2.5研究困难目前，由于浅表土静止土压力的研究基本趋于成熟，而深厚表土静止土压力的研究尚缺乏合理理论，而相应的原位试验和室内试验都较少见。主要原因如下：1)深厚表土土性复杂，工程条件和力学性质较特殊，研究理论体系不完备。2)在深部结构设计与施工过程中，根据目前的地压经验公式可得到近似值，然后通过增加安全系数，从而满足工程要求，这在某种程度上延缓了对该领域的研究和需求。3)深部地下工程开发需要大量投资，一般个人和普通试验室难以在经济上承受，这也是导致该领域一直被搁浅的主因之一。4)现有的试验设备和技术难以满足进行深部地下原位试验的要求。5)深部地下取土、运输过程难免扰动土样，缺乏室内扰动土样与原位试验结果的对比，扰动重塑深部土的室内试验结果和成果可能面临可靠性质疑。3浅表土试验结果与分析3.1理论分析静止土压力系数涉及到土的物理性质、结构特性、应力历史、加荷和卸荷路径等因素的影响,并且这些因素或隐或现地存在着相互联系甚至相互制约。3.1.1土性的影响（1）土的有效内摩擦角φ′有效内摩擦角反映了无粘性土内部摩阻力的大小；有效内摩擦角愈大,土体愈密实,在侧限条件下达稳定时,其竖向有效应力也就愈大,所以这种土的往往较 小；反之有效内摩擦角较小的无粘性土,其较大。（2）土的泊松比μ对于正常固结土,与μ之间存在一一对应关系,通常μ值愈大,值愈小。由于土的泊松比并非常量,所以也不是常量。超固结土,其与μ之间不再有一一对应关系；不同土的μ值变化不大,而的变化较大。（3）塑性指数Ip对于粘性土,塑性指数Ip是很重要的指标。Ip愈大,表明土的颗粒愈细小,粘粒含量愈多；反之,则说明土的颗粒愈粗。（4）土的颗粒粗细土的颗粒粗细通过其粒径反映出来,粗粒土的往往低于细粒土的；粘性土一般颗粒较细,所以粘性土的常常大于无粘性土的相应值。（5）土的压缩性对于正常固结土,与其压缩性的关系是:愈大,土的压缩性愈高。但对于OCR>1.0的超固结土,则恰好相反；愈大,则超固结作用愈强,OCR愈大,土的压缩性愈低，所以与土的压缩性的关系要辩证对待,具体分析。3.1.2中和应力的影响地基中的孔隙水压力称为中和应力。中和应力有正有负:若地基受到附加荷重,会在粘土层内引起逐渐消散的超静孔隙水压力,这时的中和应力是正的；若地面挖土卸荷,粘土层中会出现负的中和应力。当中和应力存在时,静止土压力系数应以有效应力表示。3.1.3土样扰动程度的影响当为原状土样时,静止土压力系数随塑性指数Ip的增加而增加；当为重塑土样时,静止土压力系数随塑性指数Ip的增加而减少。3.1.4结构性的影响当为各向同性时,静止土压力系数可用下式表示:(3-1)当为轴对称的正交各向异性时,静止土压力系数可用下式表示:(3-2)　 式中:μ1为水平应力对于水平应变的影响；μ2为水平应力对于垂直应变的影响；3.2浅表土的几种计算方法主要有以下四种基于静止土压力系数的计算方法：（1）平面挡墙理论；（2）经验公式：（重液公式），是静止土压力系数及其影响因素的经验函数,是计算点深度，各国取值都在之间，我国常取；（3）轴对称挡墙地压理论；（4）夹心墙地压理论。浅表土中常用式（1）计算；对于深厚表土层地压，国内外学者多用式（2）计算，其中取值主要依靠经验。依照经典土压力理论,得到的是极限平衡状态下的土压力值,土压力为直线分布。然而,经典土压力理论存在着两个明显的弱点:一是要求土体变形达到极限状态的临界条件:二是经典土压力理论没有考虑挡墙的变位方式对土压力的影响。3.2.1用经验公式计算（1）用泊松比μ计算不同土的泊松比μ并不相同;同一种土的泊松比在不同的应力阶段,其大小也不尽相同。正因为泊松比并非常量,设计中准确取值比较困难,所以工程计算中对泊松比取值主要靠经验;所幸各种土的泊松比值变化都不大,近似取值对工程计算结果影响较小,初步估算时可用此法。（2）用有效内摩擦角φ′计算=l-（3-3）有效内摩擦角必须通过取原状土样进行三轴试验加以确定,通常知道的往往是土的内摩擦角而不是有效内摩擦角。而且在理论上也很难说得通，在无侧向应变状态与破坏时的有效内摩擦角之间有什么直接联系。（3）用塑性指数Ip计算=0.119+0.1233（3-4）对于粘土,与力学性质最密切相关的综合物性指标是塑性指数Ip,据此阿班(Alpan)于1967年将正常固结粘土的与土的塑性指数Ip联系起来并建议了式（5）;式（5）可知:Ip愈大,也愈大;并可以得出粘土的一般大于等于0.1477。(4)用超固结比OCR计算以上介绍的经验公式大多数是适用于正常压密的粘土的, 但对于超压密土的原位静止土压力系数,在试验室内如何用仪器重现超压密土和天然应力状态,测定其值,至今还是相当困难的。斯密特(Schmidt)据此提出了一个估计超压密土Koc的经验公式:（3-5）式中:Koc为超压密状态静止土压力系数;为正常压密状态静止土压力系数;OCR为超固结比;λ为与砂土的有效内摩擦角φ′或与粘性土的塑性指数Ip有关的参数。3.2.2理论方法确定的研究现状静止土压力系数的理论研究方法主要是根据工程具体情况，提出满足这种情况下的假设条件，然后通过解析公式推导或方程的求解，得到满足这种情况下的计算公式，并通过试验结果或工程实例来验证公式的合理性。（1）用应力矢量本构模型确定无粘性土的静止土压力系数在充分考虑应力的矢量特性基础上，通过将应力矢量的作用效应分解为球应力作用效应和应力比矢量（偏应力矢量与球应力之比）作用效应的叠加，文献[1]从理论上推出无粘性土的静止土压力系数计算公式:（3-6）（2）基于亚塑性理论得出的确定无粘性土静止土压力系数的理论公式亚塑性理论是近年来在材料的本构关系领域中出现的一种新理论，该理论以热力学理论为基础，以张量函数为工具，抛弃了传统弹塑性理论中应变分解（为弹性应变和塑性应变）、屈服面和加卸载等概念，直接建立应力速率与应变速率之间的关系。由于该理论具有严密的数学力学基础和完整的一般表达式，因此，它比以试验结果为基础的传统本构理论具有明显的优点。文献[2]将亚塑性理论与临界状态土力学相结合，推出了一个计算无粘性土静止土压力系数的理论公式：（3-7）这个公式虽然不能从根本上解决静止土压力计算问题，但这种思路从理论上进一步探讨的计算以及对检验现有经验公式的正确性作了有益尝试。 3.2.3原位试验确定的研究现状静止土压力系数的准确性有重要的工程实践价值和理论研究意义；而原位测试具有减少了土的扰动的优点；据此下面讨论测定静止土压力系数的几种原位试验方法。（1）旁压试验旁压试验根据旁压仪分为预钻式旁压测试和自钻式旁压测试；预钻式旁压试验需要预先成孔，这必然会对孔壁土体产生一定的扰动，而且旁压孔的深度也会因塌孔等原因而受到限制。为了克服预先成孔所带来的一系列的缺点，自钻式旁压试验就应运而生。自钻式旁压仪是一种自行钻进、定位和测试的钻孔原位测试装置。根据自钻式得到的旁压曲线可以得到土的原始水平应力，据此，就可用下式推求土的静止土压力系数：（3-8）式中：土的原始水平应力，Pa；：孔隙水压力，kPa；：土重度，水下要用浮重度，kN/m3；：测试点的深度，m。（2）荷载试验[3]（3－9）（3-10）式中Es：侧限压缩模量；：土的变形模量，对于浅层平板载荷试验：，对于深层平板载荷试验：；：刚性承压板的形态系数，圆形承压板取0.785，方形承压板取0.886；：土的泊松比；：承压板直径或边长；：p-s曲线线性段的压力；：与p对应的沉降；ω：为与试验深度和土类有关的系数。3.2.4室内土工试验确定 虽然现场原位试验能避免对土体的扰动，从而获得较符合土体实际地质情况的静止土压力参数，但原位试验的复杂性和不确定性限制了它的发展。同时，不管人为试验如何精细，它都可能在不同程度上对土体的初始应力产生一定的影响，这就给室内土工试验来研究静止土压力系数提供了一个空间。室内土工试验测定系数的方法和仪器有多种，主要有压缩仪法和三轴仪法。压缩仪法是国内应用较早的一种。（1）固结仪法(侧压力仪)在装有测量侧向压力传感器或应变片的仪（图3-1）中可分别测得土在无侧胀压缩时的轴向压力和侧向压力，然后根据关系，利用式(3-6)则可求得值。图3-1(A)是把单向固结仪(图3-1(C))中的盛土环沿着环的直径劈开，并用两块薄的钢片联接起来，再在钢片贴电阻应变丝片。采用壁厚仅0.3mm的盛土环，并在环壁外贴三个电阻应变丝片，在薄环的外面再套一个加固环，仪器事先应率定；Brooker和Ireland(1965年)在Komoronik的基础上再配备了液体压力设备，以便在盛土环的外壁施加液体压力，当试样的侧压力促使电阻应变丝发生应变时，在环的外壁施加液体压力，使电阻应变读数恢复到起始值，这时候的液体压力就等于试样作用在环壁的侧压力。Abdelhamid和Krizek(1976年)设计出由不锈钢圆筒、顶盖、底板和加压活塞组成的可以测定值的固结仪：圆筒内径20cm，高50cm，壁厚0.6cm，垂直压力是用活塞施加的，活塞与筒身之间用橡皮环密封，试样中的孔隙水可以通过底板和活塞中的透水板排到仪器外，在筒的侧壁、离试样底面6.5cm处，装有两只压力盒和两只孔隙压力测头，直接量测侧向压力；图3-1(D)是同济大学地下系改装而成的刚性密封式仪。图3-1试验仪器构造示意图（2）三轴仪法国内外固结试验许多是对原有三轴试验设备进行改造后完成的，常称为多功能三轴仪。按其原理可归纳为：a.双筒压力室，内筒液位控制型。这种型式的原理最早由毕肖普（Bishop） 提出，该形式是在三轴压力室内设置一个筒，试样与内筒之间装上液体，其余部分为空气或水。固结时，通过控制内筒的液面的变化，达到控制试样测向平均不变形。内筒内液体装水银、硅油、水等。b.试样变形测量控制型。又有两种：一种是利用安装在试样侧面上的变形规（又称位移计）直接测定试样的侧向变形，以此调节压力室的压力，控制试样不发生侧向变形。这种方式，是一种径向位移控制式的三轴仪，可通过判断径向位移为0，伺服电机加卸荷控制围压的方式，实现试验。中国矿业大学新近研制的TATW—500土动静态三轴试验机就具有这种试验能力。主要用于研究未冻土、冻土轴对称条件下（）的力学特性。三轴试验机的主机采用油缸下置、四柱式加载框架，刚度高，见图3-2。其主要性能和特点：可对未冻土、冻土（压力室温度、上下压头温度分别可控）进行轴对称条件的多种试验，围压可高达20MPa,试样尺寸大（，，），控制方式灵活多样（可实现应力、应变和变形控制），量测精度较高，尚具有动三轴试验仪的多项功能。整个试验系统有以下三大部分组成：图3-2TATW—500三轴试验机TATW－500三轴试验机（1）压力室：采用自平衡结构，在试验过程中能自动保持围压的基本恒定，有利于提高围压的控制精度和围压的长时稳定度。压力室筒体和底座采用卡箍式连接结构，拆卸方便、快捷。（2）加载系统：包括轴向荷载、围压加载系统。最大轴向压力500kN，轴向试验力精度为±1%，轴向位移精度±1％。最大围压20MPa，测试精度为±1%，围压压力分辨率为0.002MPa；图3-3三轴K0试验装置示意图（3）控制和量测系统：控制系统采用进口原装德国DOLI全数字伺服控制器，控制精度高、保护功能全、可靠性及扩展性强。试验过程通过计算机全自动控制，轴向位移、变形、荷载可自动量测、采集。其围压、试样径向位移（点量测）、变形也都可以自动采集量测。第二种是根据饱和试样的轴 向变形与体积变化调节压力，试样的排水量总是等于其初始面积与轴向变形乘积，达到试样不发生侧向变形的目的。试验装置为普通三轴试验仪，如图3-3所示。c.液压侧限控制型。该型式仪器利用压力室内腔体积传压介质作为侧限，控制试样的侧向变形。传压介质可以是无气水，也可以用压力油，均假定液体不可压缩。d.Poulos和Davis法。是一种在普通三轴仪中，不用控制侧向变形来测定土值的特殊试验方法；1）在轴向上施加应力等于现场垂直有效应力()；2）分级施加围压，各级围压增量要小，每次增加围压时，均保持轴向应力不变，待各级固结稳定后，测量固结引起的体积变形；当围压略大于轴向应力后，终止试验；3）绘制各级压力下土样的体积变形增量与有效围压的关系曲线。曲线分为两段，转折明显。这两段曲线的拟合直线交于一点，该点的应力等于现场的水平有效应力，根据式(3-11)计算出土的值。（3-11）注：上式中分别为有效水平和垂直应力。3.2.5试验方法对比分析这四类仪器各具特点，也各有缺陷。a类仪器控制精度高，但控制系统复杂，极易出故障。压力室内两种介质（双液或液、气）控制压力，影响剪切试验进行，剪切变形过大时，液体从内腔溢出，影响仪器正常使用。b类仪器固结试验完成后，使用变形规的因其无法取下，不能进行剪切试验；若采用排水量控制监测侧向变形不变，需要试样完全饱和、乳胶膜与试样间无气泡残留、试样变形均匀，而这些不易做到，影响控制精度。若采用变形控制，则径向位移控制和自动加压系统往往较复杂，设备价格昂贵，普及性较差。c类中，往往是“非标”三轴压力室，因试样尺寸不统一，与其它三轴固结试验结果的可比性略差。d类不常用，但仍不失为一种公认的试验方法。上述试验仪器多用于常压条件（小于600kPa）,用于高压条件的试验成果（600kPa～20MPa）较少见,且是否适应深厚表土的较特殊土性也有待进一步研究，如第二类仪器，用试样排水量是否＝试样竖向压缩变形×试样初始 面积来判断是否是侧限条件，判别侧限的条件受制于必须是饱和试样，而实际深厚表土一般含水量较低，有的甚至低于8%，这种试验装置就难以用于深厚表土的试验。若用侧向变形传感器检测侧向变形为0作为试验侧限条件，则往往只能以试样离散的侧向变形点近似判断侧限条件，若侧向变形量测精度不高，则难以保证获得的应力比都具有的意义。4深厚表土试验结果与分析4.1理论分析矿山建设的工程实践表明：随着深度的增加，土的物理力学性质呈现显著变化；深、浅部土(尤其是粘性土)的力学特性具有显著差异(深、浅土暂无明确划分，根据岩土地下工程发展现状及土工试验常用应力水平，可暂以50m为界)。产生差异的主要原因在于：1)固结时间不同：深部土经历了比地表或浅部土更为漫长的地质历史时期。漫长的固结作用使部分深部第三系粘土的物理力学性质接近于软岩。2)应力水平不同：深部土处于初始的高压固结状态，其固结应力大于1MPa，甚至超过10MPa，而地表与浅部土分别处于无压及低压的固结状态。3)应力路径不同：以矿山建设为代表的深部岩土工程中，土体以卸载或卸载后再增载的应力路径为主；而地表或浅部岩土工程多以加载应力路径为主。目前，国内外开展的固结土的三轴试验研究多以浅部岩土工程为背景，且多侧重于研究固结状态对土样力学性状的影响。从工程角度考虑，或许可以忽略重塑土的固结时间的长短对浅部土试验结果的影响。然而，对于经历了漫长高压固结作用的深部土，若不对重塑土的固结时间开展深入研究，而简单套用现有土工试验的有关规定，则试验结果能否真实地反映深部土的实际力学性状值得怀疑。因此，随浅部岩土工程建设而建立的常规土工试验方法对于深部土已不完全适用。针对深部岩土工程的特点，采用与之相适应的试验方法，开展深部土的力学特性研究极为必要。4.1.1固结时间对固结土力学特性的影响目前，国内外针对固结时间对土样力学性质的影响已开展了一定研究，但基本停留在基础研究层面上，研究成果在土工试验中的应用尚未见报道。固结时间是决定固结土样能否准确模拟深部土的关键因素。因此，为保证试验结果的可靠性，必须首先研究“固结时间对固结土样力学特性的影响”，为确定合理的 固结时间提供依据，进而促进深部土工试验的规范化，提高不同学者研究成果之间的可比性。沈珠江院士曾指出：21世纪土的本构模型应当是考虑土的结构性的数学模型。4.1.2高压对固结土的力学特性的影响深部土的力学特性研究以服务于深部岩土工程为目的。因此，应在“合理的固结时间”的高压固结试验的开展高压固结土样力学特性研究。研究中应注意以下问题：(1)应力路径的选择（土体强度与应力路径）深部岩土工程以卸载或卸载后再增载的变载应力路径为主，而常规土工试验中常采用加载应力路径。因此，常规土工试验中常用的加载应力路径对于深部岩土工程已不适用。鉴于此，高压固结土样的应该做三轴试验且应以卸载应力路径为主。以矿山建设工程为例，试验中可采用“恒轴压卸围压”、“恒围压卸轴压”分别模拟井筒侧帮、井筒底部土体的应力路径。当开展真三轴固结试验时，可通过“恒轴压、水平方向一侧卸压、另一侧增压”模拟井筒侧帮表面土体的更真实的应力路径。而土体应力路径又与土的强度指标有一定的关系。在基坑工程中,原状土的应力路径、土与土中水的相互作用,使得作用于围护结构上的土压力与经典的土压力具有很大的差别,为此,许多学者在土体的参数和强度指标上根据具体的应力路径等因素进行修正。徐日庆等(1997)指出:Mohr-Coulomb准则只适用于较小的应力范围,对高应力水平和低应力水平存在一定的偏离,并提出了非线性Mohr-coulomb强度指标,应用于侧向土压力计算。Kennedy,T.C.和Lindberg,H.E.(1978)和Wang,Y.L.(1994)用式(4-1)表示非线性Mohr-Coulomb强度指标。(4-1)(2)土体的各向异性天然土体，受沉积过程及固结应力状态的影响，通常具有明显的各向异性。深部天然土体的各向异性将更加明显。因此，应以深部土的高压固结试验为基础，开展深部土各向异性的宏、微观研究。宏观上，可通过不同剪切破坏方式下高压固结土样的强度值、应力-应变关系的对比，研究深部土的各向异性。微观上，可通过对土体微观结构特征的定性或定量测定分析，并与其宏观上表现出的各向异性特征进行对比，研究深部土各向异性产生的微观机理。 4.2试样制作深部原状土取样较困难，受钻取、包装、运输、加工等影响，实际土样已被严重扰动，用这种土样进行试验，结果已不能真实反映原状土特性。而使用物理性质指标与原状土相近的重塑土进行试验，虽与原状土有一定差异，但其均匀性好、试样数量不受限制、易加工成型，可以进行系列对比研究（如不同含水量），试验成果易进行规律性总结。因此，试样加工方法采用人工击实制样。土料按设定的含水量，充分拌匀，人工分层击实成型。试样从模具退出后称重、量尺寸、测含水量，及时套上乳胶膜封闭，以防失水。本次试验仅对粘土进行研究，土样来自山东某在建煤矿立井原状土（深达500m处）。试样尺寸：φ61.8mm×125mm，分层击实，密度约1.9g/cm3,含水量约30%。4.2.1试验方法选取三组人工击实制样的试样，它们的参数见表4.1：表4.1三组试样参数值试样密度（g/cm3）含水量（%）试样一1.930试样二1.8528试样三1.929采用文献[5]的压力室，轴压、围压的施加、控制、量测全部由TATW-500试验机完成（电脑控制、伺服加载、自动量测）。将三组土样用乳胶膜密封固定于压力室底座，将压力室注满油，控制围压伺服电机位移不变，轴向施加荷载，加荷速率：0.1mm/min。轴向加载到10MPa时，停止加载。4.2.2深厚表土试验结果与分析试验数据整理工作在计算机上进行，按分析和绘图需要输出基本数据和计算结果。输出的基本实测数据为：时间t、轴向应力、侧向应力、轴向应变，分别得到三组试样的－、轴向应力－关系曲线： 图4-1试样一—关系曲线σ1/MPa（1）试样一：图4-2试样一—关系曲线K0（2）试样二：图4-3试样二—关系曲线σ1/MPa 图4-4试样二—关系曲线K0(3)试样三：图4-5试样三—关系曲线σ1/MPa图4-6试样三—关系曲线K0图4-1至图4-6的的试验结果表明：1）常压（通常小于600kPa）条件下，静止土压力系数一般小于0.6，多近似为常量，高压条件的静止土压力系数呈现显著的非线性规律。 2）加荷过程深部土的系数有别于常压下的变化规律。随着轴向应力的增加（相当于随着深度的增大），系数（已>0.8）远大于常压下土的（通常<0.6）。3）加荷初期（<1.5MPa），“”有由大变小、由小变大的过程。笔者认为出现第(3）这种情况有三种可能：一是可能试样与封闭乳胶膜之间存在气泡，二是作为试验设备柔性侧限的液体油本身可以压缩，从而使在压缩初期，土并非严格的侧限条件。三是加荷初期，加荷初期（<0.4MPa）试样有压密过程，主要为竖向变形。K0有由大变小，由小变大的过程，原状土在现场条件下压密已完成，这应是重塑土实验本身引起的变形特性。试样压密后（>0.4MPa）,轴向荷载逐渐有引起试样侧向膨胀的趋势，由于压力室内油的约束，侧向应力也随着不断增加。超过2MPa后，土样更加密实，K0有趋于常量的趋势，即加荷初期泊松比小，泊松比随着加荷的增大而增大，从而使得侧向应力逐步增大。因本次实验重塑深土并非饱和土，可以推断：随着轴向压力的增大，K0有可能逐渐逼近于1。4.2.3结果分析本次实验与文献[5]的实验成果对比分析后表明，高压条件下静止土压力系数具有显著的非线性特征，经典土力学里关于K0的成果已难以适应这种变化规律，深厚表土的静止土压力有可能在一定的深度类似原岩应力自重应力的水平应力（）。引言中关于地压p经验公式的K应等于：。显然，p的经验公式中起决定作用的就是，通过加入这一影响因素的折减，地压p的计算完全变成经验的近似计算。若按照我国取，则K0影响因素0.0005～0.00065,实际上人为将静止土压力减小了99.95/100～99.935/100,这样计算的地压有可能比极限理论的主动土压力还小得多，从而使深井建设过程中和其后的井壁、井筒承受意料之外的极大地压，并因此产生过大的变形，或破坏。5结论通过对浅表土和深表土的实验结果数据的统计,并进行对比分析,可以得出以下几点结论:(1)深厚表土静止土压力系数随着深度而增大，远大于浅表静止土压力系数； (2)实验装置若采用刚性压力室、柔性侧限方式，若柔性介质压缩性过大，则其高压试验结果的初始段较难严格满足侧限条件，获得的应力比不具有意义；(3)在一定的深度，静止土压力系数有可能逼近1，深土水平地压有可能类似原岩应力自重应力的水平应力；(4)地压经验公式有可能过低估计了地压的真实大小。6展望在浅表土静止土压力的研究基础上，对于深表土特别是针对煤矿深井建设的相关设计与施工中有关地压计算的经验性及其局限性，应进一步研究静止土压力系数的变化规律，尤其应针对具体建井深度，开展有针对性的研究，不仅应弄清深厚表土静止土压力系数的变化规律，还应弄清相应的影响因素，并探求静止土压力系数获取及地压计算的较准确而简便的方法。参考文献： 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翻译部分英文原文Designofbackfilledthin-seamcoalpillarsusingearthpressuretheory1.IntroductionTheSelf-AdvancingMinerhasbeendesignedtoextractcoalfromseamslessthan90centimetersthick.TheSAMallowsforextractionofthefullseamheightwhileminimizingwasterock,andutilizesremoteoperationthatallowstheminertoadvanceupto180m(600ft)intotheseam.However,thecoalseamsaresothinthattherecoveryratesofthisminingmethodwillbefairlylowandwilldecreaserapidlywiththedepthofmining.Inordertoincreasetherecoveryfromthin-seammines,pillarsmustbedesignedassmallaspossiblewithoutcompromisingthestabilityofthemine.Backfillcanprovidethesupportnecessarytomaintaintheintegrityoftheundergroundworkingswhileallowingforincreasedextraction.Theplacingofbackfillundergroundhaspredominantlybeenapracticeemployedincut-and-fillmines(Thomas,1979).Backfillmaterialisintroducedundergroundintopreviouslyminedstopestoprovideaworkingplatformandlocalizedsupport,reducingthevolumeofopenspacewhichcouldpotentiallybefilledbyacollapseofthesurroundingpillars(Barretetal.,1978).Thepresenceoffillinanopeningpreventslarge-scalemovementsandcollapseofopeningsmerelybyoccupyingvoidsleftbymining(Aitchisonetal.1973).Therefore,theplacementoffillinopenspacesundergroundtendstopreventtheunraveling/spallingofthesurroundingrockmassintothemined-outspace,effectivelyincreasingthestrength,orloadbearingcapacity,ofthesurroundingrockmass.Thistypeofsupportmechanismnotonlyhelpsprovidesupporttopillarsandwalls,butalsohelpstopreventcavingandrooffalls,minimizesurfacesubsidence,andenhancepillarrecovery(Coates,1981).Althoughthesupportcapabilityofbackfilliswellknownitstillremainsfairlydifficulttoquantify.Modelsandequationsforthedeterminationofbackfillsupporthavebeenproposed(Cai,1983;Guang-XuandMao-Yuan,1983)andpillar-backfillsystemshavebeenmodeledusinglaboratoryset-upsinordertocorrelatetheactualsupportbehavioroffillwithproposedmodels(YamaguchiandYamatomi,1989;BlightandClarke,1983;SwanandBoard,1989;Aitchisonetal.,1973).Butingeneralthese modelsandlabtestsaredependentonlocalexperienceandempiricallyderivedrelationshipsbetweenbackfillsupport,materialproperties,andminegeometry.SincetheSAMisstillindevelopmentthereisaneedforasimpleandreliablemethodofestimatingthemagnitudeofsupportprovidedbybackfillbasedonexistingknowledge.Itisproposedthatclassicalearthpressuretheorycanbeusedtoestimatethelateralearthpressureappliedbybackfill.Theanticipatedbehaviorandresponseoffilltodeformationsofthesurroundingpillarsandroofareanalyzedhere.Thesupportingeffectofbackfillisincorporatedintotheoriginalpillardesign(unsupported)sothatnewpillarwidthscanbecalculatedandtheincreaseinrecoverycanbedetermined.2.Thethin-seamcoalmineAthin-seamcoalmine,employingtheSAMtechnology,canbethoughtofasan‘underground’highwallmine.Figure1depictsthesimplifiedpanelgeometrycreatedbythedevelopmentofentriesandcross-cuts,andthesystemofpillarsleftbehindafterpanelextraction.Itisprobablethatthecutsandcross-cutswillbeangledatapproximately60soastodecreasetheturningradiusofminingequipment,butthiswillnoteffectpillardesign.Thelengthofeachpanelis1200m(4000ft).Thewidthofeachpanelvarieswithdepthinorderto accommodateabarrierpillarthatrunsthroughthecenterofeachpanel.However,thepanelwidthwillbeatleastGreaterthantwicethedistancerequiredforoneSAMcut,inthiscase300m(1000ft).Uponextractionofthepanels,thebarrierpillarandaseriesofpillarsleftbetweencutsremainineverypanel.Largebarrierpillarsarealsoleftattheendsofthepanelstoprotectthecross-cuts.Figure2isacross-sectionalviewofthecuttingface.Thefaceevokesthehighwallminecomparison;thecoalseamrunsthroughthemiddleofthepanelandaportionofthepanel‘material’isleftaboveandbeloweachcut.Thecutwidthis3m(10ft)andthecutheightisequivalenttotheseamheight(lessthan90cm(36in)).ItisintendedthatastheSAMretreatsfromeachcut,backfillwillbeeitherhydraulicallyorpneumaticallyplacedinthemined-outvoid.3.ApplicationofearthpressuretheoryTheideathatthebackfillsupportmechanismdescribedintheprevioussectioncanbequantifiedusingprinciplestakenfromsoilmechanicsisnotnew.Abroadunderstandingoffillbehaviorhasalwaysbeendependentonknowledgeofearthpressures.However,earthpressuretheoriesandconceptshavenotgenerallybeenconsideredadequateinproperlyquantifyingthemagnitudeoffillsupportinundergroundmines.Limitedunderstandingaboutthetransferofloadsfromthesurroundingrocktothefillandfrictionaleffects,alongwithminegeometry,havemadeitdifficulttoapplytheconceptsofearthpressuretheorytobackfillsupport(Thomas,1979).WhatmakesthecaseoftheSAMoperatinginathin-seamcoalminedifferentistheconceptof‘designedfailure’ofthepillarssothatdeformationscapableofmobilizingthepassiveresistanceofthebackfillwilloccur.Fromcivilengineeringdesignofretainingwallsithasbeenshownthatthemovementrequiredtoreachmaximumpassiveearthpressurewithininaloosesandysoilis4%ofthewallheight(CloughandDuncan,1971).Thedenserthesoil,thelessmovementrequired.Applyingthisguidelinetothethin-seamcoalmine;forapillarheightof90cmlateraldeformationofthepillarmustbeatleast3.6cmforaloose,sandybackfilltoreachmaximumpassiveearthpressureconditions.Theinitialstagesofpillarfailuremaynot producemovementsthatlarge,butovertimecreepdeformationwillalmostcertainlyproducemovementslargeenoughtoinitiatefullpassiverestraintwithinthebackfill.Verticalloadingofthebackfillbytheimmediatefracturedroofstratacaneasilybeincorporatedintoearthpressuretheory.Theweightofthecavedmateriallyingonthefillisequivalenttoasurchargeload.Overtime,bulkingofthecavedmaterialresultsinaverticalloadequaltotheoverburdenpressure.Frictionbetweenthepillarandfillwillhaveanimportanteffectonthemagnitudeofthepassivepressureappliedbythefill.Itisexpectedthatthefrictionbetweenaspallingcoalpillarandgranularfillmaterialwillbequitehigh.However,frictionaleffectscanbeaccountedforinearthpressuretheory.4UsefulnessofbackfilledpillardesignusingearthpressuretheoryTheincorporationofRankine’smethodorLog-spiralanalysisintostandardpillardesignhasitslimitations.IntermsofcivilengineeringapplicationsthefunctionalityOfeachofthosemethodshasbeenverifiedthroughexperienceandeachisusedinthedesignofstructures.Sincenoprecedentexistsforearthpressuretheorybeingappliedtothedesignofbackfilledpillarstheusefulnessoftheapproachcannotbecorroborated.Furthermore,theSelf-AdvancingMinertechnologyisnotcurrentlyinusenorareanythincoalseamsbeingextractedinasimilarmanner.Thepurposeofdevisingamethodofbackfilledpillardesignusingearthpressuretheoryistoseewhatconditionsmaybenecessaryforbackfillingtobepracticaloreconomical.Figure7isaplotofrecoveryrateversusminingdepthbasedonthepaneldimensionsandpillarwidthsofFigure6.Thistypeofplotcanbedevelopedforanysetofthefollowingconditions:1.Post-peakstrengthofthecoalpillar2.Frictionangleofcoal 3.Backfilldensity4.Frictionangleofbackfill5.Cohesionofbackfill6.Magnitudeofroofloading7.Miningdimensions(cutwidth,length,andseamheight).Thustheimportanceofanyvariablecanbedeterminedintermsofstabilityandoverallrecovery,andaconceptofwhattypeofbackfillmaybenecessarytoachieveacertainrateofrecoverycanbeformulated.Inturn,amoredetailedeconomicanalysiscanbecarriedoutintermsofthecostofbackfillingrequiredtoproduceanadditionaltonofcoal(HumeandSearle,1998;Donovan,1997;DonovanandKarfakis,2001).5ConclusionThereislittledoubtthatbackfillhastheabilitytoprovidesupporttosurroundingpillars.However,quantifyingthemagnitudeofthatsupporthasproventobequitedifficult.Earthpressuretheory,commonlyusedinthedesignofcivilengineeringstructures,mayprovideapreliminarytoolforestimatingtheamountofsupportthatbackfillcanprovide.Theadditionalstrengththatbackfillprovidestosurroundingpillarsisimpartedasahorizontalpressurealongthesidesofthepillars.Thisbehaviorofthefillinresponsetolateraldeformationofthepillarsissimilartothatofearth-retainingstructures.Rankine’smethodandthelog-spiralmethodfordeterminingpassiveearthpressurecoefficientscanbeusedtodeterminethemagnitudeoffillsupport.Theextentofroofcaving,andsubsequentsurchargeloadingofthebackfill,isthe mostimportantfactorintermsofthemagnitudeoflateralsupportprovidedbythebackfill.pillarsizesdecreaseandrecoveryincreases.However,thefracturingoftheimmediateroof,anditstime-dependency,isreliantuponlocalgeologicandminingconditions.Thusitisdifficulttopredictandquantifytheextentofroofcaving.Theproposedmethodofbackfilledpillardesignbasedonearthpressuretheorywillremainlimiteduntilamorerigorousmethodforassur-ingroofcaving,anddeterminingthemagnitudeofverticalloading,isdeveloped.Thepassiveresistanceprovidedbythebackfill,anddeterminedusingearthpressuretheory,canreadilybeincorporatedintostandardpillardesign.Typicalpillardesignisbasedonultimatestrength,whichassertsthatapillarwillfailwhentheloadonthepillarexceedsthepillar’sstrength.Sinceaconfiningpressureactstoincreaseapillar’sstrength,arelationshipbetweentheoriginalpillarstrength,confiningpressure,andincreasedstrengthisnecessarytoincorporateearthpressuretheoryintostandardpillardesign.SucharelationshipexistsandisbasedonMohr’sfailurecriterion.Therefore,designofbackfilledpillarscanbeperformedfollowingacommonprocedurethatnowalsoallowsforvariablessuchasbackfilldensity,cohesion,andfrictionangle. .中文译文土压力理论在薄煤层回填支柱设计中的应用1导言设计出的SAM技术已经能从小于90厘米厚的煤层中提取煤炭。在理论上，这种技术能提取的全部高度的煤层，同时能尽量减少废石，并利用遥控操作，使能采煤机推进到一百八十米（六百英尺）的煤层中去。然而，煤层太薄以至于采煤的回收率相当低，并且煤的开采会随着煤层深度的增加而迅速的减少。为了增加薄煤层矿井的回收率，在保证支柱的设计安全下，必须使支护尺寸尽可能的小。回填在可以增加煤的开采量的同时也提供必要的支护来，从而保持了地下开采运作的完整性。地下回填已经在煤矿的开采和回填（托马斯，1979年）中得到了应用。回填材料被应用到地下提供不在为开采提供工作平台和有限的支护，从而减少了其中有可能被大规模移动和支护坍塌而填补了的露天场地空间,（巴瑞特等人，1978年）。回填阻止了由于煤炭开采而留下的空间的坍塌（艾吉森等人，1973年）。因此，在地下的开放空间安置支护往往可以防止剥落的围岩进入到采空的区间，所以要增加支护的有效强度和承载能力。这种类型的支护机制不仅提供支柱和墙壁，还防止了顶煤和顶板下落，并尽量的减少了地表沉陷、提高支护的回弹能力（科特斯,1981年）。虽然回填的支护能力是人所共知的，但它仍然难以量化。广旭和茂元等人已经提出了回填支护判断的模型和方程（蔡，1983年；广旭和茂元，1983年）,已经使用模拟实验室对支柱-回填系统进行了设置,这是用来研究支护支撑与实际支护模型之间的关系。但是在一般情况下，这些模型和实验的检测,都依赖于本地的经验以及回填支护、材料性能和几何特性之间的关系。因为SAM技术仍然是在一个发展的阶段,所以需要一个简单而可靠的估算方法来评价回填支护的等级,这种方法是基于现有的知识之上的。有建议说古典土压力理论可以用来估算作用于支护上的侧向土压力。支护对周围支柱和拱顶的变形预期的效果已经分析出来了。支护的作用已经纳入到了支柱设计中，因次新的支柱的宽度可以得到计算，同时煤的回收产量也可以确定了。2稀薄煤矿使用SAM技术，稀薄煤层被称作为地下露天矿的未开采工作面。图1描述了由于煤层运输和削减而形成的几何平面层。这种支护系统是由于煤层开采而留下的。 使用SAM技术在大约60度的角切开和剪切是可能的，这样可以减少采矿设备的转动半径，同时这又不会影响柱子尺寸的设计。每个采区的长度是1200米（1000ft）。每个采区的宽度随深度变化而变化，这是为了能够容纳通过每个采区中心的分隔柱子支护。然而，采区的宽度将至少大于两倍的SAM进程所需的距离，在这种情况下至少需要300米(1000ft)。在采区开采的过程中，还有分隔柱和一系列的支护体系留了下来。在采区开采结束后，大量的分隔柱子也被留了下来从而维护了巷道两边的安全。图2是一个煤层开采的断面图。这种形式使我们可以同地下露天矿未开采工作面做个比较；煤层通过采区的中心部位，以及每一次开采上方和下方都留下了余煤。开采宽度是3米(10ft)，并且裁减高度与煤层高度是等效的(少于90厘米(36in))。在无效采空区，SAM每一次开采和支护的退出，要么使用液压，要么使用气动。3土压力理论的应用前面部分所讲的应用土力学来量化回填支护体系的思想并不是前所未有的理论。而应用土压力理论来解释支护行为的机理是被广泛接受的。不过，在地下煤矿中，一般认为应用土压力的理论和观念不足以量化支护的等级。由于对于荷载从围岩向支护摩擦影响转移认识的程度有限，因此使得土压力理论在回填支护中的使用变得困难（托马斯，1979年）。 在薄煤层矿井中，由于支柱设计的失败，使得SAM的应用变得困难，以至于会出现抵抗支护的被动变形。在土木工程挡土墙设计中已经表明，在松散的沙质土壤中，变形所要达到的最大被动土压力是该墙的高度的百分之四（可卢斯和邓肯，1971年）。土壤越密，所需的变形也就越小。运用这一理论，薄煤层煤矿在松散的回填沙土中，高度为九十厘米的支柱，要达到最大被动土压力，至少必须要有3.6厘米的侧向变形。最初阶段的支护的失稳变形，可能不会产生大的位移，但随着时间的推移蠕变变形肯定会大的产生运动，大到足以引发回填支护的抵制。应用土压力理论，对于顶板岩层的瞬间裂隙所引起回填材料产生的垂直载荷可以很容易解释。由于材料的塌陷作用在支护上的的重量相当于增加了附加荷载。随着时间的推移，材料膨胀的塌陷，结果相当于产生了垂直荷载。支柱之间的摩擦，对适用于回填的被动土压力等级产生重要影响。据推测，剥落煤柱和颗粒填料之间的摩擦相当大。不过，应用土压力理论可以解释的摩擦影响。4使用土压力理论设计回填支护的优越性由朗肯和劳格斯锐两者结合的支柱设计标准有其局限性。在土木工程中,每一种理论方法的应用都通过实践经验得到了验证，同时也应用到了结构设计当中去。先前由于在回填支护的设计中，没有应用土压力理论，因此这种理论的有用性没有得到很好的验证。此外，目前SAM技术还未得到使用，也没有应用类似的方式从薄煤层中提取煤矿。在支护回填的设计中使用土压力理论的目的是为了证明回填支护在什么样的条件是实际可行的、并且是经济的。图7是基于图6的煤层尺寸规模和支柱宽度之上的相对煤层深度的回收率。这种类型可以在以下的任何条件下得以发展：(1)、煤柱的峰后强度；(2)、煤摩擦角；(3)、回填密度；(4)、回填的摩擦角；(5)、回填的凝聚力；(6)、屋面负荷规模；(7)、采矿尺寸； 因此，可以应用于稳定性和回收率的任何方法的都可以应用。在反过来，关于回填成本的控制，需要更详细的经济分析，从而得到开采到更多的煤。5结论因此，毫无疑问，回填给周边支柱提供了支撑，不过据证明，量化支撑的等级是相当困难。土压力理论，通常用在土木工程结构的设计中，可以作为初步评价回填所提供支撑能力的分析方法。回填提供给周边支柱的附加力可以看作是沿支柱两过的横向压力。填充物对于支护横向变形的作用类似与地下连续墙结构。朗肯和劳格斯诺确定被动土压力系数的方法可以用来确定的回填支护的规模。冒顶的程度，及随后的回填附加荷载，是回填所提供的横向支撑等级确定的最重要因素。支柱大小支护尺寸减小，回收的就增加然而，拱顶的压裂以及其时间依赖都是建立在当地的地质和采矿条件下的。因此，这是很难预测和量化冒顶的范围。基于土压力理论的回填支护的设计仍然有其局限性，直到更严格的确定拱顶冒顶方法的出现，它确定了在竖向荷载作用下其规模。回填所提供的被动阻力，以及土压力理论的应用，可以被纳入支柱设计的标准中去。基于极限强度理论的典型支柱设计表明，当负荷对支柱的力量超过支柱的支撑能力，支护就会遭到破坏。由于围压的作用增加了支柱的强度，所以围压原来的支护强度以及增加了的力量之间的关系，是有必要把土压力理论转化为支柱设计标准的。这种关系的存在是建立在莫尔理论失败的基础之上的。因此，回填支护的设计可以应用到允许变量如回填密度，凝聚力和摩擦角的共同程序中。'