珠海市软土分布区工程建设指引 2.doc

2.3 预压法2.3.1根据场地条件、填料来源、预压工期等因素综合确定预压加载方式是常规做法。由于珠海市软土的特殊性，需要强调和说明的是：地基极限承载力太低的建设场地采用真空预压法可避免因堆载引起的地基失稳问题。珠海市地下水位高，软土的极限承载力低，需作表层填土才可进行施工作业，采用真空预压时边缘漏水漏气现象难以完全杜绝。因此，大面积块状建设场地宜优先考虑真空预压，条状建设场地宜优先考虑堆载预压。珠海市土源较缺，当需要消除的竖向变形较大等所需的预压荷载较大时，宜采用真空堆载联合预压法。2.3.2对于软土露头的建设场地，由于地基承载力很低，在平整场地、设置砂垫层过程中因车辆和施工机械大小选择不当，出现砂垫层或填土陷入软土、扰动软土甚至破坏软土结构的现象很常见。应有可靠措施避免或减轻这种现象的影响。2.3.3珠海市软土地基预压处理工程还较少。因此，要求面积大于1km2、或长度大于10km的建设场地，宜选取有代表性的地段先做预压工程性试验。根据试验结果调整设计、指导施工。也便于积累地方经验。平沙温泉路的基本情况为：路长1855.4m，路完成面宽度29m，淤泥厚度1628m，塑料排水板长度2023m、间距1.0m、等边三角形布置，压实填土高度平均4m，堆载8个月，固结度为90%时沉降量为1.42.0m，主要经验有：1 4m压实填土的压应力约为80kPa，对淤泥层的影响深度不大于20m；2 根据影响深度20m，沉降量是1.42.0m，取20m淤泥层等效加权压缩模量Es为2.0MPa，填土荷载80kPa，估算的沉降量为： =（m）3 以上述预压对淤泥影响深度20m估算，每m填土产生的沉降量为0.350.5m；深圳工程界同行指出：“在相同条件下，大面积块状预压产生的沉降量大于条状。”当预压荷载更大、预压的建设场地长宽更大时，影响深度有可能加大。因此，采用0.10.2MPa压力范围的Es估算沉降量时，c可取23，且可能大于3。虽然，采用0.10.2MPa压力范围的Es来估算欠固结软土的固结沉降量不甚恰当，但在无更好、更方便的方法之前仍可作为一种估算方法。珠海市已揭露的软土最大厚度达到67.4m，这类大厚度土层的固结沉降计算有待进一步研究。2.4 水泥土搅拌法2.4.1 需要说明的是：1 本条列出了水泥土搅拌法的可用范围，是否使用水泥土搅拌法还应与其它地基处理方法进行技术和经济比较后再予确定。2 调查结果表明，同一场地内的软土塑性指数Ip变化范围大，工程地质勘察不一定能揭露其最大值。当Ip大于25时，采用水泥土搅拌法加固即使有效也不一定经济。3 工程实践和试验结果表明：竖向承重桩（包括钢筋混凝土桩和水泥土搅拌桩）不进入相对硬层时，端承力和摩阻力发挥均不充分，变形难以控制，经济指标也差。 4 复合地基承载力的计算公式为： 上式成立的前提条件是地基土已完成自重固结（即正常固结土），当用于欠固结土地基时，不仅没有这项承载力，还因欠固结的桩间土沉降产生负摩阻力降低的贡献。过去有的工程未注意这一问题并出现了重大质量事故。因此强调“不得用于欠固结土的建筑地基处理”。衍生的问题有：水泥土搅拌法处理欠固结土的路基等非建筑地基是否可行？编者认为在珠海市可能会产生下列问题：（1）当桩底未进入相对硬层且桩间土产生固结沉降时，搅拌桩随桩间土一齐下沉，或负摩阻力抱着搅拌桩一齐下沉。1999年投入使用的某楼，表层吹填砂35m，淤泥及淤泥质土厚度2535m，作为客车通道的室内地坪采用水泥土搅拌桩加固地基，桩长20m，钻芯检测和静载检测的各项指标均基本符合设计要求。但是，投入使用后室内地坪沉降一直不断，至2003年室内地坪沉降速率仍达到每年60120mm，且与未作搅拌桩加固的室外道路沉降一致，接口处看不出沉降差异。该地基处理结果充其量只能提高承载力，解决不了变形问题。（2）当桩底进入相对硬层时，可能有延缓沉降的作用，也可能出现桩身水泥土被压碎的情况。固结沉降是由土的有效自重应力产生的，只要土的有效自重应力p大于先期固结压应力pc，固结沉降就会继续进行。固结沉降发生后桩间土对搅拌桩产生负摩阻力，桩继续发挥作用必须是桩底刺入持力层、桩顶刺入褥垫层才能协调变形和延缓沉降。这需要：桩身有足够的强度；持力层是相对硬层但不宜过硬；褥垫层有足够的厚度。显然，使用水泥土搅拌桩的工程很难同时满足这三个条件。即使满足这三个条件也只能对变形起延缓作用。由于珠海市欠固结软土路基的固结沉降量为米级，桩土面积置换率常在10%左右，其延缓作用是很有限的。因此，有条件做预压处理的建设场地应优先选择预压处理。5因处理淤泥等软土需要被开发出来的水泥土搅拌法用于处理淤泥等软土的效果仍不尽人意，但用于处理砂层、花岗岩残积土的填土等粗颗粒含量较高的土层时处理效果却很好。钻芯结果表明：后者的芯样试件抗压强度常比前者高一个数量级左右。2.4.2 抵抗水平力的水泥土搅拌桩可分为两类：一类是受弯矩和剪力共同作用，如基坑挡墙，应做成格栅状才较合理经济。另一类是直接传递水平力，如内撑墙和挡墙墙趾，应做成壁状或格栅状才较合理。2.4.3 位于金湾区的某基坑支护搅拌桩工程，工艺试验时窜浆很严重，当时编制组建议：“将搅拌头上部两枚叶片加宽至150mm，倾斜角调至45，减少一次注浆量，增加搅喷次数。”重新做工艺试验仅将搅拌头上部两枚叶片加宽至150mm，倾斜角调至45，窜浆问题就明显改善。在成层土地基中的竖向承重水泥土搅拌桩，增大水泥掺量并减少窜浆、保证软土层的搅拌质量、提高软土层的水泥土抗压强度对提高单桩承载力的贡献很明显。2.4.4课题试验采用直径550mm搅拌桩，对于局部淤泥采用八搅八喷，水泥掺入比为26%；对花岗岩残积土的填土、砂层、粉质粘性土采用四搅四喷、水泥掺入比为13%；平均掺入比为16.3%。复合地基褥垫层厚度200400mm，静载试验结果表明：单桩承载力特征值为421.8kN，是珠海工程界常用值120180kN的2.33.5倍；复合地基承载力特征值为363.0364.5kPa，是珠海工程界常用值100180kPa的2.03.6倍。表2.4.4是根据应力测试结果，提出了充分利用桩间土承载力和上部粗颗粒含量较高的水泥土搅拌桩桩身承载力、避免淤泥水泥土搅拌桩桩身应力水平过高和过早破坏的褥垫层厚度取值方法。2.4.5 编制组根据课题试验结果对 值作如下修正分析：国家行业标准建筑地基处理技术规范JGJ 79-2002给出的单桩承载力特征值计算公式为：根据上述二式计算的Ra分别为：由地质质料计算的Ra为254.97kN，由水泥土强度计算的Ra为285.12kN。在三根静载荷试验桩中，由于Z3-1试验结果过高、离群，不参与统计。单桩承载力特征值取值为：kN。本次试验由地质资料计算出的单桩承载力特征值只有实测值的60.5%。1 问题的提出工程地质报告的承载力指标采用标准值，即平均值乘以一个小于1的统计修正系数。单桩极限承载力标准值的取值方法是：当极差不大于平均值的30%时取平均值，单桩极限承载力除以2为单桩承载力特征值。因此，静载荷试验得出的单桩承载力特征值大于根据地质报告的估算值是常见的。即使地基承载力出现偏差也有桩侧摩阻力的偏差和桩端承载力偏差两部分。问题有：（1）三根水泥土搅拌桩单桩静载荷试验的Q-s曲线如图2.4.5所示。静载荷试验过程的应力测试结果表明：试验结果均呈现桩身水泥土抗压强度破坏特征。钻芯结果表明：在静载荷试验标高下3.54.0m（淤泥水泥土）处，水泥土的最低抗压强度只有0.69MPa，不足桩顶处的十分之一，成为控制单桩承载力的瓶颈。可以推论，三根试验桩的地基极限承载力均不小于Z3-1的试验结果1120kN，特征值不小于560kN，估算值不足试验值的45.5%，偏差过大。图2.4.5 三根水泥土搅拌桩单桩静载检测Qs曲线（2）JGJ 79-2002规定的桩端承载力计算采用未经修正的天然地基承载力特征值。为什么要采用未经修正的天然地基承载力特征值而不是采用工程界习惯使用的经过修正的天然地基承载力特征值未见相应说明。（3）JGJ79-2002将定义为桩端天然地基土的承载力折减系数，取值为0.40.6，天然地基承载力高时取低值。其条文说明解释设置这个系数主要考虑了桩底施工质量不好，或桩端没有真正地支承在硬土层上，会影响桩端地基承载力充分发挥。但是，查阅了珠海市建设工程质量监督检测站20002004年的水泥土搅拌桩钻芯检测报告，其中以花岗岩残积土作持力层的工程41项，共306根受检桩，桩底持力层受扰动的有28根，占9.15%。扰动的最大深度不大于0.5m，但扰动的原因不明，到底是施工质量不好还是钻芯操作不当引起则无法界定。从统计数据看，桩底持力层受扰动比例较小，并且被扰动范围较小。2 值修正依据及建议国家标准建筑地基基础设计规范GB 50007-2002和广东省标准建筑地基基础设计规范DBJ 15-31-2003对天然地基承载力验算，软弱下卧层验算均采用修正后的地基承载力特征值，而JGJ 79-2002规定对水泥土搅拌桩端承载力计算采用未经修正的天然地基承载力特征值。水泥土搅拌桩是一种介于柔性桩（如砂石桩）和刚性桩（如混凝土桩）之间的半柔半刚桩，其桩端承载力特征值应介于修正后天然地基承载力特征值和刚性桩桩端承载力之间。假定水泥土搅拌桩桩长10m，地下水距天然地面2.5m，=11kN/m3，根据DBJ 15-31-2003规定：对于持力层为中砂，当N=15击时，fak=215kPafa =215+0+4.411(10-0.5) =215+435.6=650fak / fa =215/650=0.331对于花岗岩残积土，当N=10击时，fak=260kPafa =260+0+1.511（10-0.5）=260+157=417(kPa)fak / fa =260/417=0.624根据DBJ 15-31-2003表10.2.3-3，取：N=15击的中砂，qpa=2500kPa，N=10击的花岗岩残积土，qpa=700kPa，因此：对于上述中砂层，取：=1900(kPa)fak / qp =215/1900=0.113对于花岗岩残积土，取：(kPa)fak / qp =260/559=0.465从上述计算结果可知：采用未经修正的天然地基承载力特征值再乘以一个0.40.6的折减系数计算桩端阻力，确实低估了桩底持力层的贡献。因此，当采用JGJ 79-2002公式及系数计算单桩地基承载力时，qp应取修正后的天然地基承载力特征值；当qp采用未经修正的天然地基承载力特征值时，可取1。2.4.6 值的修正分析1 编制组根据课题试验结果对值的反演分析：国家行业标准建筑地基处理技术规范JGJ 79-2002给出的复合地基承载力计算公式为： （2.4.6-1）经过变换得到 （2.4.6-2）将试验数据代入式中各项为：，m2，实测Ra（取平均值）kN， 估算的Ra254.97kN，实测kPa，地质报告提供的kPa。无褥垫层（J1型）复合地基承载力特征值取295.26kPa，200mm褥垫层（J2型）复合地基承载力特征值为363.03kPa，400mm褥垫层（J3型）复合地基承载力特征值为364.56kPa，600mm褥垫层（J4型）复合地基承载力特征值为303.82kPa。表2.4.6 复合地基承载力计算公式中的系数垫层厚度（mm）组合一组合二组合三实测Ra实测实测Ra地质报告估算Ra地质报告00.010.031.482000.460.842.294000.470.862.316000.070.131.58将估算、实测的Ra和，以及实测的复合地基承载力，按三种组合用公式2.4.6-2反算系数，分别在垫层厚度为0，200，400，600mm四种情况下进行比较，结果见表2.4.6。从表2.4.6可见：（1）褥垫层厚度为零时，采用组合一、组合二计算出来的值接近于零，说明桩间土的贡献接近于零，复合地基承载力基本由搅拌桩提供。但实际情况并非如此，埋设土压力盒的测试结果并非为零。（2）褥垫层厚度为600mm时，采用组合一、组合二计算出来出来的值也接近于零，其原因是直接用单桩承载力实测值Ra替代复合地基中的基桩承载力，基桩承载力被高估了。600mm厚褥垫层的存在将明显降低桩土应力比，桩间土在附加应力作用下沉降并产生负摩阻力使桩身最大应力下移，试验标高下3.54.0m处存在淤泥层，钻芯结果表明该处桩身水泥土强度较低，桩身水泥土首先破坏导致复合地基的承载力下降。（3）当褥垫层厚度为200400mm时，采用组合一计算出来的值为0.460.47，略超过地基处理规范给出的范围值0.10.4的上限值；采用组合二计算出来的值为0.840.86，大于地基处理规范给出的范围值的上限值。但不论垫层厚度如何，采用组合三计算出来的值均大于1，与JGJ 79-2002对的定义不符。2 考虑实测Ra与计算Ra、实测与地质报告的两组数据的偏差对的影响分析：将式2.4.6-1和式2.4.6-2分别变换成式2.4.6-3和式2.4.6-4， （2.4.6-3） （2.4.6-4）式中，Ra为单桩承载力特征值计算值；为地质报告中的天然地基承载力特征值；为实测Ra与计算Ra的比值；为实测与地质报告中的比值；为桩间土承载力折减系数；其它符号意义同式2.4.7-1。比较式2.4.6-4与式2.4.6-2可知：（1）当实测Ra与计算Ra两者相等、1，实测与地质报告的两者也相等、1时，采用本次试验数据由式2.4.6-4计算出来的与式2.4.7-2计算出来的值一致（即表2.4.6-1中组合一的值），式2.4.6-2中的含义与JGJ 79-2002定义一致。（2）当实测的Ra与计算的Ra两者相等、1，实测的与地质报告的不相等、1.82（本次试验实测与地质报告的比值）时，采用本次试验数据由式2.4.6-4计算出来的与式2.4.6-2计算的值一致（即表2.4.6-1中组合二的值）。式2.4.6-1中的含义与JGJ 79-2002定义不符，它是桩间土承载力折减系数与的乘积。式2.4.6-4中的才是真正意义上的桩间土承载力折减系数。（3）在组合三计算的条件中，由于计算Ra是实测Ra的0.60倍，地质报告的是实测的0.55倍，又采用实测值。根据式2.4.6-2计算出来的值必然较大。式2.4.6-4中的值是一个反映了实测Ra与计算的Ra的偏差、实测与地质报告的偏差以及桩间土承载力折减三方面的综合系数，其值大于1是正常的。3 考虑群桩承载力效应的值分析根据应力测试结果，对应于极限荷载，复合地基中各搅拌桩受力之和小于4倍实测单桩极限承载力，复合地基的桩间土的应力水平也低于天然地基极限承载力水平。因此，将式2.4.6-3变换为： （2.4.6-5）式中的；，其中为桩间土应力平均值，为地质报告中的天然地基承载力特征值，Ra为计算的单桩承载力特征值，其它符号含义同式2.4.6-3。根据实测结果分析，式2.4.6-5中的单桩承载力特征值发挥不充分，天然地基承载力发挥也不充分，式2.4.6-5中A、B两项均应折减。在式2.4.6-5的A项中，1是一个反映群桩承载力效率的系数，它与桩径、桩距、桩长、褥垫层厚度、桩侧土质和桩端土质、施工质量等因素有关，显然，本次试验无法给出一个综合考虑上述因素的1值，工程设计中也难以按式2.4.6-5进行。4 对值的取值建议由于式2.4.6-1具有较简洁的特点，该式实质上是假定Ra充分发挥、高估部分通过对折减予以补偿。当垫层厚度为200400mm范围且式中的Ra、均接近实测值时，采用地基处理规范规定的值与实测结果产生的偏差尚可接受。式2.4.6-1中的值是一个综合反映实测Ra与计算Ra的偏差、实测与地质报告的偏差、群桩中基桩承载力发挥程度、天然地基承载力发挥程度、褥垫层影响等因素的系数；是一个保证式2.4.6-1左右相等的综合协调系数。基于上述情况，编制组无意对式2.4.6-1进行修改，而是对的取值进行调整。对于正规勘察、设计、审图、施工、监理、监督的水泥土搅拌桩工程，当复合地基褥垫层厚度为200400mm，水泥土搅拌桩所穿越的土层为上软下硬，即桩端有相对硬层时，根据Ra、的不同来源，值修正值可按如下取值：（1）当采用实测Ra和实测确定时，可取0.45；（2）当采用估算Ra、地质报告的确定时，值可取0.451.0，当大于180kPa时可取低值，当不大于80kPa时可取高值。上述对值的修正可能有“地质资料不准确都找公式算账”之嫌。编者给出修正值时，除考虑上述研究结果外，还考虑：竖向承重的水泥土搅拌在珠海可用的地质条件；表层土的实际承载力和地质报告给出的承载力的差异；单桩静载试验结果不符合要求的原因绝大多数是桩身质量问题引起的；本指引2.4.8的有关要求。3 桩基工程3.0.1 因桩基质量问题导致建筑物出现沉裂、倾斜等重大质量事故在珠海已发生数十宗且多数与负摩阻力有关。由于珠海市软土厚度大，负摩阻力作用时间长，产生的下拉荷载也较大，建筑桩基技术规范JGJ 94-94、JGJ 94-2008对负摩阻力的某些规定不适用于珠海市软土分布区的桩基工程。因此提出：“单桩竖向承载力验算、桩身承载力验算均应考虑负摩阻力产生下拉荷载的作用”。需要说明的是：在珠海市保税区内对PHC管桩进行承载性能研究，测得的软土极限摩阻力大于勘察报告推荐值和广东省标准推荐值。根据建筑桩基技术规范JGJ 94-94、JGJ 94-2008对负摩阻力的相关规定，计算的负摩阻力大于表3.0.1的实测平均值时，取该实测平均值。表3.0.1 极限侧摩阻力比较岩 土 名 称深 度（m）预 制 桩 侧 摩 阻 力（kPa）勘察报告推 荐 值广东省标准推 荐 值实 测平均值淤 泥2.8-10.21212-1833细 砂透镜体10.2-11.83022-4250淤 泥11.8-40.71212-18183.0.2 在软土分布区上成桩，PHC管桩的施工质量比其它桩更易控制，当地质条件适合使用PHC管桩时宜优先考虑。软土地基表层承载力普遍较低，采用静力压桩容易出现陷机并挤断已施工的工程桩事故，有条件时宜优先选择锤击法沉桩。工程界习惯采用2040mm的贯入度作为收锤标准，经常出现锤击过度损伤桩身情况，根据课题试验结果将其放宽至4080mm。编制组曾在保税区内做试验：桩径均为400mm，桩长分别为36m、48m、54m，持力层分别为淤泥、花岗岩残积土、全风化花岗岩，对应的单桩地基极限承载力分别为1000kN、3000kN、6000kN，平均每米桩长提供的承载力各为27.8kN/m、62.5kN/m、111.1kN/m，54m桩每米桩长提供的承载力是36m的4倍，以强风化花岗岩等标贯击数在50击左右的岩土层作持力层是经济的。桩长较长时桩身压缩变形也较大，桩基沉降计算应计入其影响。对于带地下室的工程，先挖土、后打桩，可避免土方开挖对基桩的损害。选择开口型桩尖并对桩顶标高进行监测，便于及时发现浮桩和及时处理，消除质量隐患。浮桩对工程的危害极大,如图3.0.2-1所示。打桩过程作应力监控可避免过度施打引起桩身损伤。 图3.0.2-1 浮桩的Qs曲线 图3.0.2-2 浮桩处理后的Qs曲线 3.0.3珠海市软土地基采用钻、冲、挖孔和旋挖灌注桩时，往往是桩径较大、桩长较长，桩的持力层岩性、沉渣厚度和桩身质量经常出现问题，多年的钻芯结果表明，这类桩的合格率经常在80%左右。采用桩端后压浆技术既可弥补沉渣厚度不符合要求缺陷，还可提高桩端承载力和桩侧摩阻力，采用全数预埋声测管做完整性检测可解决采用低应法检测产生误判、采用钻芯检测费时费钱等问题。大直径桩的定义与建筑桩基技术规范JGJ 94-2008一致。3.0.4 即使采用灌注桩，桩顶施工标高高于设计标高的长度也不宜过长，否则影响土方开挖并可能引起对桩身的损害。考虑珠海市软土厚度较大，桩顶施工标高高于设计标高部分比JGJ 94-2008规定大0.2m。施工中凿至设计标高时应按现行规范规定进行检查验收，不符合要求时应继续往下凿，至符合要求处再接桩。3.0.5 现行规范对检测结果不合格时的扩大检测有关规定不够严谨，根据课题研究结果予以调整。3.0.6 对于图2.1.2.2-1所示工况，单桩水平承载力成为决定基桩数量的主要因素。由于珠海市对基桩水平承载力试验资料很少，应在设计前提供该项资料，为桩基础设计提供可靠依据。施工图设计文件中应注明单桩水平承载力特征值的要求，便于指导施工、检测和验收。4 基坑工程4.0.2 由于深基坑工程变形控制不当，造成了周围的建、构筑物和市政基础设施的损害，引起纠纷的实例在珠海市经常发生。根据深圳市的经验：对变形要求严格的基坑工程，土压力荷载取主动土压力和静止土压力两者的平均值，采用钢筋混凝土内支撑等能够有效地控制变形的支护结构型式，对变形的控制效果较好。4.0.3 现行规范对设计与施工的有关规定，用于软土分布区时经常出现不安全现象。我市历年来发生重大质量安全事故的基坑工程多数是位于软土分布区上。最近位于明珠北路的某基坑工程，采用桩锚支护结构，建设场地仅局部存在软土层，施工中该部位的基坑顶部水平位移曾达到110mm，远远超过了设计和规范允许的35mm的要求。事后经复核：设计抗倾覆安全系数刚达到规范要求的1.2水平。如果土质情况和施工质量稍有偏差，1.2的安全系数就难于保证支护结构的安全。因此，基坑支护结构设计中对抗隆起、抗倾覆稳定性、抗滑移稳定性和整体稳定性的安全系数在省标规定的基础上增加0.2。同时还根据工程事故教训，强调应重视土地基承载力验算。4.0.4 对重力式挡墙支护结构的抗滑移稳定性验算，广东省标准建筑基坑支护工程技术规程DBJ/T 15-20-97给出了如下公式：1.2 （4.0.4-2）式中，为摩擦系数。省标未给出淤泥、淤泥质土的值，对于其它土层：有的给出的定值，有的给出的范围值。全省各地同名土层值也不尽相同，采用省标的值也不一定准确。由于W表征了墙底与土层的摩擦力，实质上等于墙底土层的抗剪能力，即: （4.0.4-3）支护结构土压力计算常以每米长度为计算单元，即：另外，把安全系数由1.2提高至1.4，式4.0.4-2可变换成：1.4 （4.0.4-1）采用式4.0.4-1的优点是直接利用勘察报告的数据，反映土层的实际情况。4.0.1、4.0.5某基坑工程的支护结构采用水泥土搅拌桩重力式挡土墙，基坑内尺寸长173.18m，宽28.8m，开挖深度从天然地面计起4.8m，基坑支护由8排直径0.6m的搅拌桩组成，搭接长度0.1m，支护结构宽度4.1m，搅拌桩底部位于淤泥层中。坑内每隔2m设置1根搅拌桩。支护结构平面如图4.0.5-3所示。图4.0.5-3 某支护结构平面示意图 1-1截面图由上至下地质情况为：人工填土；淤泥；粘土；淤泥质粘土；粘土含角砾；粘土；粉质粘土；全风化花岗岩；强风化花岗岩。各土层的主要物理力学指标如表4.0.5-1所示。表4.0.5-1 土的物理力学性质指标土层编号土 层名 称平均厚度/m天然重度/kNm-3含水量(%)孔隙比内摩擦角()粘聚力/kPa人工填土2.818.5280淤泥15.116.460.81.6725粘土12.619.429.70.831230淤泥质粘土4.017.941.91.15612粘土含角砾1.518.831.00.871822粘土5.917.734.41.042025粉质粘土4.318.927.00.812530基坑挖穿填土层后，长向顶点水平位移急剧增长，有关方面决定停工，经研究采取下列措施：(1) 坑外卸载，卸载弃土范围为图4.0.5-3 的1-1截面所示；(2) 坑内设置由直径48mm钢管拼装的空间桁架，沿纵向共设12道，间距1215m不等；(3) 采用人工开挖、分段跳跃开挖。落实上述措施后，支护结构顶部水平位移速率减缓，各测点最终累计值如表4.0.5-2所示，长向位移值仍然过大。当开挖深度不变时，水平位移随时间增长，显示了明显的流变性。但是，当基底100mm素混凝土垫层浇筑后，水平位移立即停止。其墙背土体变形影响范围达到35m。表4.0.5-2 墙顶水平位移观测结果表观测点123456789位移/mm-227018418114718719139-7观测点1011121314151617位移/mm-114026630123630-99注：负值表示向基坑外位移，正值表示向基坑内位移。编制组根据该工程地质资料和支护结构尺寸，分别按照建筑基坑支护工程技术规程JGJ 120-99（以下简称行标）和省标有关规定，对图4.0.5-3中1-1截面采用两种主动土压力分布简图进行计算，如图4.0.5-4所示，结果见表4.0.5-3。 (a)行标的方法 (b)省标的方法 (c)地质柱状图图4.0.5-4 土压力计算简图表4.0.5-3 抗倾覆、滑移稳定性验算得出的安全系数表稳定性项目 卸土前卸土后行标省标行标省标抗倾覆稳定性1.040.712.791.28抗水平滑移稳定性1.030.582.600.87根据计算结果结合实际情况判断：省标的规定更适合珠海市软土分布区的支护结构设计。作为该基坑支护结构设计措施之一、在坑内每隔2m设置1根水泥土搅拌桩，看不出起什么作用。编制组认为：该支护结构在土的侧压力作用下显示明显的结构特性。在支护结构宽度、开挖深均相同的情况下，短向支护