混煤仓基于静压桩托换的止沉纠倾研究

Research on Anti-Sinking and Rectification of Mixed Coal Bunker Based on Static Pressure Pile Underpinning

摘要

本研究基于某实际工程项目，利用静压桩托换技术对混煤仓地基进行加固补强，过程中采用迫降法对混煤仓进行纠倾。纠倾过程中影响复合地基差异沉降的因素较多，致使地基沉降量难以控制，纠倾效果的稳定性不易保证。针对上述问题，本文通过现场试验、数值模拟等方法，对变幅重载作用下混煤仓的止沉纠倾技术进行系统性研究，研究结果表明：①通过单桩承载力试验，静压桩满足地基加固补强的承载力需求；②导坑开挖致使复合地基应力释放产生沉降，沉降变形与开挖体量正相关；迫降纠倾阶段复合地基的沉降在导坑周边存在较为明显的集中现象，随深度的增加复合地基沉降线性减小；③对混煤仓纠倾主要影响因素进行敏感性分析，得出混煤仓纠倾效果主控因素敏感性次序为：纠倾荷载>托换范围>开挖面积>开挖深度。

Abstract

Based on an actual project， static pressure pile underpinning technology was employed to reinforce the foundation of the mixed coal bunker， while the forced settlement method was applied to rectify its structural inclination. However， controlling foundation settlement proves challenging due to numerous factors influencing differential settlement in the composite foundation during rectification， and ensuring the stability of rectification effects remains difficult. To address these issues， this study systematically investigates anti-sinking and rectification techniques for the mixed coal bunker under variable amplitude and heavy loads through field tests and numerical simulation. The research demonstrates that： （1） static pressure piles satisfy foundation reinforcement requirements as verified by single pile bearing capacity tests； （2） excavation of pilot tunnels triggers stress release-induced settlement in the composite foundation， with settlement deformation positively correlating to excavation volume， where foundation settlement significantly concentrates around guide pits during forced settlement rectification while decreasing linearly with depth； （3） sensitivity analysis ranks key rectification factors as follows： rectification load exhibits the highest influence， followed by underpinning range， excavation area， and excavation depth.

Graphical abstract

关键词

混煤仓 / 不均匀沉降 / 静压桩 / 迫降纠倾 / 纠倾主控因素

Key words

mixed coal bunkers / nonuniform settlement / static pressed pile / landing rectifying inclination / main controlling factors of rectification

0 引 言

混煤仓是用于存储原煤、沫煤等煤炭的构筑物，混煤仓的安全性直接影响煤炭工业的正常生产。由于地基会发生不同程度渗水，同时混煤仓变幅重载的荷载特性导致其易发生不均匀沉降而倾斜，直接影响混煤仓在服役期的正常安全使用。迫降法、顶升法和综合纠偏法是当前建筑工程中常用的纠倾方法^［1-4］。迫降纠倾是指在地基发生较大沉降的一边采用加固手段阻止沉降，另一边采用强制沉降的方法，使建筑物回归正倾，这种方法对于由于地基软弱或不均匀沉降引起的建筑物倾斜问题效果显著，但沉降过程难以精确控制。顶升法主要是通过在建筑物的基础下设置千斤顶或其他类型的提升装置，逐步将建筑物整体或部分抬高，以矫正其倾斜角度，这种方法可控性强但施工较为复杂且成本较高。综合纠偏法是一种结合了多种技术手段（如地基加固、降水处理、回填夯实等）来解决建筑物倾斜问题的方法，这种方法适应性广、长期稳定但施工工期较长。针对由上覆变幅荷载作用引起的混煤仓复合地基不均匀沉降问题，采用静压桩托换和迫降纠倾技术是一种很有效的止沉纠倾方案。李清泉等^［5］采用静压桩将一栋位于湿陷性黄土地区的建筑物进行加固，加固完成后采用钻孔取土的方式进行纠倾。王建平等^［6-7］采用桩基托换技术和掏土浸水相结合的综合纠倾加固方案，取得了良好的纠倾效果。阮永怀等^［8］针对某综合楼的基础构件连接承台，采用静压桩进行加固，并借助电动液压泵对基础连接承台进行顶升。

纠倾过程中影响复合地基差异沉降的因素较多，如桩型、布桩参数、荷载形式、开挖体量等。顾晓捷^［9］针对已有病害的原始群桩基础，研究了静压桩参数对其加固效果的影响。龙军等^［10］对使用筋箍碎石桩加固的软土地基的土工套筒筋材强度、加筋深度、桩周土黏聚力以及复合地基面积置换率沉降特点等进行了研究，Liu等^［11］基于单因素敏感性分析和多因素正交试验设计，研究了桩长、桩径、桩间距、桩弹性模量、垫层弹性模量和垫层厚度对复合地基沉降的影响。Liu等^［12］通过FLAC3D模拟研究了伊朗索尔坦盐湖地区长短桩复合地基的沉降变形特征及影响因素。目前学者们对纠倾过程中复合地基的沉降规律均有较深的研究，但仍存在若干问题，如静压桩加固地基沉降变形特性研究较少，未考虑变幅重载下复合地基沉降变化规律，缺少精确的变参数数值模型，而且针对纠倾过程中变幅重载对复合地基沉降主控因素的研究较少，未形成基于主控因素的纠倾技术。因此，亟需对纠倾过程中基于静压桩托换的复合地基沉降规律进行深入研究，本文通过现场试验、数值模拟等方法，对变幅重载作用下混煤仓的止沉纠倾技术进行系统性研究，为我国类似工程纠倾作业提供理论依据。

1 某混煤仓基础加固项目概况

1.1　工程简介

某煤炭有限责任公司混煤仓于2015年竣工并投入使用，混煤仓为两联仓，主体直径为15.000 m，单仓容量为5 300 t，仓体为钢筋混凝土筒结构，仓顶板标高为31.000 m；仓顶为两层框架，框架屋面标高为39.000 m。筒仓北端与皮带通廊相连，南侧设有螺旋式钢梯。

煤仓整体已经下沉，最大下沉量为85.5 mm，最小下沉量为36.5 mm，下沉量较大，且有持续下沉的可能；西、东分别偏移法线245 mm和142 mm，南、北分别偏移法线245 mm和194 mm。合计得出煤仓与法线偏移量为：东偏南74°，距离292 mm。倾斜方向见图1。

各筒仓倾斜观测结果见表1。根据现场调查，混煤仓周边场地出现明显的拉伸裂缝及不均匀沉降，按照《工业建筑可靠性鉴定标准》，钢筋混凝土支筒结构倾斜率不能超过5‰，监测结果表明该混煤仓倾斜率已超规范限值，需要进行纠偏。

西侧混煤仓场地可见半圆形裂缝，裂缝形态与筒仓外形基本一致，近似平行，裂缝宽度为1~3 cm，裂缝错台高度约3 cm。东侧筒仓外缘散水承台周围可见明显沉陷裂缝。

1.2　混煤仓倾斜原因分析

勘察期间，根据钻孔及探井数据，地面以下2.00~4.00 m之间，普遍存在一层软弱粉土，土体含水率高，近似饱和，土层在场地内广泛分布。根据现场调查，混煤仓西侧为污水处理站，距混煤仓直线距离约14.5 m；东侧为集水井，距混煤仓直线距离约40.0 m；混煤仓四周分布地下排水明沟、暗涵，周边截、排水渠和集水井存在渗漏的可能性。同时降雨沿地表裂缝渗入，也是造成桩间土含水量增高的原因之一。导致混煤仓发生不均匀沉降的原因主要有：

（1） 进行室内常规物理力学试验测得的桩间土平均挤密系数未达到设计要求，灰土挤密桩压实系数未达到设计要求；

（2） 桩间土含水率增大，造成地基承载力下降。

1.3　混煤仓压桩止沉纠倾方案

混煤仓地基加固设计采用钢管混凝土静压桩，共布置140根钢管混凝土静压桩，布桩位置见图2。因止沉区域复合地基（东仓复合地基）沉降大于迫降区域复合地基（西仓复合地基）沉降且有持续下沉的可能，根据后续纠倾工作的需要先对止沉区域复合地基进行钢管混凝土静压桩托换施工。

在混煤仓复合地基内部采用钢管混凝土桩进行静压桩托换，钢管混凝土桩顶与筏板底部相连，与既有复合地基形成新的受力系统承担上部荷载，起到止沉加固的作用。如图2所示为止沉区钢管混凝土静压桩托换止沉示意图。

在钢管混凝土静压桩施工过程中应注意沉降数据的监测，这是由于托换施工过程中导坑开挖会导致复合地基部分应力丧失，会加剧止沉区域复合地基的进一步沉降，因此钢管混凝土静压桩施工结束后应立即进行托换工作，使钢管混凝土静压桩能够承担上部荷载。图3所示为钢管混凝土静压桩托换施工工艺流程。

迫降区域钢管混凝土静压桩压桩完成，先不进行托换，上部荷载由原复合地基承担。为防止复合地基沉降过大对上部结构产生不可逆转的风险，如连接混煤仓输煤栈桥产生裂缝并脱离混煤仓及沉降过大而导致混煤仓向西倾斜，纠倾作业采用预留迫降空间作业，在导坑内钢管混凝土静压桩上放置千斤顶，并将千斤顶与筏板之间预留微小的迫降空间，待上方纠倾荷载作用导致复合地基产生沉降时予以支撑。千斤顶与筏板预留空间被纠倾荷载消除后应及时将千斤顶泄压以继续预留迫降空间。在纠倾荷载往复作用下复合地基持续沉降，直至混煤仓倾斜率回归5‰以内方标志纠倾工作结束。混煤仓迫降区域纠倾示意图见4。

1.4　现场试验及监测方案

施工过程中需进行单桩承载力试验，检验基础下钢管混凝土静压桩单桩承载力特征值是否满足设计要求。现场单桩承载力试验桩数量共3根，编号为SZ-1、SZ-2、SZ-3（对应现场桩位编号分别为E4-3、ZE-1S、W1-5，如图8所示）。

静载试验采用慢速维荷法，本试验为原位试验，使用的加载装置为320 t千斤顶。单桩承载力试验示意图如图5所示。

试验依据《建筑基桩检测技术规范》，每级加载240 kN至最大加载值2 880 kN。每级荷载下沉降观测次数为：加荷后第1个小时按第5、10、15、30、45、60 min测读桩顶沉降量，以后每隔30 min测读一次，直到沉降相对稳定为止。沉降相对稳定标准：每一小时内的桩顶沉降量不超过0.1 mm，并连续出现两次。现场试验如图6所示。

终止加荷条件：当出现下列情况之一时终止加载。①在某级荷载作用下，桩顶沉降量为前一级荷载作用下沉降量的5倍，且桩顶总沉降量超过40 mm；②在某级荷载作用下，桩顶沉降量为前一级荷载作用下沉降量的2倍，且经24 h的桩顶沉降尚未达到相对稳定标准；③已达设计要求的最大加载值且桩顶沉降达到相对稳定标准；④当曲线陡降段明显时，取相应于陡降段起点的荷载值；⑤当荷载-沉降（Q-S）曲线呈缓变形时，取桩顶总沉降量为40 mm所对应的荷载值。

试验结束后对数据进行处理，绘制单桩承载力试验Q-S曲线。图7（a）、图7（b）、图7（c）分别为SZ-1、SZ-2、SZ-3单桩承载力试验Q-S曲线。从图中可以看出3根钢管混凝土静压桩在终止荷载2 400~2 880 kN压力作用下沉降量介于15.29~19.86 mm之间，各监测桩Q-S曲线均呈现出缓降趋势，在达到最大加载量之前，未出现明显的陡降阶段。故本工程SZ-1、SZ-2单桩竖向承载力特征值R_{\mathrm{a}}可取为1 200 kN，SZ-3单桩竖向承载力特征值R_{\mathrm{a}}可取为1 440 kN，单桩竖向承载力极限值Q_{\mathrm{u}\mathrm{k}}均不小于2 400 kN，满足设计要求。单桩承载力试验结果见表2。

通过现场实地勘察，对监测点进行布置。监测点的布置应遵循规范要求，并尽可能设置在不影响混煤仓加固纠倾施工的区域，避免施工对监测点产生影响，造成后续监测数据波动。为准确反应混煤仓仓体的沉降规律，拟设14个监测点，均匀分布在混煤仓仓体周围，如图8所示。复合地基加固期测量周期为一天一次，混煤仓迫降纠倾阶段测量周期为一天两次。监测过程根据设计要求及国家有关规范标准进行监测，并根据复合地基静压桩托换施工工期及上覆变幅荷载的变化及时进行监测时间调整，确保监测数据的准确性、真实性。

东西仓区域沉降变形规律基本一致，东仓倾斜较为严重，随煤仓储煤量变化，煤仓变形呈现波浪线变化趋势，储煤荷载增加，煤仓开始沉降；储煤荷载减小，煤仓部分沉降变形恢复，但会存在残余变形，致使各监测点高程整体呈降低趋势，并且随煤仓储煤量变化幅度增加，残余变形量增加，并且从监测结果可以看出，即使此时间段东仓储煤荷载为0，该区域监测点高程仍在不断变化，可见西仓储煤荷载对东仓沉降变形也有一定影响。为建立准确的有限元纠倾模型，掌握荷载与复合地基沉降之间的关系，现对纠倾阶段复合地基沉降数据进行分析。图9为迫降区域沉降量随施工时间变化曲线。图中数据取自迫降区域7个监测点，沉降的变化趋势大致分为三个阶段，第一阶段曲线呈现缓慢下降趋势，对应施工期的导坑开挖阶段；第二阶段曲线呈现陡降趋势，对应施工期纠倾阶段，图中沉降曲线的波动是由于纠倾荷载卸载产生的回弹；第三阶段曲线呈现稳定波动趋势，对应纠倾工作结束后混煤仓正常使用阶段，储煤荷载的变化导致了曲线的波动，但沉降整体趋于稳定，这表明静压桩托换加固迫降纠偏的工法对于混煤仓加固纠偏的效果是显著的。

为研究纠倾荷载与复合地基沉降变形的关系，绘制第二阶段的沉降量随荷载变化曲线，如图10所示，现对其进行分析。第二阶段中，纠倾荷载1 900 t时仓体沉降5 mm，纠倾荷载为2 700 t时仓体沉降9 mm，纠倾荷载3 500 t时仓体沉降12 mm，纠倾荷载为4 300 t时仓体沉降16.5 mm，复合地基累计产生约43 mm的平均沉降量，混煤仓倾斜率恢复至5‰以内，满足相关规范要求。

2 混煤仓纠倾过程数值模拟研究

2.1　计算模型的建立

基于静压桩托换的混煤仓迫降纠倾过程分为两个阶段：静压桩托换加固地基阶段和储煤荷载迫降纠倾阶段。本文建立钢管混凝土静压桩托换地基整体模型。钢管混凝土桩力学参数、地层土体基本参数和桩土接触面参数如表3—表5所示。土体模型X方向为200 m，Y方向为200 m，Z方向为50 m，圆形筏板基础X方向为38 m，Y方向为11 m，厚度为1 m。钢管混凝土静压桩所用钢管桩采用Q345钢，型号为ϕ325×12 mm（直径325 mm，壁厚12 mm），入土深度为35 m，钢管内灌注混凝土强度等级为C30。模型的长度方向位移约束点为（-100.1，-99.9）、（99.9，100.1），宽度方向约束点为（-50.1，-49.9），（49.9，-50.1），高度方向只对模型的底部进行位移约束，位移约束点为（-0.1，-0.1）。

钢管混凝土桩通过pile和cylindrical-shell单元实现。下面对其做如下假定：

（1） 根据实际静压桩沉桩施工过程和模型的轴对称特点，建立四分之一的柱形隧道外围渐变放射网格；

（2） 开口静压管桩为钢管桩，为线弹性体，也釆用柱形壳体单元；

（3） 桩-土界面之间采用面-面的摩擦接触单元，摩擦类型为库仑摩擦；

（4） 桩与土一旦接触就不再分开，处于接触状态且只有相对切向滑动。

复合地基加固纠倾前需开挖导坑进行压桩，压桩结束后将东侧桩托换，桩顶与筏板紧密接触发挥止沉加固作用。西侧钢管混凝土桩预留迫降空间，与上侧筏板脱开并放置千斤顶虚顶，迫降完成后钢管混凝土桩进行托换作业。巷道开挖为放射状开挖，开挖体量与实际保持一致。复合地基钢管混凝土静压桩呈环形布置。本文采用1 900 t纠偏荷载，导坑开度为2 m、导坑开挖面积为25 m²、托换范围为1的复合地基纠倾模型。复合地基纠倾示意图如图11所示。

2.2　导坑开挖应力场及位移场分析

2.2.1　应力场分析

图12所示为导坑开挖后迫降区域（西仓）复合地基表面应力分布云图。在混煤仓自重作用下导坑侧壁及周围土体的应力明显大于复合地基中央的应力，导坑水平方向大约0.25 m~0.5 m处应力较大，平均为29 kPa，中间土体竖向应力约为9 kPa，导坑侧壁周围土体与复合地基中央土体的应力比大约为3∶1。这是因为建筑物底部进行掏土对地基的扰动应力值较大，应力集中由导坑向周围蔓延。

2.2.2　位移场分析

导坑开挖后迫降区域复合地基沉降云图如图13所示，复合地基的沉降主要分布在导坑侧壁土体范围，这是由于导坑的开挖导致土体失去了侧向的支撑，导致导坑周部分土体达到极限承载力发生破坏。土体承载力丧失所产生的沉降，最大为7.05 mm，但开挖面积较小的导坑并没有发生较大的沉降变形，与复合地基中央土体沉降较为接近，沉降约为1 mm。

2.3　纠倾过程复合地基应力场及位移场分析

2.3.1　应力场分析

如图14所示为纠倾荷载下止沉区域复合地基应力云图，在纠倾荷载作用下，应力首先传递至筏板区域，随后传递至止沉区域复合地基，此时止沉区域钢管混凝土桩已经完成托换，钢管混凝土桩与地基土协同工作，共同承担纠倾荷载产生的应力，但钢管混凝土桩托换区域应力值大于其余区域。

2.3.2　位移场分析

如图15所示为1 900 t纠倾荷载作用下复合地基沉降云图，由图可知：由于承受了1 900 t的纠倾荷载，并且迫降区域复合地基内钢管混凝土桩顶与筏板底部处于脱离状态，同时存在25 m²导坑的开挖，虽然钢管混凝土桩对复合地基产生了挤密作用，但不足以显著提升复合地基的承载力，致使该区域产生了较大的沉降变形，最大沉降集中在复合地基导坑及周围区域，约为18 mm。在水平方向表现为越靠近止沉区域复合地基中央，沉降越小，沉降平均值约为6 mm。

3 纠倾效果主控因素研究

3.1　纠倾效果主控因素设计

由以上结论可知，导坑开挖及纠倾荷载对复合地基沉降具有较大影响。因此，本节采用数值模拟分析对基于钢管混凝土静压桩托换的混煤仓纠倾主控因素（纠倾荷载、导坑开挖面积、导坑开挖深度、静压桩托换范围）进行多参数敏感性分析。其中静压桩托换范围是指进行静压桩托换的止沉区域范围。

本章有限元模型以1 900 t纠偏荷载下，导坑开度为2 m、导坑开挖面积为25 m²、托换范围为1的复合地基纠倾模型为基准模型。各因素设计值如表6所示。

3.2　数值模拟计算结果分析

3.2.1　纠倾荷载对纠倾效果的影响

为研究纠倾过程中纠倾荷载对纠倾效果的影响，分别以100 kPa、140 kPa、180 kPa、226 kPa的竖向应力模拟1 900 t、2 700 t、3 500 t、4 300 t的储煤荷载加载至迫降区域的筏板上。如图16所示，纠倾荷载下仓体沉降监测数据与数值模拟数据基本吻合，因此可以确定数值模型的准确性。

图17为不同纠倾荷载作用下位移分布规律图。通过分析可以发现复合地基沉降随纠倾荷载的增大而增大。纠倾荷载由1 900 t增加至2 700 t时，复合地基的平均最大沉降由7.1 mm增加至9.9 mm；纠倾荷载由2 700 t增加至3 500 t时，复合地基的平均最大沉降由9.9 mm增加至13.4 mm；纠倾荷载由3 500 t增加至4 300 t时，复合地基的平均最大沉降由13.4 mm增加至16.1 mm。

3.2.2　自重作用阶段开挖深度对纠倾效果的影响

图18为不同导坑开挖深度最大沉降分布图。可以看到，开挖深度为2 m时，导坑侧壁区域沉降主要集中在0~1 m深度范围内，沉降量最大达到13 mm，同样沿导坑深度方向逐渐减小，1~2 m范围内的沉降变化较小；开挖深度为1 m时，导坑侧壁区域沉降量较小，最大达到2.8 mm，并沿导坑深度方向逐渐减小。导坑侧壁区域沉降随导坑深度的增加逐渐减小。

3.2.3　自重作用阶段开挖面积对纠倾效果的影响

图19为不同导坑开挖面积最大竖向沉降分布图。自重荷载作用下不同导坑开挖面积的竖向沉降分布规律趋于一致。

由图可知：导坑开挖面积为12.5 m²时，最大沉降为0.24 mm，随着导坑深度的增加沉降均匀减小，在深度达到1 m时，沉降减小至0.1 mm以下。导坑开挖面积为25 m²时，最大沉降为15.5 mm；在0~0.5 m的深度处沉降急剧减小，而在0.5~2 m深度沉降又呈现缓慢下降趋势。导坑开挖面积为37.5 m²时最大沉降为50.4 mm。

3.2.4　荷载作用阶段开挖深度对纠倾效果的影响

图20为不同导坑开挖深度的地基沉降规律图。不同导坑开挖深度对于复合地基纠倾效果的影响规律大致相同，复合地基最大沉降随导坑开挖深度的增加均匀增大。

例如导坑深度由1 m增加至3 m时，复合地基沉降由5.7 mm增加至8.8 mm。但复合地基深度超过20 m后，随着导坑开挖深度的增加，复合地基的沉降差异较小。可见导坑开挖深度的增加对于复合地基沉降范围的影响主要集中在0~20 m深度范围内。

3.2.5　荷载作用阶段开挖面积对纠倾效果的影响

图21为不同导坑开挖面积复合地基沉降规律图。导坑开挖面积由12.5 m²增加至25 m²时，平均最大沉降由5.8 mm增加至6.9 mm，且均沿深度方向缓慢减少。但导坑开挖面积由25 m²增加至37.5 m²时，平均最大沉降由6.9 mm增加至9.1 mm，且10 m深度以下复合地基沉降受导坑开挖面积影响较小。

3.2.6　静压桩托换范围对纠倾效果的影响

图22为不同托换范围复合地基沉降规律图。由图可知，复合地基的平均沉降沿深度方向不断减小，该现象主要集中在0~10 m深度范围内，10 m深度以下复合地基沉降减小的速度较为缓慢。在止沉区域静压桩托换范围1的情况下，复合地基产生的最大沉降为7 mm。在止沉区域静压桩托换范围2、3、4三种情况下复合地基产生的最大沉降分别为8.5 mm、10.4 mm、12.4 mm，复合地基的平均沉降随着托换范围的减小而不断增大。

用迫降区域复合地基平均沉降作为衡量混煤仓纠倾效果的主要标准。如图23所示为纠倾荷载、托换范围、导坑开挖面积、导坑开挖深度对混煤仓纠倾效果的影响规律。

图23中不同因素对于纠倾效果的影响采用同一高度坐标轴来表示，因此可以通过曲线的斜率来判断纠倾因素对于纠倾效果的影响程度。斜率越大表明纠倾因素对纠倾效果的影响越大，反之影响较小。从上述模拟结果可以发现钢管混凝土桩托换地基纠倾效果主控因素敏感性次序为：纠倾荷载>托换范围>导坑开挖面积>导坑开挖深度。

在纠倾施工作业的过程中混煤仓正常服役期间储煤量不可控，这给纠倾工作带来极大的难度，而由纠倾效果主控因素研究成果可得，纠倾荷载的变化对复合地基的沉降变化有着决定性的影响，因此我们应着重注意纠倾荷载对复合地基沉降产生的作用。

3.3　基于主控因素的迫降工法

由上述研究可知，纠倾荷载的大小对于迫降纠倾工程的纠倾效果影响最大，因此将纠倾荷载作为纠倾主控因素的方法适用于纠倾荷载控制准确、迫降量大的纠倾工程。

针对本工程，由于混煤仓上覆变幅重载的不稳定性会对纠倾作业施工周期产生较大影响，因此认为减少钢管混凝土桩的托换范围是最有效的措施，不仅体现在纠倾效果的优势上，也体现在托换范围的可控性方面，可以保证纠倾作业的高效完成。

导坑开挖体量作为纠倾工程中影响最小的因素，仅需满足静压桩施工作业的需要，不用考虑开挖体量对纠倾效果的贡献。但对于纠倾体量较小的迫降工程，建议采用控制导坑开挖体量的措施以达到迫降纠倾目标。

4 结 论

本文以既有混煤仓止沉纠偏项目为工程背景，建立了基于静压桩托换的复合地基上混煤仓纠偏模型，通过现场数据分析和数值模拟计算等方法对变幅重载作用下混煤仓的止沉纠倾技术进行了系统性研究，得出以下结论：

（1） 通过现场试验结果可知，钢管混凝土静压桩单桩承载力满足设计要求。基于静压桩托换的止沉纠倾方案对于该项目纠倾效果显著，倾斜率恢复至5‰以内，满足了相关规范要求。

（2） 在仓体自重作用下靠近导坑内壁的土体会产生竖向位移，且随着导坑内壁深度增加，竖向位移减小；在纠倾阶段，迫降区域复合地基的沉降集中于导坑侧壁区域土体；复合地基沉降随着深度的增加缓慢减小，迫降区域复合地基中央的沉降明显小于导坑侧壁区域土体。止沉区域复合地基的沉降量较小，可以忽略不计，静压桩与地基土协同工作良好，静压桩承担大部分上部荷载。

（3） 复合地基的平均沉降量随着纠倾荷载的增大而增大；随导坑开挖面积的增大复合地基的沉降也随之增大。导坑开挖深度对沉降的影响也表现出同样的规律；随钢管混凝土静压桩托换范围的减小，复合地基沿深度方向沉降量增大。混煤仓纠倾效果主控因素敏感性次序为：纠倾荷载>托换范围>导抗开挖面积>导抗开挖深度。

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基金资助

陕西省重点产业创新链（群）项目(2024SF-ZDCYL-05-12)

陕西省“四主体一联合”地下结构抗震试验校企联合研究中心开放基金(KY2024-YB02)

陕西省“四主体一联合”地下结构抗震试验校企联合研究中心开放基金(KY2024-YB03)