浅谈基坑复合土钉支护结构变形的有限元计算分析

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单位代码：—业堑!一学g：j韭业卫!』0925夺肥工学大警HefeiUniversityofTechnology硕士学位论文MASTERDISSERTATIoN论文题目学位类别@苎堕蔓鱼圭!!塞塑堕塑垩登塑有限元计算分析学历硕士学科专业：工程领域)堂圭王堡作者姓名导师姓名完成时间郭文爱钱德玲教授2007年5月 基坑复合土钉支护结构变形的有限元计算分析摘要基坑支护技术是岩土工程中的热点问题，但其理论研究常滞后于工程实践。本文基于ANSYS有限元软件对基坑复合土钉支护结构进行二维建模分析，并通过一个具体的工程实例验证了ANSYS应用于复合土钉支护结构变形分析的正确性和合理性。目前，基坑支护结构设计方式已经由以强度控制为主发展为以变形控制设计为主，在本文中主要分析了基坑的变形规律以及相应变形的影响性。主要工作有：1．分析总结了普通土钉支护结构变形随开挖过程变化的规律。水平位移和地表沉降变形分别呈“鼓肚”形和“马鞍”形分布，坑底隆起变形向坑底以上凸起；塑性区和剪应力均在坡脚处集中分布，在施工中应加强坡脚的保护。2．依据规范选取合理的参数范围，对普通土钉支护各项参数进行影响性分析，分别得出了土钉长度、土钉水平间距、土钉倾角、土钉直径、面板厚度和坡项超载对普通土钉支护结构的最大变形的影响规律，并给出了相对合理的各项参数的建议值。3．选用一种具有代表性的复合土钉支护结构(搅拌桩+士钉)进行建模分析。总结了复合土钉支护结构变形的规律，并将其与普通土钉支护的相应变形进行对比分析，发现复合土钉支护对基坑变形的控制能力比普通土钉支护更强；在坡脚处塑性区和剪应力的分布较为集中，在施工中应加强坡脚的保护，防止搅拌桩在坡脚处被剪断。4．选取合理的参数范围对复合土钉支护的各项参数进行影响性分析，分别得出了搅拌桩的深度嵌固系数、搅拌桩的宽度、坑底加固区的宽度和深度对复合土钉支护结构的最大变形的影响规律，并给出了相对合理的各项参数的建议值：通过对各项土体参数研究分析，得出各项土体参数对基坑变形的影响规律，认为复合土钉支护在软土中所表现出来的对基坑变形的控制能力更强，更值得推广。关键词：基坑。复合土钉支护，变形，有限元分析，搅拌桩 FiniteElementComputationalAnalysisofDeformationonCompositeSoil-NailingRetainingStructureforExcavationAbstractThetechnologyoftheexcavatedretainingisahottopicinthegeotechnicalengineering．butitstheoryresearchoftenlaggingbehindtheprojectpractice．佻articlecarriesonthetwo-dimensionalmodelanalysisbasedonANSYSfiniteelementsoftwaretotheexcavationforcompositesoil—nailingretainingstructure，andconfirmedtheaccuracyandtherationalityofANSYSthroughaconcreteprojectexampletoapplytothedeformationanalysisofcompositesoil—nailingretainingstructure．Atpresent，theexcavationretainingstructuraldesignwayalreadyhasdevelopedtakingtheintensitycomroIaSdeformationcontrol，Inthisarticledeformationruleoftheexcavationwasanalyzedmainly,aswellasthecorrespondingtheinfluenceanalysisofthedeformation．刀lcmainworkincludes：1．1rI圮ordinarysoil-nailingretainingstructurethedeformationruleWasanalyzedandsummarized．1rI地horizontaldisplaeementandtheearth’Ssurfacedeformationassumestheshapedistributionliking”thedrum”and。’thesaddle”separately．theapophysisofthepitbottomsticksoutthedeformationtothepitbottomabovethebulge；nleplasticareaandtheshearingstressdistributeintheslopebottom，theprotectionoftheslopebottomshouldbestrengthenedintheconstruction．2．Basedonselectingreasonableparameteraccordingtothecriterion,Thearticlecarriesontheinfluenceanalysistoordinarysoil-nailingretainingeachparameter．Ithasstudiedtheinfluencerulesoftheordinarysoil-nailingretainingstructure’Smaximumdeformationseparately，andtheparameterincludesthesoil—nailinglength，thesoil-nailinghorizontalspacing，thesoil-nailinginclinationangle，thesoil·nailingdiameter,theretainingwallthicknessandthetopofslopeoverload，andhasproducedthereasonablesuggestionvalueofeachparameterrelatively．3．Selectingarepresentativecompositesoil-nailingretainingstructure(mixingpile+soil-nailing)，whichcarriesonthemodelanalysis．Thearticlesummarizedthecompositesoil—nailingretainingstructurethedeformationrule，Andcarriesonthecontrastanalysiswiththeordinarysoil—nailingretainingcorrespondingdeformation，itdiscoveredthecontrolofthecompositesoil-nailingretainingisstrongerthantheordinarysoil-nailing；theplasticareaandtheshearingstressdistributioniscentralizedintheslopebottomplace，theprotectionoftheslopebottomshouldbestrengthenedintheconstruction，whichcallpreventthemixingpileintheslopebottomplacetoshear． 4．Selectingthereasonableparametertocarryontheinflueneaanalysistotheeachparameterofthecompositesoil—nailingretainingseparately，theparametersincludethepiledepth，thepilewidth，thewidthandthedepthofthepitbottomreinforeamentarea．Ithasstudiedtheinfluencerulesofthecompositesoil·nailingretainingstrueBlre’smaximumdeformationseparately,andhasproducedthereasonableeachparametersuggestionvaluerelatively；Throughtheanalysisofeachitemofsoilparameter,itthoughtthecompositesoil—nailingretainingdisplaysthemorestrongercontrolofthedeformationinthesoftsoil．Sothecompositesoil—nailingretainingisworthpromoting．Keyword：Excavation，Compositesoil-nailing，Deformation,Finiteelementanalysis，Mixingpile 插图清单图2．1二维结构固体单元PLANE42⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯13图2．2二维杆单元Lib／K1．⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯13图2．3二维粱单元BEAM3⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯13图2．4DP材料屈服面⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯一15图2．5Drueker．Prager屈服面和Mohr—Coulomb屈服面⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯17图2-6纯粹增量近似与牛顿一拉普森近似⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯17图2．7传统的NR方法与弧长方法的比较⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯·18图2．8计算模型尺寸示意图⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯2l图2-9计算模型网格划分⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯21图2．10土体参数⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯·22图2．11计算值与实测值对比⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．．22图3．1假定土钉支护示意图⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯25图3．2网格划分示意图⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯25图3．3土钉支护各开挖步水平位移⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯26图3-4土钉支护各开挖步地表沉降⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯27图3．5土钉支护各开挖步坑底隆起⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯27图3-6土钉支护各开挖步等效塑性应变图⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯”28图3—7土钉支护开挖完成后剪应力图⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯28图3．8土钉支护开挖完成后位移矢量图⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯一28图3-9土钉长度对基坑最大水平位移的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯，29图3．10土钉长度对基坑最大地表沉降的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯·30图3．11土钉水平间距对基坑最大水平位移的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯·3l图3．12土钉倾角对基坑最大水平位移的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯·3l图3．13土钉直径对基坑最大水平位移的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯·32图3．14面板厚度对基坑最大水平位移的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯33图3．15坡顶超载对基坑最大水平位移的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯”34图3．16坡顶超载对基坑最大地表沉降变形的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯·34图3．17坡顶超载对基坑最大坑底隆起变形的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯·34图4．1复合土钉支护的三种基本型式⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯37图4．2复合土钉支护的网格划分⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯40图4．3复合土钉支护各开挖步水平位移⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯42图4．4复合土钉支护各开挖步地表沉降⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯42图4．5复合土钉支护各开挖步坑底隆起⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯43图4．6复合土钉支护各开挖步等效塑性应变图⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯·44 图4．7复合土钉支护开挖完成后剪应力图⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯-44图4．8复合土钉支护开挖完成后位移矢量图⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯·44图4-9嵌固深度系数对基坑最大水平位移的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯·45图4．10嵌固深度系数对基坑最大地表沉降的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯·45图4．11嵌固深度系数对基坑最大坑底隆起的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯．．46图4．12桩体宽度对基坑最大水平位移的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯·46图4-13桩体宽度对基坑最大地表沉降的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯·47图4．14桩体宽度对基坑最大坑底隆起的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯一47图4．15桩体宽度为2．5m时开挖完成后基坑等效塑性应变⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯47图4．16土体弹性模量对基坑水平位移的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯·48图4．17土体弹性模量对基坑地表沉降的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯“48图4．18±体弹性模量对基坑坑底隆起的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯一49图4．19土体弹性模量为5MPa时开挖完成后基坑等效塑性应变⋯⋯⋯⋯⋯49图4。20土体泊松比对基坑水平位移的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯一50图4．21土体泊松比对基坑地表沉降的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯50图4．22土体泊松比对基坑坑底隆起的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯“50图4．23土体粘聚力对基坑最大水平位移‘的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯·5l图4．24土体粘聚力对基坑最大地表沉降的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯·51图4．25土体粘聚力对基坑最大坑底隆起的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯·52图4．26土体粘聚力为10kPa、30kPa时开挖完成后基坑等效塑性应变⋯⋯⋯52图4．27土体内摩擦角对基坑最大水平位移的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯·53图4．28土体内摩擦角对基坑最大地表沉降的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯·53图4．29土体内摩擦角对基坑最大坑底隆起的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯·53图4．30土体内摩擦角为150、200时开挖完成后基坑等效塑性应变⋯⋯⋯⋯54图4．31土体内摩擦角为300时开挖完成后基坑等效塑性应变⋯⋯⋯⋯⋯⋯54图4．32坑底加固宽度对基坑最大水平位移的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯·55图4．33坑底加固宽度对基坑最大地表沉降的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯55图4．34坑底加固宽度对基坑最大坑底隆起的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯一55图4．35坑底加固宽度为2m、12m时开挖完成后基坑等效塑性应变⋯⋯⋯一56图4．36坑底加固深度对基坑最大水平位移的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯·56图4．37坑底加固深度对基坑最大地表沉降的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯·57图4—38坑底加固深度对基坑最大坑底隆起的影响⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯57 独创性声明本人声明所呈交的学位论文是本人在导师指导下进行的研究工作及取得的研究成果。据我所知，除了文中特别加以标注和致谢的地方外，论文中不包含其他人已经发表或撰写过的研究成果，也不包含为获得金gg兰些盘堂或其他教育机构的学位或证书而使用过的材料。与我一同工作的同志对本研究所做的任何贡献均已在论文中作了明确的说明并表示谢意。学位论文作者躲由欠亥签字日期：≯一审7年r月—谚扫学位论文版权使用授权书本学位论文作者完全了解金壁王些盔堂有关保留、使用学位论文的规定，有权保留并向国家有关部门或机构送交论文的复印件和磁盘，允许论文被查阅和借阅。本人授权佥ⅡB王、业盘堂可以将学位论文的全部或部分内容编入有关数据库进彳亍检索，可以采用影印、缩印或扫描等复制手段保存、汇编学位论文。(保密的学位论文在解密后适用本授权书)学位⋯糊：御炙碾签字日期：M年，月枷学位论文作者毕业后去向：T作单位：通讯地址：导师签名：◇未{憩矿}签字日期：>胡年r月2罗日电话：f3j蜘77印邮编： 致谢本文是在导师钱德玲教授的悉心指导下完成的。在近三年的学习过程中，钱老师渊博的学识、严谨的治学态度、兢兢业业的工作精神和平易近人的作风给我留下了深刻的印象，实在是我在以后工作和生活中的学习榜样，使我受益终生。钱老师在学习上多次为我指点迷津，使我深切的认识到自己的不足和学海无涯，从而也更加坚定了我求学的毅力。在此，我向钱老师致以最真诚的感谢和敬意!感谢中铁四局集团有限公司吴波副总工程师在论文完成期间给予的指导和帮助。感谢王东坡、张航、赵元一、张云峰、杨迎春、霄超、赵跃平、许小健、王鉴、张金轮、刘振杰等师兄弟，感谢黄展华、陆胜等同学，三年来朋友们在生活和学习上的关心和帮助使我充满热情和活力。感谢其他为本文工作提供帮助的老师，同学和朋友。感谢我的父母对我的养育和教导，二十多年来，他们勤劳质朴的高贵品质在我心中永远敬仰!最后，向曾经在一起学习和生活过老师和同学们表示诚挚的谢意!作者：郭文爱2007年5月 第一章绪论1．1引言随着工业和城市建设的发展，城市地面空问愈加紧张，地下空间作为一种尚未充分利用的资源，已开始受到重视并加以开发利用。地下车站、地下商场、地下仓库等各种地下工程愈来愈多，这类工程施工都需要开挖面积和深度很大的基坑。基坑支护体系不仅要保证基坑及支护结构本身的安全，而且还要确保临近建筑物和市政设施的安全与使用，这就需要采用可靠的支护结构和施工方法。基坑支护技术已成为工程建设中的难点和热点问题，受到岩土工程界的重视。基坑工程涉及的学科较多，如工程地质、土力学、基础工程学、结构力学、材料力学、工程结构、工程旖工等，是一门综合性强的学科【l】。随着土力学理论、计算分析技术、测试仪器以及施工技术的进步，深基坑支护技术也得到很大的发展。目前我国深基坑工程的支护方法较多，以结构受力特点来，可将其划分为以下三类【21：(1)被动受力支护结构：其特点为支护结构依靠自身的结构刚度和强度被动地承受土压力，限制土体的变形，从而达到保持边坡稳定的施工要求。这是一种以桩(或墙)锚(或内支撑)为代表的传统支护形式。(2)主动受力支护结构：其特点为通过不同的途径和方法提高土体的强度，使支护材料与土体形成共同作用体系，从而达到支护的目的。这类方法以土钉支护技术、树根桩技术和搅拌桩技术等为代表，统称称为补强类护坡技术【31。(3)组合支护结构：根据现场条件将以上两种支护技术同时应用于同一个基坑工程中。目前这类支护形式已在许多工程中的得到了成功的应用，表现出了很大的优势和潜力。被动受力支护结构是传统的支护方法，其应用时间较长，在设计和施工中积累了丰富的经验。但这种支护方法造价高、工期长、施工难度大，其局限性日见突出。因此寻求一种适合基坑工程新特点的支扩形式显得尤为重要，主动受力支护结构就是在这种情况下应运而生的。主动受力支护结构是当前国内较为流行的支护方法，其最大的特点在于安全度较高，施工简单方便，工期较短，造价低，噪声污染小，弥补了传统方法的许多不足，深受岩土工程界的青睐。尤其近些年来，其设计施工经验逐渐积累，因此发展较快，其中土钉支护技术已成为现今应用最为广泛的一种主动支护技术。 1．2土钉支护技术的概述1．2．1土钉支护技术的概念土钉(soilnailing)支护技术是20世纪70年代发展起来的一种支护技术，该方法是先以一定倾角成孔，然后将钢筋置入孔内，在孔内注浆形成土钉体，然后在坡面挂钢筋网，并与土钉连接，最后在坡面喷射混凝土，使其连成一体【2l【41。其特点土钉体与周围的土体紧密结合，并依靠接触界面上的摩阻力，与周围的土体形成复合土体，通过提高复合体的力学强度及土体在变形时土钉提供给土体的抗拔力达到支护和稳定土坡的目的。由于土钉一般是通过钻孔、插筋、注浆来完成的，因此也被国内岩土工程界称为砂浆锚杆或锚钉支护，在国外又称为原位加筋横向支撑系统睁J。由于这样的结构类似于加筋土挡土墙，因此常称由加固土体、土钉、面层所组成的支护结构为土钉墙支护结构。工程界通常把土钉分为注浆型土钉、击入式土钉和注浆击入式土钉三大类型【4J。(1)土钉与锚杆的区别【2】[41土钉是国外先发展起来的技术，国内使用土钉时常常与锚杆相提并论。明确土钉与锚杆的区别，有利于国内、国际交流，进而促进该项技术的发展。通常在工程实践中从如下三个方面加以区分：a．锚杆一般都在设置时加预应力，在其深入土体的一个端部做成锚固段。除锚固段外，锚杆沿通长受到同样大小的拉力，属被动受力机制。b．锚杆的设置数量通常有限，每一个杆件都是主要的受力部件。而土钉则排列较密集，钉土之间形成复合土体，某一土钉的破坏不会对整个结构的功能产生较大的影响。c．锚杆长度一般为10～45m，直径较大并需有坚固的挡土墙维持稳定，承受的荷载大，可达400KN以上。土钉一般长度为3～10m，直径较小，一般不需要很大的承载力，单根土钉受荷一般在100KN以下，坡面喷射的钢筋网混凝土只起到护面作用。(2)土钉与加筋土挡墙的区别L2I严格意义上讲，土钉支护技术是由加筋土技术衍生而来的，但它又不同于一般的加筋土挡土墙。加筋土挡土墙从下而上铺设，常采用砂土作为回填土，并与面板一起组成挡土墙：而土钉则是从上向下开挖并将拉筋置入原位土中，虽然土钉和加筋土中的拉筋拉力的产生都以土体的侧向变形为前提，但二者在拉力的分布形式及与土体界面的摩擦粘结力方面存在着较大的差异，土钉墙的变形一般上部最大，而加筋土挡土墙下部的变形最大。加筋土挡土墙的筋体一般水平设置，而土钉则常以小倾角设置。1．2．2土钉支护的作用机理土钉支护技术将基坑边坡土体看成具有承载能力的结构体，是荷载与结构、2 被支护土体与支护结构体相统一的复合体，通过插入土钉的骨架约束连接作用和锚固作用，充分发挥土体本身的自承、自稳及挡土能力。一方面钉土间的摩擦阻力提高了土钉本身强度，另一方面出于土钉与土体共同作用形成一个具有支护作用的柔性结构体，共同承担基坑外围土体的侧压力并维护本身的稳定性，变被动支护为主动支护。在土体发生变形时，通过土钉与土体接触界面上的粘结力或摩擦力，使土钉被动受拉，并主要通过受拉，给土体以约束加固使其稳定【2li61。土钉在复合土体中的作用可概括为以下几点：(1)对原位土体强度的增强作用在土体内设置有一定长度与分布密度的土钉体，与岩土共同作用，形成复合体，从而提高土体强度，以弥补土体强度本身的不足，增强边坡整体稳定性；(2)箍束骨架作用具有制约土体变形，并使复合土体构成一个整体的作用，其作用取决于土钉本身的刚度和强度以及它在土体内分布的空间组合方式。(3)分担作用在复合土体中，土钉与士体共同承担外荷载和土体自重应力，在土体进入塑性状态后，应力逐渐向土钉转移。当土体开裂时，土钉分担作用更为突出，此时土钉出现弯剪、拉剪等复合应力，从而导致土钉体中浆体碎裂和钢筋屈服。(4)应力传递与扩散作用土体部分的应变水平与荷载相同条件下的素土边坡相比降低了，从而推迟了开裂域的形成和发展。(5)变形的约束作用在坡面上设置与土钉连成一体的钢筋混凝土面板是发挥土钉有效作用的重要组成部分。坡面膨胀变形是开挖卸荷、土体侧向变形以及塑性变形和开裂发展的必然结果，限制坡面膨胀能起到削弱内部塑性变形，加强边界约束作用，这对土体的开裂变形阶段十分重要。1．2．3士钉支护的发展概况土钉支护的发展可以追溯到20世纪60年代初期出现的新奥法施工。这一施工方法将喷射混凝土技术和全粘结注浆锚杆结合起来并首先用于硬岩中的隧道断面开挖，使得开挖后的洞体变形迅速得到稳定。1964年，新奥法用于软岩开挖，以后就进一步试用于土体，其最早的工程事例是1970年法兰克福地铁的土体中小断面隧道开挖，不久在纽伦堡地铁车站的土体开挖中再次获得成功【7j。1972年，法国承包商Bouygues将新奥法隧道施工的经验推广于边坡开挖以保持边坡稳定，在法国Versailles附近的一处铁路边坡开挖工程中，采用了喷混凝土并在土体中置入钢筋(土钉)作为临时支护，开挖的边坡坡度为70”，长965m，最大坡高21．6m，共用了25000根钢筋。现场土体为粘性砂土，摩擦角 9=330～400，粘聚力c=20KN／m2。施工时的每步挖深为1．4m，放置土钉的钻孔为O=100ram，其水平和竖向间距均为0．7m。钻孔的倾角为200以下。在钻孔前先用50mmx50mm的钢筋网挡住坡面，在每一钻孔中放人两根m10钢筋(土钉)然后注浆。面层的喷混凝土层厚50mm～80ram。上部土钉长度4m，下部6m。这是有着详细记载的第一个土钉工程。1974年，上述承包商又在法国LesInvaides地铁车站工程中首次采用击入而不是钻孔注浆法设置土钉，所用土钉为049钢管，间距0．7mx0．7m。1978年，又在巴黎BoulevardVictor的地下车库旌工中用L50xS0x5角钢作为土钉击入土体，这是将土钉支护技术第一次用于城区，并在邻近高层建筑和繁华街道地区开挖施工。土钉技术很快在法国各地得到普及。1984年在法国还发展了一种能同时进行钻孔和高压喷射注浆的新技术。土钉技术除用于新建工程施工外，还用于原有土工的修理和加固。由于土钉应用的迅速发展，而对土钉工作性能的了解及设计方法却落在后面，于是法国在1986年开始执行了一项名为Clouterre的四年研究计划，投资约400万美元。这项研究包括3个大型土钉墙试验和6个现场工程的详细原位测量。之后为进一步扩充这项研究，接着又执行了一项名为Clouterre2的两年研究计划，投资约250万美元，研究地震、冰冻以及地表斜坡的影响【8l。通过上述研究，完成了法国土钉墙技术规范，发展了一个以极限平衡法为基础的设计程序(Talren)，提出了设计与旎工建议。广泛应用土钉支护仅次于法国的是德国，这方面的发展工作是由西德承包商KarlBbuer作为先导，并与Karlsrube大学的岩土力学研究所联合，从1975年开始一项为期四年的研究，共进行了八项大型现场量测，Karlsrube大学的StocKer教授与Gassier等人还作了模型试验与许多理论研究工作【s1。现在土钉技术在法、德两国的应用已非常广泛，成为一种常规技术，不仅用于基坑开挖，而且用于铁路和公路边坡的永久性挡墙。美国一项有名的土钉支护工程是匹次堡PPG业总部的深基坑开挖【9】，与其紧挨的有已建建筑物，所以开挖时对土层作了注浆处理，并且对土钉区内的已有房屋基础用微型桩(micropiles)作了托换。此外在20世纪70年代应用土钉的国家还有西班牙、巴西、匈牙利、日本等，以后在英国、加拿大、印度、新加坡、南非、澳大利亚、新西兰等均有应用和研究土钉的报道。我国土钉支护技术研究较晚，1982年王步云首次将士钉支护运用于山西柳湾煤矿生产调度楼边坡加固，此后该技术逐渐在我国流行起来。20世纪90年代以来在基坑支护中得到广泛运用。在这期间，冶金部建筑研究总院、清华大学、北京工业大学、工程兵三所、同济大学所做的工作较多，而且也具有代表性。1997年我国建筑标准化协会推出了《基坑土钉支护技术规范》OOl，使基坑土钉支护做到了有章可循。总的来说，我国土钉支护概念是“锚固基础上的土钉加筋4 技术”，与早期土钉墙机制相比，我国的土钉支护技术参数安全系数更高，使用范围及旅工工艺也得到了相应的发展。1．3土钉支护的研究现状1．3．1土钉支护性状的研究现状对于土钉支护性状的研究，是基于室内模拟试验和现场测试的基础上，对其进行归纳、总结并进行一些理论计算，得出具有一般性规律的结论。(1)室内模拟最早对土钉进行系统研究的是德国，由承包商KarlBbuer作为先导，并与Karlsrube大学的岩土力学研究所联合，试验在砂性土中进行，其研究成果主要有：a．士钉支护工作性能与重力挡士墙相似；b．在一般的砂、粘土中，土钉长度可为墙高的0．5～0．8倍；c．钉距S1．5m；d．面层压力可假定均布，大小约为库仑主动土压力的0．4～O．8倍【8】。德国Gassler(1978)和Gudehus(1981)通过试验表明⋯】：a．在交通荷载作用下，土钉墙不会产生额外的附加变形：b．开挖产生的最大位移为开挖深度的3‰；c．由于自重产生的土压力大约等于库仑土压力值的50％。土压力的分布近于均匀而不是三角形，在坡脚处明显减少。d．在大型尺寸试验与实际工程中都没有发现喷层和钉头先于土钉墙整体破坏而失稳。法国在1986年执行一项名为“Clouterre”研究项目中[121得出如下结论：a．土钉的拉力沿长度变化，最大拉力位置不在端部面层处，而是离开面层一定距离。土钉靠近面层的端部拉力与钉中最大拉力的比值随着开挖深度的增加而减小；b．土钉在使用阶段主要受拉，土体变形后在土钉中首先出现的是拉力，只在临近破坏时，土钉的抗弯刚度才起作用，使土钉同时受到弯剪；土钉破坏时的弯剪作用对提高支护承载能力贡献甚少，但对防止快速破坏有好处；c．开挖刚结束时最下排土钉拉力为零，由于土体徐变，开挖后三个月测得的各排土钉拉力值要比开挖刚结束时增加约15％：下排土钉开始受拉。d．上排土钉拉力接近或超过静止土压力值，而下部土钉的拉力远低于按主动土压力算出的数值：e．增加开挖深度在面层引起士拱作用，土体变形仍不大，但继续挖下一层土时，土拱失稳而突然破坏；f．土钉墙的最大水平位移与最大坚向位移相当。最大水平位移为开挖深度的1．7％0～3．0％0，且与设计安全系数取值大小密切相关。英国Wales大学Cadiff学院和剑桥大学的Jewell和Jones所做的的直剪试验表明：当剪切位移小于20mm时，未加筋和加筋试样的荷载位移特性基本相似；面当剪切位移大于20ram时，在相同位移下，加筋土样所承受的水平荷载大大超过了未加筋的土样1131。日本在平面加荷和离心加荷两种试验条件下分别对模型进行了试验研究结果表明：加筋土坡比未加筋土坡的承载能力高很多，而且插筋越长，加固效果越好，但插筋长度超过一定长度，加固效果的增加就不很明显了，即土钉存 在最佳长度。Plumelle和Seh|osser(1990)通过现场足尺试验研究了因超挖引起的土钉支护破坏的机理。并推断：在深基坑开挖中尽管土钉的刚度在维护稳定方面起重要作用，但加筋轴力对稳定所起的作用是主要的。Tsuboluehi等(1990)通过平面试验装置研究了采用短加筋加固土坡的力学机理。结果表明：在加筋不折断的情况下不会发生整体侧移、倾覆和整体滑动的破坏。当加筋粘结强、分布密时，极限平衡由水平滑动或象刚体一样的加固区转动所控制；当加筋粘结强、分布稀疏时，会发生通过未加筋区域的双楔体滑动失稳，破坏面通过两加筋层之间的未加筋区域；当加筋粘结弱、分布稀疏时，会发生通过加筋土体的单楔体破坏。Kim等(1995)研究了超载对土钉破坏机理的影响，主要变量是土钉的弯曲刚度、抗拉阻力以及所施加的超载水平。为了有效地估计荷载对破坏机理的影响，进行了无超载的破坏试验，当施加超载时，上部士钉逐渐折断，支护系统破坏。在超载水平较低的情况下，上部土钉的应力状态与不加载的应力状态相近；当超载增加时，上部土钉的等效土压力系数趋于静止土压力系数16】。俞季民等(1998)[14j通过室内模拟试验，得出以下结论：a．土钉结构的加钉效能随土钉密度的增大而增大，但存在一个极限状态：b．随着土钉间距的减少，密度的增大，各层土钉最大张力的连线逐步向坡面方向移动，并且每层土钉的最大轴力随着荷载的增大也存在着向面板方向靠近的趋势。c．士钉的拉力存在着一个与间距有关的极限状态。曾宪明等通过对软土边坡机理相似模型实验，得出如下结论：a．面层支护条件下，边坡位移明显减小，地面质点水平位移“迫赶”垂直位移的现象消失，面层应变分布大体呈鼓形；b．土钉的“弓形”受力分布形态，与开挖深度、土钉受力大小及作用时间等有关；c．土钉支护条件下，采用高压注浆可显著地防止地面沉降变形发生l”o”。(2)现场测试国内外学者除了对土钉支护进行实验室模拟外，还进行了不少现场工程测试工作，获得了许多有价值的数据资料，下面介绍收集到的有代表性工程事例。Gassier等(1979)对德国斯图加特一处永久性土钉墙的工程进行实测，表明⋯】：a．土钉墙的水平变形包括了土钉墙的剪切变形、弯曲变形以及墙体底部的土体变形；b．最大水平位移发生在墙顶，向下水平位移逐渐减少；c．在不同开挖深度时的墙体最大水平位移与当时开挖深度的比值在0．I％～O．36％，平均值为0．25％；d．开挖面以下的土体也发生水平变形，变形土体的深度范围约为开挖深度的20～60哆6，大小与坑底±体的强度有关；e．土钉受拉，其拉力值沿土钉长度方向是中间大，两端小。土钉的最大拉力值基本上出现在基坑破裂面处；f．土钉拉力随开挖深度增加而增加，当超过一定开挖深度后，往下继续6 开挖对上部土钉内力的影响不是很大。Thompson等(1981)对美国西雅图某基坑工程实测表明fl8】：最大水平位移为开挖深度的0．1％。土钉钢筋应变在九个月内持续增加，主要反映了钢筋与周围水泥砂浆保护层之间的应力重分配现象，而不是蠕变引起的。钢筋应变突然增加是砂浆受拉开裂将其应力转移到钢筋上的结果。张明聚等对广州某住宅楼的现场测试表明：a．水平位移随施工日期的延续而增加，基坑开挖完成后逐渐趋于稳定，位移在基坑顶面最大，随深度的增加逐渐减小，开挖面以下的土体也会受到影响而发生较小位移。b．在施工阶段，土钉一安装，土钉拉力就以缓慢的速率逐渐增加，开挖施工使土钉拉力产生突变。在使用阶段，土钉拉力既有损失现象，也有增加现象。土钉拉力沿土钉延长呈曲线分布，最大拉力出现在中部，在两侧逐步递减。最大拉力在基坑的中部，上、下部土钉受力较小。土钉受力并不是与水平位移大小成正比，而与基坑边坡潜在的滑动趋势有关。c．土钉最大拉力作用点连线两端分别向上向下延伸后，与最危险滑动面较为接近或相似。但滑动面通过坡脚的假定并不适用于土层性质差别较大的情形【1911201。综上所述，土钉支护性状可概述为：随着基坑分层开挖，地表发生沉降，坑壁土体向基坑发生反向位移，土钉与土体相互作用，主要表现在土钉和土体界面受剪，土钉受拉、受弯，以受拉最为显著。a．土钉内力最大值的位置不在土钉的端部，而是在中部，土钉内力分布呈中问大两端小的规律，且土钉内力最大值的位置随深度增加逐渐地向土钉末端移动，自上而下不同位置处的土钉最大内力呈现中部大，上下小的分布规律；b．土钉存在一个最佳长度，同时土钉的拉力存在着一个与间距有关的极限状态；c．土钉变形后在土钉中首先出现的是拉力，只在临近破坏时，土钉的抗弯刚度才起作用，使土钉同时受到弯剪；土钉破坏时的弯剪作用对提高支护承载能力贡献很少，但对防止快速破坏有好处。1．3．2土钉支护的计算方法关于土钉支护结构的数值计算方法，国内外许多专家学者都做了不少的应用研究工作，取得了车硕的研究成果。就计算方法本身而言，可概括为极限平衡分析方法和有限元分析方法两大类。1．3．3．1土钉支护的极限平衡分析(1)国外方法，最具有代表性的方法有如下几种【6】：Stocker等(1979)提出的德国方法。其假定滑移面为双直线形，并且通过坡脚，进行力的极限平衡总体稳定分析。仅考虑土钉的抗拉作用，土的抗剪强度由莫尔一库仑准则确定。沈智刚等(1981)提出的Davis法以及经过Juran等(1988)改进的Davis法。其假定滑移面为过坡脚的抛物线形，仅考虑土钉的抗拉作用。Davis法及改进的7 Davis法区别在于土强度参数和土钉抗拔力所取的分项安全系数不同，其余内容相同。Schlosser(1983)提出的法国方法。其假定滑移面为圆弧形，根据传统边坡稳定中的条分法，并考虑穿过滑移面土钉的抗拉、抗剪和抗弯作用来进行力矩极限平衡总体稳定分析。R．J．Bridle(1989)提出的Bridle方法。其假定滑移面为对数螺旋线形并过坡脚。用条分法分析滑移土体的平衡，并认为滑动总力矩与抵抗总力矩间的不平衡力矩为土钉应提供的平衡力矩，进而确定士钉的位置并给出了计算各土钉剪力的经验公式。Juran等(1990)提出的机动法或运动法。其假定滑移面为对数螺旋线，结合模型试验中观测的机动许可位移(破坏)与静力极限平衡进行稳定分析，这种方法不仅考虑了土体的整体平衡，而且认为土钉墙的失稳往往是上层土钉被拔出，再逐步发展为整体失稳，为此进行了土钉最大内力的局部验算。(2)国内的方法主要有张明聚等[211提出类似边坡稳定分析中瑞典条分法(或修正条分法)的计算方法。钉土间的作用仅考虑土钉的抗拉作用，其抗拉能力由拔出、拉断强度的条件决定。梧松等[221在条分法分析土钉支护稳定的基础上，针对条分法存在大量试算搜寻最危险滑移面的缺点，采用优化理论中复合形调优法对滑移面进行分析，并建立了搜寻最危险滑移面的计算模型。罗晓辉等采用Sarma提出的扰动力的概念123]，建立了考虑土条间作用力影响的土钉墙支护结构稳定分析极限状态方程，并结合可靠性理论，分析了影响土钉支护结构稳定的各随机变量的变异性以及安全系数与可靠度的相互关系。陈昌富等【24J在抛物线破裂面的基础上，利用积分法，给出了安全系数计算公式，该方法不考虑条间力的影响，仅考虑土钉抗拉作用，其安全系数介于直线法与圆弧法之间。赵永伦等【25J把滑动楔块法引入土钉支护内部稳定性分析中，推导了稳定性分析公式。由上可知，极限平衡方法只能分析土钉支护结构的稳定性，丽不能给出支护结构的变形，不能考虑分步开挖的影响。许多情况下，特别是基坑附近存在已有建筑物或重要市政设施时，对设计起控制作用的将是变形。为进行更精确的分析，需要比较完善的方法，而目前广泛采用的便是有限元法。1．3，3．2土钉支护的有限元分析在土钉支护结构的分析计算中，有限元法不仅可以计算土钉的内力，模拟土钉的应力应变关系和施工过程，而且可以考虑土体的非均匀性和各向异性的复杂性状。在现有的土钉支护结构有限元分析中，一般采用复合式模型和分离8 式模型两种：(1)在复合式模型中，土钉加固区用一种复合模型处理，在单元分析时，分别求得土体、土钉及两者之间的粘结性能对单无刚度矩阵的贡献，组成一个复合的单元刚度矩阵；(2)在分离式模型中，土钉和土体视为不同的材料，用不同的单元分别模拟。复合式模型只能考虑土钉支护结构的整体破坏情况，而分离式模型，还可以分析钉土的相互作用和土钉支护结构的内部破坏机制。在土钉支护结构中，土钉的三维作用表现为两个方面，即土钉的局部作用和整体三维作用，局部三维作用指单根土钉对其周围土体的作用，整体三维作用则是土钉作为群体所起的加固作用。二维有限元分析把土钉支护结构简化为平面应变问题，土钉按剧度相等的原则等效为单位宽度的薄层。Shen等【9】(1981)采用平面有限单元法模拟基坑的开挖过程。用复合式模型来综合考虑土、土钉及其界面的共同作用，土的本构模型采用Ducan--Chang模型。计算结果表明：当开挖较浅时，水平位移分布星三角形，在基坑顶面最大；当开挖较深时，水平位移分布呈鼓形，位移最大点位于地表以下。Calabresil6】等(1991)用有限元方法研究了超固结粘土中隧道开挖的土钉支护结构，土体本构关系采用剑桥模型，计算结果表明土钉支护能有效地减少开挖边界附近的塑性应变，减少水平位移。Unterreiner等(1995)对法国Clouterre研究项目中的一个试验土钉支护结构进行了平面有限元分析。土体服从Mohr-Coulomb屈服准则和非关联的流动准则，土钉和面层均视为线弹性材料，土钉和土体之间设置接触面，计算结果与测试结果较为吻合。Benhamida等(1997)用有限元方法分析了土钉支护结构中的土压力问题和土拱作用。计算结果表明，在墙体的上部，土压力接近静止土压力，而墙体底部，土压力接近主动土压力。Bang等(1997)研究了土钉的设置角度、长度对土钉支护变形的影响，计算结果表明：当土钉水平设置时，支护结构的水平位移最小，随着土钉倾角的增大，水平位移增加，但土钉的倾角对沉降影响不大，土钉长度越长，支护结构的水平位移越小。Oehiai等(1997)用有限元方法模拟了土钉抗拔试验。Tabrizi(1996)率先采用局部三维有限元研究了土钉支护结构，分析了开挖深度、土钉长度、土钉水平间距等因素对水平位移、土钉内力的影响，研究了开挖后土体应力的分布。Smith等(1997)模拟了土钉支护中土钉的局部三维作用，分析了土钉轴力、剪力和弯距的分布，研究了土钉结构的整体破坏和局部破坏模式和不同超载情况下的结构性态。Briaud等(1997)用局部三维有限元分析建造在桥台下的土钉支护结构，桥台建在桩承台上。在计算中模拟了结构体系的建造过程，土体采用Ducan--9 Chang非线性弹塑性模型．桩、承台、桥合、土钉和面层均考虑为线弹性材料，土体采用8结点空间等参元，面层采用平面壳体单元，桥台和承台采用空间等参元【6】。张明聚等(1998)在考虑土钉的局部三维作用、土钉和面层采用线弹性模型和土体采用Oucan—Chang非线性本构关系的前提下，模拟了基坑开挖和土钉支护的施工过程，分析了开挖引起的支护结构位移、土钉轴力、土中应力分布和变化规律【26】；张明聚等(1999)考虑了土钉与土体之间的粘结作用，即在土钉与土体之间的结点插入双弹簧联结单元，并参照Lade—Ducan破坏准则给出了一种判断加荷或卸荷(再加荷)的标准。用改进后的方法分析了一项实际工程，验证了该方法的可靠性【2”。秦四清等(1999)采用平面有限元方法对基坑开挖土钉支护进行了分析，比较了有支护和无支护两种情况下土体的拉应力区，剪应力区、破坏区以及位移的分布规律，分析了开挖过程中土钉的内力分布【2J。1．4目前土钉支护计算分析方法的比较、本文研究内容1．4．1目前土钉支护计算方法的比较12扣"l(1)用极限平衡法是土钉支护理论和设计计算中最早采用的方法，也是当前应用最为广泛的方法之一。该方法沿用了土力学中极限平衡方法，在进行受力分析时，加入了土钉的作用力。起初仅考虑到土钉抗拉作用，后来改进考虑了土钉抗拉、抗剪、抗弯作用。按极限平衡理论研究土钉墙稳定时，通常假设一个潜在的滑裂面，对应于不同的滑裂面形状产生了基于极限平衡理论的不同设计计算方法。这些方法的缺点在于无法考虑各土条对土钉所提供的拉力大小以及剪阻力沿钉长的分布规律；同时它只能分析土钉支护体系的稳定性，而不能给出土钉支护体系的变形。(2)除上述的极限平衡法外，另一种常用的方法为局部稳定分析方法。该方法假设各层土钉平衡了它所对应的被加固土条上的土压力；但它仅考虑了水平方向的平衡条件，未考虑垂直方向的平衡条件。土体在失稳时必须沿垂直方向移动，因此土钉总要提供剪应力：当考虑垂直方向的平衡条件时，局部稳定分析法便从静定问题变为超静定问题，要解决这一问题必须引入变形条件，这对于该方法是难于实现的。(3)许多情况下，特别是基坑附近存在已有建筑物或重要市政设施时，对设计起控制作用的将是变形，为进行更精确的分析，需要比较完善的方法，而目前广泛采用的便是有限元法。在土钉支护结构的分析计算中，有限元法不仅可以计算土钉的内力，模拟土钉的应力应变关系和施工过程，而且可以考虑土体的非均匀性和各向异性的复杂性状。在现有的土钉支护结构有限元分析中，一般采用复合式模型和分离式模型两种；在复合式模型中，土钉加固区用一种复合模型处理，在单元分析时，分别求得土体、土钉及两者之间的粘结性能对10 单元刚度矩阵的贡献，组成一个复合的单元刚度矩阵；在分离式模型中，土钉和土体视为不同的材料，用不同的单元分别模拟。复合式模型只能考虑土钉支护结构的整体破坏情况，而分离式模型，还可以分析钉土的相互作用和土钉支护结构的内部破坏机制。1．4．2本文研究的主要内容1．基于ANSYS有限元软件对基坑复合土钉支护结构进行二维建模分析。2．土钉支护结构变形的有限元数值模拟分析。在土体、土钉、面层之间采用合理的网格划分，并将节点位移藕合，使土体、土钉、面层接触面上的节点具有相同的位移。通过节点进行力的传递，使得土体、土钉、面层协同受力，变形协调。模拟施工开挖过程，计算分步开挖下土钉支护结构的水平位移、地表沉降、基坑隆起以及塑性区分布的不同，得出支护结构在各开挖阶段的变形状态。分析土钉支护各项参数土钉长度、密度、倾角、直径、面层厚度、以及坡顶超载对基坑变形的影响，并给出相对合理的建议值。3．复合土钉支护结构(搅拌桩+土钉)变形的有限元分析。在搅拌桩、土体、土钉、面层之间通过节点位移耦合，建立适合复合土钉支护结构变形的计算分析模型。计算各开挖阶段复合土钉支护结构变形状态，并将其与普通土钉支护对比分析。复合土钉支护是桩体、土体、土钉共同作用的复合结构，其工作机理与普通土钉支护有很大的不同。以往对复合土钉支护结构的研究多侧重于与土钉有关的参数研究，而对土体、桩体的有关参数以及坑底加固研究很少。本文通过改变与桩体、土体有关的参数以及坑底加固范围，如桩体嵌固深度系数和宽度，土体弹性模量E和泊松比“，加固区的深度和宽度等，得到桩体参数、土体参数以及坑底加固对复合土钉支护结构变形的影响规律，并给出相应的建议，从而为基坑工程设计人员及施工人员提供有价值的参考依据。 第二章土钉支护结构的有限元建模分析2．1引言有限单元法(FEA，FiniteElementAnalysis)是随着电子计算机的发展而发展起来的一种很有效的数值方法。1960年，美国的Clough·R·W在一篇论文中首次使用“有限元法”这个词。它的创立和应用在工程分析中具有重要的意义。在国外，20世纪70年代初有限单元法的基本的理论已基本成熟，商业的有限元分析软件开始陆续出现。在我国，60年代初，数学家冯康教授和他的研究组提出了一种以变分原理为基础的三角形近似法，并用偏微分方程求得了近似解，在严密的数学基础上证明了它的收敛性、稳定性和误差估计，编制了计算程序，并成功的应用于刘家峡水坝的应力分析等一些课题——这个方法就是我们通常应用的有限元法。使用有限元方法求解有几个突出的优点[3sl【39】：(1)可以求解非线性问题；(2)易于处理非均质材料、各向异性材料；(3)能适用于各种复杂的边界条件。岩土介质的力学性质非常复杂，影响其应力和变形的因素很多，例如岩土的结构、孔隙、密度、应力历史、载荷特征、孔隙水及时间效应等等，在如此之多的因素作用下要获得理论解几乎是不可能的。而用ANSYS可以很好地模拟岩土的力学性能，包括对断层、夹层、节理、裂隙和褶皱等地质情况的模拟。ANSYS是由美国ANSYS公司开发的大型通用有限元分析软件。自1970年成立以来，ANSYS公司在其创始人JohnSwanson教授的领导下，不断吸取世界最先进的计算方法和计算机技术，引导着世界有限元软件的发展。以其先进、可靠、开放等特点，被全球工业界认可。本文利用ANSYS有限元分析软件对土钉支护结构变形特性进行分析，从而为土钉墙支护结构的设计和施工提供有益的参考。2．2有限元模型中单元类型的确定为了简化计算，本文的复合土钉支护结构有限元的计算分析假定为二维平面应变问题[401。因此，在有限元模型中土体、搅拌桩采用二维结构固体单元PLANE42；土钉采用二维杆单元LINKl；混凝土面板采用二维弹性梁单元BEAM3。2．2．1二维结构固体单元PLANE42PLANE42用于建立二维实体结构模型，既可用作平面单元(平面应变或平面应力)也可用作轴对称单元。PLANE42单元有四个节点，在每个节点上有两个自由度，即沿着坐标x轴和Y轴方向的自由度。本单元具有塑性、蠕变、应力刚度、膨胀、大变形和大应变的功能。PLANE42单元的几何形状、节点位置和坐标取向如图2-1所示【4“。 Y×(orRadial)图2-1二维结构固体单元PLANE422．2．2二维杆单元LINKlLINKl单元只有拉伸和压缩变形，没有弯曲和扭转变形。单元带有两个节点，每个节点有两个沿着x和Y方向平移节点自由度的拉伸一压缩单元，就像结构中两端铰支的杆。LINKI单元的几何形状、节点位置和坐标取向如图2．2所示⋯1。2．2．3二维弹性梁单元BEAM3BEAM3单元只能承受单向的拉伸、压缩和弯曲。单元总共有两个节点，每个节点上有三个自由度，即沿着坐标x轴和Y轴方向的自由度和绕着z轴的旋转自由度。此单元是通过节点、横截面、转动惯量、高度以及材料的性质决定，可以应用于轴对称分析。另外，BEAM3单元必须位于X．Y平面内，且长度不能为0。BEAM3单元的几何形状、节点位置和坐标取向如图2．3所示[41l。嘭∥。TL图2—2二维杆单元LINKl图2-3二维梁单元BEAM32．3有限元模型中本构模型的确定2．3．1本构方程的一般形式根据弹塑性理论，总应变可以分成弹性应变和塑性应变两部分，其增量形式为‘42】：d￡Ⅱ=do"；+如；Q—U弹性应变可以应用广义虎克定律计算，塑性应变可以应用增量理论计算。 应用塑性增量理论计算塑性应变需要已知材料的屈服函数，流动规则丰口馒化规律。弹性应变增量de；可表示为：d8；=a9IK,a8+去ds4(2-2)式中，足和G分别为体积弹性模量和剪切弹性模量a式(2—2)两边乘以吒t注意到岛％=瓯=3，可得：ds气2壶m1(2-3)弹性应变偏量增量可表示为：娥=考峨(2—4)屈服函数为：F(％)=0(2-5)塑性应变量为：蟛=枞筹(2．6)上式可改写为：蟛瑚甚岛茵J任，，两边乘以气可得如∥=3d2．_OF一(2．8)塑性应变偏量增量可表示为：蟛=以篆(2-9)在塑性变形阶段，加载时，dF(o．F)=0，则有卵：罢慨：o(2-10)(，c，F上式可改写为：排盖吒+薏码=o(2-11)结合式(2-3)、式(2—4)和式(2-11)，注意到d‰=dll，则有s喏}峨铊G勰OFde，"卸(2-12)将式(2—1)、式(2．8)和式(2．9)代入上式，可得d2的表达式：14 砒：：拿篓=塾：p13)砒：—竺‰—墨L，_(2．9杖芒J+2嚆鸶理想弹塑性材料的本构方程可表示为：，嘞=暴岛+寺弼+叫芒毛+鸶Jcz。·，也可以表示成应力张量增量的表达式：蜴2魄岛+2GE％-d2[，K薏¨G矧(2-15)式f2．141和(2．15、是理想弹塑性材料普通的本构方程的一种表达式。2．3．2土体的本构模型在众多的弹塑性模型中，较适合土的有莫尔一库仑模型、Drucker．Prager模型等，下面对后者做简要的介绍。岩石、混凝土和土壤等材料都属于颗粒状材料，此类材料受压屈服强度远大于受拉屈服强度，且材料受剪时，颗粒会膨胀，常用的VonMises屈服准则不适用于这类材料。在土力学中，Drueker．Prager模型比莫尔一库仑模型更能准确的描述这类材料的强度准则。使用Drucker．Prager屈服准则的材料简称为DP材料。Drucker．Prager屈服准则是莫尔一库仑准则的近似，用以修正VonMises屈服准则，即在VonMises表达式中包含一个附加项，因此也称为广义VonMises准则。其流动准则既可以使用相关流动准则，也可以使用不相关流动准则，其屈服面不随着材料的逐渐屈服而改变，因此没有强化准则，然而其屈服强度随着侧限压力(静水压力)的增加而相应增加，其塑性行为被假定为理想弹塑性如图2-4所示1401。另外，此种材料考虑由于屈服引起的体积膨胀，但不考虑温度变化的影响。图2-4DP材料屈服面对于DP材料，其受压屈服强度大于受拉屈服强度。如果已知单轴受拉屈服 应力和单轴受压屈服应力，则内厚摞角和粘聚力司表不为：细m～345z万]f(2_16)c：—,7,,／3(3—-sin矿)(2-17)6cos矿上式中声和q与受压屈服应力和受拉屈服应力的关系为：∥2丽ac--O"t(2-18)q2丽20'c‘rt(2-19)式中≯一内摩擦角；C一粘聚力。对于DP材料，其等效应力的表达式为：叫弦。+防阻№)]l，2(2-z。)式中，％=妄(吒+盯，+盯：)为平均应力或静水压力；秘}一偏差应力；∥一材料常数；【膨卜Mises屈服准则中的阻】。上面的屈服准则是一种经过修正的Mises屈服准则，它考虑了静水应力分量的影响，静水应力(侧限压力)越高，则屈服强度就越大。材料常数口的表达式如下：∥：：盟(2．21)。43(3一sine)屈服准则的表达式如下：盯，；害粤生(2．22)q2而商u。最后屈服准则的表达式：F=3130。+唼{s)7[Jjlf】{s}】i—o，=0(2-23)对于DP材料，当材料参数∥、吒给定后，屈服面为一圆锥面，此圆锥面是六边形的摩尔一库仑屈服面的外切锥面，如图2：5所示。16 。aI图2-5Drucker—Prager屈服面和Mohr—Coulomb屈服面2．3．3士钉和混凝土面板的本构模型由于在实际工程中土钉应力远小于其屈服应力，而混凝土面板所起的作用又很小，通常认为土钉和混凝土面板在基坑开挖过程中一直处于弹性状态。所以假定这两种模型为线弹性模型，并把土钉和混凝土面板看作钢筋和混凝土或砂浆的复合材料。2．4非线性有限元分析计算方法的确定2．4．1牛顿．拉普森方法ANSYS程序的方程求解器可以计算一系列的联立线性方程来预测工程系统的响应。然而，非线性结构的行为不能直接用这样的线性方程来表示，需要一系列的带校正的线性近似来求解非线性问题。F一叠)b)a)纯粹增量式求解b)牛顿一拉普森迭代求解(2个载荷增量)图2-6纯粹增量近似与牛顿一拉普森近似一种近似的非线性求解是将荷载分成一系列的载荷增量。可以在几个载荷步内或者在一个载荷步的几个子步内旌加载荷增量。在每一个增量的求解完成17 后，继续进行下一个载荷增量之前，程序调整刚度矩阵以反映结构刚度的非线性变化。遗憾的是，纯粹的增量近似不可避免地随着每一个载荷增量积累误差，最终导致结果失去平衡，如图2．6a所示[431。ANSYS程序通过使用牛顿．拉普森(Newton-Raphson)平衡克服了这种困难，在某个容限范围内，它使每一个载荷增量的末端解都达到平衡收敛。图2-6bt43】描述了在单自由度非线性分析中牛顿．拉普森迭代的使用。在每次求解前，NR方法估算出残差矢量，这个矢量是回复力(对应于单元应力的载荷)和所加载荷的差值。之后程序使用非平衡载荷进行线性求解，并且核查收敛性。如果不满足收敛准则，则重新估算非平衡载荷，修改刚度矩阵，获得新解，持续这种迭代过程直到问题收敛。ANSYS程序提供了一系列方法来增强问题的收敛性，如自适应下降、线性搜索、自动载荷步以及二分法等，可以采用这些方法来加强问题的收敛性，如果不能得到收敛，那么程序将依据你的指示或者继续计算下一个载荷或者终止。对某些物理意义上不稳定系统的非线性静态分析，如果你仅仅使用NR方法，正切刚度矩阵可能变为降秩矩阵，从而导致严重的收敛问题。对于这样的情况，可以激活另外一种迭代方法，如弧长方法。来帮助稳定求解。弧长方法使NR平衡迭代沿一段弧收敛，这样即使当正切刚度矩阵的倾斜为零或负值时，也往往阻止发散。图2．7为这种迭代的示意图14”。图2．7传统的NR方法与弧长方法的比较2．4．2ANSYS提供的3种增量迭代法(1)全牛顿一拉普森法(FullNewton．Raphson法，简称F．N．R法)；F-N．R法在每迭代计算时都要重新形成刚度矩阵，即在增量迭代过程中每迭代一步，修正一次刚度矩阵，因而对多自由度的工程结构，其计算量是相当大的，这种方法计算精度很高；(2)修正牛顿一拉普森法(ModifiedNewton．Raphson，简称M．N．R法)；M．N．R法即切线刚度法，是在一个载荷增量步内经过几次迭代后修正一次刚度 矩阵，M。N．R法比F．N．R法的计算过程简便，但收敛较慢，迭代次数增加，其结果可能导致计算总量增加；(3)准牛顿一拉普森法(简称Q．N—R法)：Q—N—R法是从简化形成刚度矩阵面逐步演变得来的，在每一次迭代中既不重新形成和分解刚度矩阵，又不沿用旧的刚度矩阵，而通过简化形成修正的刚度矩阵，是一种割线刚度法，相对而言收敛最快。为了达到较好的分析效果和要求，文中采用非线性的分析方法，应用全牛顿一拉普森增量迭代法来计算考虑基坑开挖过程对土钉支护结构变形的影响。2．5基坑开挖的模拟本文根据ANSYS软件的特点，结合基坑分步开挖的有关原理，总结了两种模拟基坑开挖的方法：多载荷步求解法和施加初应力载荷法【441。这两种方法对分析岩土开挖问题有一定的参考价值。．2．5．1分步开挖捕工有限元分析的力学原理有限元法不仅能够计算建成稳定后土木工程结构的稳定性，而且可以计算分步开挖的各个施工阶段和建成但变形没有完成时结构的受力和变形情况，这也使得有限元法在土木工程中得到广泛应用。有限元法模拟开挖过程一般分为以下几步：(1)开挖前土体的初始应力状态，初始应力oo可用有限元法根据自重求得。根据各个单元的初始应力oo。，可求得初始应力的等效节点力：露=【B7《扣(2-24)(2)土体开挖后，在开挖边界的节点上将作用有释放的节点荷载：z=k矗J=一∑露(2-25)(3)节点荷载分几次释放，从开挖后到第一次支护过程释放：兀=嘶·Z(2—26)式中：儡为一百分比根据该荷载可求得支护结构和土体的应力增量△仉和位移增量a4。假设从第一次支护后到第二次支护结束，释放荷载：厶=卅：∑碍(2-27)则作用在节点上的荷载为：厶。=厶一∑fBrAct。dff2(2．28)根据该荷载可求得支护结构和土体的应力增量△盯：和位移增量△岛。19 最后的应力和位移值为各个施-Fgr段相应值叠加的结果，即：盯--万o："o△+4Aq+△+岛A盯2}并且有：口．+口：=1(2—29)2．5．2多载荷步求解法‘为了适应多物理场耦合分析和非线性分析，ANSYS把一次静力或稳态分析作为多个载荷步的第一个载荷步处理。利用这一点，可以将开挖的模拟分析过程分为如下几步：(1)第一个载荷步，求解初应力场；对于重力场产生的初应力场，应该只施加重力荷载并考虑岩土的材料非线性(小变形或有限变形)作非线性静力分析。(2)第二个载荷步，不退出ANSYS求解器，将开挖部分的单元变成“死单元”，保留产生初应力的荷载，如果需要按一定比例施加初应力产生的释放荷载，则在已开挖部分土体的支护结构结点上施加一个与释放荷载相应的结点荷载，然后作非线性求解。(3)如果施加支护，可以利用ANSYS中提供的单元“生”、“死”功能，在相应的载荷步，重新“激活”支护部分的单元，并改变单元材料属性，作以后载荷步的非线性静力分析，直至整个过程的结束。用上述方法进行有限元分析，在后处理时，实际的变形状态是从当前载荷步求解所得到的位移，减去产生初应力场的第一个载荷步的位移，而应力状态就是当前载荷步的应力状态。2．5．3施加初应力载荷法慈加初应力载荷的办法是更符合大家的思维习惯，应用更为广泛的一种方法，但由于需要写初应力文件，因而显得比较繁琐。应用施加初应力荷载的办法进行岩土的开挖模拟一般分为以下几步：(1)加重力场，进行非线性求解，写初应力文件。(2)读初应力文件，杀死所要杀死的单元，加重力场，加该部分阻止土体变形的结点荷载，写初应力文件，重新进行求解。(3)如果加支护，可改变该部分的材料属性，杀死所要杀死的单元，加重力场，加该部分阻止土体变形的结点荷载，读上一步所存的初应力文件，进行以后的求解。在用施加初应力载荷的办法进行有限元分析时，撤消了产生初应力的荷载，因此会产生所谓的“回弹”，则在第一个载荷步求解时的结点位移全部“消失”了，而每个单元节点上的应力，通过读入初应力文件，作为初应力保留下来，这种方法的简便之处在于每次计算的结果就是所关心的力学状态，就位移而言已经去掉了产生初应力时的结点位移、应力、应变结果又考虑了初应力的影响， 不需要再对结果进行处理。2．6程序正确性的验证有限元程序的验证一般可以用一个比较简单的算例，有限元程序算出的结果与其解析解进行对比，但真正实际有效的还是与工程实测结果进行比较。在本文将利用一个实际的工程实例对有限元程序正确性加以验证。2．6．1工程概况上海市东方艺术中心基坑工程【4”，基坑开挖面积为15300m2，开挖深度5．6～29．2m，浅坑部分开挖深度5．6～6．0m，采用水泥土搅拌桩加复合土钉墙的围护形式，复合土钉墙共采用6排土钉，长度9～15m，土钉间距约lmxlm，土钉墙高度约6m。深坑区域采用双头水泥搅拌桩加钻孔灌注桩围护形式。舞台涤坑采用“两墙合一”的地下连续墙围护形式。开挖分五个区进行，各区基坑深度分别为I区5．6m、II区6．0m、III区6．1m(局部7．1in)、IV区11．6m、V区10．9m(局部13．5m)，舞台深坑坑底深27．35m(局部29．2m)。本文主要研究复合土钉墙支护的浅坑部分。基坑深6．4m，搅拌桩长12m，插入土体5．6m，沿基坑深设置6道土钉(图2．8)，分别设置在地表面以下1．4m、2．4m、3．4m、4．4m、5．4m、6．4m，长度分别为12m、14m、15m、14m、12m、9m，前5道土钉倾角为60，最后一道土钉为100。2．6．2有限元计算模型网格的划分模型具体尺寸和其网格划分分别如图2．8和2-9所示。-k』—￡⋯⋯⋯⋯-jLLL蒸【。。nI图2-8计算模型尺寸示意图圈2-g计算模型网格划分水泥土搅拌桩和土体采用PLANE42单元，土钉采用LINKl单元；土体采用Drueker-Prager模型，而土钉和支护面板选用线弹性模型；模型两边采用水平约束，底边全部约束；采用多载荷步法模拟施工开挖过程，共分5步开挖，分别开挖土体1．9m、1m、1m、1m、1．5m，在后处理时，实际的变形状态是从当前载荷步求解所得到的位移，减去产生初应力场的第一个载荷步的位移，而应力状态就是当前载荷步的应力状态。21_卜JI●lf马1，III_}fJIdq丑L 2．6．3计算参数的选取土体的参数如图2—10所示；土钉的参数：土钉的直径取O．1m，单位截面刚度EA=I×105kN，密度p=2400kg／m3，泊松比p=0．2；搅拌桩的参数：桩径1．2m，搅拌桩单位截面刚度EA=I．2x105kN，密度p=2500kg／m3，泊松比『O．25,重力加速度g=9．8m／s2，地面超载为15kPa．《蛰粕黄乜触t2．118．42217110(1011．35够1灰色桔聩翰卜托淤跳瓶翰质韩士2．0Is829200tJo035@2砂暖霉；}{i15l&34jI30￡xn也3够3荻色澉滗质耪质融t15I7．4t'221．51$000n35④敏也灏滗质枯l’IO．016，6142320眦时0,35⑤粉暖粘t62．18161814000n3S@精厦祧}43I吼5轴1722∞O035t*)-i赫质扮E兜粉质钻主415197押．5271100n35e务2砂鹰粉￡5,518．9‘30300000．32．6．4计算结果分析名键甜l耳懈鲁也J图2．10土体参数水平位移(ram)2530354045505560+实测值—·一计算值图2-1l计算值与实测值对比用ANSYS有限元软件计算的数据与实测数据对比如图2．¨所示。从图中可以看出：有限元计算结果与实测结果的变化趋势基本相同，用ANSYS计算的结果略大于实测结果，验证了有限元方法的合理性和正确性，同时也表明了可以用ANSYS软件对复合型土钉支护结构进行变形分析。2．7本章小结使用ANSYS有限元软件对基坑支护问题进行分析，方法是可行的，许多学Ol234567890l2 者的研究也证明了这点[37,46-52】。本文在前人研究的基础上，利用ANSYS有限元软件对基坑土钉支护结构的变形进行建模分析。在有限元模型中土体、搅拌桩采用二维结构固体单元PLANE42．土钉采用二维杆单元LINKl，混凝土面板采用二维弹性梁单元BEAM3；土体本构模型选用Drucker-Prager模型，而土钉和支护面板选用线弹性模型：为了达到较好的分析效果和要求，文中采用非线性的分析方法，应用全牛顿一拉普森增量迭代法来计算考虑基坑开挖过程对土钉支护结构变形的影响；用多载荷步求解法模拟施工开挖过程，对基坑土钉支护的变形进行有限元分析，在后处理时，实际的变形状态是从当前载荷步求解所得到的位移，减去产生初应力场的第一个载荷步的位移，而应力状态就是当前载荷步的应力状态；最后通过一个具体的工程实例验证了用ANSYS有限元软件对复合土钉支护结构的变形进行分析的正确性和合理性。 第三章土钉支护结构变形的计算分析3．1引言基坑开挖不仅要保证基坑本身的安全与稳定，而且还要有效地控制基坑系统的变形以及保护基坑周边环境。基坑系统变形主要包括支护结构水平位移、周边的地表沉降以及坑内土体的隆起。现阶段，基坑支护结构设计方式已经由以强度控制为主发展为以变形控制设计为主。变形控制设计的基本思想是支护结构在满足强度的前提条件下，还需满足其使用要求，即基坑在施工开挖过程中既要保证其安全与稳定，又要保证其对周边环境不造成破坏性的影响[53-58]．《建筑基坑支护技术规程》JGJl20．99第3．1．4条规定【lo】：支护结构设计应考虑其结构水平变形，地下水的变化对周边环境的水平与竖向变形的影响，对于安全等级为一级和对周边环境变形有限定要求的二级建筑基坑侧壁，应根据周边环境的重要性，对支护结构变形的适应能力及土的性质等因素确定支护结构的水平变形限值。在本文中将利用有限元分析方法对基坑变形，包括支护结构水平位移、地表沉降、坑底隆起进行计算分析。3．2基本假定及计算方案3．2．1基本假定(1)土钉墙支护结构有限元的计算分析假定为二维平面应变问题；(2)搅拌桩、土钉以及混凝土面板处于线弹性受力状态，土体为弹塑性体，在ANSYS有限元模拟中采用Drucker．Prager模型：(3)在有限元模型中土体、搅拌桩采用二维结构固体单元PLANE42土钉采用二维杆单元LINKl；混凝土面板采用二维弹性梁单元BEAM3。3．2．2计算模型的建立及网格划分为了计算简化，并考虑工程实际，假定土钉支护示意图如图3．1，直立开挖。本着不超挖的原则，基坑深8m分6级开挖，其开挖过程可见有限元具体实现步骤，开挖后立即安置土钉和混凝土面板。5道土钉分别布置在距地表面1m、2．5m、4m、5．5m、7m处。土钉支护结构计算模型网格划分如图3．2。土体两侧采用水平约束，基底采用完全约束，土钉与土体、面板与土体的接触面采用节点位移耦合模拟。 卜———————』血——————一图3-1假定士钉支护示意图图3-2网格划分示意图3．2．3计算参数的选取土体的参数：粘聚力C=18kPa，内摩擦角币=250，密度9=1900kg／m3，土体弹性模量E=15MPa，泊松比“=0．4；土钉的参数：土钉等长布置，直径取0．Im，长度取8m，等效弹性模量E=I．57×104MPa，密度p=2400kg／m’，泊松比it=0．2；面板的参数：面板的厚度取O．1m，等效弹性模量E=2×104MPa，密度p=2500kg／m3，泊松比g---0．3；重力加速度g=9．8m／s2，地面超载为20kPa。3．2．4施工开挖过程模拟的实现(1)建立整个场地土体和支护结构的模型；(2)杀死全部土钉和面板单元，求解初始应力场；(3)开挖第一层土体1．5m，激活相应的土钉和面板单元，求解；(4)重复计算开挖第二层、第三层、第四层、第五层土体均为1．5m；(5)开挖第六层土体0．5m，激活相应的面板单元，求解。计算过程共分7步，采用多载荷步法。施工开挖过程中将每步计算所得到的变形减去初始应力场下的变形可得到各开挖步的变形，而应力不变。3．3土钉支护结构的变形分析3．3．1水平位移图3．3给出了土钉支护各开挖步的水平位移。由于基坑的施工开挖过程是基坑开挖侧土体卸荷的过程，土体卸荷引起坑内外土体原始应力状态的改变，作用在支护结构上的土压力使支护结构向基坑内的移动而产生支护结构的水平位移。从图中可以看出：1．水平位移曲线弯曲，向基坑内凸起，呈“鼓肚”形。2．第一步开挖时水平位移较小，随着开挖深度的增加，水平位移逐渐增大，且其发展有加快的趋势，而由于最后一步开挖土体较薄，水平位移发展增大趋势减缓。十_●Ill引—l；，J一}_，。．爿r一 3．水平位移最大点位置随着开挖深度的增加有向上发展的趋势，开挖完成后水平位移最大点出现在基坑开挖区的中上部。图3-3土钉支护各开挖步水平位移3．3．2地表沉降土钉支护各开挖步地表沉降如图3-4所示。由于开挖面附近的土体向临空面方向发生倾覆旋转，因此在开挖面后的土体发生较大的沉降变形。从图中可以看出；1．地表沉降变形曲线弯曲，向地表面以下凹陷，呈“马鞍”形。2．第一步开挖地表沉降变形较小，随着开挖深度的增加，地表沉降量逐渐增大，且其发展有加快的趋势，而由于最后一步开挖土体较薄，地表沉降发展增大趋势减缓。3．沉降最大点的位置位于支护墙体后llm处，而在距基坑开挖临空面较近的范围内地表土体有一定的隆起。 图3-4土钉支护各开挖步地表沉降3．3．3坑底隆起土钉支护各开挖步坑底隆起如图3．5所示。由于基坑内侧土体开挖，坑底垂直方向卸荷以及支护结构向坑内位移使得坑底产生以向上为主的隆起变形。从图中可以看出：1．坑底隆起变形曲线弯曲，向坑底以上凸出。2．第一步开挖坑底隆起变形较小，随着开挖深度的增加，坑底隆起量逐渐增大，且其发展有加快的趋势，而由于最后一步开挖土体较薄，坑底隆起发展增大趋势减缓。3．隆起最大点的位置位于距基坑开挖面较远处。图3-5土钉支护各开挖步坑底隆起27 3．3．4塑性区分布、塑性应变、剪应力分布及位移矢量图土钉支护各开挖步等效塑性应变、开挖完成后剪力图和位移矢量图分别如图3-6、3-7和3-8所示。由于基坑的旌工开挖导致基坑开挖侧土体卸荷，从而引起坑内外土体原始应力状态的改变，作用在支护结构上的土压力使支护结构向基坑内的移动，而坑底也因土体卸荷产生以向上为主的隆起变形，这使得在基坑坡脚处产生塑性破坏。从图中可以看出：1．从第二步开挖开始产生塑性区。2．在第二步开挖时等效塑性应变较小，随着开挖深度的增加，等效塑性应变逐渐增大，且其发展有加快的趋势，而由于最后一步开挖土体较薄，等效塑性应变减小。3．在第二步开挖时塑性区较大，随着开挖深度的增加，塑性区向坡脚处集中分布，剪应力也在坡脚处分布较为集中，因此在施工应加强坡脚的保护。图3-6土钉支护各开挖步等效塑性应变图图3．7土钉支护开挖完成后剪应力图图3—8土钉支护开挖完成后位移矢量图3．4土钉支护结构变形的影响性分析分析土钉支护结构的各项参数，研究其对支护结构变形的影响，掌握其变化规律，对土钉支护结构设计具有十分重要的意义。以前，大多数的分析和研究是基于极限平衡法或者经验方法的基础上，这里通过有限元方法对土钉支护 结构的变形进行影响性分析。本小节中的计算模型与上一节相同，在此仅改变各项参数来比较各项因素的改变对土钉支护变形的影响。3．4．1土钉长度影响对不同土钉长度的设计方案进行计算分析，分别得出了基坑最大水平位移、最大地表沉降与土钉长度的关系如图3-9、3-10。而土钉长度对坑底最大隆起变形的影响较小，在此不考虑。图中土钉长度均为平均长度，土钉长度为2m～12m，其中0m表示不设土钉支护开挖即为素土开挖。1．由圈3-9可知，基坑最大水平位移随土钉长度的增加而减小；无土钉支护素土开挖时水平位移较大，土钉较短时位移减小的较快，土钉较长时位移减小的较慢，最终随着土钉增长基坑最大水平位移趋于稳定。2．由此可见，为控制基坑的最大水平位移，应适当增加土钉长度：但基坑的水平位移与土钉长度并不是线性关系，土钉长度过长，控制效果不明显，造成浪费：土钉长度控制在基坑深度的1．2倍较为合理。3．基坑开挖后，使作用在支护墙体上的土压力由静止土压力向主动土压力过渡，从而形成坑外土体的主动区和坑内土体的被动区：水平位移的产生主要源于主动区，土钉长度的增加使得主动区土体保持稳定，并限制其产生过大的水平位移，但土钉长度过大后水平位移的减小不明显。60笛55豁趔50昏*K45喇螺醐4035024681012土钉长度(m)图3-9土钉长度对基坑最大水平位移的影响1．由图3．10可知，基坑最大地表沉降随土钉长度的增加而减小；无土钉支护素土开挖时沉降较大，土钉较短时沉降减小的较慢，土钉较长时减小的较快。2．由此可见，为控制基坑的最大地表沉降，应尽量增加土钉长度；但土钉 长度过长，显然不经济。3．基坑开挖后，开挖面附近的土体向临空面方向发生倾覆旋转，在开挖面后的土体发生了较大的沉降变形，坡项超载的存在使得地表沉降进一步加剧。蓦酋E蛙懈謦杈螂螺糊图3．10土钉长度对基坑最大地表沉降的影响3．4．2土钉水平间距影响对不同土钉水平间距(1．2m～2m)的设计方案进行计算分析，得出了基坑最大水平位移与土钉水平间距的关系如图3-1l。而土钉水平间距对基坑最大地表沉降和坑底最大隆起变形的影响较小，在此不考虑。1．由图3．¨可知，基坑的最大水平位移随土钉水平间距的增加而增大；水平位移在土钉水平间距较小和较大时增加较缓慢，而当土钉水平间距在1．6m～1．8m之间时，水平位移增加较快。2．土钉水平间距较小时，众多土钉为了保持基坑稳定提供较大的抵抗力，此时增加土钉水平间距，使得土钉抵抗力降低。因此基坑水平位移随土钉间距的增大而减小；当士钉间距已经较大时，土钉提供的抵抗力有限，此时土钉水平间距增大对基坑稳定性的贡献已经很小，基坑的稳定性由主要土体的自身强度来维持，所以当土钉水平间距超过一定值以后再增加其水平阃距效果不明显；土钉水平间距应控制在1．6m以内较为合理。 名5蹲掣}*K蜂螺瑚土钉水平间距(m)图3一ll土钉水平间距对基坑最大水平位移的影响3．4．3土钉倾角影响对不同土钉倾角(00～200)的设计方案进行计算分析，得出了基坑最大水平位移与土钉倾角的关系如图3．12。而土钉倾角对基坑最大地表沉降和坑底最大隆起变形的影响较小，在此不考虑。1．由图3．12可知，基坑最大水平位移随土钉倾角的增大而增大；土钉倾角较小时水平位移增加的较慢，较大时水平位移增加的较快。2．基坑开挖后支护墙体主要在侧向受到土压力的作用，主拉应力方向与水平方向接近；土钉的倾角增大，使得土钉偏离了土钉的主拉应力方向，受到弯曲作用，而土钉的弯曲刚度较小，所以对水平位移的约束作用减弱；因此，为控制基坑的水平位移，土钉宜水平或接近水平设置。售∞捌*必嗣螺瑚05lO15土钉倾角(度)图3一12土钉倾角对基坑最大水平位移的影响8642O86429饥罨i饥饥4执城弧扭3 3．4．4土钉直径影响对不同土钉直径(75mm～150turn)的设计方案进行计算分析，得出了基坑最大水平位移与土钉直径的关系如图3．13。而土钉直径对基坑最大地表沉降和坑底最大隆起变形的影响较小，在此不考虑。需要说明的是，为了计算方便在本文中将土钉和其周围注浆体视为一体，因此，在此处的土钉直径实际为土钉孔径。1．由图3．13可知，基坑最大水平位移随土钉直径增大而减小；土钉直径较小时水平位移减小的较快，较大时水平位移减小的较慢。2．基坑开挖安置土钉后，随着土钉直径加大，其与周围土体的土拱作用增大，使得土钉对水平位移的约束作用加强；因此，为控制基坑水平位移，土钉直径宜取100mm，土钉直径太小则加固效果不明显，太大则不经济。3675lOO125150土钉直径(mm)图3-13土钉直径对基坑最大水平位移的影响3．4．5面板厚度影响对不同面板厚度(50mm～150mm)的设计方案进行计算分析，得出了基坑最大水平位移与面板厚度的关系如图3．14。而面板厚度对基坑最大地表沉降和坑底最大隆起变形的影响较小，在此不考虑。1．由图3．14可知，基坑的最大水平位移随面层的厚度的增加而减小；面板厚度较小时水平位移减小的较快，厚度较大时水平位移减小的较慢，厚度超过150ram以后水平位移趋于稳定。2．增加土钉面板厚度，使得其抗弯刚度增大，对水平位移的约束增强；因此，在设计中可以适当增加面板的厚度，但当面板较厚时，应作面板底部的地基承载力计算，并要考虑是否经济；因此，面板厚度宣取lOOmm～150mm。铊虬蚰∞弘盯一g一漤掣午长K嚼螺硪 39．3苗39·25还39．2棼39．15*"lq39．1鬓39．05瑚3938．9575lOO125面板厚度(mm)圈3．14面板厚度对基坑最大水平位移的影响3．4。6坡顶超载影响图3．15、3．16和3．17分别给出了基坑最大水平位移、地表沉降和坑底隆起随坡项超载变化的曲线。1．由图3．15可以看出，基坑最大水平位移随着坡顶超载的增大而增大；在超载较小和较大时，基坑最大水平位移增大较慢，而当超载在10kPa～25kPa之间变化时，水平位移的增大较快。2．由图3—16可以看出，基坑最大地表沉降变形随着坡项超载的增大而增大；在超载较小时，地表沉降变形增大的较慢，当坡顶超载大于5kPa时，地表沉降变形增大的较快。3．由图3．17可以看出，基坑最大坑底隆起变形随着坡顶超载的增大而增大；在超载小于35kPa时，坑底隆起变形增大的较快，但当超载大于35kPa时，坑底隆起变形增大的较慢。4．坡顶超载对基坑最大水平位移和地表沉降变形影响较大，而对基坑最大坑底隆起变形影响较小。5．在设计中应至少考虑15kPa的坡顶超载以保证基坑支护稳定性；在施工中也应尽量的减小材料堆放、车辆和起重运输等所引起的坡顶超载，并尽量让这些坡顶超载远离基坑。 4241403938373635343230282624222018161412510152025303540坡顶超载(kPa)图3．15坡顶超载对基坑最大水平位移的影响O99g98。5删埋98柑蓑97．5■蒸9796．5152025303540坡顶超载(kPa)图3．16坡顶超载对基坑最大地表沉降变形的影响052025303540坡顶超载(kPa)图3．17坡顶超载对基坑最大坑底隆起变形的影响一g一蹬掣}*K搿螺郴一g一鞋蜉群署K嚼g郴 3．5本章小结1．基坑支护结构设计方式已经由以强度控制为主发展为以变形控制设计为主，对基坑支护结构的变形进行有限元分析很有必要。2．通过对土钉支护结构进行一些有必要的简化和基本假定，建立了一个适合本文计算分析的二维土钉支护结构模型。3．利用多载荷步法模拟施工开挖过程，得出了土钉支护结构变形随施工开挖变化的一般性规律。基坑的水平位移曲线呈“鼓肚”形，且水平位移随着开挖深度的增加而增大的越快，最大水平位移点有向上转移的趋势；基坑的地表沉降变形曲线里“马鞍”形，且地表沉降变形随着开挖深度的增加而增大的越快，最大地表沉降变形点接近远离基坑的坡顶超载边界处；基坑的坑底隆起变形曲线向坑底表面凸起，且坑底隆起变形随着开挖深度的增加而增大的越快，最大坑底隆起变形点处于距基坑开挖面较远处；在第二步开挖后开始出现塑性区分布，且其分布随着开挖深度的增加向坡脚处集中，等效塑性应变随着开挖深度的增加而增大的越快；坡脚处剪应力分布集中，在施工中应加强坡脚的保护。4．基坑的最大水平位移随土钉长度的增大而减小的越慢，并最终趋于稳定。为控制基坑的最大水平位移，应适当增加土钉的长度，但土钉长度过长而易造成浪费，通常土钉长度应控制在基坑深度的1．2倍；基坑的最大地表沉降变形随着开挖深度的增加而减小的越快，增加土钉的长度可以适当的减小地表沉降，但不经济。5．基坑的最大水平位移随土钉水平间距的增加而增大；水平位移在土钉水平间距较小和较大时增加较缓慢，而当土钉水平间距在1．6m～1．8m之间时，水平位移增加较快；土钉水平间距应控制在1．6m以内较为合理。6．基坑的最大水平位移随土钉倾角的增大而增大的越快，对直立开挖的基坑，土钉宜水平布置或接近水平布置，以充分发挥土钉对土体的约束作用。7．基坑最大水平位移随土钉直径增大而减小的越慢；从控制基坑变形和工程造价的角度来考虑，土钉直径取为lOOmm～125mm较为合适。8．基坑最大水平位移随着面板厚度的增加而减小的越慢；增加面板的厚度，使得面板的抗弯能力增大，对水平位移的约束能力随之加强，面板厚度宜取100mm～150mm。9．基坑最大水平位移随着坡顶超载的增大而增大，当超载在lOkPa～25kPa之间变化时，水平位移的增大较快；基坑最大地表沉降变形随着坡顶超载的增大而增大，当坡顶超载大于5kPa时，地表沉降变形增大的较快；基坑最大坑底隆起变形随着坡顶超载的增大而增大，在超载小于35kPa时，坑底隆起变形增大的较快；坡顶超载对基坑最大水平位移和地表沉降变形影响较大，而对基坑最大坑底隆起变形影响较小；在设计中应至少考虑15kPa的坡顶超载以保证基 坑支护稳定性，在施工中也应尽量的减小材料堆放、车辆和起重运输等所引起的坡顶超载，并尽量让这些坡顶超载远离基坑。10．土钉长度对基坑水平位移的影响最大，土钉水平间距、直径和坡顶超载影响次之，而土钉倾角和面板厚度的影响最小；坡顶超载对基坑的地表沉降变形影响最大，土钉长度影响次之，而土钉的水平间距、倾角、直径和面板的厚度的影响很小，几乎没有；坡顼超载对基坑的坑底隆起变形有一定的影响，而土钉的长度、水平间距、倾角、直径和面板的厚度对基坑的坑底隆起变形影响很小，几乎没有。 第四章复合土钉支护结构变形的计算分析4．1复合土钉支护的概述复合士钉支护就是把土钉与锚杆、搅拌桩、灌注桩、微型桩等支护形式或施工措施联合应用，用于基坑开挖支护的新技术，在保证支护体系安全稳定的同时满足某种特殊的工程需要，如限制基坑上部的变形、阻止边坡内地下水的渗出、解决开挖面的自立性或防止基坑地面隆起等‘引。4．1．1复合土钉支护的优点复合土钉支护将多种技术并用，弥补了普通土钉支护的缺陷，扩大了其应用范围，并保持了普通土钉支护的优点，获得了广泛的应用。主要表现如下1591：(1)将土钉主动加固的特点与其它被动受力支护形式优点有机结合起来，形成了完整的受力体系。(2)有效的控制基坑的水平位移。实测表明，在较差的地质条件下或对基坑的水平位移有较高要求时，复合土钉支护能够很好的控制基坑侧壁变形。(3)超前支护加固了面层土体，使土体有了一定的自立高度，改善了土体性能，解决了软弱土层中土钉抗拔力不够的问题。(4)搅拌桩、旋喷桩等止水帷幕可防止地下水向坑内流动，保持基坑干燥。(5)搅拌桩、旋喷桩等超前支护具有相对较长的插入深度，有效地解决了坑底隆起、渗流等稳定性问题。(6)周时具各了土钉支护的安全经济、施工方便，工期短、延性好等特点。(7)比土钉支护有着更广泛的地层适用范围。4，1．2复合土钉支护的常见支护型式目前，实际工程中应用的复合士钉支护型式很多，主要分为以下三种：～o竺芦—＼～预应、、～o～＼～之竺钢～＼—＼图4．I复合土钉支护的三种基本型式(1)土钉与预应力锚杆联合土钉支护往往会有较大的变形，当基坑周围环境对变形要求比较严格时，可在土钉中配合使用预应力锚杆，通过旋加预应力来约束边坡的变形，特别是在基坑比较深、地质条件、周围环境比较复杂，而对基坑变形又有严格要求时，这种支护型式更能显示出其优点，见图4．1(a)。 预应力锚杆应锚固在较好的土层中或锚固在滑裂面以外。一般不在基坑顶部布设锚杆，通常是分层布设，即先设置几排土钉，到达锚杆设计深度时布设锚杆，然后重复此过程，直至基坑要求深度。(2)土钉与微型钢管桩联合基坑开挖前，在开挖线外侧垂直打入钢管，在钢管内高压注入水泥浆，形成沿基坑开挖线以一定间距分布的一排微型桩。在基坑开挖过程中，仍按照土钉支护的施工方法，分层开挖，分布设置土钉和喷射混凝土面层，并与微型桩连接成整体，见图4—1(b)。一般钢管桩直径为48mm～108mm，常用的为48mm，直径较小，施工时极易打入土中，施工较方便，速度快。这种形式适用于土质松散、自立性较差的地层情况，对于限制基坑的变形、增加边坡的稳定性是十分有利的，但不能起到止水隔水的作用。(3)土钉与搅拌桩(止水帷幕)联合基坑开挖前，沿基坑开挖线将水泥浆与土体充分搅拌形成一定强度的水泥土桩，对于软土较深的软弱地层，搅拌桩入土深度为基坑底面以下3m～Sm或一倍开挖深度。在基坑开挖过程中，同样采用分层开挖、分步设置土钉和喷射混凝土面层的施工方法，见图4-l(c)。搅拌桩作为止水帷幕和临时挡墙，阻止开挖后土体渗水，保证开挖面土体局部的自立性，减少基坑底部隆起。这种形式适用于软弱地层，当搅拌桩有足够的入土深度时，也适用于软土层较深的情况。复合土钉支护的应用很灵活．工程设计人员可以根据工程现场的具体情况，采取多种支护型式的联合应用，来控制基坑开挖产生的变形，提高基坑的安全性和稳定性。4．1．3复合土钉支护的研究现状目前，复合土钉支护技术的理论研究大大落后于工程实践。陈肇元【27】(1999)对复合土钉支护结构形式和适用条件进行了系统研究，指出不同形式的复合土钉支护的工作机理不尽相同，应针对不同的形式建立不同的分析方法。李象范和徐水根等【601(1999)通过对上海地区的搅拌桩加土钉的复合支护工程的总结，对该组合类型的复合土钉支护结构的适用条件及形式、变形性状进行了研究，提出了相应的设计计算模式。钟正雄(1999)[6H借助有限元方法对搅拌桩加土钉的复合土钉支护技术的作用机理进行了研究，并通过与工程实例的对比检验验证这一方法的合理性和适用性。肖毅(1999)162l等通过钉锚联合支护的模型试验，对边坡土体的位移场、应变场和应力场及土钉锚杆轴力分布规律进行了研究，并对钉锚结合支护的机 理进行了一定的阐述。杜飞(2000)【631等运用非线性平面应变有限元方法对软土地层中基坑复合支护的变形性能进行分析，模拟分步开挖与支护，得出支护体系的变形规律，分析结果表明水平最大位移点在基坑深度中点偏下位置处，深部滑移稳定问题是复合土钉支护分析的重点。杨林德(2000)[641采用带转动自由度的Goodman单元对复合型土钉墙进行了非线性有限元分析。龚晓南(2001)1651分析了土钉支护定义、计算模型、地下水处理、土钉支护使用范围、环境效应、设计中应注意的几个问题、复合土钉支护概念等问题。指出应加强土钉支护和复合土钉支护机理研究，加强土钉支护和复合土钉支护位移计算和预估的研究。宋二祥等(2001)【66】讨论了复合土钉支护的有限元分析方法，指出了卸载条件下土体变形模式、模型参数的选用以及开挖过程的模拟等有限元分析中应注意的问题。用有限元分析软件PLAXIS分析土钉与水泥土搅拌桩复合支护的工作性能，结果表明复合土钉支护与一般土钉支护的作用机理有明显差异。林希强(2002)【67J等通过对复合土钉支护结构中钢管桩侧土压力和钢管表面应变的现场监测，对基坑开挖过程中钢管桩的受力和变形进行了分析。杨志明(2003)168]等采用杆系有限单元法，结合支护土钉滞后的旖工动态分析，来求解施工超前桩墙的复合土钉支护结构的水平位移，并对主动土压力进行折减，计算位移值与实测较为接近。通过工程实例的边坡水平位移量测和平面有限元分析，对超前桩在软弱土基坑中所起的作用进行了探讨。孙铁成，张明聚(2004)169|等按照“相似模型的几何长度与变形时间成反比”的相似法则设计模型试验，相似比为I：10。在试验中，模拟深基坑开挖与支护的实际步骤，分步开挖与支护，进行了三组模型试验，即复合土钉支护、普通土钉支护和无边坡支护，以便于分析比较。得出：由于土钉与水泥土搅拌桩的共同作用，复合土钉支护的基坑变形与普通土钉支护和无支护的基坑相比，具有不同的分布形态，并且复合土钉支护的基坑变形值最小，无支护的基坑变形值最大；由于土钉与水泥土搅拌桩的协同工作，使得更多的土体参与支护作用，从而分散了土体内部的应力，有效地控制了基坑变形，提高了基坑的稳定性。钱尧锋(2004)1701综合土钉的加固机理使软土主动土压力减小和土钉的锚拉作用又可能使软土产生附加侧压力，在土钉一排桩复合结构中，建立了一种基于结构位移推算土钉复合结构上软土主动土压力的方法，即引入实际破裂角概念，位移量决定实际破裂角的大小，通过实际破裂角推算软土主动土压力，并将这一方法试用于某工程的维护稳定性动态评估中。张钦喜(2004)[7q等运用FLAC软件对土钉与预应力锚杆联合支护的土钉 内力和支护的变形进行分析，并结合现场实测结果进行了比较，探讨了现有计算方法的不足。表明：土钉实际受力较现有常规计算方法计算出的数值明显要低，而略大于FLAC数值模拟结果；单纯按某种分布形式的土压力计算土钉的内力，不能反映土钉的实际工作状杰，得出的土钉内力与实际相比差异转大。杨志银等(2005)1721对复合土钉支护的作用机理和设计方法进行了研究，总结了复合土钉支护的基本类型、结构构造和施工工艺，获得了很多工程的实测数据。虽然对复合土钉支护有了上述研究，但总的来说目前对复合土钉支护的工作机理认识还不是很清楚，没有系统的设计分析方法。不同的设计人员因对复合土钉支护的认识不同，设计的结构也各不相同。工程实践中有成功的经验，但也存在不少失败的教训。另外，由于复合土钉支护形式各异，不可能采用一个统一的模式进行分析，应针对不同的形式建立不同的分析方法。在本文以下的章节中将对复合土钉支护结构(搅拌桩+土钉)的变形进行有限元分析。计算分步开挖下复合士钉支护结构变形状态，并将其与普通土钉支护对比分析。改变与桩体、土体有关的参数以及坑底加固范围，如桩体嵌固深度系数和宽度，土体弹性模量E和泊松比“，加固区的深度和宽度等，得到桩体参数、土体参数以及坑底加固对复合土钉支护结构变形的影响规律，从而为基坑工程设计人员及施工人员提供有价值的参考依据。4．2计算方案4．2．1计算模型的建立及网格划分为了将复合土钉支护结构与普通土钉支护结构的变形进行对比分析，两者基本假定完全相同，复合土钉支护结构计算模型网格划分(图4—2)与普通土钉支护计算模型(图3．2)相比，由于需要研究桩体参数仅将模型的下边界从24m扩大到28m。在具体计算中可通过改变相应单元的材料属性进行桩体长、宽和加固体长、宽对复合土钉支护结构变形影响分析，通过单元的生死模拟土钉的安置。图4-2复合土钉支护的网格划分40 4．2．2计算参数的选取复合土钉支护结构的土体和土钉参数取值与上一章普通支护结构参数完全相同。桩体的参数：桩长取16m，桩宽取lm，密度p=2100kg／m3，桩体弹性模量E=120MPa，泊松比ix=0．3；加固体的参数：密度p=2000kg，m3，加固体弹性模量E=100MPa，，泊松比la=0．3。4．2．3施工开挖过程模拟的实现(1)建立整个场地土体和支护结构的模型；(2)杀死全部土钉单元，求解初始应力场；(3)改变对应桩体位置处的土体材料属性为桩体材料属性来模拟桩体，开挖第一层土体1．5m，激活相应的土钉单元，求解；(4)重复计算开挖第二层、第三层和第四层土体均为1．5m；(5)开挖第五层土体2m，激活相应的土钉单元，求解。若需分析加固区影响，则应改变其相应位置处的土体材料属性。计算过程共分5步，采用多载荷步法。施工开挖过程中将每步计算所得到的变形减去初始应力场下的变形可得到各开挖步的变形，而应力不变。4．3复合土钉支护结构的变形分析4．3．1水平位移土钉置入土体后，由于钉土之间有相互位移而产生了拉应力，对搅拌桩的变形构成了约束支点。使得复合土钉支护的作用机理与普通土钉支护有很大的不同。1．复合土钉支护各开挖步支护桩后水平位移曲线(图4-3)，与普通土钉支护开挖面后2m处水平位移曲线(图3．3)相比：其整体变化趋势相近；水平位移曲线形状有所改变，在支护桩的底部甚至有一定的突变；复合土钉支护结构上部水平位移减小较明显，而中下部减小不明显：基坑最终开挖完成后最大水平位移也有所减小，且其最大位移点有所下移。2．基坑开挖后，支护桩后土体向支护桩滑动时，由于搅拌桩阻挡的作用使得其受力增加，而搅拌桩有一定的插入深度使得其下部受到一定的约束；在搅拌桩的上部，由于土钉与土体有较好的作用也使得搅拌桩上部受到一定的约束。因此，在弯矩的作用下，由于搅拌桩上、下部都有一定的约束，搅拌桩中间势必鼓起，从而使得最大水平位移点下移。3．在复合土钉支护结构中，搅拌桩不仅有着止水作用，它还分担部分的水土压力；搅拌桩与土钉联合作用，将部分的土压力传递到基坑开挖面下面的土体，使得下面土体的应力相对集中；此时，搅拌桩有可能在桩后的水土压力作4l 用下被剪断，在施工中要引起足够的重视。4．3．2地表沉降图4-3复合土钉支护各开挖步水平位移图44复合土钉支护各开挖步地表沉降 复合土钉支护各开挖步支护桩后地表沉降曲线(图4-4)，与普通土钉支护的沉降曲线(图3-4)相比：其整体变化趋势相近，曲线形状相似；复合土钉支护沉降变形量有所减小且最大沉降点向远离基坑方向有一定移动；由于搅拌桩有较强的阻挡作用使得在靠近坑边的地表面土体的隆起量增大，并使得土体沉降量减小的较慢。4．3．3坑底隆起复合土钉支护各开挖步坑底隆起曲线(图4．5)，与普通土钉支护的隆起曲线(图3．5)相比：其整体变化趋势相近，曲线形状相似；普通土钉支护中支护面板为柔性体，而在复合士钉支护中搅拌桩有一定的刚性，在其插入土体的下端有一定约束的情况下，必然导致坡脚处的隆起量大于普通土钉支护，而其坑底最大隆起量也就有了一定的增大，这两图中有了很好的反映。图4-5复合土钉支护各开挖步坑底隆起4．3．4塑性区分布、塑性应变、剪应力分布及位移矢量图图4-6、4-7和4．8展示了复合土钉第一步、第三步和第五步开挖步的等效塑性应变、开挖完成后剪应力图和位移矢量图。将其与普通土钉支护对比，可以看出两者有很大的不同。1．在复合土钉支护中，第一步开挖后由于坡顶超载的作用，同时土钉与搅拌桩的共同作用尚未体现，塑性区在坡脚处分布，且等效塑性应变很大；2．随着开挖的进行，在第三步开挖后土钉与搅拌桩的共同作用加强，塑性区分布分布范围离坡脚有了～定的距离，且等效塑性应变减小；3．而开挖完成后随着坑内土体迸一步卸载，塑性区分布向坡脚集中，且等效塑性应变增大，剪应力也在坡脚集中。因此，在施工中应加强坡脚的保护，防止搅拌桩在坡脚处被剪断。 图4-6复合土钉支护各开挖步等效塑性应变图图4．7复合土钉支护开挖完成后剪应力图图4-8复合土钉支护开挖完成后位移矢量图4．4复合土钉支护结构变形的影响性分析复合土钉支护以往的研究多侧重于对土钉有关的参数研究，而对土体、桩体的有关参数以及坑底加固研究很少。本文改变与桩体、土体有关的参数以及坑底加固范围，如桩体嵌固深度系数和宽度，土体弹性模量E、泊松比p、粘聚力C和内摩擦角m，加固区的深度和宽度等，得到桩体参数、土体参数以及坑底加固对复合土钉支护结构变形的影响规律，从而为基坑工程设计人员及施工人员提供有价值的参考依据。4．4．1桩体嵌固深度系数影响在带支护桩的基坑中，通常将基坑开挖深度与支护桩的长度的比值称为嵌固深度系数，记为矿7孙。图4-9、4-10和4．11分别给出了复合土钉支护结构的最大水平位移、地表沉降和坑底隆起变形随嵌固深度系数变化的曲线。从中可以看出： 1．基坑最大变形随嵌固深度系数^变化的曲线基本相似，变形随着x的增大而增大，在^值较小和较大时变形增大的较慢，而当x在O．5～O．7之间变化时，变形增大的较快。2．嵌固深度系数^的增大对基坑变形不利，也就是说桩体的插入深度能有效地减少基坑变形。但桩体插入深度也不是越长越好，当超过某一深度的时候，变形的减小不再明显。在设计中，复合土钉支护中搅拌桩的插入深度大约为开挖深度(^=O．5)时比较合适。童5世蜉群鲴K蟠螺醐0．40．5O．60．70．8嵌固深度系数(^)图4．9嵌固深度系数对基坑最大水平位移的影响0．40．50．60．70．8嵌固深度系数(^)图4．10嵌固深度系数对基坑最大地表沉降的影响虬巧仰一∞巧诣巧"们∞弘"一g一搀掣}*K峰螺郴虬一∞“卫趵灌∞“卫饽 笛占捌避世螺+<瞄螺糊嵌固深度系数(^)图4-ll嵌固深度系数对基坑最大坑底隆起的影响4．4．2桩体宽度影响图4．12、4．13和4．14分别给出了复合土钉支护结构的最大水平位移、地表沉降和坑底隆起变形随桩体宽度变化的曲线，图4-15给出了桩体宽度为2．5m时开挖完成后基坑等效塑性应变。从中可以看出：l_基坑最大变形随桩体宽度变化的曲线基本相似，变形随着桩宽的增大而减小，且随着桩宽的增大，基坑最大变形减小的越慢。2．等效塑性应变图中可以看出，开挖完成后基坑坡脚和搅拌桩后地表面有塑性区分布，这也进一步验证了在复合土钉支护中搅拌桩后地表面存在一定的隆起变形。3．为控制基坑变形，在基坑设计中保持适当的桩体宽度。但桩体宽度也不是越大越好，当超过某一宽度的时候，变形的减小不再明显。复合土钉支护中搅拌桩宽度取lm～1．5m比较合适。名3滟翅牛*+<皤螺糊0．51．5桩宽(m)图4．12桩体宽度对基坑最大水平位移的影响0595857564弧3孤3扎3弧3 20．4—20．2占20豁：舞19．4蓄19．2螺19糊18．818．6114O．51．522．5桩宽(m)图4-13桩体宽度对基坑最大地表沉降的影响0．511．522．5桩宽(m)图4．14桩体宽度对基坑最大坑底隆起的影响图4．15桩体宽度为2．5m时开挖完成后基坑等效塑性应变4．4．3土体弹性模量影响图4．16、4-17和4．18分别给出了复合土钉支护结构的水平位移、地表沉降和坑底隆起变形随土体弹性模量变化的曲线，图4．19给出了土体弹性模量为啪mⅢ{兰m—g一骝世世挥杉瞄螺醐 5MPa开挖完成后基坑等效塑性应变，从中可以看出：1．基坑变形在不同的弹性模量下其曲线基本相似。2．基坑变形均随着土体弹性模量的减小而增大，且其增大的趋势越来越明显。3．在土体弹性模量为5MPa的软土中，基坑坡脚和搅拌桩后很大的区域中有塑性区分布。搅拌桩后的塑性区主要是由距桩体一定距离的坡顶超载引起的。4．复合土钉支护结构在土体弹性模量较小时，即在软土中，其控制变形的能力更强。因此，在软土地区的基坑开挖中，复合土钉支护结构更值得推广。图4．16土体弹性模量对基坑水平位移的影响图4一17土体弹性模量对基坑地表沉降的影响 图4—18土体弹性模量对基坑坑底隆起的影响图4-19土体弹性模量为5LiPa时开挖完成后基坑等效塑性应变4．4．4土体泊松比影响图4．20、4．2l和4．22分别给出了复合土钉支护结构的水平位移、地表沉降和坑底隆起变形随土体泊松比变化的曲线，从中可以看出：1．基坑变形在不同的泊松比下其曲线基本相似。2．基坑水平位移和地表沉降变形均随着土体泊松比的增大而增大，而基坑坑底和搅拌桩后地表面的隆起变形则随着土体泊松比的增大而减小。 图4．20土体泊松比对基坑水平位移的影响图4-2l土体泊松比对基坑地表沉降的影响图4．22土体泊松比对基坑坑底隆起的影响 4．4．5土体粘聚力影响图4．23、4．24和4．25分别给出了复合土钉支护结构的最大水平位移、地表沉降和坑底隆起变形随土体粘聚力变化的曲线，图4—26给出了土体粘聚力lOkPa、30kPa开挖完成后基坑等效塑性应变。从中可以看出：1．基坑最大变形均随着土体粘聚力的增大而减小，土体粘聚力在lOkPa～15kPa之间时，基坑最大水平位移和地表沉降变形变化较快，而基坑坑底最大隆起变形在土体粘聚力为20kPa～25kPa之间时变化较快。2．基坑开挖完成后的塑性区在坡脚处集中分布，其等效塑性应变随着土体粘聚力的增大而有明显的减小。3．在计算还发现，当土体粘聚力过小时，计算不收敛，这说明复合土钉支护结构在粘性土中应用更为安全。省。逝蜉样龋斗<喇螺醐10152025粘聚力(kPa)图4．23土体枯聚力对基坑最大水平位移的影响图4．24土体粘聚力对基坑最大地表沉降的影响诣船嬲∞∞"盯一g一簿牮睁*K略螺悄 名占骝埋世螺斗<皤螺娴lO152025粘聚力(kPa)图4．25土体粘聚力对基坑最大坑底隆起的影响30图4-26土体粘聚力为lOkPa、30kPa时开挖完成后基坑等效塑性应变4．4．6土体内摩擦角影响图4-27、4—28和4—29分别给出了复合土钉支护结构的最大水平位移、地表沉降和坑底隆起变形随土体内摩擦角变化的曲线，图4．30和4．31分别给出了土体摩擦角分别为150、200和300时开挖完成后基坑等效塑性应变。1．基坑最大变形均随着土体内摩擦角的增大而减小，基坑最大水平位移和地表沉降变形变化随着内摩擦角的增大其变化的趋势减缓，而基坑坑底最大隆起变形在土体内摩擦角为200～250之阃时变化较快。2．基坑开挖完成后其塑性区分布随着内摩擦角的增大明显的由坑底上方搅拌桩后处向基坑坡脚处转移，这可能是因为土体摩擦角较小时，其自稳能力较差，导致其在桩后屈服破坏；而当土体摩擦角增大时，其自稳能力加强，自然是坡脚土体屈服破坏。等效塑性应变则随着土体内摩擦角的增大有着明显的减小。3．在计算还发现，当土体内摩擦角过小时，计算不收敛，这说明内摩擦角过小对基坑支护不利。n帆肌n儿蛾慨坻 38．5目38．4磬38．3囊38．2釜38．1翥3837．920内摩擦角(度)25图4-27土体内摩擦角对基坑最大水平位移的影响20．8名20．6匠20．4餐20．2蓑20堪19．8螺捌{l19．619。420内摩擦角(度)25图4-28土体内摩擦角对基坑最大地表沉降的影响117．7117．6117．5117．4117．3117．2202530内摩擦角(度)图4．29土体内摩擦角对基坑最大坑底隆起的影响一目一捌逝世螺K嚼螺郴 图4—30土体内摩擦角为150、200时开挖完成后基坑等效塑性应变图4-31土体内摩擦角为300时开挖完成后基坑等效塑性应变4．4．7坑底加固影响在软土地区基坑开挖中，往往由于基坑被动区(坑底处)土体软弱，其所能提供的被动土压力较小，导致基坑变形过大。而对基坑坑底软土进行加固能有效的减小因土体开挖卸载引起的基坑变形和支护结构的内力。目前，对基坑坑底加固的机理研究尚未形成系统的理论，实际工程中基坑设计人员也仅凭经验确定坑底加固的范围。在本文的研究中，为了使计算方便假定加固区沿基坑周边布置，加固体弹性模量取IOOMPa，泊松比取O．3，密度取2000kg／m3。4．4．7．1坑底加固宽度影响图4．32、4．33和4．34分别给出了复合土钉支护结构的最大水平位移、地表沉降和坑底隆起变形随坑底加固宽度变化的曲线，图4．35给出了坑底加固宽度分别为2m和12m开挖完成后基坑等效塑性应变。1．基坑最大变形均随着坑底加固宽度的增大而减小，且最大变形随着坑底加固宽度增大其变化趋势明显加快。2．当坑底加固宽度较小时，塑性区主要分布在坑底以上搅拌桩后，坡脚加固区附近也有少量分布；随着加固宽度增大，加固作用愈发明显，塑性区完全转移到搅拌桩后，塑性区分布也进一步扩大，且等效塑性应变有着明显的增大。 2468加固宽度(m)图4．32坑底加固宽度对基坑最大水平位移的影响46加固宽度(m)图4—33坑底加固宽度对基坑最大地表沉降的影响468加固宽度(m)图4—34坑底加固宽度对基坑最大坑底隆起的影响勰∞弘驼∞勰拍孔毖一日暑簿掣牛*K嚼螺摊765431一g一世媾群留K嚼螺郴m|墨Ⅲ一g一靶垃遥螺K嚼鳝搠 图4—35坑底加固宽度为2m、12m时开挖完成后基坑等效塑性应变4．4．7．2坑底加固深度影响图4．36、4—37和4-38分别给出了复合土钉支护结构的最大水平位移、地表沉降和坑底隆起变形随坑底加固深度变化的曲线。从中可以看出：1．基坑最大变形均随着坑底加固深度的增大而减小，且最大变形随着坑底加固深度增大其变化趋势明显减缓。2．对基坑等效塑性应变的分析中发现，加固深度与加固宽度的影响相似，塑性区分布主要集中在坑底以上搅拌桩后，且随着坑底加固深度的增大，塑性区分布范围扩大，等效塑性应变也有着明显的增大。3．坑底加固能有效的减小基坑变形，在基坑设计中，坑底加固深度控制在0．4～O．6倍基坑深度较为合适，加固宽度取1～1．2倍就深度较为经济。2345678加固深度(in)图4．36坑底加固深度对基坑最大水平位移的影响∞“弛∞勰拍孔毖一Ⅲm一漤罩}*K嚼螺郴 舍3捌世螺斗<嘟螺瑚2345678加固深度(m)图4—37坑底加固深度对基坑最大地表沉降的影响1161042345678加固深度(m)图4-38坑底加同深度对基坑最大坑底隆起的影响4．5本章小结1．总结了复合土钉支护结构优点及其主要的三种支护型式和现阶段复合土钉支护在国内外的研究现状。2．建立了一种具有代表性的复合土钉支护结构(搅拌桩+土钉)的二维模型。3．利用多载荷步法模拟施工开挖过程，得出了复合土钉支护结构变形随施工开挖变化的一般性规律，并将其与普通土钉支护相比。发现两者变形曲线形状较为相似，但区别依然很大：复合土钉支护结构上部水平位移减小更为明显，最大水平位移点也因搅拌桩的作用下移，其整体位移有不同程度的减小，搅拌桩参与分担水土压力，并将部分压力传到开挖面下面的土体，导致局部应力集中，对搅拌桩不利，应引起重视；由于搅拌桩的阻挡作用，使得地表沉降有所减小，而靠近桩体处的地表隆起变形加大，最大沉降点向远离基坑方向移动；搅拌桩的刚性作用，导致坡脚处隆起变形加大，整体变形也有不同程度加大：塑性区经历了从坡脚到稍离坡脚处分布，再到坡脚集中分布，剪应力在坡脚集中分布，等效塑性应变也经历了从大到小，再增大的过程，在施工应加强坡脚”m坫¨n挖n一目一世蜉群薯K喇稣郴 的保护防止搅拌桩在坡脚被剪断。4．基坑最大变形随嵌固深度系数^变化的曲线基本相似，变形随着^的增大而增大，当^在0．5～0．7之间变化时，变形增大的较快；在复合土钉支护结构设计中搅拌桩的插入深度大约为开挖深度(^=O．5)时比较合适。5．基坑最大变形随桩体宽度变化的曲线基本相似，变形随着桩宽的增大而减小的越慢；开挖完成后基坑坡脚和搅拌桩后地表面塑性区分布验证了在复合土钉支护中搅拌桩后地表面存在一定的隆起变形；为控制基坑变形，复合土钉支护中搅拌桩宽度取1m～1．5m较为合适。6．基坑变形在不同的弹性模量下其曲线基本相似；其变形均随着土体弹性模量的减小而增大的越明显；在土体弹性模量为5MPa的软土中，基坑坡脚和搅拌桩后很大的区域中有塑性区分布，搅拌桩后的塑性区主要是由距桩体一定距离的坡顶超载弓l起的；复合土钉支护结构在软土中控制变形的能力更强，其应用更值得推广。7．基坑变形在不同的泊松比下曲线基本相似；基坑水平位移和地表沉降变形均随着土体泊松比的增大而增大，而基坑坑底和搅拌桩后地表面的隆起变形则随着土体泊松比的增大而减小。8．基坑最大变形均随着土体粘聚力的增大而减小，士体粘聚力在lOkPa～15kPa之间时，基坑最大水平位移和地表沉降变形变化较快，而基坑坑底最大隆起变形在土体粘聚力为20kPa～25kPa之间时变化较快；基坑开挖完成后的塑性区在坡脚处集中分布，其等效塑性应变随着土体枯聚力的增大而有明显的减小；土体粘聚力过小时，计算不收敛，这对复合土钉支护不利。9．基坑最大变形均随着土体内摩擦角的增大而减小，基坑最大水平位移和地表沉降变形变化随着内摩擦角的增大其变化的趋势减缓，而基坑坑底最大隆起变形在土体内摩擦角为200～250之间时变化较快；基坑开挖完成后其塑性区分布随着内摩擦角的增大明显的由坑底上方搅拌桩后处向基坑坡脚处转移；等效塑性应变则随着土体内摩擦角的增大有着明显的减小；土体内摩擦角过小时，计算不收敛，这说明内摩擦角过小对基坑支护不利。lO．通过对土体参数的影响性分析，发现复合土钉支护在软土中作用更为明显，而当土体参数(弹性模量、粘聚力和内摩擦角)过小时，土体的自稳能力太差，对基坑支护不利。lI．基坑最大变形均随着坑底加固宽度的增大而减小的越快；而其变形随着坑底加固深度的增大而减小的越慢；坑底加固后塑性区分布主要集中在坑底以上搅拌桩后，且随着坑底加固深度的增大，塑性区分布范围扩大，等效塑性应变也有着明显的增大；坑底加固能有效的减小基坑变形，在基坑设计中，坑底加固深度控制在O．4～O．6倍基坑深度较为合适，加固宽度取l～1．2倍就深度较为经济。 第五章结论与展望5．1结论本文基于ANSYS有限元软件分别对基坑普通土钉支护结构和复合土钉支护结构进行二维建模分析，并通过一个具体的工程实例验证了ANSYS应用于复合土钉支护结构变形分析的正确性和合理性。目前，基坑支护结构设计方式已经由以强度控制为主发展为以变形控制设计为主，在本文中主要分析了基坑的水平位移、地表沉降变形、坑底隆起变形、塑性区分布规律以及相应变形的影响性。主要结论有：1．分析总结了普通土钉支护结构的水平位移、地表沉降变形、坑底隆起变形和塑性区分布随开挖过程变化的规律。水平位移和地表沉降变形分别呈“鼓肚”形和“马鞍”形分布，坑底隆起变形向坑底以上凸起；塑性区和剪应力均在坡脚处集中分布，在施工中应加强坡脚的保护。2．依据规范选取合理的参数范围，对普通土钉支护各项参数进行影响性分析，分别得出了土钉长度、土钉水平间距、土钉倾角、土钉直径、面板厚度和坡顶超载对普通土钉支护结构的最大水平位移、最大地表沉降变形和最大坑底隆起变形的影响规律，并给出了相对合理的各项参数的建议值。认为土钉长度对基坑水平位移的影响最大，土钉水平间距、直径和坡项超载影响次之，而土钉倾角和面板厚度的影响最小；坡顶超载对基坑的地表沉降变形影响最大，土钉长度影响次之，而土钉的水平间距、倾角、直径和面板的厚度的影响很小，几乎没有；坡顶超载对基坑的坑底隆起变形有一定的影响，而士钉的长度、水平间距、倾角、直径和面板的厚度对基坑的坑底隆起变形影响很小，几乎没有。3．选用一种具有代表性的复合土钉支护结构(搅拌桩+土钉)进行建模分析。总结了复合土钉支护结构的水平位移、地表沉降变形、坑底隆起变形和塑性区分布随开挖过程变化的规律，并将其与普通土钉支护的相应变形进行对比分析，发现复合土钉支护对基坑变形的控制能力比普通土钉支护更强；在坡脚处塑性区和剪应力的分布较为集中，在施工中应加强坡脚的保护，防止搅拌桩在坡脚处被剪断。4．选取合理的参数范围对复合土钉支护的各项参数进行影响性分析，分别得出了搅拌桩的深度嵌固系数、搅拌桩的宽度、坑底加固区的宽度和深度对复合土钉支护结构的最大水平位移、最大地表沉降变形和最大坑底隆起变形的影响规律，并给出了相对合理的各项参数的建议值：认为坑底加固对控制基坑变形的效果明显：通过对各项土体参数(土体弹性模量、泊松比、粘聚力和内摩擦角)研究分析，得出各项土体参数对基坑变形的影响规律，认为复合土钉支护在软土中所表现出来的对基坑变形的控制能力更强，更值得推广。 S．2展望在本文的研究中所取的参数均依据规范。因此，所得出的结论对实际的基坑设计有一定的指导价值。但仍存在着很多的不足之处，特别是在以下几个方面需要进一步的研究：1．二维有限元分析把土钉支护结构简化为平面应变问题，土钉按刚度等效的原则处理，这样夸大了土钉与土体的粘结面，且基坑工程的空间效应较强。因此，在以后的工作中应考虑用三维有限元分析。2．具体的基坑开挖中地质条件复杂，在本文的研究中基坑的土体取同一参数显然不够精确，今后的工作应考虑分层土的影响。3．一般性的基坑支护均为临时性的工程，不用考虑支护结构的抗震性能。目前，越来越多的土钉支护作为永久性支挡结构，因此土钉支护在地震作用下的动力反应分析是一个有待研究的新课题。60 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