土釘樁錨聯(lián)合支護結構變形的三維有限元模擬

潘啟釗　林本海

(1.深圳市工勘巖土集團有限公司　深圳　518000；2.廣州大學 地下工程與地質(zhì)災害研究中心　廣東廣州　510006)

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土釘樁錨聯(lián)合支護結構變形的三維有限元模擬

潘啟釗1林本海2

(1.深圳市工勘巖土集團有限公司深圳518000；2.廣州大學 地下工程與地質(zhì)災害研究中心廣東廣州510006)

在確保安全的前提下，為節(jié)約成本，經(jīng)常在深基坑支護工程中使用土釘與樁錨聯(lián)合支護結構。但該聯(lián)合支護結構沒有可靠的位移計算方法。為研究聯(lián)合支護結構變形的規(guī)律，建立了三維有限元模型，對其變形機制進行了動態(tài)分析。通過與工程監(jiān)測數(shù)據(jù)對比表明，三維有限元分析成果與實際監(jiān)測數(shù)據(jù)較接近。上部的土釘支護位移呈楔體狀，并且滑裂面隨開挖深度加大向后緣發(fā)展，土釘逐漸遠離滑裂面，對整體穩(wěn)定影響越來越小。三維有限元分析可得到較準確的位移，并可預測各工況變形，為設計及施工提供重要參考。

土釘；聯(lián)合支護；有限元；水平位移

0　引言

上部土釘與下部樁錨的聯(lián)合基坑支護結構融合了土釘柔性支護與樁+錨的剛性支護結構的各自優(yōu)點，既經(jīng)濟又安全，被廣泛應用于深基坑支護工程中[1,2]。目前，該聯(lián)合支護型式的理論研究還落后于工程實踐，工程技術人員對該種聯(lián)合支護結構的內(nèi)力及變形并不十分清楚，部分學者對水平位移提出了一些計算方法[3,4]，有各自的優(yōu)缺點。目前仍然缺乏一種簡單而具工程精度的水平位移計算方法，對工程安全構成潛在風險。目前對該聯(lián)合支護結構的變形分析最有效的方法是有限元法[5,6]。

本文采用三維有限元對該種基坑聯(lián)合支護結構各工況進行了動態(tài)模擬，以分析支護結構的變形特性，為工程技術人員優(yōu)化設計提供理論依據(jù)。

1　本構模型及單元類型的確定

土體本構模型采用摩爾-庫侖(Mohr-Coulomb)模型。樁及混凝土面層可視為線彈性模型。而土釘和錨索為混凝土與鋼筋的復合體，采用線彈性模型。

為真實模擬基坑實際應力應變情況，對土體采用三角錐(四節(jié)點單元)實體單元。

根據(jù)土釘和錨索(桿)的受力特性，采用空間植入式桁架單元模擬土釘及錨(桿)[7]。該種單元是桁架單元的特殊形式，能嵌入實體單元。該種單元由兩個節(jié)點構成，它只能傳遞軸向拉壓力，通常用于模擬巖土支承彈簧或錨桿。

樁體使用了梁單元的方式，又為梁單元加入接觸單元，以模擬樁與土體的接觸面。接觸單元的剪切應力由接觸單元的剪切剛度決定，可用于判斷剪切應力是否超過了摩爾-庫侖屈服標準中的最大剪切強度。

面層厚度相對基坑尺寸而言很小，故采用平面板單元模擬土釘面層。

2　基坑開挖過程的模擬

巖土支護結構的內(nèi)力和變形往往與其施工工況或過程密切相關。用有限元法模擬基坑開挖和施工過程時，對施工過程中的最大區(qū)域來劃分有限元網(wǎng)格，必要時關閉某些單元以形成體系的初始狀態(tài)，之后再通過單元的關閉和啟動來模擬開挖與建造的過程。單元的關閉就是將挖去的土體單元的材料屬性進行修改，將該單元的剛度取零，使其沒有承載能力。當對單元的關、啟狀態(tài)有變化時，程序重新生成體系的剛度矩陣，并計算相應的施工荷載，求解體系內(nèi)力和變形的改變量，從而實現(xiàn)模擬開挖與建造的計算。錨索的預應力，通過對桿系單元端部施加集中力實現(xiàn)。

每步土釘支護施工的模擬過程為開挖一定深度的土體，設置一排土釘，構筑噴混凝土面或者施工預應力錨索。初始有限元網(wǎng)格生成中，各個組成部分的單元信息都事先建立，而且設置開啟開關，根據(jù)開挖和支護的步驟確定開關是啟或關。當挖去一層單元的土體時，計算挖去的土重在開挖面所形成的等價結點力；用與這些結點力大小相等、方向相反的力作為結點荷載(與前步開挖時該結點等價結點荷載不相等)，對開挖后的結構(關閉挖去的土單元)進行一次分析，得到第一次開挖后的位移和應力狀態(tài)。隨著開挖的加深，土體單元數(shù)目逐次減少，土釘單元和面層單元逐次啟動，可分析得到每步開挖后的位移和應力狀態(tài)。

3　工程實例分析

3.1工程概況

某廣場深基坑支護工程，基坑東西長308.2m，南北向?qū)?6.5m～82.5m，基坑開挖深度約為13m～21m。場地東、西、北三面鄰近市政道路，道路周邊分布大量市政及通信管線，總體周邊環(huán)境復雜。

場地地層由第四系人工填土層、沖洪積層、殘積層和燕山期基巖組成。計算剖面土層從上到下依次為：素填土層厚2.5m，粉質(zhì)粘土層厚5.0m，礫質(zhì)粘性土層15.0m，中風化花崗巖層厚12.0m。

本次有限元分析為了最大程度模擬基坑實際情況，該基坑支護剖面的設計計算簡圖及勘察鉆孔資料見圖1。所有構件幾何尺寸及材料數(shù)據(jù)采用該支護結構剖面的實際監(jiān)測數(shù)據(jù)，其中冠梁尺寸1 200mm×800mm，腰梁為400mm×300mm，分別位于第一、二及三道預應力錨索的標高處；樁、冠梁及腰梁均采用C30混凝土；土釘支護的噴射素混凝土面層厚度均為100mm，采用C20混凝土。

3.2計算參數(shù)的選取

土體的計算參數(shù)如表1所示。支護樁、冠梁及腰梁材料均為C30混凝土，彈性模量(E)為2.8×107kN/m2，泊松比(ν)為0.18；噴射混凝土面層為C20素混凝土，彈性模量(E)為1.5×106kN/m2，泊松比(ν)為0.20；土釘及錨索為主要受拉構件，而注漿體彈性模量較低，且受拉承載力低，因此取用鋼筋彈性模量作為土釘及錨索的彈性模量，其彈性模量為2.0×108kN/m2，泊松比(ν)為0.18，而相應的截面積取土釘及錨索中鋼筋的面積。

地面超載為均布荷載15kPa，范圍覆蓋基坑外側地面。預應力錨索分別施加預應力為：350kN、350kN、400kN。K0為巖土體的靜止側壓力系數(shù)。

表1　土體單元屬性參數(shù)

圖1　土釘與樁錨聯(lián)合支護結構剖面圖

4　數(shù)據(jù)處理與成果分析

采用MIADS GTS進行建模并計算，經(jīng)過計算得到土釘與樁錨聯(lián)合支護結構的應力、應變、內(nèi)力及位移數(shù)據(jù)。圖2為基坑中部剖面總位移適量圖，從圖中可見樁頂部及土釘墻頂部位移最大，與實際監(jiān)測結果相符。上部土釘支護位移呈楔體狀，但不同于普通土釘墻，其滑裂面不經(jīng)過土釘墻坡腳，而是下移至樁頂以下。此外，滑裂面在接近地表處呈近似垂直向上延伸。

由圖2可見基坑側壁土體位移方向大致斜向基坑底部，與水平夾角約30°，樁頂以上土體變形延伸較遠，可達一倍基坑開挖深度，基坑底部則有少量土體隆起。

由圖3可見基坑中部是變形最大區(qū)域，亦是監(jiān)測剖面。該圖能正確反映基坑開挖過程中發(fā)生的最大變形，并與監(jiān)測實測值進行對比。該剖面的各工況基坑頂部水平位移曲線與實測值曲線對比如圖4。

圖2　基坑中部剖面總位移矢量圖

由圖4可見有限元模擬的分析結果與實測值相近?；娱_挖到底時實測的最大位移為74 mm，但土體蠕變形還在發(fā)展，監(jiān)測到最大位移為92mm；有限元分析基坑頂部水平位移值為89.6 mm。結果表明有限元方法計算結果較接近實際變形情況。

上部土釘墻屬柔性支護，基坑開挖到底后由土釘支護段引起水平位移的量占整體基坑變形量的比例較大，上部變形量在80 mm以上。但在上部土釘開挖施工期間水平位移卻很小，最大位移13 mm。從第五工況開始，即進入下部樁錨支護后的土釘支護位移急驟增加。從第五工況到第七工況，土釘墻最大位移增量為：17 mm、23 mm及28 mm。一方面是因為后面工況開挖深度大，樁頂?shù)奈灰茖禹斘灰频姆糯笞饔妹黠@加大；另一方面也是由于土釘長度較短，土體潛在滑裂面往基坑外側移動并最終離開土釘，使上部土釘支護段完全處于非受控狀態(tài)，對土體位移約束大大減弱。

圖3　基坑中部剖面各工況水平位移圖

圖4　基坑頂水平位移計算值與實測值曲線圖

基坑最大水平位移開始階段在坡腳附近，隨著開挖深度加大，逐步往上移動，最后出現(xiàn)在基坑頂部，呈現(xiàn)上大下小的傾覆狀。土釘墻支護部分水平位移值在基坑開挖到下部樁錨支護段后不僅都大于支護樁頂?shù)乃轿灰?，而且坑頂?shù)奈灰埔哺S放大，如圖3。

結果還顯示，在土釘墻與樁錨支護相接處，位移突變較大，且樁體變形也呈上部大、下部小。結合剖面水平位移云圖及開挖工況圖可知，在單獨施工上部土釘墻支護段時確實起到很好的約束變形作用，隨著開挖深度加大，基坑潛在滑裂面往后移動，并最終離開土釘長度范圍，即土釘完全處于滑動土體中，抗拔力顯著降低，土釘對基坑整體穩(wěn)定的貢獻很小，只對上部土釘支護起局部穩(wěn)定作用。

5　結論

根據(jù)分析成果，上部土釘支護位移呈楔體狀，其滑裂面下移至樁頂以下，以主動滑裂面傾角斜向上發(fā)展，在滑體后緣接近地表處呈近似垂直向上延伸。

土釘墻對上部土體局部穩(wěn)定性發(fā)揮著重要作用，但隨著土體開挖到土釘墻坡腳以下(第五工況)，滑裂面向深處發(fā)展，土釘對基坑整體穩(wěn)定性的影響越來越小，土釘墻頂部位移迅速增大，并逐漸成為基坑側壁位移最大的位置?；又ёo設計時，不可將上部土釘墻簡化為荷載而忽略土釘墻的位移。

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[3]申利梅，劉建偉，李鋒. 基于協(xié)調(diào)變形的樁錨與土釘聯(lián)合支護結構的設計計算[J]. 河南科學，2007，25(2)：289-291.

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Simulation of 3D finite element for deformation of soil nail wall and pile anchor combined support structure

PAN Qizhao1LIN Benhai2

(1.Shenzhen Gongkan Geotechnical Group Co..Ltd, Shenzhen 518000;2.Research Center of Underground Engineering and Geological Hazard, Guangzhou University, Guangzhou 510006)

Under the premise of ensuring safety, for the effective conservation of urban excavation project cost, soil nail wall and pile anchor combined support structure often used. But so far, there is not a reliable method for calculating the displacement of the structure. In order to study the deformation of soil nail wall and pile anchor combined support structure, the 3D finite element model is established, and the dynamic analysis of the deformation is carried out. Compared with the engineering example, the results show that the 3D finite element analysis results are close to the actual monitoring data. The displacement of the upper soil nailing is in a wedge shape, and the sliding surface is developed along with the excavation depth and the sliding surface is developed along with the excavation depth. The soil nail is far away from the sliding surface, and the effect on the overall stability is smaller and smaller. 3D finite element method provides a reliable displacement calculation method for soil nail wall and pile anchor combined support structure, and can predict the deformation of each working condition, which provides an important reference for the design and construction.

Soil nail wall; Combined support; Finite element; Horizontal displacement

潘啟釗(1984.11-)，男，工程師

E-mail:32060465@qq.com

2016-06-12

TU47

A

1004-6135(2016)08-0084-04