土钉桩锚联合支护结构变形的三维有限元模拟

潘启钊　林本海

(1.深圳市工勘岩土集团有限公司　深圳　518000；2.广州大学 地下工程与地质灾害研究中心　广东广州　510006)



土钉桩锚联合支护结构变形的三维有限元模拟

潘启钊1林本海2

(1.深圳市工勘岩土集团有限公司深圳518000；2.广州大学 地下工程与地质灾害研究中心广东广州510006)

在确保安全的前提下，为节约成本，经常在深基坑支护工程中使用土钉与桩锚联合支护结构。但该联合支护结构没有可靠的位移计算方法。为研究联合支护结构变形的规律，建立了三维有限元模型，对其变形机制进行了动态分析。通过与工程监测数据对比表明，三维有限元分析成果与实际监测数据较接近。上部的土钉支护位移呈楔体状，并且滑裂面随开挖深度加大向后缘发展，土钉逐渐远离滑裂面，对整体稳定影响越来越小。三维有限元分析可得到较准确的位移，并可预测各工况变形，为设计及施工提供重要参考。

土钉；联合支护；有限元；水平位移

0　引言

上部土钉与下部桩锚的联合基坑支护结构融合了土钉柔性支护与桩+锚的刚性支护结构的各自优点，既经济又安全，被广泛应用于深基坑支护工程中[1,2]。目前，该联合支护型式的理论研究还落后于工程实践，工程技术人员对该种联合支护结构的内力及变形并不十分清楚，部分学者对水平位移提出了一些计算方法[3,4]，有各自的优缺点。目前仍然缺乏一种简单而具工程精度的水平位移计算方法，对工程安全构成潜在风险。目前对该联合支护结构的变形分析最有效的方法是有限元法[5,6]。

本文采用三维有限元对该种基坑联合支护结构各工况进行了动态模拟，以分析支护结构的变形特性，为工程技术人员优化设计提供理论依据。

1　本构模型及单元类型的确定

土体本构模型采用摩尔-库仑(Mohr-Coulomb)模型。桩及混凝土面层可视为线弹性模型。而土钉和锚索为混凝土与钢筋的复合体，采用线弹性模型。

为真实模拟基坑实际应力应变情况，对土体采用三角锥(四节点单元)实体单元。

根据土钉和锚索(杆)的受力特性，采用空间植入式桁架单元模拟土钉及锚(杆)[7]。该种单元是桁架单元的特殊形式，能嵌入实体单元。该种单元由两个节点构成，它只能传递轴向拉压力，通常用于模拟岩土支承弹簧或锚杆。

桩体使用了梁单元的方式，又为梁单元加入接触单元，以模拟桩与土体的接触面。接触单元的剪切应力由接触单元的剪切刚度决定，可用于判断剪切应力是否超过了摩尔-库仑屈服标准中的最大剪切强度。

面层厚度相对基坑尺寸而言很小，故采用平面板单元模拟土钉面层。

2　基坑开挖过程的模拟

岩土支护结构的内力和变形往往与其施工工况或过程密切相关。用有限元法模拟基坑开挖和施工过程时，对施工过程中的最大区域来划分有限元网格，必要时关闭某些单元以形成体系的初始状态，之后再通过单元的关闭和启动来模拟开挖与建造的过程。单元的关闭就是将挖去的土体单元的材料属性进行修改，将该单元的刚度取零，使其没有承载能力。当对单元的关、启状态有变化时，程序重新生成体系的刚度矩阵，并计算相应的施工荷载，求解体系内力和变形的改变量，从而实现模拟开挖与建造的计算。锚索的预应力，通过对杆系单元端部施加集中力实现。

每步土钉支护施工的模拟过程为开挖一定深度的土体，设置一排土钉，构筑喷混凝土面或者施工预应力锚索。初始有限元网格生成中，各个组成部分的单元信息都事先建立，而且设置开启开关，根据开挖和支护的步骤确定开关是启或关。当挖去一层单元的土体时，计算挖去的土重在开挖面所形成的等价结点力；用与这些结点力大小相等、方向相反的力作为结点荷载(与前步开挖时该结点等价结点荷载不相等)，对开挖后的结构(关闭挖去的土单元)进行一次分析，得到第一次开挖后的位移和应力状态。随着开挖的加深，土体单元数目逐次减少，土钉单元和面层单元逐次启动，可分析得到每步开挖后的位移和应力状态。

3　工程实例分析

3.1工程概况

某广场深基坑支护工程，基坑东西长308.2m，南北向宽46.5m～82.5m，基坑开挖深度约为13m～21m。场地东、西、北三面邻近市政道路，道路周边分布大量市政及通信管线，总体周边环境复杂。

场地地层由第四系人工填土层、冲洪积层、残积层和燕山期基岩组成。计算剖面土层从上到下依次为：素填土层厚2.5m，粉质粘土层厚5.0m，砾质粘性土层15.0m，中风化花岗岩层厚12.0m。

本次有限元分析为了最大程度模拟基坑实际情况，该基坑支护剖面的设计计算简图及勘察钻孔资料见图1。所有构件几何尺寸及材料数据采用该支护结构剖面的实际监测数据，其中冠梁尺寸1 200mm×800mm，腰梁为400mm×300mm，分别位于第一、二及三道预应力锚索的标高处；桩、冠梁及腰梁均采用C30混凝土；土钉支护的喷射素混凝土面层厚度均为100mm，采用C20混凝土。

3.2计算参数的选取

土体的计算参数如表1所示。支护桩、冠梁及腰梁材料均为C30混凝土，弹性模量(E)为2.8×107kN/m2，泊松比(ν)为0.18；喷射混凝土面层为C20素混凝土，弹性模量(E)为1.5×106kN/m2，泊松比(ν)为0.20；土钉及锚索为主要受拉构件，而注浆体弹性模量较低，且受拉承载力低，因此取用钢筋弹性模量作为土钉及锚索的弹性模量，其弹性模量为2.0×108kN/m2，泊松比(ν)为0.18，而相应的截面积取土钉及锚索中钢筋的面积。

地面超载为均布荷载15kPa，范围覆盖基坑外侧地面。预应力锚索分别施加预应力为：350kN、350kN、400kN。K0为岩土体的静止侧压力系数。

表1　土体单元属性参数

图1　土钉与桩锚联合支护结构剖面图

4　数据处理与成果分析

采用MIADS GTS进行建模并计算，经过计算得到土钉与桩锚联合支护结构的应力、应变、内力及位移数据。图2为基坑中部剖面总位移适量图，从图中可见桩顶部及土钉墙顶部位移最大，与实际监测结果相符。上部土钉支护位移呈楔体状，但不同于普通土钉墙，其滑裂面不经过土钉墙坡脚，而是下移至桩顶以下。此外，滑裂面在接近地表处呈近似垂直向上延伸。

由图2可见基坑侧壁土体位移方向大致斜向基坑底部，与水平夹角约30°，桩顶以上土体变形延伸较远，可达一倍基坑开挖深度，基坑底部则有少量土体隆起。

由图3可见基坑中部是变形最大区域，亦是监测剖面。该图能正确反映基坑开挖过程中发生的最大变形，并与监测实测值进行对比。该剖面的各工况基坑顶部水平位移曲线与实测值曲线对比如图4。

图2　基坑中部剖面总位移矢量图

由图4可见有限元模拟的分析结果与实测值相近。基坑开挖到底时实测的最大位移为74 mm，但土体蠕变形还在发展，监测到最大位移为92mm；有限元分析基坑顶部水平位移值为89.6 mm。结果表明有限元方法计算结果较接近实际变形情况。

上部土钉墙属柔性支护，基坑开挖到底后由土钉支护段引起水平位移的量占整体基坑变形量的比例较大，上部变形量在80 mm以上。但在上部土钉开挖施工期间水平位移却很小，最大位移13 mm。从第五工况开始，即进入下部桩锚支护后的土钉支护位移急骤增加。从第五工况到第七工况，土钉墙最大位移增量为：17 mm、23 mm及28 mm。一方面是因为后面工况开挖深度大，桩顶的位移对坑顶位移的放大作用明显加大；另一方面也是由于土钉长度较短，土体潜在滑裂面往基坑外侧移动并最终离开土钉，使上部土钉支护段完全处于非受控状态，对土体位移约束大大减弱。

图3　基坑中部剖面各工况水平位移图

图4　基坑顶水平位移计算值与实测值曲线图

基坑最大水平位移开始阶段在坡脚附近，随着开挖深度加大，逐步往上移动，最后出现在基坑顶部，呈现上大下小的倾覆状。土钉墙支护部分水平位移值在基坑开挖到下部桩锚支护段后不仅都大于支护桩顶的水平位移，而且坑顶的位移也跟随放大，如图3。

结果还显示，在土钉墙与桩锚支护相接处，位移突变较大，且桩体变形也呈上部大、下部小。结合剖面水平位移云图及开挖工况图可知，在单独施工上部土钉墙支护段时确实起到很好的约束变形作用，随着开挖深度加大，基坑潜在滑裂面往后移动，并最终离开土钉长度范围，即土钉完全处于滑动土体中，抗拔力显著降低，土钉对基坑整体稳定的贡献很小，只对上部土钉支护起局部稳定作用。

5　结论

根据分析成果，上部土钉支护位移呈楔体状，其滑裂面下移至桩顶以下，以主动滑裂面倾角斜向上发展，在滑体后缘接近地表处呈近似垂直向上延伸。

土钉墙对上部土体局部稳定性发挥着重要作用，但随着土体开挖到土钉墙坡脚以下(第五工况)，滑裂面向深处发展，土钉对基坑整体稳定性的影响越来越小，土钉墙顶部位移迅速增大，并逐渐成为基坑侧壁位移最大的位置。基坑支护设计时，不可将上部土钉墙简化为荷载而忽略土钉墙的位移。

[1]吴忠诚，汤连生，刘晓纲，等. 复合土钉墙大型现场测试及变形性状分析研究[J]. 岩石力学与工程学报，2007(7)：2974-2980.

[2]朱彦鹏，夏晋华， 司亚蔚. 深基坑桩锚与土钉墙联合支护结构的变形监测分析[J]. 甘肃科学学报，2009，21(1)：117-120.

[3]申利梅，刘建伟，李锋. 基于协调变形的桩锚与土钉联合支护结构的设计计算[J]. 河南科学，2007，25(2)：289-291.

[4]尹骥，李象范.上部土钉、下部桩锚结构的复合型围护结构计算方法的探讨[J].岩土锚固工程，2008 (4)：26-30.

[5]宋二祥，邱明.基坑复合土钉支护的有限元分析[J]. 岩土力学. 2001，22(3)：241-245.

[6]吴忠诚，汤连生，廖志强，等. 深基坑复合土钉墙支护FLAC-3D模拟及大型现场原位测试研究[J]. 岩土工程学报，2006，28：1460-1465.

[7]杨志明，姚爱国. 杆系有限元法求解复合土钉支护结构的位移[J]. 煤田地质与勘探， 2002，30(5)：31-34.

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

潘启钊(1984.11-)，男，工程师

E-mail:32060465@qq.com

2016-06-12

TU47

A

1004-6135(2016)08-0084-04