谈支护基于重度增多法圆形深基坑支护安全储备系数与破坏方式研究

论文导读：
摘 要：珠江黄埔大桥北锚碇深基坑采取圆形嵌岩地连墙加内衬的支护形式，该基坑外直径73 ，地连墙1.2 ，内衬厚度2～2.5 。为深入了解该基坑支护方案的安全储备情况，并预测其可能的破坏形式，在模拟施工过程的三维非线性有限元分析的基础上，通过将土体重度增加至支护结构破坏的方法，对该基坑进行了破坏模拟分析。分析结果表明，该圆形支护结构空间作用明显，变形小。结构破坏从地连墙径向位移最大处开始，在该点处外侧混凝土开始受压破坏并扩展，破坏区域最终贯穿破坏整个地连墙截面。综合分析得到该基坑的安全储备系数为2.2。
关 键 词：土力学， 圆形深基坑，三维弹塑性有限元分析，重度增加法，破坏模式
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1 引 言
随着中国的经济快速发展，基础建设日新月异，深基坑工程众多，并呈现越大越深的趋势。由于深基坑工程的环境、地质条件越来越复杂，其支撑方式、尺寸、形状较以往复杂多变，仅依靠传统的 法并不能满足工程安全与控制需求，随着计算机运算速度快速提升，利用ANSYS、ABAQUS、MIDAS等大型有限元计算软件对深基坑工程进行三维非线性变形及安全系数分析越来越普遍。
重度增加法，通过逐步增加岩土体自重，增大支护结构所承受的压力，将达到临界破坏状态时刻的倍数值作为基坑的安全系数。重度折减法能够充分考虑深基坑土层复杂的情况，思路清晰、力学原理简单，能够有效地判定深基坑工程的安全系数和破坏模式。不过如何在不断增加岩土体重度的过程中判断其达到临界破坏模式，是有限元计算中经常遇到的比较棘手的问题。Chen和 Mizuno 采用重度增加法研究了黏性土边坡的稳定性，Swan和Soe[3]则指出将重度安全法计算应用于摩擦角较大的砂性土缓坡中，得到的安全系数相对偏大。而陆新征等[4]则利用重度增加法对某特深基坑进行分析，将各层土体的泊松比定为0.45以模拟水土压力，以规范中混凝土抗压强度标准作为破坏判断标准。徐卫亚等[5]则利用强度折减和重度增加两种方法，与源于：论文标准格式范文www.7ctime.com
实际监测值做对比，采取根据滑坡内某点水平位移增量和重度增加系数增量之比与重度折减系数的关系曲线来判断边坡的安全系数。
本文以圆形深基坑工程为例[6]，在有限元分析基础上运用重度增加法，对其支护结构受力变形变化进行研究，求得该基坑安全储备系数及破坏模式。
2 工程简介

2.1 工程概况

广州珠江黄埔大桥北锚碇基础位于珠江大壕沙岛上，距江堤313 。锚区地层复杂，总的分为厚20～30 的三角洲相和河流相覆盖层以及下部基岩层。该锚碇基础采用圆形嵌岩地下连续墙加内衬的支护体系，外径73 ，圆形地下连续墙壁厚1.2 ，内侧设有2～2.5 钢筋混凝土内衬，墙身32～42 ，嵌弱风化砾岩3 左右。顶、底板厚5 ，中间为填芯混凝土，按照3 分层逆作法进行开挖及内衬施工。先完成地下连续墙的施工，再进行基坑开挖，每层土体开挖后，内衬墙体在36 内快速形成，缩短地下连续墙墙体暴露时间，减少墙体变形量。
表1 岩土体力学参数
Table 1 Mechanical Parameters of Soil
土层弹性模量（kPa）泊松比容重
（kN/m3）粘聚力（kPa）内摩擦角层厚（m）
120000.481

7.7 853

2100000.40191152
390000.4518.51206
4
5
6
7
8
930000
50000
70000
400000
2000000
32000000.40
0.38
0.36
0.34
0.30
0.2519.5
18
18.5
22
24.5
261
10
13
20
3000
800030
20
22
25
30
403
7
8
5
2.5
23
图1 有限元计算模型
Fig.1 Finite Element Compulation modal

2.2 计算模型

本文采用ANSYS有限元计算软件，使用三维整体非线性模型，土体和地连墙均采用20节点三维实体单元，内衬采用8节点三维板单元，整个有限元模型共有44209个节点，10320个单元。圆形基坑外径取73 ，地连墙厚取1.2论文导读：况D：岩土自重增加2.5倍对模型进行4次虚拟工况的模拟，分别将土体自重分别增大为原来的1.5倍、2.0倍、2.2倍和2.5倍。2.4参数选择岩土体材料采用水土合算，其各项基本参数如表1。岩土体及地连墙材料本构模型均采用Drucker-Prager理想弹塑性模型，运用Von-Mises屈服准则。地连墙与内衬为C30混凝土，其粘聚力和内摩擦
，内衬厚度统一取2 ，计算开挖深度按平均值27 取值，地连墙深度36 。考虑圆形基坑结构的对称性，计算时采用1/4模型，计算区域侧边界距坑壁取两倍基坑半径74 ，底边界离坑底垂直距离超过两倍开挖深度，取63 。侧边界施加对称约束，底边界施加垂直约束，而对1/4圆面则施加径向约束计算开挖后模型如图1所示。
为了更加贴近实际状况，考虑分层土体开挖以及内衬施加对支护结构带来的影响，采用ANSYS生死单元技术来模拟每层土体开挖及内衬施加。原先杀死的单元被激活时，虽然没有初始应变和初始应力，但有初始位移，这会影响下一步的计算。因此本文将初始地应力数据存取并在新模型中加载来施加初始地应力并消除由计算初始地应力带来的初始位移。而为了节省计算时间，模型在支护结构单元与外部土体单元间采用合并（Merge）节点，没有设置接触单元。因为本次研究重点在支护结构的变形以及受力分析，在划分网格时，墙外土体及基岩部分划得较疏松，而内部土体及支护结构则划得较密。

2.3 基本原理

重度增加法通过逐步增加重力加速度 ，反复进行有限元计算，直到基坑达到临界破坏状态，此时的重力加速度 与实际重力加速度 之比即为该边坡的安全系数，即
（1）
为了了解支护结构的破坏过程，通过增大土体自重（相当于增加外部水土体压力）的方法来增大外部荷载。先后计算了一下4种虚拟荷载工况：
虚拟荷载工况A：岩土自重增加1.5倍
虚拟荷载工况B：岩土自重增加2倍
虚拟荷载工况C：岩土自重增加2.2倍
虚拟荷载工况D：岩土自重增加2.5倍
对模型进行4次虚拟工况的模拟，分别将土体自重分别增大为原来的

1.5倍、

2.0倍、2倍和5倍。

4 参数选择 岩土体材料采用水土合算，其各项基本参数如表1。岩土体及地连墙材料本构模型均采用Drucker-Prager理想弹塑性模型，运用Von-Mises屈服准则。地连墙与内衬为C30混凝土，其粘聚力 和内摩擦角 按照李云安等[7]提出的公式进行换算得到。
本次基坑模型，支护结构是只有内衬并无内支撑的对称结构，当支护结构的最大压应力达到临界破坏应力，就将其视为破坏并退出工作。根据《混凝土结构设计规范》GB50010-2010，C30的混凝土抗压强度为20.1 。
3 基于重度增加法的计算分析

3.1 基准荷载作用下支护结构的变形和内力

将真实重度视为基准荷载，在基准情况下计算得地连墙最大环向应力为8.05 ，最大竖向应力为5.86 。地连墙最大径向位移为9.77 ，最大应变出现在嵌岩部分的内侧底部（墙趾处），为0.319‰。这是有限元计算时在该位置产生应力集中导致，与混凝土极限压应变3.3‰相差甚远。墙身的最大应变也大约有0.26‰，未进入塑性区。此工况结果可知，圆形支护结构的结构应变很小，结构空间作用明显，可判断在基准荷载下，整个支护结构都是安全的。

3.2 工况A

工况A中，从图2可知，径向位移与地连墙内外侧环向应力均按照线性发展。地连墙最大径向位移的计算值为15 。地连墙内侧最大环向应力为12.3 ，位于24 深；地连墙外侧的最大环向应力则为13.6 ，位于25.5 深。地连墙最大竖向应力为6.8 ，也位于深度28 。此时地连墙整体应变最大值为0.685‰，出现在地连墙嵌岩底部。从图4可知，与基准工况不同的是，竖向应力在开挖面附近出现驼型值现象，应力变化率更大，说明随着水土压力增大，支护结构弯矩随之增大，整个结构的结构效应更为明显。
径向位移/m
图2 各工况地连墙径向位移
Fig.2 the Monitored Radical Displacement Value of Concrete Wall in Different Cases
环向应力/MPa
竖向应力/MPa
图3 各工况地连墙外侧环向应力与竖向应力
F论文导读：明显。内侧环向应力在深度21处达到最大，有14.5，与上一工况不同，内衬环向压应力在19到23区域也超过了14，而在25深处反而出现一个凹点，这说明随着外部水土源于：论文结论www.7ctime.com压力的增大，整个基坑的受力特性已经产生明显变化。这主要是由基坑每一步的开挖导致内衬施加的阶段性与土层重度差异性导致外部压力
ig.3 Hoop Stress（above） and Vertical Stress of Lateral side of Concrete Diaphragm Wall in all Cases

3.3 工况B

在工况B中，支护结构径向位移与外侧环向应力变化趋势与工况A大致相同，属于线性增大。其中，支护结构最大径向位移已经发展到20.6 ，地连墙外侧最大环向应力为18.7 ，与工况A相比，最大应力的深度不变。支护结构最大应变为

1.186‰，仍在地连墙嵌岩底部。墙身最大应变也接近1‰，比工况A增加明显。

内侧环向应力在深度21 处达到最大，有14.5 ，与上一工况不同，内衬环向压应力在19 到23 区域也超过了14 ，而在25 深处反而出现一个凹点，这说明随着外部水土源于：论文结论www.7ctime.com
压力的增大，整个基坑的受力特性已经产生明显变化。这主要是由基坑每一步的开挖导致内衬施加的阶段性与土层重度差异性导致外部压力的不均匀性增加共同导致了这一情况出现。
地连墙外侧竖向应力在12 至18 附近由压应力转为拉应力，而压应力方面则在25米达到最大值，为8.29 。地连墙结构受弯作用更加明显。

3.4 工况C

当岩土自重为真实情况的

2.2倍时，第9步支护结构径向位移与地连墙外侧环形应力整体趋势不

变，径向位移最大值为23 ，而最大环形应力位于25.5 深，达到20.8 ，已超过了破坏强度20.1 ，该单元可视为破坏。不过破坏的范围很小，总体仍呈线状分布。
此工况中，地连墙的最大应变已达到

1.517‰，墙身最大也达到349‰，除了嵌岩部分，墙身已经出现塑性应变。

从图5可知，与基准荷载作用下的开挖影响不同，在第8步开挖时，地连墙外侧最大环向应力已经达到2

1.3 ，同样已经超过了支护结构破坏标准，并比第9步开挖后的最大环向应力大。

从图6中可知地连墙的径向位移、竖向应力变化趋势与环向应力类似：第8步的最大径向位移达到23.5 ，比第9步的23 要大；第8步的最大竖向压应力达到10.9 ，第9部最大径向压应力则是9.09 。这表明随着外部水土压力的
环向应力/MPa
竖向应力/MPa
图4 各工况地连墙内侧竖向应力与环向应力
Fig.4 Vertical Stress（left） and Hoop Stress of Medial side of Concrete Diaphragm Wall in all Cases
径向位移/cm
图5 Fs=

2.2时各开挖步径向位移 源于：论文的格式www.7ctime.com