（岩土工程专业论文）围护结构变形模式对土压力和坑周地表沉降的影响.pdf

摘要 摘要 本文通过对已有模型试验、数值分析试验以及土压力理论进行分析、总结和 归纳，得出影响土压力大小和分布的主要因素。进而根据大量的围护结构变形实 测数据，总结出围护结构变形模式主要有以下几种：绕墙趾向坑内转动、绕墙顶 向坑内转动、平移和鼓胀四种基本变形模式及其组合模式。在此基础上，利用数 值分析方法对土压力的各种主要影响因素进行了较为详细的分析，同时探讨了墙 后土体渐进破坏的过程、土体破裂面形状与士体参数和围护结构与土体之间的摩 擦特性之间的关系，之后对围护结构不同变形模式下土拱效应产生的机理进行了 分析。当围护结构绕墙趾向坑内转动时，根据围护结构最大位移与墙后土体塑性 区之间的关系和该变形模式下土拱效应产生的机理，推导出了同时考虑围护结构 位移和土拱效应的土压力公式，利用该公式所计算土压力与实测结果较吻合。当 围护结构绕墙顶向坑内转动时，根据前文所得破裂面形状和土拱效应机理，推导 了同时考虑这两种影响因素的土压力公式，利用该公式所计算土压力与实测土压 力较相符。 本文还探讨了围护结构不同变形模式与基坑四周土体沉降影响范围、沉降分 布形式以及沉降最大值和所处位置之间的关系。经分析发现，围护结构变形越向 下发展，引起的强后土体沉降范围越大，沉降最大值的位置也越向远离墙体的方 向移动，而沉降曲线却有越来越平缓的趋势。同时，围护结构变形扫掠过的体积 与墙后土体下沉量有某种相关性，扫掠过的体积越大，墙后土体下沉的体积越大。 关键词：土压力；围护结构变形模式；渐进破坏机理；破裂面；土拱效应； a b s t r a c t a b s t r a c t b 嬲c do l lt h ea n a l y s i so ft h em o d e lt e s t sa n dn u m e r i c a la n a l y s i sa n dt h et h e o r i e s o fe a r t hp r e s s u r et h a tr e s e a r c h e r se v o rd i d ，t h ef a c t o r st h a tm a i n l ya f f e c tt h e m a g n i t u d ea n dd i s t r i b u t i o no fe a r t hp r e s s u r ea r es u m m a r i z e d t h e n , o nt h eb a s i so fa l o to fm e a s u r e dd e f o r m a t i o no fr e t a i n i n gs i 望出：l u r 鹳。t h ep a p e re s s n r l l e st h a tt h e d e f o r m a t i o nm o d e so fr e t a i n i n gs t r u c t u r e so n l yh a sf o u rk i n d so fb a s i cd e f o r m a t i o n m o d 鹤，t h a ti s ，r o t a t i o na b o u tb a s e ，r o t a t i o na b o u tt o p ，t r a n s l a t i o na n df l e x u r e ，a n d o t h e rd e f o r m a t i o nm o d e sc a nb ec o m b i n e dw i t ht h ef o u rk i n d so fb a s i cd e f o r m a t i o n m o d e s t h e n ，m a i n l yf a c t o r st h a ti n f l u e n c et h em a g n i t u d ea n dd i s t r i b u t i o no fe a r t h p r e s s u r ea r ea n a l y z e di nd e t a i l a tt h e $ 出f i f l et i m e , t h ep a p e rd i s c u s s e st h ee o u r s co f t h e p r o g r e s s i v ef a i l u r eo fs o i la n dt h er e l a t i o n s h i pb e t w e e nt h es h a p eo ff a i l u r es u r f a c e a n ds o i lp a r a m e t e r s t h e n , s o i la r c h i n ge f f e c tm e c h a n i s m so fd i f f e r e n td e f o r m a t i o n m o d e so fr e t a i n i n gs t r u c t u r e sa r ea n a l y z e d f o rr o t a t i o na b o u tb a s e ，b a s e do nt h e r e l a t i o n s h i pb e t w e e nb i g g e s td i s p l a c e m e n to fr e t a i n i n gs t r u c t u r e sa n dp l a s t i cz o n eo f s o i la n ds o i la r c h i n ge f f e c tm e c h a n i s m , t h ef o r m u l ao fe a r t hp r e s s u r ec o n s i d e r i n g d i s p l a c e m e n to fr e t a i n i n g s t r u c t u r e sa n ds o i l a r c h i n g e f f e c ti s g a i n e d ，a n d c o m p a r i s o n so ft h ec a l c u l a t e dr e s u l t sw i t ht h er e s u l t sf i o mn u m e r i c a la n a l y s i ss h o w t h a tt h ef o r m u l ac a n p r o v i d eg o o dp r e d i c t i o n so f e a r t hp r e s s u r e f o rr o t a t i o na b o u tt o p , o nt h eb a s i so fs h a p eo ff a i l u r ef i a n - f a c ea n ds o i la r c h i n ge f f e c t , t h ef o r m u l ao fe a r t h p r e s s u r ew h i c hc o n s i d e r st h et w of a c t o r ss i m u l t a n e o u s l yi sg o t t e n , a n dt h ec a l c u l a t e d r e s u l t sc a np r o v i d eg o o dp r e d i c t i o no f e a r t hp r e s s u r e a tl a s t ，t h ep a p e rs t u d i e st h er e l a t i o n s h i p sb e t w e e nd i f f e r e n td e f o r m a t i o nm o d e s a n d 锄r f a o es e t t l e m e n te x t e n t so fs o i l ，m o d e so fs e t t l e m e n t ，m a x i m u ms e t t l e m e n ta n d t h el o c a t i o no fm a x i m u ms e t t l e m e n t 1 1 1 er e s u l t si n d i c a t et h a tt h el o w e rt h e d e f o r m a t i o n so fr e t a i n i n gs t r u c t u r e sd e v e l o p ，t h el a r g e rt h es u r f a c es e t t l e m e n te x t e n t s o fs o i lc a u s e db yi t , a n dt h ef a r t h e rt h el o c a t i o n so fm a x i m u ms e t t l e m e n t sa r ea w a y f i o mr e t a i n i n gs t r u c t u r e s b e s i d e st h e m , t h er e s u l t sa l s oi n d i c a t et h a tt h es u r f a c e s e t t l e m e n t so fs o i lb e h i n dr e t a i n i n gs t r u c t u r e sa 聆r e l a t e dt ot h ed e f o r m a t i o i l so f a b s t r a c t r e t a i n i n gs t r u c t u r e s k e y w o r d s ：e a r t hp r e s s u r e , d e f o r m a t i o nm o d e so fr e t a i n i n gs t r u c t u r e s ，p r o g r e s s i v e f a i l u r em e c h a n i s m ，f a i l u r es u r f a c e , s o i la r c h i n ge f f e c t i l l 学位论文版权使用授权书 本人完全了解同济大学关于收集、保存、使用学位论文的规定， 同意如下各项内容：按照学校要求提交学位论文的印刷本和电子版 本；学校有权保存学位论文的印刷本和电子版，并采用影印、缩印、 扫描、数字化或其它手段保存论文；学校有权提供目录检索以及提供 本学位论文全文或者部分的阅览服务；学校有权按有关规定向国家有 关部门或者机构送交论文的复印件和电子版：在不以赢利为1 1 的的前 提下，学校可以适当复制论文的部分或全部内容用于学术活动。 学位论文作者签名：王标：】疋 p 7 年_ ；月22 日 经指导教师同意，本学位论文属于保密，在年解密后适用 本授权书。 指导教师签名：学位论文作者签名： 年月 日年 月日 同济大学学位论文原创性声明 本人郑重声明：所呈交的学位论文，是本人在导师指导下，进行 研究工作所取得的成果。除文中已经注明引用的内容外，本学位论文 的研究成果不包含任何他人创作的、己公开发表或者没有公开发表的 作品的内容。对本论文所涉及的研究工作做出贡献的其他个人和集 体，均已在文中以明确方式标明。本学位论文原创性声明的法律责任 由本人承担。 签名： 王你更 ，刁年j 月 第一章绪论 第一章绪论 1 1 研究背景和问题的提出 随着经济的发展，城市化进程的加快，地下空间得到迅速开发利用，如高 层及超高层建筑地下室、大型管道的共同沟、地下变电站、地下车库、地下商 业街、地下医院、地下仓库、地下民防工程以及多种地下民用和工业设施等越 来越多，规模越来越大，这些地下空间的建设也使得基坑工程的规模不断加大， 基坑开挖产生的影响范围也越来越广。而基坑周边往往环境条件较复杂，保护 要求较高。同时，一些特大型基坑又没有相似的工程作类比，这给基坑工程的 设计带来极大的挑战。这主要表现在以下几个方面： 现有的深基坑的设计中，主动区的土压力的取值仍然采用古典的朗金和 库仑土压力理论，即认为主动区土压力不随基坑开挖工况而变化。而通过大量 的实践，人们已经认识到在深基坑的设计中，当基坑控制变形要求较高时，采 用建立在刚性挡土墙实践之上的古典土压力理论来计算，可能不足以保证基坑 的强度及稳定性的要求。同时，如果深基坑设计中，不能正确计算其土压力，无 疑难以精确预测深基坑的变形。由此可见，建立切实可行的深基坑土压力的计 算方法，探讨围护结构上的土压力与其复杂的影响因素( 围护结构的变形模式、 围护结构的位移、围护结构刚度、空间形状、土体的强度和变形特性等因素) 之间的关系，特别是与围护结构位移之间的关系，是迫切需要解决的问题； 由于越来越多的基坑工程周边环境条件复杂，环境保护等级较高，这就 要求在基坑开挖过程中，能够较准确的预测基坑开挖引起的土体水平位移和沉 降，以便于及时分析其对基坑周围管线和建、构筑物的影响，及时采取相应的 保护措施。而目前的预测基坑开挖引起的土体水平位移和沉降的方法，尚不能 较好的解决这些问题，需要进一步的研究。 本课题就是在这一背景条件下提出的，它不仅具有一定的实际意义，而且 具有一定的理论价值，值得深入研究。 1 2 土压力主要影响因素 第一章绪论 作用在挡土支护结构上的土压力受以下因素制约： ( 1 ) 土体类别。不同土类中的侧向土压力差异很大，采用同样的计算方法设 计的挡土支护结构，对某些土类可能安全度很大，而对另一些土类则可能面临 倒塌的危险。 ( 2 ) 强度指标和应力路径。土压力强度指标的取值与土体类别和应力路径有 关，同一基坑采用不同的开挖方式和施工工艺，土体就会经历不同的应力路径， 土体的强度指标就会发生很大的变化，土压力也随之发生变化。 强度指标。 徐日庆等( 1 9 9 7 ) 指出：m o h r - c o u l o m b 准则只适用于较小的应力范围，对高 应力水平和低应力水平存在一定的偏离，并提出了非线性m o h r - c o u l o m b 强度指 标，应用于侧向土压力计算。k e n n e d y t c 和l i n d b e r g ，h e ( 1 9 7 8 ) 和 w a n g ，y l ( 1 9 9 4 ) 用式( 1 1 ) 表示非线性m o h r - c o u l o m b 强度指标。 ii 、 q = + 鸭1 兰i ( 1 1 ) 1 l 彩 魏汝龙【i 】指出，基坑开挖属于卸载情况，强度理论应充分考虑应力历史的影 响，并提出了一种综合性的强度指标( 魏汝龙，1 9 8 5 ) ，针对其中有关卸载强度 曲线讨论了卸载时墙前土压力的计算问题。 陈书申【2 】( 1 9 9 7 ) 针对高层建筑深基坑支护结构工作特点和软土地层的具体 条件，并提出考虑变位、强度、开挖深度诸因素影响的土压力计算方法。 吴铭炳【3 】( 1 9 9 9 ) 通过在软土地基深基坑支护中土压力、孔隙水压力的大量 测试，经统计分析、反分析及对比分析，提出当利用朗肯公式进行土压力计算 时，主动土压力计算取固结快剪指标，被动土压力计算取快剪指标。 孙淑贤 4 1 ( 1 9 9 8 ) 针对基坑开挖引起的地基土应力状态和地下水状态的改变 给土压力计算所带来的影响，提出了应用侧压减少和卸荷试验方法确定的强度 指标来计算主、被动土压力，并提出了考虑地下水深流影响的土压力计算方法。 软粘土的应力一应变关系不但具有非线性特点而且受应力路径的影响。基 坑开挖过程中土体各点的应力路径是变化的，曾国熙，潘秋元，胡一峰( 1 9 8 8 ) 用杭州友好饭店工地的饱和软粘土进行了四种不同应力路径等向固结不排水试 验，结果表明，归一化初始模量e 。及应力路径参数a 呈良好的线性关系，而且 从e i 随d 变化的数值看，应力路径对e 。的影响很显著。 一2 一 第一章绪论 口= 1 一 o 么+ o i ( 1 2 ) o 口一厶6 h 朱百里，刘国彬【5 】针对上海饱和软粘土进行了一系列应力路径试验，采用修 正剑桥模型进行分析。根据计算结果研究了基坑开挖时士中主应力比应力路径 的变化规律，获得了如图1 1 所示的应力路径分区图。各区的变化规律各有特 点，随着开挖深度的增加，i 区中的主应力比k 值逐渐降低，而i i 区、i 区则 升高，且i i 区升高的幅度相对较大，区k 值变化与开挖深度无关。随着开挖 深度的增加。各区的范围是在不断变化的。 图1 1 应力路径分区图 袁静( 1 9 9 7 ) 对杭州软粘土在固结条件下进行了卸载的剪切试验，研究卸载 条件下不同应力路径对应力应变关系及其参数的影响，试验结果表明，压缩和 拉伸曲线具有一定的相似性，为双曲线形式。 p o t s ，d m 和f o u r i e ，a b ( 1 9 8 4 ) 用理想弹塑性有限元法对单支撑挡墙进行分 析，考虑开挖和回弹两种工况以及l ( o 值的影响。分析结果表明：对于回填土挡 墙，k 。值对挡墙体影响很小；对于开挖情况，k 。值影响很大，k 。值越大时，墙前 有大面积屈服区，主动土压力分布与经典土压力有很大区别。 ( 3 ) 围护结构的变形模式和位移大小。 土压力是土与支护结构之间相互作用的结果，大量的研究表明，围护结构 变形模式和位移的大小对围护结构上土压力分布有很大的影响，指出土压力计 算应同时考虑围护结构变形模式和位移大小的影响。 国际上。t e r z a g h i ( 1 9 3 2 ) 6 i 通过大规模的模型试验获得了极限状态和挡土结构 变形之间的关系。并指出，只有当土体水平位移达到一定值，土体产生剪切破 坏时，c o u l o m b 和r a i l l d n e 土压力值才是正确的。并进一步证实( 1 9 6 2 ) ：当挡士 一3 一 第一章绪论 结构绕墙趾转动时，主动土压力为三角形分布；当挡土结构平移、绕墙项转动 和绕墙中部转动时，主动土压力为非线性分布。 f a n g 和i s h i b a s h i ( 1 9 8 6 ) 同、f a n g ，c h e r t 和w u ( 1 9 9 4 ) 捌分别对砂性填土刚性 挡墙的主动、被动土压力进行了模型试验，试验结果表明：主动土压力为非线 性分布，其分布形式取决于挡土结构的变位方式，但不同挡土结构变位方式达 到主动土压力状态所需的位移量基本一致，土压力合力作用点随着土的密度增 加而上升。被动土压力当墙体平移时，为直线分布，墙体转动时，为非线性分 布，且其大小与合力作用点和墙体的变位方式有关。 b a n g ( 1 9 8 5 ) 认为土体从静止状态到极限主动土压力状态，是一个渐变的过 程，提出了“中间主动状态”的概念，指出土压力计算应同时考虑墙体变位方 式和变位大小，并建立了绕墙趾转动时的主动土压力表达式。 在国内，周应英，任美龙( 1 9 9 0 ) p l 对砂土填料在挡土墙平移情况下进行了 土压力试验，以及对粘性土填料在挡土墙平移、绕墙底转动和绕墙顶转动情况 下进行了土压力试验，结果表明：刚性挡土墙主动土压力的分布形式，无论 是砂土还是粘性土作为填料，都具有共同的规律：绕墙顶转动时是上部土压力 大而下部土压力小的抛物线形；绕墙底转动时是近似的三角形分布；墙平移时 是一重心偏下的抛物线形，但底部土压力不为零；由墙的三种基本位移类型 所产生的土压力，不仅分布形式有差别，而且在总土压力的量上也不等，其中 以墙平移时总土压力相对较小；墙平移时底部压力变小，这不是由于侧壁摩 擦力所致，这可用土拱效应理论加以解释。 岳祖润，彭胤宗，张师德0 9 9 2 ) 1 1 0 用自制的一套位移控制液压装置做了l l 组位移可控式压实粘性土挡土墙土压力的离心模型试验得出：压实粘性填土 的土压力达到主动状态时所需的位移t 与墙高成正比，约为墙高的9 1 0 ； 土压力达到主动状态时，墙后压实粘性填土的裂缝深度与墙高和填土形状无 关；土压力沿墙高呈两端小中间大的曲线分布，合力作用点位置在0 5 左右。 陈页开，汪益敏，徐日庆等( 2 0 0 4 ) 采用自制的模型箱，进行砂性填土被动土 压力的模型试验，研究刚性挡土墙不同位移模式对被动土压力的大小及分布规 律的影响。得到结论有：墙体平移时，被动土压力基本为三角形分布，不同 深度处土体几乎同时达到被动极限平衡状态：r b 位移模式下，墙后土压力为 非线性分布，挡土墙上部的土体先于下部土体达到极限被动状态，合力作用点 位于墙底以上0 5 1 h 处；r t 位移模式下，墙后土压力为非线性分布，挡土墙 一4 一 第一章绪论 下部的土体先于上部土体达到极限被动状态，合力作用点位于墙底以上o 2 2 h 处；不同的挡土墙位移模式，墙后土体达到被动极限平衡状态所需的位移量 不同，其中，t 模式所需位移量最小，约为0 0 8 h ，r b 和r t 模式达到极限平衡 所需的位移分别为o 1 1 h 和0 1 2 h 。 杜勃洛娃曾对高为6 8 c m 的模型墙，墙背填土为砂土和碎石土的情况进行了 试验，实测得到墙体在不同位移时作用在墙背上的土压力，其结果是：当墙的 上端向外侧移动，下端固定时。土压力的分布为三角形；而当墙体向外平移或 墙的上端固定、下端向外侧移动时，作用在墙上的士压力均为曲线分布。 上海铁道大学土木系用离心模型试验技术，对各种类型围护结构的土压力 分布作出了试验分析【l l l 。 _ _ m l - m _ f ( k p a )珥k p l ) 图1 2 人民广场地下停车场离心模型试验土压力测试 、互苎3 妇 、塑铀 刁i 至长 j ，鼻 ff， i ； lf一 l 篮 矗h ，。 。o 图1 35 2 m 厚水泥土围护结构离心模型试验不同开挖深度土压力 人民广场地下停车场基坑离心模型试验，见图1 2 。主动土压力在开挖面 一b 一 第一章绪论 以上呈三角形分布，在开挖面以下呈倒三角形分布。 5 2 m 厚水泥土围护结构离心模型试验，见图1 3 。主动土压力在整个墙高 范围内呈三角形分布，并随开挖深度的加深趋于减小。 钢管桩围护结构离心模型试验( 有多道支撑) ，见图1 4 。主动土压力呈r 形分布，在基坑开挖面以下随深度的变化不明显。 - 士压力( k h 图1 4 钢管桩围护结构离心模型试验不同开挖深度土压力分布 除了室内的模型试验，一些学者还对围护结构上的土压力进行了现场实测。 二= 搿雌 一一”j 1 日 溯日荆懈) 图1 5 上海太阳广场大厦压力实测值 上海太阳广场基坑开挖深度为6 7 m ，采用格栅状搅拌桩围护结构，围护墙 一6 一 第一章绪论 体宽6 2 m ，桩长1 3 m ，实测的主动土压力和被动土压力分布见图1 5 ，主动土压 力与用朗金土压力原理计算的较接近，但在基坑开挖面以下，最终的主动土压 力分布接近矩形分布。而被动土压力的实测值则比计算值小很多，这与墙体入 土部分的水平位移较小，被动土压力为达到极限状态有关。 天津无缝钢管总厂p u 2 铁皮坑基坑围护，采用地下连续墙，墙厚1 2 m ，墙 总高1 9 2 m ，开挖深度9 2 m ，设置两道支撑。墙体变形j l t d , ，仅3 3 4 m 。实测的 主动土压力和被动土压力见图1 6 。 谴 袋 p 。 警 月 l 6 月1s 一 日 一 p ( k 1 1 1 4 1 ，o ” 鼍 8 ，t h 6 ( 其中h l t 与 前文同) ，所得结果就不再受模型尺寸的影响。综合考虑各方面的因素，计算模 型尺寸采用l h - 1 0 ，t h = 6 。对于柔性围护结构，计算模型尺寸的确定方法与此 相同，此处不再详述，计算模型尺寸采用l h = 7 ，t h = 4 。 图2 4 计算模型和网格划分( 柔性围护结构) 图2 5 计算模型尺寸的确定 一2 5 第二章围护结构变形模式对土压力影响的数值分析 2 5 3 边界条件 大量的实践经验表明，在计算过程中，采用位移边界条件会引起计算结果 ( 应力和位移) 被低估；而采用应力边界条件会引起计算结果( 应力和位移) 被高 估，而真值就包含在这两种边界条件下所计算的结果之中。所以，本文在考察 刚性围护结构的变形模式和土体参数对土压力的影响时，其所采用的结果均是 两种边界条件所得结果的均值。其中位移边界条件为：边x = 2 0 和边x = 5 0 约束x 方向的位移；底部约束竖直和水平方向的位移。应力边界条件为：边x = 2 0 ( - 3 0 z 一1 0 ) 施加x 方向的应力6 产i ( o y ( 一z ) ( y 为土体的重度，l ( o 同前文) ， 边x = 5 0 施加负x 方向的应力6 ，= l ( o y ( - z ) ；底部z = - 3 0 施加z 方向应力6 。= y ( - z ) ；而边x = 2 0 ( - l o z o ) 约束x 方向的位移。本文在考察柔性围护结构的变形 模式和土体参数对土压力的影响时，其边界条件与此相似，此处不再详述。 2 5 4 数值分析模型和分析方法实侈i 论证 为了检验模型和分析方法的正确性，下面以天津地铁一号线南楼站基坑工 程为例进行例证。 2 5 4 1 南楼车站工程简介 表2 3 物理力学性质指标 土层天然容重杨氏模量泊松比c由 ( k n m 3 )( m p a )( k p a )( 0 ) 杂填土 1 78 00 3 4 2 0 5 粘土 1 7 58 5o 3 32 81 9 粉土 1 7 29 00 3 2 1 91 8 粉质粘土 1 7 1 61 0 oo 3 32 01 5 粉砂1 8 3 52 0 o0 3 i2 32 5 粉质粘土 1 8 9 63 0 oo 3 0 2 7 l o 细砂1 8 38 00 3 053 0 天津市地铁l 号线工程新建段南楼站位于天津市大沽南路与爱国道交口处， 呈南北走向，毗邻南楼商场、南楼副食商店、家乐福超市( 南店、北店) ，地面 交通繁忙。主体为地上两层，结构全长2 0 5 6 米，车站主体结构形式标准段为 地下双层双跨、设备段为地下双层三跨的钢筋混凝土矩形框架结构，主体结构 一2 6 第二章围护结构变形模式对土压力影响的数值分析 与围护结构组成共同受力的复合式结构。标准段结构净宽1 8 2 米，净高1 0 6 5 米。车站顶板覆土厚度为3 米。车站两端设盾构调头井。 车站主体标准段基坑深1 6 2 米，围护结构采用8 0 0 m 厚地下连续墙，连续 墙长度为2 7 5 m ，入土深度约1 1 3 m ；端头井采用8 0 0 m 连续墙，连续墙长度为 3 1 o m ，入土深度为1 2 8 m 。横撑采用m 6 0 0 钢管，标准段采用四道支撑，端头井 处采用五道支撑。土体物理力学性质指标如表2 3 所示。 2 5 4 2 围护结构水平位移拟合 地下连续墙各个节点水平位移实测值及由最小二乘法进行二次拟合、三次 拟合得到的，拟合值如表2 4 所示，其对比曲线如图2 6 所示。 其中，所得三次拟合曲线方程为： j ，= a z 3 + k 2 + 口+ d = _ o 0 1 5 1 z + o 4 0 6 9 2 2 - 0 2 8 7 7 z 一9 3 5 2 8 地下连续墙承平位移m 哪 图2 6 地下连续墙水平位移图 由以上计算结果可知，由最小二乘法对地下连续墙水平位移进行三次拟合得 到的结果与实测数据最大误差不超过2 5 n u n ，且多数在2 o m m 以内，用该拟合 曲线代替地下连续墙实际水平位移与实际较吻合。 2 5 4 3 地表土体沉降对比分析 取2 m 、6 m 、1 2 m 、2 0 m 、3 2 m ( 地表沉降测点位置) 处计算值与实测值对比如 一2 7 第二章围护结构变形模式对土压力影响的数值分析 表2 5 所示： 表2 4 地下连续墙水平位移实测值及拟合值 深度地下连续墙水平位移：m深度 地一连续墙水平位移：m 实测值 三次拟合二次拟合实测值三次拟合二次拟合 o 一9 8 3 9 3 5一1 8 8 11 22 0 8 31 9 6 31 9 4 5 0 59 2 6 9 4 01 6 4 61 2 52 2 5 72 1 0 72 0 2 2 18 6 99 2 51 4 1 81 32 4 2 2 2 4 22 0 9 3 1 58- 8 9 2一1 1 9 61 3 52 5 5 42 3 6 82 1 5 7 2 - 7 4 88 4 2 9 8 l 1 42 6 8 82 4 8 42 2 1 5 2 5- 6 9 57 7 77 7 21 4 52 7 9 52 5 8 82 2 6 6 36 3 86 9 6- 5 7 01 52 8 6 52 6 8 02 3 1 0 3 55 6 26 0 23 7 41 5 5 2 9 12 7 5 82 3 4 8 44 8 54 9 6一1 8 61 62 9 3 32 8 2 12 3 8 0 4 5 4 0 53 7 90 0 31 6 52 9 5 62 8 6 82 4 0 4 53 1 2- 2 5 l1 7 31 7 2 9 3 72 8 。9 82 4 2 3 5 52 1 81 1 43 4 21 7 52 8 9 52 9 1 0 2 4 3 4 6 0 9 60 3 05 0 51 82 8 3 32 9 0 32 4 3 9 6 5o 3 41 8 l6 6 l1 8 5 2 7 5 82 8 7 42 4 3 8 71 7 43 3 88 1 01 9 2 6 5 2 2 8 2 5 2 4 3 0 7 5 3 3 b4 9 99 5 31 9 52 5 3 32 7 5 22 4 1 5 85 2 2 6 6 41 0 9 02 02 4 2 62 6 5 62 3 9 4 8 57 18 3 11 2 2 02 0 52 2 9 92 5 3 4 2 3 6 7 99 0 7 9 9 81 3 4 32 l2 1 4 42 3 8 62 3 3 2 9 51 1 1 3 1 1 6 61 4 6 02 1 51 9 9 52 2 1 l2 2 9 l 1 01 3 1 51 3 3 21 5 7 02 2 1 8 6 l 2 0 0 82 2 “ 1 0 51 5 1 41 4 9 71 6 7 32 2 51 7 5 l1 7 7 52 1 9 0 1 l1 7 1 11 6 5 71 7 7 0 2 31 6 0 51 5 1 l2 1 3 0 1 1 51 91 8 1 31 8 6 l2 3 51 4 41 2 1 52 0 6 3 表2 5 地下连续墙水平位移实测值及拟合值 位置 261 22 03 2 实测值m 1 4 6 92 0 0 2 2 0 7 01 6 9 23 4 3 计算值 1 2 0 51 8 1 01 7 8 51 6 5 5 0 误差m 2 6 41 9 22 8 50 4 22 0 7 地表土体沉降计算值与实测值对比如图2 7 所示： 一2 8 第二章围护结构变形模式对士压力影响的数值分析 由图2 7 可见，计算值与实测值有一定的差距，这主要是由于本文采用的 分析方法没有考虑基坑隆起对地表土体沉降的影响以及数值分析方法边界条件 的影响等因素造成的。但是采用本文分析方法和本文采用的模型所得出的地表 沉降值能够较好的反映地表沉降最大值、地表沉降最大值位置、地表沉降变化 趋势。由此可见，本文所采用的数值分析模型是正确的，分析方法是的可行的。 距离( m ) 图2 7 地表土体沉降对比图 2 5 5 围护结构变形模式对土压力的影响 在前文假设的基础上，图2 8 图2 1 4 给出了围护结构四种基本变形 模式及其组合模式对土压力大小和分布的影响。其中5 k 为围护结构最大变形 量；”主动土压力”为朗肯主动土压力；”静止土压力”为采用静止土压力公 式计算出的土压力；“计算土压力”为本文数值分析结果。同时，假定土压力 计算点到地面的距离为d 。 通过对闺2 8 图2 1 4 进行分析，可以得出： ( 1 ) 当围护结构绕墙顶向坑内转动时( 图2 8 ) ，随着深度的不断增加，计算 土压力曲线在约d = o 6 h 处存在一明显的转折点，转折点之上的土压力大于静止 土压力，并且随着围护结构位移的增大逐步趋于被动土压力，而转折点之下的 土压力随着位移的增大，由介于主动土压力和静止土压力之间的某值逐渐降低 至主动土压力，靠近围护结构底部甚至小于主动土压力。整体而言，土压力为 一2 9 第二章围护结构变形模式对土压力影响的数值分析 非线性分布。 ( 2 ) 当围护结构绕墙趾向坑内转动时( 图2 9 ) ，围护结构所受的土压力大部 分都处于静止土压力与主动土压力之间，而且随着围护结构位移的增加，上半 部土压力由接近静止土压力逐步接近并达到主动土压力，达到主动土压力所需 位移约为1 o h ，下半部土压力却始终介于静止土压力与主动土压力之间。 量 蓑 e v 世 鞋 图2 8 围护结构绕墙项转动时土压力随深度的变化 图2 9 围护结构绕墙趾转动时土压力随深度的变化 ( 3 ) 当围护结构鼓胀时( 图2 1 0 ) ，计算土压力曲线整体上呈r 型分布， 其中间部分几乎和主动土压力曲线相平行，而且随着围护结构位移的增大，计 一3 0 一 第二章围护结构变形模式对土压力影响的数值分析 算土压力由静止土压力逐步过渡到主动土压力，达到主动土压力所需位移约为 3 7 5 h 。计算土压力曲线约d ：o 2 5 1 1 处有一明显的转折点，转折点之上计算土 压力大于静止土压力，转折点之下计算土压力小于静止土压力，而且随围护结 构位移的增大，转折点之上的计算土压力越来越大，而转折点之下的计算土压 力却越来越小，趋于主动土压力。 ( 4 ) 当围护结构平移时( 图2 1 1 ) ，计算土压力曲线大部分介于主动土压力曲 线和静止土压力曲线之间，同时，随着围护结构位移的增大，计算土压力由接 近静止土压力逐步过渡到主动土压力，达到主动土压力所需位移约为1 5 h 。 兰 簇 图2 1 0 围护结构向坑内鼓胀时土压力随深度的变化 图2 1 1 围护结构向坑内平移时土压力随深度的变化 一3 l 一 第二章围护结构变形模式对土压力影响的数值分析 ( 5 ) 当围护结构绕墙趾转动+ 鼓胀时( 图2 1 2 ) ，计算土压力曲线整体上呈r 型分布，中间部分与主动土压力曲线大致平行，而且随着围护结构位移的增大。 计算土压力由接近静止土压力逐步过渡到主动土压力，最后又略小于主动土压 力，达到主动土压力所需位移约为3 7 5 h 。与围护结构绕墙趾转动时的计算土 压力曲线相比，此计算土压力曲线有明显的从大于静止土压力过渡到小于静止 土压力的转折点，而与围护结构鼓胀时的计算土压力曲线相比，转折点又明显 的上移，大于静止土压力的曲线段可以忽略不计。 ( 6 ) 当围护结构绕墙顶转动+ 鼓胀时( 图2 1 3 ) ，计算土压力曲线整体上呈r 型分布，有明显的从大于静止土压力过渡到小于静止土压力的转折点，转折点 处于约d ：o 3 h 处，而且随着围护结构位移的增大，计算土压力由接近静止土压 力逐步过渡到主动土压力，并最终小于主动土压力，达到主动土压力所需位移 约为3 7 5 h 。与围护结构绕墙顶转动时计算土压力曲线相比，转折点有明显的 上移；与围护结构鼓胀时的计算土压力曲线相比，转折点略微下移。 ( 7 ) 当围护结构平移+ 鼓胀时( 图2 1 4 ) ，计算土压力曲线整体上呈r 型分 布，有较明显的从大于静止土压力过渡n d , 于静止土压力的转折点，转折点处 于约d = 0 1 5 h 处，而且随着围护结构位移的增大，计算土压力由接近静止土压 力逐步过渡到主动土压力，并最终小于主动土压力，达到主动土压力所需位移 约为5 h 。与围护结构平移时计算土压力曲线相比，有较明显的转折点；与围 护结构鼓胀时的计算土压力曲线相比，转折点有明显的上移，大于静止土压力 的曲线段可以忽略不计。 图2 1 2 围护结构绕墙趾转动和鼓胀时土压力随深度的变化 一3 2 第二章围护结构变形模式对土压力影响的数值分析 图2 1 3 围护结构绕墙顶转动和鼓胀时土压力随深度的变化 图2 1 4 围护结构平移和鼓胀时土压力随深度的变化 根据上述分析，可以得出以下几点结论： 围护结构所受土压力，随着围护结构位移量的变化而变化，达到主动土压 力所需围护结构位移量，与围护结构变形模式有关，大致范围为3 7 5 h 1 5 h 。 围护结构变形模式不同，其所受土压力的大小和分布形式亦不同，都为非 线性分布。当围护结构有如下变形时，确定其上所受土压力时要考虑土压力的 增强效应，增强效应的考虑范围又与围护结构的变形模式有关： 一3 3 第二章围护结构变形模式对土压力影响的数值分析 a 围护结构绕墙顶向坑内转动，增强范围约为o d o 6 h ，采用静止土压力； b 围护结构向坑内鼓胀，增强范围约为o d o 2 5 h ，采用静止土压力； c 围护结构绕墙顶向坑内转动+ 鼓胀的组合，增强范围约为o d o 3 h ，采用 静止土压力； 围护结构为其它类型的变形模式，确定土压力时，可以不考虑土压力的增强 效应，采用主动土压力。 当围护结构变形模式为绕墙顶转动鼓胀以及二者的组合时，有明显的土 拱效应，而且随着围护结构位移量的增加而增强。当围护结构变形模式为绕墙 趾转动或平移时，土拱效应可以忽略不计。 2 5 6 土体参数对土压力的影响 为了探讨土体参数对土压力的影响，在假定围护结构变形模式( 围护结构向 坑内鼓胀，艮，= 3 7 5 c m ) 不变的基础上，分别探讨了内摩擦角巾，粘聚力c 和 静止侧压力系数i ( o 对土压力的影响。 2 5 6 1 内摩擦角变化对土压力的影响 在其它土体参数不变的情况下，探讨了内摩擦角由分别为l 。5 。，1 0 。 1 5 。，2 0 。，2 5 。时对土压力的影响，结果如图2 1 5 所示。可以看出，( 1 ) 对于不同的内摩擦角，土压力均为非线性分布；( 2 ) 随着内摩擦角的增大，土 压力的变化有一个明显的处于约d = 0 1 h 处的转折点，转折点之上土压力变大， 而转折点之下土压力却交小；( 3 ) 就总体交化趋势而言，土拱效应越来越明显。 图2 1 5 围护结构鼓胀时内摩擦角变化对土压力的影响 一3 4 第二章围护结构变形模式对土压力影响的数值分析 2 5 6 2 粘聚力变化对土压力的影响 在其它土体参数不变的情况下，探讨了粘聚力c 分别为0k p a ，1 5k p a ，3 0 k p a ，4 5k p a 对土压力的影响，结果如图2 1 6 所示。可见，( i ) 对于不同的粘 聚力，围护结构所受土压力均为非线性；( 2 ) 随着粘聚力的增大，土压力的变 化有一个明显的处于d = o 2 h 处的转折点，转折点之上土压力变大，而转折点之 下土压力却变小；( 3 ) 就总体变化趋势而言，土拱效应越来越明显，土压力分 布由三角形分布形式向r 型分布形式转变。 图2 1 6 围护结构鼓胀时粘聚力变化对土压力的影响 图2 1 7 围护结构鼓胀时静止侧压力系数变化对土压力的影响 一3 5 第二章围护结构变形模式对土压力影响的数值分析 2 5 6 3 静止侧压力系数对土压力的影响 在其它土体参数不变的情况下，探讨了静止侧压力系数k 分别为0 3 3 3 、 0 7 7 6 、i 0 0 、1 5 0 时对土压力的影响。结果如图2 1 7 所示，可见，( 1 ) 对于不 同的静止侧压力系数，围护结构所受土压力均为非线性；( 2 ) 随着静止侧压力系 数的增大，土压力逐渐变大，而土拱效应却趋于不明显，土压力分布有从r 型分布向线形分布转变的趋势。 2 6 围护结构不同变形模式下土压力三维性状分析 2 6 1 考虑空间效应的围护结构三维变形模式简化 根据大量的基坑工程现场监测提供的围护结构侧向位移分析发现，基坑围 护结构侧向位移曲线平面图，如图2 1 8 所示；基坑围护结构侧向位移曲线剖面 图，如图2 1 所示。 圈2 1 8 基坑围护结构侧向位移曲线平面图 基于上述分析，为了更好的探讨围护结构变形模式对土压力的影响，同样 引入如下两条假设： 基坑围护结构侧向位移曲线剖面图只有四种基本曲线形式，其他曲线形 式可由这四种基本曲线形式组合得到； 基坑围护结构侧向位移曲线剖面图第四种基本曲线形式( u p 向坑内鼓胀) 简化为抛物线形式，并且抛物线的顶点位于开挖面处。 一3 6 一 。，。，。上 第二章围护结构变形模式对土压力影响的数值分析 2 6 2 围护结构三维变形模式数学模型的建立 根据大量的基坑工程现场监测提供的围护结构侧向位移分析发现，基坑边 上任意一点处的位移用函数u ( x ，z ) 表示，满足如下边界条件( 其中2 m 为基坑的 边长，m = 口b ) 【2 5 】： 基坑围护结构边与边钢结， “( 册力= o