（岩土工程专业论文）深基坑开挖中利用地下连续墙进行支护的结优化设计.pdf

北方交通大学2 0 0 1 届硕士研究生学位论文 摘要 深基坑开挖中利用地下 连续墙进行支护的结构优化设计 中文摘要 关键词：深基坑，地下连续墙，设计参数，动态优化 通过对一些算例的分析，本文归纳了地下连续墙设计参数( 如嵌固深 度、墙体厚度、横撑预应力、开挖和支撑位置等) 对深基坑开挖中地下连 续墙支护体系内力和变形的影响规律。 以设计方案的综合评价指数作为目标函数，建立了一个用于深基坑 支护优化的动态优化模型，并利用m i c r o s o f tv i s u a lc + + 编制了一套计算 机优化程序。对于利用地下连续墙进行深基坑支护的问题，此程序可对 设计方案进行优化，并可将支护结构优化后的设计参数值图形化输出。 i ! 塑窒望查兰! ! ! ! 壁受主翌壅生兰垡堡奎一一塑翌坠里! 一 a b s t r a c t k e y w o r d s ：d e e p f o u n d a t i o np i t ，d i a p h r a g m ，d e s i g n i n go p t i o n s d y n a m i cp r o g r a m m i n g t h r o u g ht h ea n a l y s i so f s o m ec a l c u l a t i o n s ，t h i ss t u d yp r e s e n t s as u m m a r yo ft h et y p e so fi n f l u e n c e st h a tt h ed e s i g n i n gp a r a m e t e r s o fa d i a p h r a g m ( e m b e d d i n g d e p t h ，t h i c k n e s s ，p r e c e d e n t s t r e s s ， e x c a v a t i o na n ds u p p o r t i n gp o s i t i o n s ，e t c ) e x e r t o ht h e1 1 1 t e r n a l f o r c e sa n dd e f o r m a t i o n so ft h es u p p o r t i n gs y s t e mi nt h ee x c a v a t l o n o 【| d e e p f o u n d a t i o r s u s i n gas y n t h e t i ce v a l u a t i o ni n d e xf o rd e s i g n i n go p t i o n sa s t h eo b j e c t i r ef u n c t i o n ，ad y n a m i cp r o g r a m m i n gm o d e li sf o r m u l a t e d f o rt h eo p t i m a ld e s i g n i n go fs u p p o r t i n gs y s t e m si nd e e pf o u n d a t l o n e x c a v a t i o n s a n dac o m p u t e rp r o g r a mi nm i c r o s o f tv i s u a lc + + i s d e v e l o p e d t h i sp r o g r a m c a n o p t i m i z ed e s i g n i n go p t i o n s f o r d i a p h r a g mu s e di nt h ee x c a v a t i o no fd e e pf o u n d a t i o n s ，a n do h t p u t t h eo p t i m i z e dp a r a m e t e r si ng r a p h i c a lf o r m s 北方交通大学2 0 0 1 届硕士研究生学位论文 第一章 第一章绪论 1 1深基坑支护优化设计的现实意义 自八十年代以来，我国城市化进入了一个新的发展阶段，城市的数 量、规模以及城市的人口都有了巨大的增长。同时作为城市化的产物之 一一高层建筑不仅在数量上越来越多，而且在高度上越来越高。据不完 全统计“3 ，1 9 8 0 年至1 9 9 0 年的十年间，我国新建高层建筑1 0 0 0 余栋； 9 9 0 年至1 9 9 1 年的两年间，新建高层建筑1 0 0 0 余栋；1 9 9 2 年一年就新 建高层建筑1 0 0 0 余栋；而1 9 9 3 年新开工的高层建筑达2 0 0 0 余栋。迄今 为止，我国己建成1 0 层以上的高层建筑累计超过1 3 亿m 2 ，高度超过 1 0 0 m 的超高层建筑已超过2 0 0 余栋，高度超过2 0 1 ) m 的超高层建筑达2 0 余栋。其中，上海的金茂大厦，建筑面积2 9 万n r ，地下三层，地上8 8 层，建筑高度3 6 0 m ，塔尖标高4 2 0 5 m ，排名世界第三。 同时，我国地下空间的开发也有了长足的发展，在各大城市相继建 成了一批地下铁道，地铁车站，地下娱乐城，地下宾馆，地下商业街( 如 北京王府井3 层大型地下商业街，长7 8 0m ，宽4 0m ) ，地下立交过街通 道，地下停车场( 如上海人民广场地下车库和商场，其建筑面积达5 万 m 2 ) ”1 。据估计，我国已开发利用的地下空间约5 0 0 0 万m 3 。可见，地下 空间的开发利用也己成为当前城市建设中的一项重要课题。 ! ! 查銮望查兰! ! ! ! 旦堡主! 窒圭兰垡堡苎篁二里一 随着城市上天( 高层建筑) 入地( 地下空间开发) 发展的逐渐加快， 建筑深基坑的数量也越来越多。相应地，基坑开挖的深度也越来越大， 如武汉的国贸大厦基坑开挖到地面以下1 6 8 米，北京市经贸委大楼，地 下四层结构，基础埋置深度为地面以下3 2 米“3 。 深基坑的支护工程造价较高，有的又是临时性工程，故一般不愿投 入太多的资金。可是由于深基坑的位置往往是在城市中较繁华的地段， 基坑一旦出现事故，处理十分困难，造成的经济损失和社会影响十分严 重。如武汉的威格大厦i “，在基坑开挖中由于支护措施不当，引起地面 沉降，马路、房屋开裂，并导致煤气主管道被折断引起煤气大泄漏，造 成严重的后果，损失达数百万元，并且造成了极其恶劣的社会影响。 应该说，深基坑支护工程是一门系统工程，它既要解决复杂的工程 技术问题( 如土体的强度和稳定问题、支护结构变形问题以及周围土体 的变形问题等) ，又要达到较高的经济效益，这就需要运用多种技术；同 时，深基坑支护工程又是一门风险工程，事故发生率较高，其中有的是 过分追求较低的工程造价而忽视了基坑支护技术的可靠性，也有的是某 一项支护措施失效，还有的是各种支护措施不协调等。另外，由于基坑 的几何尺寸、水文地质和周围环境的差异，不同的基坑工程需要采用不 同的设计方案，而每一种方案都有其特点，有的造价低，有的工期短， 有的安全度高。 因此，急待研究出一种科学、合理、经济、并能普遍被设计人员接 ! ! 查銮望奎兰! 竺! 星雯主竺壅圭兰垡堡苎星二兰一 受的深基坑支护优化设计方法，以便对支护方案进行全面的、量化的比 较，以找出一个真正优秀的方案、即最经济合理的方案。这是本论文要 研究的主要任务。 1 2 国内外研究现状与展望 在国外，如美国、日本、法国、意大利、德国和瑞典等，先后发展 了多种深基坑支护的施工技术、专用设备和专门工艺，对此类工程问题 制定了国家级的规程规范。一些国家先后成功地进行过在各种复杂的环 境条件下深度较大( 有些深度大于3 0 m ) 的基坑开挖p i ，取得了宝贵的经 验。 支护结构的型式多样。为适应不同的地质及环境条件，设计者针对 不同的工程实际，会选择不同的的结构型式。根据支护结构受力特点， 考虑设计计算模式，可将基坑支护结构主要分为四大类：悬臂式支护结 构、混合式支护结构、重力式挡土墙结构、拱圈式支护结构。 在众多的支护结构中，地下连续墙由于其对环境影响小、结构刚度 大、防渗性好而受到广泛的应用。地下连续墙在欧美国家称为“混凝土 地下墙”或“泥浆墙”，在日本称之为“地下连续壁”或“连续地中墙”。 地下连续墙最早于1 9 5 0 年开始应用于巴黎和米兰市的地下建筑工程，我 国在六十年代初开始应用于水坝的防渗墙。由于地下墙具有结构刚度大、 i ! 查窒望奎兰! 竺! 旦堡主堑茎圭兰堡堡壅至二兰一 对周围环境影响小、对地层条件适应性强、墙体长度可任意调节等优点， 因此它可用于各种深度的基坑开挖。既可将地下连续墙作为支护结构， 又可作为主体结构，从而大大降低了工程造价；同时地下连续墙还可配 合逆作法施工，从而减少对环境和地面交通等的影响。本论文主要就是 针对地下连续墙这种支护型式进行结构优化。 在地下连续墙的施工设计中，主要的设计参数有：地下连续墙厚度、 基坑的开挖步骤、各步的开挖深度、支撑的道数、各道支撑的位置、各 道支撑所加的预应力、地下连续墙的嵌固深度等。这些参数的变化对于 支护结构的内力、位移、支护结构的稳定性以及周边环境都有着很大的 影响。而在目前，对于这些参数的确定，还没有种非常系统的方法。 常规支护结构的设计一般都是首先假定一套结构参数，如嵌固深度、连 续墙厚度、开挖步骤、各步开挖深度、支撑道数、各道支撑位置、各道 支撑预应力等，然后计算支护结构的内力变形，根据内力再进行配筋， 最后再反过来校核嵌固深度、结构变形、地面沉降、稳定性、配筋率等 方面是否满足要求。若不满足，再改变结构参数，重新计算、配筋、校 核，直到满足为止。这种重复设计法不但繁复冗长，效率很低，而且所 得到的设计方案也只是一个可行的方案，并不一定是最佳的方案。因此， 对于地下连续墙结构的细部优化即对于上述各项结构参数的确定方法， 可以说目前还没有一种大家公认的理论算法。 l t3 本文研究内容 4 北方交通大学2 0 0 1 届硕士研究生学位论文 第一章 针对上述问题，本文作者进行了一些研究工作。但由于时间有限， 同时也限于作者的水平，因此本文只研究了深基坑支护工程中有关地下 连续墙设计中的支护优化问题： ( 1 ) 文献检索及调研：收集、整理在深基坑支护工程中利用地下连续 墙作为支护结构进行设计的相关资料。 ( 2 ) 参数变化对于支护结构性状影响的研究分析：设计了四个算例， 利用有限元程序f r a m e ，通过数值分析来研究在深基坑支护过程中， 设计参数的变化对于支护结构性状的影响以及具体如何影响、影响程度 如何等等。由于本文的研究分析主要是针对地下连续墙这种支护结构， 因此在这里所考虑的设计参数主要包括地下连续墙的嵌固深度、地下连 续墙的厚度、开挖的步骤数、各步开挖的具体位置、支撑的道数、各道 支撑的具体位置、各道支撑所加的预应力等等 ( 3 ) 优化模型的建立：以深基坑支护中连续墙结构设计的综合评价 指数e v a l u 为优化目标，以支护结构的强度、支护结构的位移、支护结 构的稳定性、地面沉降等为约束条件，应用动态规划的优化方法建立优 化模型，从而对深基坑工程中应用连续墙进行支护的方案进行优化，最 终得出一个最经济合理的方案。 ( 4 ) 深基坑支护优化设计程序的编制：在论文中作者利用l i c r o s o f t v i s u a lc + + 编制了一套用动态规划法来实现优化目标的计算机程序。 北方交通大学2 0 0 1 届硕士研究生学位论文第一章 ( 5 ) 算例：结合一个工程实例，利用本文的优化理论和结构优化程 序进行计算，从而得出优化后地下连续墙支护结构的设计参数一嵌固深 度、墙体厚度、开挖步骤、各步开挖深度、支撑道数、各道支撑的位置、 各道支撑的预应力等等。 ! ! 互奎望奎兰! ! ! ! 璺堡主堕窒生兰垡堕茎 一 一立! i ：兰一 第二章深基坑支护结构内力和变形分析 2 1 概述 在本章中，主要的工作是：确定作用于支护结构上的荷载；深 基坑支护中，地下连续墙支护结构内力和变形计算模型的建立；在施 工过程中，当考虑分步开挖效应时，支护结构内力和变形计算模型的建 立。 2 2 土压力计算理论和方法 土压力是支护结构所承受的主要荷载，因此，在设计支护结构时，首 先要确定土压力的大小、方向和作用点。土压力的计算是个比较复杂的 问题，它随支护结构可能位移的方向分为主动土压力、被动土压力和静 止土压力。土压力的大小还与土的物理性质、支护结构与土的摩擦性质、 支护结构型式以及作用在地表的超载有关。 由于影响土压力的因素很多且很复杂，目前对作用在支护结构上土 的侧压力计算方法很多，有采用朗金理论、库仑理论的，也有采用静止 土压力或太沙基理论，还有采用修正后土压力等等。 在影响土压力的诸多因素中 根据位移的方向和位移量的大小 l 静止土压力 支护体系的位移条件是最主要的因素。 土压力可分为： ! ! 查奎望查堂! ! ! ! 星堡主竺塞圭兰堡笙茎一j 塾三兰一 如支护结构在土压力作用下，不发生任何变形，背后土体处于弹性 平衡状态，这时作用在结构上的土压力称为静止土压力。，如图2 - l ( a ) 所示。 2 主动土压力 如果支护结构在土压力作用下，产生向着填土方向的移动或绕墙根 的转动时，如图2 - 1 ( b ) 所示，则随着位移的增大，墙后土压力将逐渐减 小。当位移达到表2 - 1 中所列数值时，土体出现滑裂面，墙后填土处于 主动极限平衡状态。这时作用于挡土结构上的土压力称为主动土压力 e 。 ( a ) ( b )( c ) 图2 一l 作用在支护结构上的三种土压力 ( a ) 静止土压力( b ) 主动土压力( c ) 被动土压力 3 被动土压力 当支护结构在外力作用下向着填土方向移动或转动时，随着位移的 增大，墙体受到填土的反作用力逐渐增大，当位移达到表2 一l 中所需的 位移量时，土体出现滑裂面，墙背后填土处于被动极限平衡状态，如图 2 一l ( c ) 所示。这时作用在墙背上的土压力称为被动土压力e 。 北方交通大学2 0 0 1 届硕士研究生学位论文 第二鼙 表2 一l 产生主被动土压力时支护结构的位移量“ 土的类型应力状态位移形式位移比 主动平移 0 0 0 1 砂土主动绕墙根转动0 o o l 被动平移0 0 5 被动绕墙根转动 o 1 粘土主动平移0 0 0 4 被动绕墙根转动0 0 0 4 在实际工程中，不少支护结构的位移量并未达到土体发生主动或被 动极限平衡状态所需的位移量，因而作用于支护结构上的土压力可能是 介于主动和被动之间的某一数值。如对于本文中主要讨论的内撑式地下 连续墙支护结构，由于墙体的变形较小，实际主动土压力可能介于主动 土压力和静止土压力之间，实际被动土压力则应介于静止土压力和被动 土压力之间。作者充分认识到了这一点，因此在论文中，支护结构两侧 土压力的计算模式可分为三种模式：支护结构一侧为主动土压力，另 一侧为被动土压力；支护结构一侧为静止土压力，另- n 也为静止土 压力；支护结构- n 为修正后的主动土压力，另- n 为修正后的被动 土压力。而这些模式的具体选择则可由设计者根据实际情况灵活运用。 由图2 - 2 可以看出士压力与支护结构位移的关系“1 。 图2 2 支护结构位移与土压力关系 9 北方交通大学2 0 0 1 届硕士研究生学位论文 第二童 另外，对于水、土压力之间究竟应采取水土合算还是水土分算，目 前工程界还没有一个统一的标准。一般认为，对于砂性土应采用水土压 力分算法，而对于粘性土则应采用水土压力合算法。在本文中，限于作 者的知识水平，同时也由于时间有限，因此在论文中关于水土压力的计 算方法没有作很深入的探讨。但在优化过程中，作者也考虑了水土分算 与水土合算对于结构分析的影响。 综上所述，在本文中土压力的计算模式可归纳如下 1 墙后主动土压力按朗金土压力计算 用水土压力合算法 p 。= k 。( y i h l + r 2 h 2 ) 一2 c 、x 。 ( 2 一1 ) 式中，p 。主动土压力 k 一主动土压力系数，k 。= t g ( 4 5 。一罢) ； y 一地下水位以上土的天然容重； 丘一地下水位以上土层的厚度： 7 。一地下水位以下土的饱和容重； 以一地下水位以下土层的厚度： c 土的粘聚力； 用水土压力分算法 p ，= k o g l ( h t + h 2 ) + y 。h 2 2 c o x4 ( 2 2 ) 式中，p 。一主动土压力； k 一主动土压力系数，k 。= t g ( 4 5 。一刍； 北方交通大学2 0 0 1 届硕士研究生学位论文第二蕈 ，。一地下水位以上土的天然容重 h 一地下水位以上土层的厚度； 如一地下水位以下土层的厚度； ，。一水的比重； c 一土的粘聚力： 2 墙后被动土压力按朗金士压力计算 用水土压力合算法 p ，2 k ，( y - 囊+ y 。，：吃) + 2 c k ， 式中，p ，被动土压力； 足，一被动土压力系数，k ，= t g2 ( 4 5 。+ 9 y 。一地下水位以上土的天然容重； h i 一地下水位以上土层的厚度； y 。地下水位以下土的饱和容重； 矗：一地下水位以下土层的厚度i c 一土的粘聚力： 用水土压力分算法 ，= k p n ( t 十) + y 。h 2 + 2 0 j i 7 式中，被动土压力； k ，一被动土压力系数，k ，= 喀2 ( 4 5 。+ 罢) ： ( 2 - 3 ) ( 2 - 4 ) j ! 查奎翌盔兰! ! ! ! 星堡主! 窒兰兰垡笙奎一旦：i l y 一地下水位以上土的天然容重 矗一地下水位以上土层的厚度； 几一地下水位以下土层的厚度 ，。一水的比重； c 一土的粘聚力； 3 土压力值的经验修正 在实际工程中，不少支护结构的位移量并未达到土体发生主动或被 动极限平衡状态所需的位移量，因而作用于支护结构上的土压力可能是 介于主动和被动之间的某一数值。如对于本文中主要讨论的内撑式地下 连续墙支护结构，由于墙体的变形较小，实际主动土压力可能介于主动 土压力和静止土压力之间，实际被动土压力则应介于静止土压力和被动 土压力之间。为了使计算的结果更为合理，因此采用了以下的方法对土 压力的值加以修正。 提高主动土压力系数 当支护结构的实际位移量并末达到土体的主动极限平衡状态时，作 用于支护结构上的土压力可能是介于主动土压力和被动土压力之间的一 个值，此时无论是采用主动土压力还是静止土压力来计算作用于支护结 构上的荷载都不太符合实际，因此有必要对主动土压力系数进行修正。 取修正后的主动土压力系数为。1 ： 足。= 昙( k 。+ k 。) ( 2 5 ) 式中， k 。一修正后的主动土压力系数； k 。一主动土压力系数，按朗金土压力理论公式计算 北方交通大学2 0 0 1 届硕士研究生学位论文 第二章 k 。一静止土压力系数 降低被动土压力系数 同样在被动土压区域，当支护结构的实际位移量并未达到土体的被 动极限平衡状态时，作用于支护结构上的土压力可能是介于被动土压力 和静止土压力之间的一个值，此时无论是采用被动土压力还是静止土压 力来计算作用于支护结构上的荷载都不太符合实际，因此有必要对被动 土压力系数进行修正。 修正后的被动土压力系数为“ 式中 牛哮一c 秒5 足。一修正后的被动土压力系数 c 。被动土压力折减系数； ( 2 6 ) ( 2 7 ) ( 2 - 8 ) d 。一被动区土体的容许位移值，根据实际工程的要求 确定； d 。一被动极限平衡状态所需的位移值，可根据表2 一l 确定： k 。一静止土压力系数； 彪，一被动土压力系数，可按朗金土压力理论公式计 算。 一 塑， 蚂等 巳堑 i i l i k q 北方交通大学2 0 0 届硕士研究生学位论文 第二章 2 3 支护结构变形和内力的分析计算方法 经典的土压力计算理论是根据支护结构有无位移、位移的方向以及 位移是否达到士体的极限平衡状态等条件来判定的。实际上支护结构的 位移不一定都能满足这些条件，因此土压力的计算只能是近似的。目前 随着计算技术的发展从支护结构的位移与变形计算土压力、并在设计中 预估支护结构位移的计算方法，例如弹性地基梁的1 1 1 法( 亦称弹性土抗力 法或土抗力法) 和有限元法等己日益受到重视。 至今，有限单元法已在国内外成功地应用于分析地下连续墙支护结 构。它的突出优点是：可以反映地下连续墙在各种边界条件、初始状态、 结构外形以及不同的施工阶段、不同的介质条件下的墙体的内力与变形， 还可以考虑结构的空间作用、土层介质的各向异性与非线形等比较复杂 的情况。 在本文中，作者对支护结构进行内力和变形的计算分析时，采用的 就是弹性地基梁有限单元法。弹性地基梁有限单元法一般是将基坑底面 以上的墙体理想化为单位墙宽的梁单元，将入土部分墙体作为温克尔弹 性地基梁，其水平向地基系数沿深度的变化可以是线形的，亦可以是常 数值或实测经验的图形。将水平支撑、各种斜度的锚杆、墙顶的水平框 架、冠梁等作为弹性支承的构件，这些弹性杆件的单元截面可以换算成 单位长度的截面面积，从而将整个地下连续墙支护工程当作平面结构来 分析。 弹性地基梁有限单元法是有限单元分析方法，常见的深基坑支护挡 土结构，如地铁车站等，当基坑形状为长条形时，则无论是悬臂式的、 单层横撑式的还是多层横撑式的，都可简化为平面结构应用此法进行分 析。 在论文中，当将地下连续墙简化为弹性地基梁时，假设梁可分成7 个节点，而开挖面以下为1 7 个节点，梁上有k 道支撑。梁前土体约束可 用土弹簧来模拟，支撑也用弹簧模拟。梁单元划分及外力变形编号如图 2 - 3 ( a ) 所示，单元内力编号如图2 - 3 ( b ) 所示。 j ! 查銮堕奎兰! ! ! ! 星堡主笪窒兰兰垒笙塞 一! 三兰一 m l 目2 p r v l 1 j1 1 2 1 1i i a x v i i 二o p 2 ，m r 口以 二i 一 二i 一 二 一 l v n h f j t i 蛹，l # f 躏 、 、 、 、 、 、 凡t ，l ( a )节点外力与变形编号 ( b ) 内力编号 图2 - 3 弹性抗力计算示意图 若记变位列阵 节点外力列阵 一= 【吃l ，岛2 ，1 ，l ，”2 ，v n 】7 p = i m l ，m 2 ，m n ，p l ，p 2 - ，p n 】7 内力列阵： f = 暇，尼。一2 ，巴n l ，如。+ m 一2 ，f 2 n + 。一1 ，疋n + 。+ k 一2 7 则根据弹性抗力法有( b o w l e s ，1 9 7 4 ) x = a s a 7 】。j d f = s a l ( 2 - 9 ) ( 2 - 1 d ) 1 5 些塑奎里奎兰! ! ! ! 星堡圭! 窒皇兰堡笙兰 ! ：i 皇一 式中4 为等效节点力p 和内力f 的联系矩阵，s 为内力f 和变形的联 系矩阵，两者的具体形式可参看b o w l e s ( 1 9 7 4 ) 的著作。等效节点力j d 可 由梁荷载p 。、m 。计算，具有如下形式： p = b l 。 ( 2 - 1 1 ) 式中b 为系数矩阵，由荷载分布形式很容易确定。 而l 。为荷载列阵： l 。= 【”t 。( 1 ) ，”k ( 2 ) ，m t c ( h ) ，p e ( 1 ) ，p 。( 2 ) ，p 。( ”) 】1 将式( 2 - 9 ) 代入式( 2 - ) 中得 其中 x = 即翩7 】b l 。= c a n b 三。 ( 2 1 2 ) c a n b 】- a s a 7 一b 实际上翻胭即径向变位和垂直扭转变位的变位系数矩阵。变位计算 出来后，代入式( 2 - 1 0 ) 中即可计算梁内力中的径向剪力p ：和垂直弯矩 m c 。 在式( 2 - t o ) 的s 矩阵中，需确定土弹簧和支撑弹簧的刚度。本文采 用弹性抗力法中的“m ”法计算土弹簧刚度，即假定地基抗力系数与深度 成正比： t ( z ) = m z ( 2 - 1 3 ) m 的取值“1 参见表2 - 2 。则土弹簧刚度： k = b l k ：( z ) ( 2 一t 4 ) 北方交通大学2 0 0 1 届硕士研究生学位论文 第二章 式中6 为梁单元宽度，l 为梁单元长度。支撑刚度按下式计算 k ，：丝 工b ( 2 - i 5 ) 式中e 为支撑弹性模量，4 为支撑截面面积，为支撑长度，b 为支 撑水平间距。 表2 2 不同土的水平地基反力比例系数研 地基土分类肌值( k n 一) 液性指数i 1 的粘性土、淤泥、淤泥质土 1 0 0 0 2 0 0 0 液性指数0 5 4 i ：+ k 。 po ( 1 ) ( 1 ) ( 2 ) ( 3 ) k 1 ： pq 2 ( 2 ) a ( 3 ) 基坑开挖到h l 深度时作用在侧墙上的荷载及侧墙的支承条件 基坑开挖到h 2 深度时作用在侧墙上的荷载及侧墙的支承条件 基坑从h l 挖到h 2 深度时作用在侧墙上的荷载增量a 、r 、t 土体等效水平弹簧刚度k 2 ：土体等效垂直弹簧刚度 p ：作用在迎土面上的主动土压力或静止土压力 叭：作用在开挖面上的静止土压力( 基坑深h 1 ) q 2 ：作用在开挖面上的静止土压力( 基坑深h 2 ) a ：开挖面上的静止土压力增量，a = q 2 一q l r ：水平弹簧的卸载t ：剪切弹簧的卸载 图2 4 坑底土开挖中所受荷载 增量法计算简图见图2 - 5 所示。 2 4 2 总量法 所谓总量法，就是在施工的各个阶段，外力是实际作用在围护结构 上的有效土压力或其他荷载，在支承处应考虑设置支承前该点墙体己产 生的位移。由此就可直接求得当前施工阶段完成后围护结构的实际位移 和内力。 在总量法中，各种荷载组合的原则与增量法相同。同时，总量法也 必须考虑温度收缩与混凝土徐变对结构受力的影响。 北方交通大学2 0 0 1 届硕士研究生学位论文 第二章 o 、。名 p 1 p ( 1 ) t 1 、 j a 1p 2p 3 ( 2 )( 3 )( 4 )( 5 ) p i ：第i 次开挖时墙背有效侧土压力 t i ：第i 层支撑处的预加压力 k b ：墙背等效土弹簧刚度 r i ：第i 次开挖时墙前土弹簧的释放荷载 a i ：第i 次开挖时墙上侧土压力增量 k a ：墙前等效土弹簧刚度 k i ：第i 层支撑的等效弹簧刚度 图2 - 5 增量法计算简图 总量法计算简图见图2 - 6 所示。 2 4 3 增量法和总量法的分析比较 一般来说，增量法是解决非线性受力继承性问题的有效手段，而总 量法只能应用于线性受力继承性问题的分析中；作为非线性问题的特例， 增量法当然也可应用于线性受力问题的分析“。在当前的工程设计中， 基坑支护结构的受力分析大多作为线性问题来处理，但有时也会遇到非 线性问题。如在施工的各个阶段，当结构构件的结构型式或地下连续墙 韭查窒望查兰! ! ! ! 星堡主受壅生兰垡堡奎一星三生 的墙体刚度发生改变时，则用增量法和总量法两种计算方法进行墙体的 内力和变形分析时，结果就不完全一致了。 由于增量法更能真实确切地模拟分步开挖过程及各个施工阶段不同 的受力状况，并且能将结构受力和位移的变化过程划分为若干个相对独 立的阶段来进行分析计算，因此，在本论文中，作者采用了增量法的计 算原理对地下连续墙支护结构进行内力和变形的分析计算。 么 v v v jv v 瑟 v h v 一 v _v v 9 声 厶 产o 、 p l p l p 2 ( 1 ) ( 2 ) ( 3 ) p i ：第i 次开挖时墙背有效侧土压力 t i ：第i 层支撑处的预加压力 k i ：第i 层支撑的等效弹簧刚度 2 5 小结 v “么 v v 8o 尸 v t 2 ， 7v j vp k b v v v u v v v u v v u ( 5 ) a i ：第i 次开挖时墙上侧土压力增量 k a ：墙前等效土弹簧刚度 d i ：第i 次计算求得的墙体水平位移 图2 6 总量法计算简图 北方交通大学2 0 0 1 届硕士研究生学位论文 第二章 在本章中，主要作了以下几方面的归纳和总结 深基坑支护结构上土压力的计算 土压力的计算理论主要是根据支护结构有无位移、位移的方向以及 位移是否达到土体的极限平衡状态来判定的。而实际上，支护结构的位 移并不一定都能满足这些条件，而且往往都不能满足这些条件，因此作 用于支护结构上的土压力计算只能是近似的。为了使得土压力的计算更 符合实际情况，在本文中，作者对土压力的计算作了定的修正，具体 的做法则是提高主动区的主动土压力系数并降低被动区的被动土压力系 数。 地下连续墙支护结构变形和内力分析模型的建立 在本文中，变形和内力的计算方法采用的是弹性地基粱有限单元法。 弹性地基梁有限单元法一般是将基坑底面以上的地下连续墙墙体理想化 为单位墙宽的梁单元，将入士部分墙体作为温克尔弹性地基梁，其水平 向地基系数沿深度的变化可以是线性的，亦可以是常数值或其它实测经 验图形。将水平支撑、各种斜度的锚杆、墙顶的水平框架、冠梁等作为 弹性支承的构件，这些弹性构件的单元截面可以换算成单位长度的截面 面积，从而将整个地下连续墙支护工程当作平面结构来分析。 考虑分步开挖效应时深基坑支护结构内力和变形的分析方法 基本方法有增量法和总量法两种。 所谓增量法计算，就是在施工的各个阶段，对该阶段形成的结构体 系施加相应的荷载增量，该增量荷载对该体系内各构件产生的内力与结 构在以前各阶段中产生的内力叠加，作为构件在该施工阶段的内力，这 样就能基本上真实地模拟基坑开挖的全过程。 而所谓总量法，就是在施工的各个阶段，外力是实际作用在围护结 构上的有效土压力或其他荷载，在支承处应考虑设置支承前该点墙体己 北方交通大学2 0 0 1 届硕士研究生学位论文第二章 产生的位移。由此就可直接求得当前施工阶段完成后围护结构的实际位 移和内力。 由于增量法更能真实确切地模拟分步开挖过程及各个施工阶段不同 的受力状况，并且能将结构受力和位移的变化过程划分为若干个相对独 立的阶段来进行分析计算，因此，在本文中，作者采用的是增量法对地 下连续墙支护结构进行内力和变形的分析计算。 j ! 塑窒望查兰! ! ! ! 旦堡主堑壅生堂垡堡苎苎三兰 第三章设计参数的变化对于地下连续墙 支护体系性状的影响 3 1 概述 本章利用有限元程序f r a m e ，通过数值分析来研究在深基坑支护过 程中，设计参数的变化对于支护结构性状的影响以及具体如何影响、影 响程度如何等等。由于本文的研究分析主要是针对地下连续墙这种支护 结构，因此在这里所考虑的设计参数主要包括地下连续墙的嵌固深度、 地下连续墙的厚度、开挖的步骤数、各步开挖的具体位置、支撑的道数、 各道支撑的具体位置、各道支撑所加的预应力等等。 3 2 算例设计 为了便于进行数值分析，特设计了一个算例。算例中的一些基本参 数假定如下： 基坑宽1 2 m ，开挖深度为6 m ，地下水位为地面以下2 m 。支护结构为地 下连续墙加内支撑体系，横撑是外径为6 0 9 咖、壁厚为1 2m i l l 的钢管撑， 横撑纵向间距为3 m 。土层为均质的粘性土，土体的物理力学参数为： y = 1 8 o k n m3 ，妒= 1 5 。，c = l o k p a ，g ，= 2 5 ，e = 0 9 5 。在计算的过 程中，混凝土的弹性模量取为2 8 1 0 7 k p a ，钢管撑的极限承载力为 2 0 0 0 k n ，弹性模量为2 0 x 1 0 8 k p a 。墙后土压力假定为朗肯主动土压力， 墙前土压力假定为朗肯被动土压力；水土压力计算模式为水土分算。 北方交通大学2 0 0 1 届硕士研究生学位论文 第三章 结构计算方法采用弹性地基梁有限单元法，土的水平地基反力比例 系数卅= 4 0 0 0 k n m 3 。 对于内支撑式地下连续墙支护体系，影响性状的因素主要有：地下 连续墙的嵌固深度、地下连续墙的厚度、土层条件、土压力模式、开挖 的步骤、各步开挖的位置、支撑的道数、各道支撑的位置、各道支撑所 施加的预应力等等。在本文中，主要考虑了嵌固深度、墙体厚度、支撑 位置、支撑预应力等对支护结构性状的影响。具体的算例设计如表3 一l 所示。为了更真实地反映设计参数的变化对于支护结构性状的影响，在 下面的算例中，嵌固深度、支撑位置、横撑预应力等的取值都是按照无 量纲标准来确定的。 表3 - 1 算例设计 算计算条件 例研究对象 嵌固墙体厚度支撑横撑预 编 深度( m )位置应力 号 l 嵌固深度 0 805 a0 1 5 f 2 墙体厚度( m ) 0 5 a0 5 ao 1 5 f 3 支撑位置 0 5 ao 8o 1 5 f 4横撑预应力0 5 ao805 a 注：表中a 代表基坑的开挖深度；f 代表横撑的极限承载力。 算例1 主要用于研究地下连续墙嵌固深度的变化对于整个支护体系 性状的影响；算例2 主要用于研究地下连续墙墙体厚度变化对于整个支 护体系性状的影响；算例3 主要用于研究各道横撑预应力大小的变化对 于整个支护体系性状的影响；算例4 则主要用于研究开挖位置和支撑位 置的变化对于整个支护体系性状的影响。 下面就分别针对不同的设计参数，应用f r a m e 程序研究其对支护 体系性状的影响。 3 3 嵌固深度的变化对于支护结构性状的影响 北方交通大学2 0 0 1 届硕士研究生学位论文 第三章 支护结构的嵌固深度应满足基坑稳定和整个支护结构内力变形两方 面的要求，基坑稳定性要求又包括基坑整体稳定、坑底土体抗隆起稳定 和抗管涌稳定。算例1 用于研究当嵌固深度已满足稳定性要求后，嵌固 深度的变化对于整个支护结构内力和变形的影响。利用稳定性条件”： 基坑整体稳定性：( 如图3 - 1 所示) 丘= 毪( 1 0 5 1 2 ) ( 3 - 1 ) 坑抗隆起稳定性：( 如图3 - 2 所示) 魅：关錾兰州 2 5 ) ( 3 - 2 ) h 托(+ d ) + g 、 7 式中，k ，一稳定性安全系数，在本算例中取为1 8 厂：一坑底以下至维护墙底土层的天然重度( k n m 3 ) y 。一坑外地表至维护墙底土层的天然重度( k n m 3 ) d 一墙体嵌固深度( m ) ； 日一基坑开挖深度( m ) ； c 一坑底土体的内聚力( k n ) ； 。、n 。一求地基承载力的系数。 用p r a n d t l 公式 ( 3 - 3 ) ( 3 - 4 ) 蝴 。 l 渺 芦 上柳 僻 棚 ，l ， 醐 眠 = = k 虬 ! ! 查奎望奎堂! ! ! ! 墨堡主堑壅生兰垡堡壅 笙三兰 图3 - 1 基坑抗管涌稳定性：( 如图3 - 3 所示) k 。= 阜( 1 5 2 o ) ， 式中，。为极限动水坡度： ，。可近似按下式求得 ，：盟 。 1 一e 式中，g ，一土颗粒密度； e 一土的孔隙比。 图3 - 2 ( 3 - 5 ) ( 3 6 ) i 为动水坡度，可近似按下式求得： f拿(3-7) j ! 查銮望奎堂! 竺! 星堡主堑塞生堂垡笙奎 一兰兰生 而 式中，h w 一墙体内外面的水头差( m ) ； 一产生水头损失的最短流线长度( 1 1 1 ) 。 己= h 。+ 2 d 图3 3 管涌示意图 下水位 ( 3 - 8 ) 综合以上稳定性条件，在本算例中，基坑开挖深度为a = 6 m ，则当嵌 固深度大于0 1 3 a 时即可满足稳定性要求，因此，算例1 中的嵌固深度 分别取0 1 7 a 、0 2 5 a 、0 3 3 a 、0 4 2 a 、0 5 a 、0 6 7 a 等6 种深度，其余 的计算参数详见表3 1 所示。 计算结果整理如下：图3 - 4 ( a ) 、( b ) 、( c ) 分别为不同嵌固深度下支护 结构在各个施工阶段的弯矩图；图3 5 ( a ) 、( b ) 、( c ) 则为不同嵌固深度下 支护结构在各个施工阶段的位移图。图中( a 、b 、c 、d 、e 、f ) 分别代表 上述的六种嵌固深度。 表3 2 总结了嵌固深度的变化对于支护结构性状的影响。 ! ! 查奎望奎兰! 竺! 旦堡主堑窒生堂垡笙奎蔓三生 图3 4 ( a ) 在不同的嵌固深度下第次开挖时的弯矩图 1 。 ： 7 善e 邑5 骂： 2 1 o 2 5 0- 2 0 01 5 0- 1 5 00 翳e ( 1 ( n 。m ) 图3 4 ( b ) 在不同的嵌固深度下第一次加撑时的弯矩图 j ! 塑窒望奎兰! 塑! 星堡圭堕塞生兰垡笙茎一二墨三兰 1 。 ： 7 荩6 三5 靼： 2 1 图3 4 ( c ) 在不同的嵌固深度下第二次开挖时的弯矩图 a ：o 1 7 a 丝 - - b ：0 2 5 a c ：03 3 a 一一d ：0 4 2 a e ：0 5 0 a f ：o 6 7 a 掌 - 2 01 0ol o 位侈( t t t m ) 4 0 图3 5 ( a ) 在不同的嵌固深度下第一次开挖时的位移图 。一日。一咐孰 ： 。 ! ! 查窒望查兰! 塑! 旦堡主堑壅生兰垡堡苎 笙三兰 暮 邑6 驾 4 2 01 001 02 03 04 0 位侈( m m ) 图3 5 ( b ) 在不同的嵌固深度下第一次加撑时的位移图 图3 5 ( c ) 在不同的嵌固深度下第二次开挖时的图 北方交通大学2 0 0 1 届硕士研究生学位论文 第三章 表3 - 2 嵌固深度的变化对于支护结构性状的影响 l嵌固比 0 1 7 a0 2 5 a0 3 3 a0 4 2 a0 5 0 a0 6 7 a 最大弯矩 - 4 7 1 4- 4 7 0 5- 4 6 9 3- 4 6 6 8- 4 6 3 8- 4 5 8 9 ( k n * m ) 最大位移 1 1 6 4l o 8 79 8 99 4 89 1 l8 4 l ( m m ) 注：表中嵌固比是指嵌固深度与基坑开挖深度的比值。 由图3 4 、3 5 和对表3 2 的分析可知，当嵌固深度满足基坑的稳定 性要求后，嵌固深度由0 1 7 a 增加至0 6 7 a 时，弯矩值从- 4 7 1 4 k n * m 变 为4 5 8 9 k n * m ，只减小了2 7 ；而位移量从1 1 6 4 蚴变为8 4 l 姗，减 小了2 7 7 。变化量都不是很大。因此，作者认为当嵌固深度己满足土 体强度与支护结构的稳定性要求时，想通过增大地下连续墙的嵌固深度 来减小墙体的位移值和弯矩值时应综合考虑经济因素。 3 4 地下连续墙厚度变化对于支护结构性状的影响 为了便于地下连续墙的机械化施工，地下连续墙的厚度一般为6 0 0 m m 、8 0 0m i l l 、1 0 0 0l i i n l 、1 2 0 0m l n 四种规格。 为了研究地下连续墙厚度的变化对于整个支护体系性状的影响以及 影响程度的大小。在本算例中，将地下连续墙的厚度分别取为6 0 0m m 、 8 0 0 t i m 、1 0 0 0 咖、1 2 0 0m m 进行计算，其余的计算参数详见表3 - l 。 计算结果整理如下：图3 - - 6 ( a ) 、( b ) 、( c ) 分别为不同墙体厚度下支护 结构在各个施工阶段的弯矩图；图3 7 ( a ) 、( b ) 、( c ) 则为不同墙体厚度下 支护结构在各个施工阶段的位移图。图中( a 、b 、c 、d ) 分别代表上述的 四种墙体厚度。 ! ! 查奎望奎兰! 塑! 曼堡主堑壅生堂焦堡苎 一羔! 三蔓 - - a ：0 6 j 开挖位置 图3 6 ( a ) 在不同的墙体厚度下第一次开挖时的弯矩图 趟 删 创飞 锄锄锄- i 卅卸 。 碗o 村哪 图3 6 ( b ) 在不同的墙体厚度下第一次支撑时的弯矩图 图3 6 ( c ) 在不同的墙体厚度下第二次开挖时的弯矩图 图3 7 ( a ) 在不同的墙体厚度下第一次开挖时的位移图 ! ! 查銮望奎兰! ! ! ! 旦堡主堑壅圭堂焦笙茎兰璺 - 5051 0 1 5 位移( m m ) 图3 7 ( b ) 在不同的墙体厚度下第一次支撑时的位移图 1 0o1 0 位侈( m m ) 4 0 图3 7 ( c ) 在不同的墙体厚度下第二次开挖时的位移图 9 8 7 6 5 4 3 2 1 o 言一翌 9 8 7 6 5 4 3 2 ， 0 一e 一咖掣 北方交通大学2 0 0 1 届硕士研究生学位论文 第三章 表3 3 则总结了墙体厚度的变化对于支护结构性状的影响。 表3 - 3 墙体厚度的变化对于支护结构性状的影响 墙体厚度( m ) o 6o 81 o1 2 最大弯矩( k n * m ) - 4 3 6 6- 4 6 3 8- 4 9 9 55 1 9 8 最大位移( m m ) 一1 1 7 39 1 l一8 6 l8 2 0 由图3 6 、3 7 和对表3 3 的分析可知，在地基条件及开挖深度相同 的情况下，支护结构的变形和弯矩值随着地下连续墙墙体厚度的增加而 发生变化。其中，当墙厚由0 6 m 增加至l2 m 时，墙身的最大变形量由 一l1 7 3 姗减小至一8 2 0 咖，减小的幅度为3 0 o ；而支护结构所受的弯 矩则由一4 3 6 6 k n * m 增加至- 5 1 9 8 k n * m ，增加的幅度为1 6 o 。据此，作者 认为若想通过增大地下连续墙的墙体厚度来减小支护结构的变形，由于 同时也引起了弯矩的增加，因此在增加墙体厚度时，应综合考虑墙体厚 度变化对于变形和弯矩的影响。 3 5 横