毕业设计（论文）-某地铁车站基坑支护设计（全套图纸）

第一章 设计方案综合说明1.1 概述1.1.1 工程概况拟建成都地铁一号线宾馆站工程位于成都市人民南路，指挥街与盐道街交叉路口附近。车站中心里程为YDK9+620.00,车站结构外缘起讫里程为YDK9+526.4YDK9+692，全长165.6m。车站西侧为礼堂及其停车场、省人大会议中心以及正在修建的29层建筑；车站东侧紧邻成都民航售票中心；南端有宾馆、岷山饭店以及大桥、北端为人民南路与红照壁的交叉路口，仁恒实业（成都）有限公司正在拆迁的地块，高38层的四川省信托投资公司，力诚百货公司。车站站位处于城市中心，周边经济文化商业活动较为频繁，既有会议中心又有高档宾馆及写字楼，还有即将开发的商务中心，道路交叉口较多，车流人流繁忙，人民南路为城市南北向的交通主干道，双向6车道，影响车站的主要有电信电缆1条，DN150煤气管道1根，DN400给水管道1根。宾馆站为地下二层单柱双跨岛式明挖车站，地下一层为站厅层，地下二层为站台层，车站结构为单柱两跨钢筋混凝土框架，车站顶板覆土为2.6米，底板埋深16.2米左右。本站共设四个出入口，并预留一个出入口的接口，共设两组风亭，2号风亭包含一个紧急疏散出口设置在车站的东北端，1号风亭设置在车站的西南端，处于宾馆角部与其待建工程结合设置。全套图纸，加1538937061.1.2 工程水文地质条件1.1.2.1 地形地貌宾馆站位于人民南路、指挥街与盐道街交叉路口处，地处川西平原岷江级阶地，为侵蚀堆积阶地地貌，站区地形平坦，地面高程约为498.0499.9m。1.1.2.2 岩土层特征段内均为第四系（Q）地层覆盖。地表多为第四系全新统人工填筑（Q4ml）杂填土，其下为全新统冲积层Q4al）卵砾石土夹粉细砂；第四系上更新统冰水63沉积、冲积（Q3fgl+al）及第四系中更新统冰水沉积、冲积（Q2fgl+al）卵石土夹砂透镜体；下伏白垩系上统灌口组（K2g）泥岩。按上述的分层依据，结合本区间场地工程地质条件，划分岩土层，按岩土地层层序，从上至下分述如下：人工填土（Q4ml）：以杂填土为主，褐黄、灰黑等杂色，松散稍密，潮湿。由碎石、砂土、砖瓦碎块等建筑垃圾组成，其间充填粘粒。场地内分布于地表，层厚1.54.1m。该土层均一性差，多为压密土，结构疏松，多具强度低，压缩性高，受压易变形的特点。细砂（Q4al）：褐黄色，稍湿饱和，稍密状，砂质较纯，局部含粘粒较重，呈透镜体状分布于卵石土 (层)的上部或底部，顶板埋深1.509.5m，层厚02.4m。据标贯实验，锤击数N=714击，平均11击，仅MZ3-JJBG-005孔该层液化，液化指数3.1，液化等级为轻微；动力触探实验显示：平均校正击数N63.5=5.5412.12（击/10cm），平均值8.64（击/10cm）。中砂（Q4al）：灰色，稍湿，稍密状，砂质较纯，呈零星透镜体状分布于卵石土 (层)的顶部，本次勘探仅MZ3-JJBG-007孔有揭示，顶板埋深2.0m，层厚3.4m。据标贯实验，锤击数N=45击，平均4.5击，为不液化层。卵石土（Q4al）：黄灰色，青灰色，以稍密中密为主，部分密实，潮湿饱和。卵石成分主要以岩浆岩、变质岩类岩石组成。以亚圆形为主，少量圆形，分选性差，卵石含量6080%，粒径以2090mm为主，夹零星漂石。本层顶板埋深2.55.4m，层厚6.08.3m。动力触探实验显示：稍密状平均校正击数N63.5=17.41（击/10cm），变形模量E。=41.68Mpa；密实状平均校正击数N63.5=23.07120.79（击/10cm），平均值55.47（击/10cm），变形模量E。=52.1164.3Mpa，平均值60.49Mpa。中砂（Q3fgl+al）：灰绿色夹少许青灰色，稍密中密，饱和。呈透镜体状分布，夹少量圆砾。顶板埋深8.915.1m，厚04.30m。据标贯实验，锤击数N=719击，平均11.7击，为不液化层。卵石土（Q3fgl+al）：黄绿色、褐黄色，以中密密实为主，饱和。卵石成分主要为岩浆岩与变质岩类岩石。以亚圆形为主，少量圆形，分选性差，卵石含量5585%，粒径以2090mm为主，部分粒径达140mm，充填物为细砂及圆砾。充填物以中细砂为主，夹少量砾石，含量约1030%，具弱泥质胶结和微钙质胶结，夹零星漂石。顶板埋深9.413.2m，层厚1.457.7m。动力触探实验显示：密实状平均校正击数N63.5=28.5379.05（击/10cm），平均58.18（击/10cm）；变形模量E。=58.564.3Mpa,平均62.37 Mpa。细砂（Q3fgl+al）：青灰色，饱和，稍密中密，顶底部含圆砾，呈零星透镜体状分布于卵石土 (层)的中部和底部，顶板埋深17.021.3m，层厚01m。卵石土（Q2fgl+al）：青灰色，以中密密实为主，饱和。卵石成分以岩浆岩、变质岩类岩石为主。呈圆形亚圆形，分选性差。卵石含量5085%，粒径以20110mm为主。卵石以中等风化为主。充填物主要为中砂、圆砾，含量约1530%，具弱泥质胶结和微钙质胶结。本层顶板埋深13.820.3m，层厚1.15.2m。强风化泥岩（K2g）：紫红色，粉砂泥质结构，岩质软，岩芯多呈碎块状，少量短柱状，部分呈土状。岩芯碎块手可折断。本层分布不均，部分站孔缺失。层位顶板埋深1922.2m，层厚03.5m，局部大于3.7m。中等风化泥岩（K2g）：紫红色，粉砂泥质结构，岩质较硬，锤击声半哑较脆。岩芯多呈短柱状，少量长柱状及碎块状。本层顶板埋深19.622.90m，局部大于25.9米，此次勘探未揭穿。根据室内实验资料, 含水率=11.7020.80%，平均为16.7%；天然密度=2.22.3g/cm3，平均为2.27 g/cm3；自由膨胀率3141%；天然抗压强度RSa=2.68.6MPa，标准值为5.21MPa；天然饱和抗压强度RSa=0.52.4MPa，平均值为1.6MPa。1.1.2.3 水文地质地下水主要有两种类型：一是松散土层孔隙水，二是基岩裂隙水。第四系孔隙水基本都赋存于全新统（Q4）、上更新统（Q3）和中更新统（Q2）的砂、卵石土中，三层砂卵石层含水极其丰富，形成一个整体含水层，含水层总厚度约14.9020.7m，为孔隙潜水。卵石土综合含水层渗透系数K为46.22m/d，为强透水层。地下车站主体结构基本位于该层砂、卵石土中，受地下水影响较大。表层杂填土地下水含量甚微，对工程影响较小。基岩裂隙水基岩裂隙水主要赋存于岩石裂隙中，基岩岩性为泥岩，透水性、富水性较差，水量小。成都市充沛的降雨量（多年平均降雨量947mm，年降雨日达140天），构成了地下水的主要补给源。同时，雨洪期南河及附近沟渠也为其补给源。此外，区内地下水还接受NW方向的侧向径流补给。根据成都市地铁一期工程沿线水文、工程、环境地质条件，主要问题及对策专题研究报告成果，本站附近的南河排泄地下水，地下水水坡坡度平均值3.5左右。本次勘察站内及宾馆站至小天竺站区间取地下水样2组，水质类型为HCO3-CL-Ca2+型和HCO3-Ca2+型。按照岩土工程勘察规范（GB50021-2001），场地内水的腐蚀性评价宜按类环境考虑。经判定地下水及地表水对混凝土及钢筋混凝土结构中的钢筋均无腐蚀性，但对钢结构有弱腐蚀性。依据铁路混凝土结构耐久性设计暂行规定（铁建设2005157号），按化学侵蚀环境判定，地下水无腐蚀性。另据区域资料，灌口组泥岩夹石膏、钙芒硝、可能具有SO42-腐蚀性。施工中应取水样化验，核查地下水对砼、钢筋、钢结构的腐蚀性。1.1.3 基坑侧壁安全等级及重要性系数 成都地铁一号线 宾馆站基坑安全等级为一级，基坑重要性系数0 = 1.1。 1.2 设计总说明1.2.1 设计依据1.设计主要依据的规范，规程和规定：（1）地下铁道设计规范（GB50157-2003）；（2）建筑结构荷载规范（GB50009-20016）；（3）建筑基坑支护技术规程(JGJ120-99)；（4）混凝土结构设计规范(GB50010-2002)；（5）钢结构设计规范（GB50017-2003）；（6）建筑桩基技术规范(JGJ94-94)；（7）岩土工程勘察规范(GB50021-2002)；（8）地下工程防水技术规范(GB50108-2001)；（9）建筑地基基础设计规范(GB50007-2002)；（10）工程测量规范(GB50026-93)；（11）混凝土结构工程施工及验收规范(GB50204-2002)；2.成都地铁1号线一期工程宾馆站 岩土工程初勘报告(铁道第二勘查设计院)2005.10；3.成都地铁1号线一期工程2标段宾馆站 详勘阶段岩土工程详勘报告(铁道第二勘查设计院)2006.04；4. 成都地铁1号线一期工程宾馆站初步设计(铁道第一勘查设计院)2006.02；5. 成都地铁1号线一期工程技术要求(试行稿、补充稿)；6. 成都地铁1号线一期工程设计总体部提供的有关技术工作联系单等。关于“纤维筋在盾构端头井围护桩中的应用研究”会议纪要（2006）第38期及相关设计建议成都地铁1号线一期工程车站线路平、纵面图，站址范围管线资料，站址范围地质资料（电子文件）。成都市的有关技术规范、规定。1.2.2 支护结构方案本工程基坑支护设计方案的设计计算，严格按照建筑基坑支护设计规程（JGJ12099）、混凝土结构设计规范（GBJ500102002）、钢结构设计规范（GB50017-2003）中的有关要求进行。同时采用了理正软件进行了辅助计算和验算；经过详细的计算分析后，我们认为：采用本设计的基坑支护方案，能满足基坑土方开挖、地下室结构施工及周围环境保护对基坑支护结构的要求，符合“安全可靠，经济合理，技术可行，方便施工”的原则。图1 基坑平面图 基坑分为AB、BC、CD、DE、EF、FG、GH、HA八个计算区段，如图1所示，均采用人工挖孔灌注桩与钢管支撑，坳沟、暗塘分布区采用单排双轴深搅桩止水结构。本基坑工程的特点是基坑开挖面积大，地基土层以卵石土为主。周围环境较复杂，必须确保周围建筑物、道路、管线的正常安全使用，要求围护结构的稳定性好、沉降位移小，并能有效地止水。因此，围护结构的设计应满足上述要求。 综合考察现场的周边环境、道路及岩土组合等条件，为尽可能避免基坑开挖对周围建筑物、道路的影响，经过细致分析、计算和方案比较，本工程支护方案选用下列形式： 整个基坑采用人工挖孔灌注桩加三层钢管支撑作为支护结构。 基坑周围采用管井降水。1.3 基坑监测施工期间为确保基坑围护结构及周边环境的安全，必须对基坑进行监测，建议监测内容包括以下项目：1）水平垂直位移量测：对围护墙顶、立柱顶端、地下管线及邻近构筑物的水平位移及沉降进行监测；2）测斜：建议在围护墙内及墙后土体内埋设测斜管进行测斜；3）支撑内力测试：每道支撑选择主要受力杆件量测轴力；4）地下水位观测：建议布置坑外地下水位观测井。5）邻近构筑物周边布设观测点，对沉降和裂缝进行跟踪测量。总之，做到信息化施工，及时反馈信息，发现问题及时处理，以确保周围建（构）筑物的安全和施工的顺利进行。 第二章 支护结构设计计算原理2.1 板桩墙结构分析的古典方法板桩墙结构分析的古典方法较多，主要有悬臂板式墙体结构分析、浅层单支点板桩墙的自由端法、深埋板桩墙的等值梁法、多层支点板桩墙等弯矩布置法、多层支点板桩墙等反力布置方法、弹性曲线法等等。这里着重说明本设计手算部分采用的深埋板桩墙的等值梁法。2.1.1 单层支点板桩墙的等值梁法2.1.1.1 等值梁法的基本原理当板桩墙的入土深度较大，土体对入土部分的墙体起到了嵌固作用，此时支护墙体上端受到支撑（拉锚）的支承作用，下端受到土体的嵌固支承作用，如图所示。在图中，ac梁自b点为铰支点，c点为固定端，d点为弯矩图中的零点即挠曲线的反弯点。若将ac梁自d点断开，并在d点设自由支承而形成ad梁，则ad梁的弯矩在同样分布的荷载作用下保持不变，即ad梁为ac梁上ad段的等值梁。这样可把支护墙体划分为两段假想梁，上部为简支梁，下段为超静定梁，这样就可以求得墙身内力。应用等值梁法计算，首先应确定反弯点的位置，在这方面有以下几种假设：（1）假设反弯点位于土压力强度为零的那一点；（2）假设为墙体与基底相交的那一点；（3）假设反弯点位于基底以下y处，其中y的确定与土体的标准贯入度N有关，对于多道支撑的支护结构可按表采用； 反 弯 点 的 位 置砂质土粘性土反弯点位置yN20.4h0N152N100.3h015N3010N30N200.1h0注：h0为支点至坑底的距离在以上假设中，本设计采用第三种假设，即认为反弯点位于基底以下的由土体的标准贯入度确定的y处。2.1.1.2 等值梁法计算步骤（1）计算作用于墙体上的土压力强度，并绘出土压力分布图。计算土压力强度时，对墙体前后的被动土压力乘以修正系数和。深度以下的土压力可暂不绘出。（2）确定反弯点位置。例如本设计可根据标准贯入度查得y。（3）按简支梁计算等值梁的最大弯矩和支点反力。（4）计算墙体的最小入土深度。2.1.2 多层支点板桩墙的等值梁法对于多层支点的板桩墙，在应用等值梁法进行设计计算时，其基本原理及计算步骤与单层支点的等值梁法相似，其不同点在于单层支点的等值梁法其上段为简支梁，在求解最大弯矩和支座反力时可按简支梁进行分析，而多层支点的等值梁法其假想铰（反弯点）以上的上段梁为多跨连续梁，因而在求解墙身弯矩和支座反力时应按连续梁进行分析，可以应用结构力学的弯矩分配法进行求解。至于求解墙身入土深度同样可以利用单层支点的等值梁法计算步骤进行。应用等值梁法计算多层支点板桩墙时，应根据分层挖土深度与每层支点设置的实际施工情况分阶段分层计算，并假定下层挖土不影响上层支点计算的水平力。第一层支点可按单层支点结构计算，但计算总所用的开挖深度H应为设置第二层支点时的开挖深度。第k层支点计算时，第一层至第k-1层支点的水平力，均为已知力。第k层支点水平力可按第k-1层支点设置时开挖的深度下的反弯点以上诸力对该点力矩之和为零来确定：由各层净土压力，及所求出的各层支点水平力，分别计算各挖土阶段支护结构的弯矩分布图。按各阶段弯矩图的最大弯矩进行配筋。按，进行支撑抗力设计。2.2 板桩墙结构的有限元分析原理由于古典法以及山肩邦男法、弹性法等一类计算方法不能有效地计入基坑开挖时挡土结构及支撑轴力的变化过程，采用这些计算方法所得到的计算结果用于多层支点的深基坑挡土结构分析时内力实际情况的误差较大，有的甚至达3倍以上。随着计算机的普及，有限单元法作为一种计算方法具有灵活、多样、限制少，易于模拟等优点而在挡土结构分析中具有优势。在使用有限元对挡土结构分析时，可有效地计入基坑开挖深度的增加，其架设数量的变化、支撑架设前的挡土结构位移以及架设后支撑轴力也会随后次开挖过程而逐渐得到调整，支撑轴力对挡土结构内力变化的影响，以及空间作用下挡土结构的空间效应等问题等等。这样可为有效、安全、经济地优化挡土结构形式和开挖过程的合理化开辟了新的方向。支护结构有限分析方法有两类，即建设部建筑基坑支护技术规程JGJ120-99推荐的竖向平面“弹性支点法”（上海市标准基坑工程设计规程DBJ08-61-97中称为“竖向弹性地基梁基床系数法” ）和“连续介质有限元法”，前者为一维杆系有限元法，后者为二维的平面有限元法。由于平面有限元计算参数难以较准确地确定及实际应用上的限制，目前还未广泛应用，而主要采用一维杆系有限元法，即竖向平面弹性支点法。2.2.1 计算原理将弹性地基上梁划分为若干个单元，取其中一个单元，见下图2-1（b）。 （a）结构和分解成有限元，并用综合的px来表示结构（b）外部（结点）和内部（构件）有限元的受力图2-1 有限元分析原理示意图结构上任一节点处可列出下式：此式表示节点外力P是用连接常数A与构件内力F相乘积。需要说明的是P和F用广义力的矩阵表示，它既可代表力，有可代表力矩。同时，上式是一个速记符号，代表若干个AiFi之和，以等于第i个节点力。对于任一结构上的全部节点，在略去下标及括号后，上式变为： （2-1）任何节点的内部变形和外部节点位移间的关系式为： （2-2）式中的e及X可以转角或平移。有结构力学的互换可以证明，B矩阵正好是A矩阵的转置，即，则 （2-3）而内部构件力F与节点内部的构件变形的关系为： （2-4）将式（2-1），（2-3），（2-4）联立，可得 （2-5）其中为总刚度矩阵，P为已知结构外力，此方程仅有未知数X，其解为： （2-6）利用式（2-6）可求出形变值X，代回到式（2-4），可得设计所需的内部构件力，这个方法提供了两个重要结果：（1）设计数据；（2）形变数据。为方便起见，每一次可利用结构的一个单元来建立单元刚度矩阵。并根据位移连续及内力平衡原则，用叠加法从单元刚度矩阵来建立总刚度矩阵。具体单元刚度矩阵及S 矩阵的推导及叠加法的实现可参阅有关资料，这里不再赘述。2.2.2 计算模式如图2.2.2所示的板桩墙和p-x编码及单元力。它实际上是一个旋转了90度的地基梁的问题，仅将开挖线以上的土弹簧去除。图2-2 有限元计算模式支护墙体在墙后受有主动土压力的作用，墙前被动的土及支撑被视为弹性地基。简化成弹簧作用（土弹簧刚度系数即土体基床系数）。墙上散布的土压力按照邻近单元长度进行分配。简化为节点上的集中力作用。同样土下部分墙体受到的土体弹簧作用也根据邻近单元长度进行分配，简化为节点上的弹性支撑。如图2-2(e)所示。然后根据前面所述的有限元基本理论，对支护墙体进行分析。利用此有限元方法对支护体系进行分析，将支撑，土体视为弹性支承，与墙体共同作用，共同变形，可以与支护体系实际工作状况很好地吻合，从而得出较为准确的计算结果。2.2.3建筑基坑支护技术规程JGJ120-99推荐的竖向平面“弹性支点法” 上海市标准基坑工程设计规程DBJ08-61-97中称为“竖向弹性地基梁基床系数法” 。对于板式支护墙体的计算，其计算简图如图2-3所示。图2-3 板式围护墙计算简图基坑内支撑点弹性支座的压缩弹簧系数，应根据支撑体系得布置和支撑构件的材质与轴向刚度等条件，按(2-7)式确定： （2-7）式中 内支撑的压缩弹簧系数 ()； 与支撑松弛有关的折减系数，一般取0.51.0； 混凝土支撑或钢支撑施加预压力时，取1.0； 支撑结构材料的弹性模量 ()； 支撑构件的截面积 ()； 支撑的计算长度 ()； 支撑的水平间距 () 。基坑开挖面以下，水平弹簧支座和垂直弹簧支座的压缩弹簧刚度和,可按式（2-8）和（2-9）式计算： （2-8） （2-9）式中 、分别为水平和垂直向压缩弹簧刚度 ()；、分别为地基土的水平向和垂直向基床系数 ()，宜由现场试验确定。当无条件进行现场试验时，上海市基坑工程设计规程(DBJ08-61-97)建议根据地基土的性质查其附表选用；、分别为弹簧的水平向和垂直向计算间距 ()。 2.2.4 计算简图2.2.4.1 施工过程工况分析考虑施工因素，支护结构在各个施工阶段的不同变形状态如图(2-4)图2-4 挡土结构的变形状态随开挖过程的变化从图(2-4)可知，支撑在架设之前，该点处的支护墙已发生了很大的变位，而支撑架设以后该点的变位量是很小的，即支护结构的变形多在支撑架设之前已经发生并影响支护结构的内力。与支护结构在各个开挖施工阶段的变形特征相适应，各阶段的计算简图如图(2-5)所示。图 2-5 考虑开挖过程的结构计算简图图中、为支撑杆轴力。地层抗力系数可根据现场试验或按有关规定取用。其取值需考虑到开挖面附近土体的变形和一定的安全储备。根据图(2-5)所示的计算简图可以分别求得不同开挖阶段的支护结构的位移、弯矩、剪力和支撑反力。在基坑开挖到基底后进行主体结构施工，支撑随主体结构施工而逐渐拆去时由于支撑点的位置与主体结构本身条件以及回撑点的位置不同而对支护结构的内力会产生各种影响，因此在进行有限元分析时也必须计入这方面的因素。因此，在进行支护结构的内力分析时，应针对各个不同的施工阶段的工况进行全面分析计算后才能确保支护结构全施工过程的正常使用。2.2.4.2 支撑预加压力的影响当基坑周围环境对变形控制要求为严格时，为减少由于基坑施工产生的地层位移，在施工中往往采用支撑预加压力的工艺，从这时对于支护墙体而言，实际上是承受与土压力荷载方向相向的外力，因而对控制结构变形和防止产生过大的弯矩都是有利的。考虑预加压力的支护结构计算简图如图(2-6)所示，图中、为预加压力值。图 2-6 考虑支撑预加压力的挡土结构工况根据规范，预加压力值一般可取支撑力设计值有40%-60%。应用有限元方法进行支护结构设计计算时，预加支撑压力可采用下述方法实现：设支撑安装后于下一步开挖之前预加轴力为，相应计算图式如图(2-7)所示。从图中可见， 应加于支撑杆件的左边支座，而由于水土压力在施加预加轴力之前已经达到平衡，此时仅考虑土层的抗力。地基基床系数与前文中所取值原则相同，皆为单向受力弹簧，可压不可拉。将图(2-7)中得到的位移、内力值等与没有预加轴力之前的效果，尤其是在作用点处的位移值相叠加，并以叠加后的值来对下一阶段的受力进行位移修正。(关于位移修正详见下文)图 2-7 支撑预加压力计算简图2.2.4.3 支撑安装前的位移影响在支护结构内力分析时，对某一阶段的分析必须计入上一阶段产生的位移影响，该位移是本阶段支撑安装前就已经产生的，其影响可通过对杆系得边界条件修正加以解决。如图(2-8)所示，设在支撑安装前支撑点处的支护墙已发生的位移为，则支撑安装后开挖到下一步支撑点时的计算图式为图(2-8b)，即应对相应的支撑点处进行位移修正，修正量为，在这种条件下的计算结果可以方便地计入由于支撑杆系受力不同而发生相对变形时支护结构的内力影响。如果位移直接修正在支护结构作用点，则不能计入支撑杆本身的变形了。图中为支撑杆的计算长度。图 2-8 支撑处的位移修正2.2.5 计算步骤参考第三章电算结果。西南交通大学学士学位毕业设计第三章 基坑支护结构设计计算书3.1 设计计算3.1.1地质计算参数根据本工程岩土工程勘察资料，各土层的设计计算参数如表1：表1 土层设计计算参数土 层天然密度干密度d粘聚力C内摩擦角天然降水后（KN/m3）(kPa)()人工填土1.851.8026.013粉细砂(稍密)1.91.82528中粗砂(稍密)1.951.853035卵石土(稍密)2.01.953338卵石土(中密)2.12.053642卵石土(密实)2.22.153846中粗砂(中密)1.951.853035卵石土(稍密)2.12.03542卵石土(中密)2.22.13845卵石土(密实)2.32.24252粉细砂(中密)1.91.82830卵石土(中密)2.22.14245卵石土(密实)2.32.24552强风化泥岩2.12.040中等风化泥岩2.272.2453.1.2计算区段的划分根据具体环境条件、地下结构及土层分布厚度，将该基坑划分为八个计算区段，其附加荷载及计算开挖深度如表2：表2 计算区段的划分区 段左侧1左侧2左侧3南端右侧1右侧2右侧3北端段位号ABBCCDDEEFFGGHHA地面荷载（kPa）2020202020202020开挖深度（m）17.116.316.315.816.617.017.515.8 3.1.3计算方法 按照建筑基坑支护技术规范（JGJ 120-99）的要求，土压力计算采用朗肯土压力理论，矩形分布模式，所有土层采用水土合算。求支撑轴力是用等值梁法，对净土压力零点求力矩平衡而得。桩长是根据桩端力矩求出，并应满足抗隆起及整体稳定性要求，各段的抗隆起、整体稳定性验算、位移计算详见点电算结果。为了对比分析，除用解析法计算外，还用理正软件电算。由于支护结构内力是随工况变化的，设计时按最不利情况考虑。3.1.4土压力系数计算按照朗肯土压力计算理论作为土侧向压力设计的计算依据，即： 主动土压力系数：Kai=tg2(45-i/2) 被动土压力系数：Kpi=tg2(45+i/2)计算时，不考虑支护桩体与土体的摩擦作用，且不对主、被动土压力系数进行调整，仅作为安全储备处理。计算所得土压力系数表如表3所示：表3 土压力系数表土 层KaiKpi人工填土0.4620.679粉细砂(稍密)0.4060.6372.4641.570中粗砂(稍密)0.3330.5773.0001.732卵石土(稍密)0.2950.5433.3921.842卵石土(中密)0.2600.5103.8521.963卵石土(密实)0.2380.4884.2042.050中粗砂(中密)0.3330.5773.0001.732卵石土(稍密)0.2710.5213.6901.921卵石土(中密)0.2380.4884.2042.050卵石土(密实)0.1980.4455.0452.246粉细砂(中密)0.3610.6012.7701.664卵石土(中密)0.1980.4455.0452.246卵石土(密实)0.1720.4145.8282.414强风化泥岩0.2170.4664.5992.145中等风化泥岩0.1720.4145.8282.4143.2 AB段支护结构设计计算该段为基坑西北侧，建筑0.00相当于绝对标高17.25m，整平后地面标高为17.00m，支撑设在-1.75m处，桩顶标高为-1.35m。实际挖深8.50m，结构外侧地面附加荷载q取20kPa，计算时以J1孔为例。3.2.1土层分布（如表4所示） 表4 ABC段土层分布层号岩土名称厚度（m）人工填土2.80粉细砂(稍密)1.40 卵石土(密实)1.70 粉细砂(稍密)1.70 卵石土(中密)2.50 卵石土(密实)6.00 卵石土(密实)5.80 强风化泥岩1.70 3.2.2土层侧向土压力计算图3-1 土层分布柱状图3.2.2.1主动土压力计算水上部分Ea(1 1)=(20+18.50.8)0.633-2260.795=-19.34(kPa)Ea(1 2)=(20+18.52.8)0.633-2260.795=4.08(kPa)Ea(2 1)=(20+18.52.8)0.361=25.92(kPa)Ea(2 2)=(20+18.52.8+191.4)0.361=35.52(kPa)Ea(3 1)=(20+18.52.8+191.4)0.163=16.04(kPa)Ea(3 2)=(20+18.52.8+191.4+221.7)0.163=22.14(kPa)Ea(4 1)=(20+18.52.8+191.4+221.7)0.361=49.02(kPa)Ea(4 2)=(20+18.52.8+191.4+221.7+191.7)0.361=60.68(kPa)Ea(5 1)=(20+18.52.8+191.4+221.7+191.7)0.198=33.28(kPa)Ea(5 2)=(20+18.52.8+191.4+221.7+191.7+212.5)0.198=43.68(kPa)Ea(6 1)=(20+18.52.8+191.4+221.7+191.7+212.5)0.119=26.25(kPa)Ea(6 2)=(20+18.52.8+191.4+221.7+191.7+212.5+236.0)0.119=42.67(kPa)Ea(7上1)=(20+18.52.8+191.4+221.7+191.7+212.5+236.0)0.119=42.67(kPa)Ea(7上2)=(20+18.52.8+191.4+221.7+191.7+212.5+236.0+231.0)0.119=45.41(kPa)水下部分Ea(7下 1)=(20+18.52.8+191.4+221.7+191.7+212.5+236.0+231.0)0.172+(17.1-17.1)-(17.1-17.1)0.172)10=65.64(kPa) Ea(7下2)=(20+18.52.8+191.4+221.7+191.7+212.5+236.0+231.0)0.172+(17.6-17.1)-(17.1-17.1)0.172)10=70.64(kPa)Ea(8 1)=(20+18.52.8+191.4+221.7+191.7+212.5+236.0+231.0)0.172+(17.6-17.1)-(17.1-17.1)0.172)10=70.64(kPa)Ea(8 2)=(20+18.52.8+191.4+221.7+191.7+212.5+236.0+231.0)0.172+(20.6-17.1)-(17.1-17.1)0.172)10=100.64(kPa)3.2.2.2被动土压力计算Ep(7下 1)=08.434+(17.1-17.1)-0.5)(1-8.434)10=37.17(kPa)Ep(7下 2)=(0+230.5)8.434+(17.6-17.1)-0.5)(1-8.434)10=96.99(kPa)Ep(8 1)=(0+230.5)5.828+(17.6-17.1)-0.5)(1-5.828)10=67.02(kPa)Ep(8 2)=(0+230.5+233)5.828+(20.6-17.1)-0.5)(1-5.828)10=324.31(kPa)3.2.2.3净土压力计算（坑地面以下）Ep(7下 1)=37.17-65.64=-28.47(kPa)Ep(7下 2)=96.99-70.64=26.35(kPa)Ep(8 1)=67.02-70.64=-3.62(kPa)Ep(8 2)=324.31-100.64=223.67(kPa)3.2.3土压力合力及作用点的计算：LD(1)=19.342.0/(19.34+4.08)=1.65(m)Ea(1)=(2.0-1.65)4.08/2=0.71(KN/m)Ha(1)=(2.0-1.65)/3=0.12(m)Ep(1)=19.341.65/2=15.96(KN/m)Hp(1)=1.65-1.65/3=1.10(m)Ea(2)=(25.92+35.52)1.4/2=43.01(KN/m)Ha(2)=1.4/3(25.922+35.52)/(25.92+35.52)=0.66(m)Ea(3)=(16.04+22.14)1.7/2=32.45(KN/m)Ha(3)=1.7/3(16.042+22.14)/(16.04+22.14)=0.80(m)Ea(4)=(49.02+60.68)1.7/2=93.25(KN/m)Ha(4)=1.7/3(49.022+60.68)/(49.02+60.68)=0.82(m)Ea(5)=(33.28+43.68)2.5/2=96.20(KN/m)Ha(5)=2.5/3(33.282+43.68)/(33.28+43.68)=1.19(m)Ea(6)=(26.25+42.67)6/2=206.77(KN/m)Ha(6)=6/3(26.252+42.67)/(26.25+42.67)=2.76(m)Ea(7上)=(42.67+45.41)1/2=44.04(KN/m)Ha(7上)=1/3(42.672+45.41)/(42.67+45.41)=0.49(m)LD(7下)=28.370.5/(28.37+26.36)=0.26(m)Ea(7下)=28.370.26/2=3.69(KN/m)图3-2 AB段土压力分布图Ha(7下)=0.26-0.26/3=0.17(m)Ep(7下)=(0.5-0.26)26.36/2=3.16(KN/m)Hp(7下)=(0.5-0.26)/3=0.08(m)LD(8)=3.613/(3.61+223.68)=0.05(m)Ea(8)=3.610.05/2=0.09(KN/m)Ha(8)=0.05-0.05/3=0.03(m)Ep(8)=(3-0.05)223.68/2=329.93(KN/m)Hp(8)=(3-0.05)/3=0.98(m) Ea=0.71+43.01+32.45+93.25+96.20+206.77+44.04+3.70+0.09=520.2(KN/m)3.2.4支撑轴力计算：3.2.4.1第一道支撑轴力计算：图 3-3 第一道支撑轴力计算简图第一道支撑轴力计算，其基坑深度取第二道支撑以下0.5米，土体各层加权平均值,。绘土压力强度分布图，查表得 则：。根据等值梁法的计算公式可得：。按简支梁计算上部墙体，由，有： 所以，3.2.4.2第二道支撑轴力计算：结构上的主动土压力及反弯点如图所示，单位宽度上的支撑的轴力T为：图 3-4 第二道支撑轴力计算简图其中： 代入： 3.2.4.3第三道支撑轴力计算：结构上的主动土压力及反弯点如图所示，单位宽度上的支撑的轴力T为：图 3-5 第三道支撑轴力计算简图结构上的主动土压力及反弯点如上图所示，单位宽度上的支撑的轴力T为：其中： 代入： 3.2.5桩长计算：取桩身嵌入坑底地面以下3.5米，经验算满足要求；桩长H=15.5+3.5=19.0m，经电算验算，满足要求。3.2.6最大弯矩计算：根据结构力学分析，最大弯矩位于零剪应力截面。有分析可知，每一道撑附近会产生零剪应力面，且加第一道撑附近弯矩较小，故从第二道撑开始算起。3.2.6.1第二道支撑图 3-6 第二道支撑附近弯矩计算简图根据上图，求，即为-8.99m处。 3.2.6.2 第三道支撑图 3-7 第三道支撑附近弯矩计算简图根据上图，求，即为-13.99m处。 3.2.6.3 坑底以下根据图示，求，即为-19.5