深基坑复合土钉墙支护三维数值模拟分析

深基坑复合土钉墙支护三维数值模拟分析

0基于数值模拟方法的基坑支护问题复合土钉的保护是一个三维问题，现有的理论和方法大多是将复合土钉简化为平面问题。在采用平面模型时，土钉在垂直于计算平面方向被展开成板状，从而明显夸大了钉–土界面的实际面积，而且这样展开的土钉将其上下土层完全分开，在这种情况下无论是否加入界面单元，也无论界面单元的力学参数如何取值，在理论上都不能符合实际。同时，基坑的变形或应力应变状态是一个支护结构与土体的共同作用问题，在基坑开挖的不同工况、支护结构与土体是一个相互作用的渐变过程。因此，一般采用数值模拟方法来研究基坑支护问题。在目前众多的数值模拟分析程序中，基于有限元差分法的FLAC-3D程序不仅能很好的反映基坑的三维问题，考虑支护结构与土体的相互作用问题，而且FLAC-3D程序能够很好的模拟地质材料受力作用下屈服、塑性流动、软化直至大变形等力学行为，因此FLAC-3D程序模拟的结果更加符合工程实际情况。有鉴于此,本文采用美国Itasca公司开发的FLAC(FastLagrangianAnalysisofContinua)分析软件,对深圳假日广场基坑工程中的预应力锚索复合土钉支护结构进行开挖支护施工过程的三维动态模拟分析,并将模拟模型与现场原位测试数据的拟合及对比分析,为深基坑复合土钉墙支护技术的设计和施工提供有益的指导,同时对深入了解复合土钉墙支护作用的机理具有较大意义。1材料本构模型或后整理后的三维力学行为FLAC-3D是美国ItascaConsultingGroupInc开发的，属于三维快速拉格朗日分析程序。三维快速拉格朗日分析是一种基于三维显式有限差分法的数值分析方法，它可以模拟岩土或其他材料的三维力学行为。FLAC-3D包含了10种弹塑性材料本构模型，有静力、动力、蠕变、渗流、温度5种计算模式，各种模式间可以互相耦合，并且FLAC-3D还可以模拟多种结构形式，如岩体、土体或其他材料实体如梁、桩、壳、衬砌、锚索以及土工织物等等。同时，FLAC-3D程序具有强大的前后处理功能，该程序以时间步长的形式来推动程序的计算，可以记录每一时间步长下结构的受力状态，从而可以对结构从刚刚受力直至结构发生屈服、破坏的整个过程进行分析，并可以形成一个flac.mov动画文件，通过动画的方式显示整个过程，使得FLAC-3D成为一个求解三维岩土问题的最理想工具之一。2三维数值模拟分析模型的构建2.1喷射混凝土社会面土钉、锚索采用FLAC-3D中的索结构(cablestructure)。索结构仅能够承受拉应力和压应力，不能承受弯矩的作用。Buhan根据屈服设计理论认为，除了很大直径的土钉外，土钉由于抗弯作用而产生的剪应力作用是较小的，故采用索结构模拟土钉能够符合工程实际。另外，采用索结构的最大优点在于它可以模拟土钉、锚索与周围土体或水泥注浆体的相互作用，能够准确反映土钉、锚索的轴向拉应力和剪应力的大小和分布形式。喷射混凝土面层采用FLAC-3D中的壳结构(shell-typestructure)。壳结构由多个具有三节点18个自由度的三角形单元组成(图1)。用户可以根据计算的精确程度定义三角形单元的大小，还可以规定壳结构单元的厚度、材料属性以及壳结构与土体之间的作用方式。通过对不同位置上的节点设置监测历史记录，可以得到作用于喷射混凝土面层的土压力变化过程。腰梁采用FLAC-3D中的梁结构(beamstructure)。梁结构由多个具有12个自由度的和截面双轴对称的节单元(segment)组成（图2），各节单元之间通过节点连接。梁截面为矩形，由梁截面的y和z方向的惯性矩来定义。2.2mb弹性–完全塑性模型目前在土钉支护数值模拟分析中，采用的本构模型主要有：非线性E-v模型、Mohr-Coulomb弹性–完全塑性模型、非线性E-B模型、渐进单屈服面模型和Drucker-Prager模型。本文土体本构模型选用Drucker-Prager模型，Drucker-Prager模型考虑了静水压力对屈服强度的影响，模型参数少且易于确定，计算简单，而且考虑了岩土材料的剪胀性。2.3模型尺寸和约束Duncan和Goodman认为，边坡的计算范围可取边坡坡脚以下H深、坡脚左右水平2～3H的范围，H为边坡高度。据此，建立的模型尺寸如图3所示。由于模型尺寸足够大，可以认为开挖对模型边界的应力和应变影响较小，故对模型的前面、后面和底面采用固定约束，在侧面仅对y方向施加约束，限制土体y方向的位移。至于模型侧面的应力边界条件，可认为近似服从静止土压力的分布形式（图4所示）。2.4土钉的flac-3d模型由于建立整个基坑南侧边坡模型太大以至于网格和节点太多，且土钉、锚索数量众多，软件计算速度非常缓慢，故本文建模时在y方向仅考虑一排土钉的宽度（即土钉的水平间距1.4m）。运用FLAC-3D编制程序，最终建立的模型如图5所示。模型中岩土体分为两层，上层土体为粒质粉质粘土；下层为燕山期粗粒花岗岩，距离基坑底3.7m，其力学性能指标如下：体积弹性模量K=4.39×1010Pa，剪切弹性模量G=3.02×1010Pa，粘聚力c=5.51×107Pa，摩擦角φ=35°。3现场大规模原型测试3.1基坑开挖深度基坑东西向长308.2m，南北向宽46.5～82.5m，总开挖面积近20000m2。基坑开挖深度东西北三侧为17.6～21.0m，基坑南侧开挖深度为13.8～18.7m。基坑周边环境及管线布置如图6所示。场地地层由第四系人工填土层、坡洪积层、残积层和燕山期基岩组成。3.2基坑变形监测本试验包括现场原位测试和室内测试两部分。现场试验包括基坑周边水平位移观测、基坑周边沉降观测、边坡深层土体水平位移测试、土钉与锚索内力测试、土压力测试、土钉与锚索抗拔力测试、爆破剪切波速测试、地下水位测试、孔隙水压力测试等；室内试验按照《土工试验标准》进行，室内试验项目包括岩土的物理性质试验、岩土的力学性质试验、土的化学组分测试、土的矿物组成鉴定、水的化学组分测试。(1)土钉与锚索内力监测在基坑南侧布置A、B两组剖面试验点，详见图6。试验剖面各排土钉从距离端部1m开始，每隔2m设置一个钢筋应力传感器，预应力锚索在张拉锁定端头设置锚头测力计。(2)土压力监测在A、B两试验剖面测试点上各布置了9个土压力盒，分别安放于各排土钉之间喷射混凝土面层与土体的接触面上，如图7。(3)孔隙水压力测试在基坑南侧A、B两试验剖面上距基坑开挖边线1.0m不同深度的位置上各平行布置6个孔隙水压力观测孔，6个孔隙水压力计分别安放于不同深度的土体内，如图7。(4)地下水位监测在基坑南侧A、B试验剖面之间和基坑北侧C试验剖面附近各布置1个水位观测井。(5)基坑水平位移监测位移观测点设置在基坑的开挖边沿，根据变形观测方案，水平位移观测点共布设50个点（包括冠梁及腰梁），其中基坑南侧有10个点，A、B两试验剖面处分别有22号点和23号点。(6)基坑沉降监测根据变形观测方案，沉降观测点共布置56个，其中基坑南侧沿基坑周边布置6个观测点，A、B两试验剖面处采用位移观测点22号点和23号点。所有沉降观测点的布设均按规范要求执行。(7)边坡土体位移测试在基坑南侧A、B两剖面试验点处距离基坑开挖边线0.5m的位置各布置一个测斜孔，详见图7。4动态组合的结果和分析4.1监测点坡顶位置的支护水平位移为了监测基坑边坡土体水平位移和沉降的变化，在坡顶和实际测斜管所处位置不同深度的土体中分别设置的17个监测点，通过FLAC-3D中的History命令对各监测点的水平位移变化情况进行监测。各监测结果如图8所示。观察图8可以发现，预应力锚索复合土钉支护结构的最大水平位移发生在基坑边坡的中下部，这与实际测量的结果是一致的。从图8中可知基坑边坡坡面处最大水平位移值为87.1mm。图8反映了基坑边坡坡顶位置（S22监测点所处位置）的水平位移随时间步长的变化情况，其最终水平位移值为54.04mm，而A、B两试验剖面处的实测值分别为52.80mm和54.60mm，误差分别为2.35%和1.03%，模拟结果非常接近实测值。从图8中可以看出，计算值和实测值的变化趋势一致，且模拟值的最终监测结果非常接近实测值。4.2预应力锚索对土体变形的影响在基坑边垂直于基坑开挖边线的方向均匀布置了15个沉降监测点，由History命令来监视墙后土体的沉降情况，计算和监测的结果如图9所示。观察图9，可以发现：放坡预应力锚索复合土钉支护结构的沉降最大位置不在基坑坡顶开挖边线处，其墙后沉降整体分布形式类似“勺”状，但不如桩锚式复合土钉支护那样明显。对于这种沉降变形性质，可以做如下两方面的解释：(1)通过对第一排预应力锚索施加预应力有效地减小了支护边坡上部土体的水平位移和沉降变形；(2)10cm厚的喷射混凝土面层自身具有一定的抗弯刚度和界面粘结作用，二者对减小靠近开挖边线土体的沉降都发挥了积极的作用。从图9可以看出，沉降最大值为48.56mm，发生在基坑坡顶距离开挖边线6～8m的位置。另外，土体开挖后，基坑底土体回弹变形较大，已超过最大沉降值，达到100mm，呈现出以靠近基坑坡脚处回弹变形最大，并向基坑中部递减的形式分布。这说明基坑底靠近坡脚位置的土体受力较复杂，除了因卸荷而产生的应力释放效应外，还受到墙体因滑动趋势对其附加的额外作用，同时也从另一个方面反映了预应力锚索复合土钉支护结构的滑裂面并不通过坡脚，而是经过坡脚以下一定深度的土体，其结论与根据土钉内力实际测量结果得出的结论是吻合的。结合预应力锚索复合土钉支护结构的水平位移和沉降模拟分析结果综合分析，可以发现如下特点：预应力锚索复合土钉支护结构的变形与传统土钉支护结构的变形存在着明显的差异，前者最大水平位移发生在基坑边坡中下部，最大沉降发生在坡顶距离开挖边线一定距离的位置；而后者最大水平位移和沉降均发生在坡顶靠近开挖边线处。二者的差异比较如图10所示。4.3土钉和预应力锚索的粘结强度将土钉内力的实测值与模拟值对比可以发现：从整体来说，模拟值比较接近实测值，虽然稍偏低于实测值(见图11)，但工程设计时都有一定的安全储备，因此，用此结果指导实际施工还是非常有意义的。造成结构模拟预测值偏低的主要原因在于地下水及孔隙水压力不断变化的影响。纵向观察各排土钉内力模拟值，在靠近基坑上部的土钉模拟值比实测值偏小较多，其原因可能是在模拟时没有考虑基坑边堆载的情况；在靠近坡脚的土钉内力比实测值偏小，其原因包括水压力的影响，以及实际施工过程中开挖完成到土钉置入土体所间隔的时间较长所致；各排预应力锚索的最大拉力略偏大于实际锚头测力计的值，主要是由于模拟时认为预应力锚索自由段与周围土体不发生任何作用，即自由段的粘结强度为0。而实际施工中，锚索自由段因劈裂注浆的加压作用，并不能完全视为无粘结强度。图12给出了土钉和预应力锚索上由其周围注浆体施加的剪应力，从中可以看出，剪应力呈现两端大，中间小的分布形式，在滑裂面附近拉应力最大的位置，剪应力为0。将土钉上各剪应力为零的点连线，即得到土钉最大拉力位置沿基坑深度的分布图。4.4基坑底变形分析基坑边坡土体的应力应变特征主要包括3个主应力和剪切应变，和应力应变等值线图，如图13～16所示。其中第一主应力σ1代表沿z轴方向的应力；第二主应力σ2代表沿y轴方向的应力；第三主应力σ3代表沿x轴方向的应力。对比3个主应力图可以发现，在基坑底靠近坡脚的位置，3个主应力都相对偏大，说明这个部位受力状况比较复杂。图16反应了剪应变增量的变化，其中，以坡脚和基坑底靠近坡脚的位置变化特别明显，可见，此部位是相对受力薄弱的部位，设计时应引起注意。造成此种坡脚附近应力比较复杂的原因主要是由于被支护边坡有沿着潜在优势滑裂面滑移的趋势，且滑裂面通过基坑底以下一定深度的土体，从而对基坑底靠近坡脚位置的土体产生挤压作用，促使其发生基坑底隆起变形。所以对放坡预应力锚索复合土钉支护的设计