第5章數(shù)值計算

1、第五章 儲煤倉組合支護基坑有限元分析研究5.1引言儲煤倉基坑土釘、加筋土、邊樁組合支護體系的受力變形特點，是各單一支護共同作用的結果，而且涉及材料、接觸非線性問題，因此采用常規(guī)分析方法很難反映諸多因素的綜合影響。近年來數(shù)值分析方法，特別是有限單元法越來越多被應用于基坑支護力學分析，其主要優(yōu)點在于可以勝任邊界、材料和接觸復雜的力學變形分析；盡管由于所選擇土體本構關系、模型參數(shù)是否合理難以界定而使得有限元分析的有效性受到質疑，但是有限元分析仍是當前包括基坑開挖等復雜巖土工程力學分析的最主要手段。目前關于單一復合土釘墻128或加筋土坡139-140或樁墻的有限元分析研究較多，對于樁錨組合支護的有限元

2、分析有少量研究，而對于土釘、加筋以及樁墻共同作用的復雜組合支護有限元分析研究尚未見有報道。通過本章組合支護基坑的有限元分析，可以獲得儲煤倉基坑土釘、加筋土、邊樁組合支護體系的力學響應特點，揭示各類支護之間協(xié)同作用的機理。從空間維數(shù)角度看，基坑有限元分析可以分為二維平面和三維立體兩種分析類型。平面分析主要優(yōu)點在于計算量小、容易實現(xiàn)，其主要不足在于不能考慮基坑的空間效應；而三維立體分析可以反映空間效應的影響，但其建模難度大、計算耗時長。本文所研究的基坑狹長且沒有內(nèi)部支撐，屬于較為典型的平面應變問題，而且本文基坑支護的主要實測斷面位于其軸向中間部位，因此平面有限元分析可以滿足研究要求。PLAXIS是

3、目前在基坑分析領域應用較為廣泛的一款商用有限元軟件。該軟件提供基于CAD圖形界面，極大方便計算模型的幾何輸入過程；在單元方面，除了有可以滿足不同精度要求土的應力變形分析的六節(jié)點二階和十五節(jié)點四階三角形單元，還提供了巖土工程領域經(jīng)常遇到的特殊結構單元，譬如板單元、用來模擬土和結構的相互作用的界面單元、錨桿單元、土工格柵單元等的；在土體材料模型方面，有工程中廣為應用的摩爾庫倫模型，也有可以考慮非線性強化和蠕變的改進巖土本構模型；在分析問題類型方面，除了一般的靜力分析還有固結分析、弧長控制分析、網(wǎng)格更新的大變形分析、安全系數(shù)折減分析等。本文將以PLAXIS軟件為研究平臺對儲煤倉基坑土釘、加筋土、邊樁

4、組合支護體系的力學響應展開分析。5.2平面有限元分析模型取基坑軸向中部橫截面為分析平面，建立平面應變有限元模型，該模型自上而下依次是填方段加筋陡坡、挖方段土釘陡坡和土釘直墻、地道樁墻三個部分。計算模型可以反映實際的施工順序，模型隨施工步驟不同而變化。結合工程實際工況，模型共分為如下8個計算步驟。(1)初始地應力平衡步。在該計算步中對初始地層施加大小為G=izi的豎向自重應力，以及大小為K0G的水平應力，其中為側壓力系數(shù)按經(jīng)驗公式取值K0=1-sin。施加地應力的同時應保證地層不發(fā)生任何位移。(2)開挖陡坡段右上側部分土層，安裝土釘并鋪設混凝土面層。該計算步土釘共為4層，其水平間距為1m，其豎向

5、間距和長度如該步計算模型簡圖所示。圖5-1逐層開挖右上側土層并順序安裝土釘(3)逐層開挖中間直墻段土層，順序安裝開挖段兩側土釘，并鋪設混凝土面層。土釘水平間距為1m，其豎向間距及土釘長度見該步計算模型簡圖。實際計算需要將該步驟再分為若干計算步，以模擬實際的分層施工過程。圖5-2逐層開挖中間土層并順序安裝兩側土釘(4)施工中樁、邊樁及地道頂板。將三維空間中存在一定水平間距的樁按照剛度等效的原則簡化為平面樁墻，具體樁和頂板力學參數(shù)見下文，該計算步的有限元模型簡圖如下。圖5-3施工中邊樁及地道頂板(5)開挖地道頂板以下部分土層，并施工地道底板，其計算模型簡圖如下。圖5-4開挖地道土層安裝地道底板(6

6、)施工左上側填方段加筋陡坡，逐層鋪設面板、加筋帶和土層。加筋帶水平間距為0.4m，其長度、豎向分布見該步計算模型簡圖。實際計算中需將該步驟再分為若干計算步，以模擬實際的分層施工過程。 圖5-5分層施工左上側加筋陡坡(7)施工右上側填方段加筋陡坡，逐層鋪設面板、加筋帶和土層。加筋帶水平間距為0.4m，其長度、豎向分布見該步計算模型簡圖。同樣實際計算中需將該步驟再分為若干計算步，以模擬實際的分層施工過程。圖5-6分層施工右上側加筋陡坡(8)儲煤倉滿載的運營階段工況。其計算模型簡圖如下，實際計算通過在煤倉底部施加豎向荷載、煤倉側壁施加水平荷載來實現(xiàn)。其水平側應力系數(shù)同樣利用煤炭內(nèi)摩擦角為38來獲得。

7、圖5-7煤倉運營階段工況以上計算步驟中大量涉及到所謂的單元“生死”技術，譬如在施加初始地應力計算步中，包括土釘、加筋帶、樁、板在內(nèi)的所有結構單元以及模型最上部的填方土層均應被“殺死”，使得其對計算模型總剛矩陣貢獻為零，然后在土釘墻施工階段則需要將相應的土釘單元以及釘土界面“激活”，亦即恢復其對總剛矩陣的貢獻。5.3土體及支護結構單元參數(shù)5.3.1單元類型計算模型中所有土體單元均采用15節(jié)點三角形單元，該單元具有四階的位移精度和三階的應力精度，其單元節(jié)點和應力積分點如下圖。圖5-8 15節(jié)點三角形單元圖示計算模型中噴射混凝土面層、加筋面板、樁墻、地道頂?shù)装寰捎?節(jié)點梁單元。梁單元所依據(jù)的是Mi

8、ndlin梁理論，可計算梁在剪切和彎矩共同作用下所產(chǎn)生的撓度。其單元節(jié)點和應力積分點如下圖。圖5-9 5節(jié)點梁單元圖示土釘與加筋帶采用PLAXIS軟件的5節(jié)點Geogrid單元，每個節(jié)點上有兩個平移自由度，軸向力則通過Newton-Cotes應力點估算。其單元節(jié)點和應力積分點如下圖。圖5-10 5節(jié)點Geogrid單元圖示土釘、加筋帶與土層之間的相互作用通過界面單元來模擬。模型選用10節(jié)點零厚度的界面單元，其與土層單元的連接如下圖所示。圖5-11 10節(jié)點界面單元及其與土單元的連接圖示5.3.2計算參數(shù)(1)土體選用彈塑性 Mohr-Coulomb模型，包括五個輸入?yún)?shù)，即表示土體彈性的彈性模

9、量E和泊松比，表示土體塑性的內(nèi)摩擦角和內(nèi)聚力c，以及剪脹角。不考率內(nèi)聚力的模型屈服面在主應力空間如下圖所示。圖5-12 主應力空間中的摩爾庫倫屈服面其屈服面方程和塑性勢函數(shù)分別為 (1) (2)其中C為內(nèi)聚力，為內(nèi)摩擦角，為剪脹角。本計算模型涉及四類土層，其力學參數(shù)由先期基本試驗獲得。表5-1 數(shù)值模型土層計算參數(shù)一覽表參數(shù)土層序號土類厚度(m)重度(KN/m3)彈性模量(kPa)泊松比內(nèi)摩擦角()內(nèi)聚力(kPa)剪脹角()粉土3.419160000.325370粉土817.5160000.319390粉砂1019200000.273300粘土252086000.318640(2)計算模型中結

10、構單元均采用彈性模型，其彈性剛度和抗彎模量均按照相應等效原則計算。本計算模型中，倉壁土釘鉆孔直徑為120mm，土釘直徑為25mm，豎向水平間距1m。其中注漿水泥采用32.5級普通硅酸鹽水泥，強度等級M20，其實測彈性模量12759.3MPa；土釘精軋螺紋鋼彈性模量為195202GPa。土釘?shù)牡刃椥詣偠葹椋篍A=EsAs+ Ec(AcAs)/S=200490.87+12.8(11309.73490.87)/1=2.36655E+5KN/m2.4E+5KN/m (3)其中As是鋼筋截面積，Ac是注漿體截面積，Es是鋼筋彈性模量，Ec是注漿體彈性模量，S是土釘水平間距。計算模型中加筋帶規(guī)格2.63

11、0mm，單根強度12KN，水平間距0.4m。其彈性模量為3GPa。考慮到每個布筋點上的加筋帶為4根，加筋帶EA342.630/0.4=2340kN/m。計算模型中樁體強度等級為C40，主筋保護層厚度50mm。邊樁樁間距0.42m，中樁樁間距0.85m，樁直徑均為1.2m。C40混凝土的彈性模量為32.5GPa。不考慮樁間土剛度影響，取樁墻厚度與樁的直徑D相等，則根據(jù)轉換前后剛度相等的原則，得到樁墻的彈性模量E。設樁本身彈性模量為Ep，樁本身截面積為A，樁間距為L，則有EDL = EpA。邊樁等效彈性模量：E=EpA/DL=32.5E+91.131/1.21.62=18.91GPa (4)邊樁等

12、效彈性剛度：EA=32.51.131E+9/1.62=22.7E+9KN/m (5)邊樁等效抗彎模量：EI=18.91/121.23E+9=2.72E+9KN*m (6)中樁等效彈性模量：E=EpA/DL=32.5E+91.131/1.22.05=14.94GPa (7)中樁等效彈性剛度：EA=32.51.131E+9/2.05=17.9E+9KN/m (8)中樁等效抗彎模量：EI=18.91/121.23E+9=2.72E+9KN*m (9)計算模型中土釘墻噴射混凝土層厚15cm，其中第一層為7cm的C25細石混凝土；第二層為8cm厚的C40銑屑細石混凝土。內(nèi)配雙向間距為20cm直徑為8mm

13、的鋼筋網(wǎng)。C25混凝土的彈性模量為28GPa，C40混凝土的彈性模量為32.5GPa。其等效彈性剛度和抗彎模量分別為：EA=(287E+4)+(32.58E+4)=4.56E+6 KN/m (10)EI(30153/12) KN*m=8437.5KN*m (11)本計算模型中，地道頂板厚3.5m現(xiàn)澆鋼筋混凝土板，地道底板厚0.5m鋼筋混凝土構造板。地道定底板選用的是C40混凝土，其彈性模量為32.5GPa。地道頂板等效彈性剛度和抗彎模量分別為：EA=32.53.5E+6=1.1375E+8KN/m (12)EI=32.5/123.53E+6=1.16E+8KN*m (13)地道底板等效彈性剛度

14、和抗彎模量分別為：EA=32.50.5E+6=1.625E+7KN/m (14)EI=32.5/120.53E+6=0.34E+6KN*m (15)本計算模型中，加筋帶面板采用C30混凝土預制，厚150mm。C30混凝土的彈性模量為30GPa，因此其等效彈性剛度和抗彎模量分別為：EA=300.15E+6=4.5E+6KN/m (16)EI=30/120.153E+6=8.44E+3KN*m (17)上述各結構單元計算參數(shù)統(tǒng)計見下表。表5-2 數(shù)值模型各結構單元計算參數(shù)一覽表 參數(shù)結構名稱單元類型彈性剛度(KN/m)抗彎剛度(KNm)土釘Geogrid2.4E+5筋帶Geogrid2.34 E+

15、3中樁梁單元1.79E+102.72E+9邊樁梁單元2.27E+102.72E+9地道頂板梁單元1.1375E+81.16E+8地道底板梁單元1.625E+73.4E+5土釘墻梁單元4.56E+68.4375 E+3加筋面板梁單元4.5E+68.44E+3釘土及筋土之間的界面單元采用Mohr-Coulomb模型，其參數(shù)由相應土層參數(shù)進行折減獲得。煤倉運營階段的儲煤工況。通過在地道頂板施加豎向均布荷載以及在倉壁施加水平荷載實現(xiàn)煤倉滿載運營的模擬，根據(jù)該煤倉設計資料，計算出地道頂板豎向荷載為271.55kPa，取煤自重為15.6KN/m3，煤炭內(nèi)摩擦角為38，根據(jù)側壓力系數(shù)的經(jīng)驗公式可以逐層計算出

16、作用在倉壁上的水平壓應力。5.4計算結果分析本節(jié)按照主要施工順序對倉壁變形、土壓力以及各結構單元力學響應進行分析。如下首先給出各主要工況的模型總體變形圖，并對各工況進行編號方便下文引用，工況編號按照實際計算步驟號，圖中箭頭方向表示總位移矢量方向，箭頭長度表示總位移大小。工況1：開挖陡坡段右上側部分土層，安裝左上側土釘及面層。圖5-13 工況1模型總體位移矢量圖工況9：開挖中間直墻段土層，安裝兩側土釘及面層。圖5-14 工況9模型總體位移矢量圖工況16：完成左上側填方段，并鋪設加筋帶及面板。圖5-15 工況16模型總體位移矢量圖工況25：完成右上側填方段，并鋪設加筋帶及面板。圖5-16 工況25

17、模型總體位移矢量圖工況26：倉內(nèi)儲煤運營。圖5-17 工況26模型總體位移矢量圖5.4.1變形分析倉壁變形分析圖5-18 各主要工況下左側土釘斜墻水平位移由上圖可以看到，工況1條件下由于右側土層的大面積開挖使得左側土釘斜墻以墻角為轉軸向左轉動，土釘墻整體向墻后移動，具體表現(xiàn)為上部位移大、下部位移小，最大位移量發(fā)生在墻頂為25mm。工況9條件下位于該土釘斜墻下部的中間土層開挖，使得斜墻整體繼續(xù)向左位移，位移增量呈上部小下部大，且增量位移量最大值僅有3mm。此后工況16中位于該土釘斜墻上部的加筋土墻施工，使得其整體發(fā)生向左量值較大的位移，位移增量表現(xiàn)為上部大(46.5mm)、下部小(20.6mm)

18、。在工況25新施工的右側加筋土墻自重作用下，土釘斜墻整體向右發(fā)生較小的均勻位移(約4mm)。由此可見施工順序對于左側土釘斜墻水平位移的影響是十分明顯的，而且其中工況16的影響最為明顯；另外還可以看出在其上部的填方工程和在其下部的挖方工程均導致其向墻后發(fā)生位移，而且靠近施工土層的部位增量位移大，距離施工土層較遠的則增量位移較小。圖5-19 各主要工況下左側土釘直墻水平位移由上圖可以看到，工況9左側土釘直墻水平位移整體向右，即向墻外側移動，且位移呈中間大兩頭小的特點，具體地中部位移最大為14mm，頂部5.5mm，底部則由于有地道頂板的橫向約束作用不發(fā)生位移；工況16同樣對該部分位移影響作用明顯，即

19、其上方的加筋土墻施工使得左側土釘直墻整體發(fā)生向墻后方向的移動，其特點同樣是距離施工土層近的上部位移增量更大(19mm)；工況25由于有位于基坑左右側之間的地道頂?shù)装宓募s束作用，對該部分位移影響較弱，其使得左側土釘直墻向墻后方向發(fā)生少量位移，且上部小、下部大(6mm)。經(jīng)與左側土釘斜墻位移比較可見，位于基坑一側的填方施工使得其對側擋土墻上部發(fā)生向墻外方向的位移，而對側擋土墻下部則發(fā)生向墻后方向的位移，且中間存在零位移點。圖5-20 各主要工況下右側土釘直墻水平位移由上圖可以看到，工況9條件下右側土釘直墻中下部發(fā)生向墻外方向位移(中部最大為6.3mm)，上部則發(fā)生向墻后方向位移；工況16系左側上部

20、加筋土層施工，因此對于該部分位移影響作用甚小，而且該部分位于基坑下部，其發(fā)生向墻后方向的位移增量；工況25右側上部加筋土墻施工，對于同樣位于右側的土釘直墻位移影響十分明顯，使其發(fā)生整體向墻后方向的位移，類似地，距離施工土層較近的上部位移增量大，而遠離施工土層的下部位移增量較小。圖5-21 各主要工況下左側加筋斜墻水平位移圖5-22 工況25右側加筋斜墻水平位移由以上兩圖可以看到，左右側的加筋土墻位移表現(xiàn)出與土釘墻不同的特征，兩者整體均發(fā)生向墻后方向的位移，呈上部小下部大的特點，墻頂位移僅有12mm，墻底位移則約為43mm。綜合以上倉壁各部位水平位移的分析，可以看到整體上墻體最終均向墻后方向發(fā)生

21、移動，但需要指出的是由其前述模型整體矢量圖可以看到，這些向墻后方向的水平位移其并非是倉壁被動受壓導致，而是墻后土體整體位移引起，因此其墻后土壓力也不會達到被動土壓力的量值級別，這一點可以由后續(xù)的土壓力分析印證。工況26條件下，相對于工況25的包括左側加筋斜墻、土釘斜墻、直墻以及右側加筋斜墻、土釘直墻，其由于儲煤引起的水平增量位移見下圖。圖5-23 工況26左側加筋斜墻水平位移增量圖5-24 工況26左側土釘斜墻水平位移增量圖5-25 工況26左側土釘直墻水平位移圖5-26 工況26右側加筋斜墻水平位移圖5-27 工況26右側土釘直墻水平位移由以上工況26引起的位移增量圖可以看到，由于倉內(nèi)所儲煤

22、碳自重作用，左側倉壁均發(fā)生負位移，即向墻后方向的移動；而右側倉壁則均發(fā)生正位移，也是向墻后方向的位移。土釘墻與加筋土墻的位移增量模式不同，前者是下部小上部大，而后者則是上部大下部小?？偟膩砜?，由于儲煤造成的倉壁位移增量較小，最大的只有3.8mm。5.4.2土壓力分析土壓力分析包括兩部分，首先是土釘墻和加筋土墻后的水平土壓力，因為該力仍是目前工程設計最為關心的重要外載；其次是若干典型水平橫截面上的豎向土壓力，通過該研究可以了解上部結構對于土層內(nèi)部豎向應力的影響作用，因此是反映組合支護結構體系各部分之間協(xié)同作用的重要指標。本部分主要研究工況9、16、25和26四個主要施工階段的土壓力分布。工況9條

23、件下，包括左側土釘墻以及右側土釘直墻，其水平土壓力見下圖。圖5-28 工況9兩側土釘直墻段計算水平土壓力與理論土壓力圖5-29 工況9左土釘斜墻段計算水平土壓力與理論土壓力由以上兩圖可以看到，工況9條件下，不論是左側土釘斜墻或是左右側土釘直墻上的水平土壓力與其靜止水平土壓力數(shù)值十分接近，該部分靜止水平土壓力是通過土體所處位置的自重與相應的Jaky側壓力系數(shù)相乘得到。其中左側土釘斜墻段土壓力稍小于靜止土壓力，但距離朗肯主動土壓力較遠(由于該部分朗肯主動土壓力為正值即可以自立，因此未在圖中畫出)，左側土釘直墻段上、下部土壓力分別小于和大于靜止土壓力；右側土釘直墻下部土壓力大于靜止土壓力，但左右兩側

24、的土壓力均距離主動或被動土壓力較遠，因此可以認為基本處于靜止狀態(tài)。圖5-30 工況9左側典型水平面上豎向壓力計算值與理論值圖5-31 工況9右側典型水平面上豎向壓力計算值與理論值上兩圖分別給出了基坑左右側土釘直墻底水平橫截面和地道底水平面上豎向應力以及相應的自重應力?？梢钥吹剑幼髠扔型玲?、加筋帶復合支護，在扣除上部55傾斜面的影響后，即應在橫坐標小于30.82m的地方豎向應力應該不小于其自重應力，但是圖示計算結果表明即便在橫坐標達到10m的位置豎向應力也小于其自重應力。這表明由于上部土釘和加筋的存在改變了土體的應力狀態(tài)，使得下部土體中豎向應力變小，而且位于更下方的地道底板水平上豎向應力的減

25、小較之上部的土釘直墻底水平面上的要更加明顯，這對于減小下部的板樁支護上的水平土壓力是有利的。工況9條件下右側只有土釘直墻，可以看到其下部土體豎向應力也有減小，同樣是更下部的地道底板水平上的豎向應力減小更加明顯。相比于基坑左側，右側由于上部復合支護結構作用下部土體豎向應力減小不甚明顯，這是右側上部土釘支護厚度較小，改變土體內(nèi)部應力狀態(tài)作用有限所致。由上圖還可以看到在靠近基坑內(nèi)緣的位置，豎向土壓力回歸止甚至大于原有自重應力，這很可能是由于地道頂?shù)装宓募s束作用有關。圖5-32 工況9樁側水平土壓力與理論土壓力圖5-33 工況10樁側水平土壓力與理論土壓力以上兩圖給出了樁側水平土壓力計算值與理論值的對

26、比情況，其中工況10可以反映地道開挖對于樁基的影響作用?？梢钥矗渲凶筮厴端酵翂毫σ欢康臏p小，中樁和右邊樁則變化甚微。另外可以看到計算水平土壓力沿深度分布幾乎與靜止土壓力趨勢平行，其大小處于靜止土壓力與朗肯主動土壓力之間；一方面表明樁墻處于靜止狀態(tài)，另一方面說明了由于上部復合支護土體的存在減小了下部土體的豎向應力，相應的水平土壓力也會減小。工況16條件下，包括左側加筋墻、土釘墻以及右側土釘直墻，其水平土壓力見下圖。圖5-34 工況16兩側土釘墻段計算水平土壓力與理論土壓力圖5-35 工況16樁側水平土壓力與理論土壓力由于工況16僅在左側上部有加筋土層的存在，因此不再給出典型水平截面上豎向應

27、力的對比，而是給出左側加筋墻和土釘墻、右側土釘墻水平土壓力以及樁側土壓力如上圖所示。由圖可見，左側高6m的加筋土墻上部近4m的水平土壓力幾乎與靜止土壓力相等，其下部以及土釘斜墻部分土壓力幾乎不變，在土釘直墻頂部接近朗肯主動壓力，隨后在土釘直墻段土壓力隨深度線性增大，處于靜止土壓力與朗肯主動土壓力之間。與工況9相比，可見左側土釘直墻段土壓力小于相應靜止土壓力更加明顯，這應該與上部加筋土墻有效減小下部土體豎向應力進而減小水平應力直接有關。而右側土釘直墻土壓力則基本與靜止土壓力相當，與工況9基本一致，即基坑左側施工的加筋土層對于基坑右側影響甚小。相比于前述工況10，工況16左邊樁土壓力有稍許增大，這

28、是由于左上部加筋土層的自重作用增大引起；而由于地道整體剛性結構的約束作用，左側施工對于右側邊樁和中樁影響很小，其水平土壓力幾乎不變。工況25條件下，包括左側加筋墻、土釘墻以及右側加筋墻、土釘直墻，其水平土壓力見下圖。圖5-36 工況25兩側土釘墻段計算水平土壓力與理論土壓力由上圖可以看到，同樣由于地道整體剛性結構的約束作用，工況25在基坑右側上部的加筋土層施工對于基坑左側影響甚小，其左側加筋墻和土釘墻土壓力幾乎不變，而右側則變化明顯；具體的，右側4m左右的加筋土上部墻體土壓力幾乎與靜止土壓力相等，而中間4m左右的加筋墻土壓力幾乎不變，隨后土壓力不斷增大。相比于工況16，可以看到右側土釘直墻段土

29、壓力小于相應靜止土壓力的程度更大，這歸因于右側上部加筋土層的施工減小下部土體豎向應力。與工況16相同的是，在土釘直墻段底端土壓力明顯減小，這可能與地道頂板的剛性約束作用有關。圖5-37 工況25左側典型水平面上豎向壓力計算值與理論值圖5-38 工況25右側典型水平面上豎向壓力計算值與理論值由以上兩圖可以看到，與工況9相同的是上部復合支護土層減小了下部土體豎向應力，而且依次從上至下選擇的加筋斜墻底面、土釘直墻底面和地道底面，其上作用的豎向應力較之于原始自重應力的減小量依次增大。與工況9不同的是由于左右兩側加筋土層施工完畢，除地道底面上靠近基坑內(nèi)緣的位置上豎向應力稍許增大外，加筋斜墻底面、土釘直墻

30、底面上相同位置處的豎向應力則幾乎減小至零。圖5-39 工況25樁側水平土壓力與理論土壓力由上圖可以看到，工況25在基坑右側上部施工加筋土層使得下部右邊樁側土壓力有少量增大，而中樁和左邊樁的水平土壓力幾乎不變。工況26條件下，包括左側加筋墻、土釘墻以及右側加筋墻、土釘直墻，其水平土壓力見下圖。圖5-40 工況26兩側土釘墻段計算水平土壓力與理論土壓力圖5-41 工況26樁側水平土壓力與理論土壓力由以上兩圖可以看到，由于工況26倉內(nèi)煤炭的存儲，倉壁左右側土壓力均有一定程度的增大，但總趨勢與工況25基本一致。在倉壁上部6m階段，水平土壓力超過靜止土壓力，但可以看出距離朗肯被動土壓力尚遠，因此仍然具有

31、足夠的安全儲備。另外，由上圖可以看到，倉內(nèi)存儲煤炭對于下部樁側土壓力幾乎沒有影響。5.4.3結構單元內(nèi)力分析工況1條件下，左上側土釘內(nèi)部軸力見下圖，圖中土釘排序按照從上至下的原則(與其它各工況相同)。圖5-42 工況1左側土釘斜墻段土釘軸力分布由上圖可以看到，工況1條件下左側土釘自上至下軸力呈增大趨勢，上部土釘軸力最大點發(fā)生在靠近基坑內(nèi)緣的土釘端頭，而下部土釘相應位置則向內(nèi)部發(fā)展。工況9條件下，包括左側、右側土釘軸力及樁身內(nèi)力見下圖。圖5-43 工況9左側土釘斜墻段土釘軸力分布圖5-44 工況9右側土釘斜墻段土釘軸力分布由以上兩圖可以看到，自上至下左右側土釘軸力整體呈增大趨勢，但在土釘墻最下端

32、的末根土釘軸力有所減小，與前述土壓力分布特點相似，這可能與該處的地道頂板剛性約束有關。另外，絕大部分土釘最大軸力點均發(fā)生在靠近基坑內(nèi)緣的土釘端頭，沿土釘向內(nèi)部軸力逐漸減小。這表明工況9條件下，土釘軸力發(fā)揮還限于端部，因此不必分析其所謂的潛在破裂面。圖5-45 工況9樁身軸力分布圖5-46 工況9樁身剪力分布圖5-47 工況9樁身彎矩分布由以上各圖可以看到，工況9條件下樁內(nèi)軸力隨深度增大而線性增大，其中左右邊樁軸力相同，而中樁軸力則更大。由于地道底板的支撐作用，樁身剪力和彎矩在該處發(fā)生轉折，但總體上剪力和彎矩較小，因此工況9條件下樁墻主要承受軸向受壓作用。計算步10為地道開挖，由于由地道頂板的內(nèi)

33、部支撐作用，上部土釘內(nèi)力所受影響甚小，但是樁身內(nèi)力的改變則不可忽略，其樁身內(nèi)力見下圖。圖5-48 工況10樁身軸力分布圖5-49 工況10樁身剪力分布圖5-50 工況10樁身彎矩分布由以上諸圖可以看到，相比于工況9，工況10地道內(nèi)土體的開挖使得各樁軸力減小，且中樁減小尤為明顯，結果中樁內(nèi)軸力小于邊樁，而且中樁上部出現(xiàn)拉應力，這與各樁之間位移的協(xié)調有關。另外可以看到，由于地道定底板及兩側樁墻的整體作用使得邊樁地道底板之上部分的軸向壓應力增大。與邊樁相比，中樁基本處于單向應力狀態(tài)，樁內(nèi)完矩和剪力幾乎為零；而邊樁彎矩方向相反，且各自以地道底板為支點樁身彎矩方向相反。工況16條件下，包括左側、右側土釘

34、軸力及樁身內(nèi)力見下圖。圖5-51 工況16左側加筋帶內(nèi)力圖5-52 工況16左側土釘軸力圖5-53 工況16右側土釘軸力由以上諸圖可以看到，工況16條件下左側加筋土層內(nèi)筋帶軸力沿深度變化規(guī)律不明顯，沿筋帶長度具有最大軸力均發(fā)生在靠近基坑內(nèi)緣的筋帶端頭，第二大軸力點則發(fā)生筋帶中部6m處。相比于工況9，工況16左側上部加筋土層的施工使得左側土釘內(nèi)軸力普遍增大，另外整體上看土釘軸力沿深度呈增大趨勢，但這種規(guī)律已不如工況9那么明顯，尤其是中間層位的土釘軸力難以比較；土釘軸力最大點也不像工況9普遍出現(xiàn)在土釘端頭，而是大多數(shù)土釘軸力最大點向土釘內(nèi)部移動，且沿土釘長度分布更加均勻。其最大軸力點的連線將在下文

35、中同其他工況對比中給出。圖5-54 工況16樁身軸力圖5-55 工況16樁身剪力圖5-56 工況16樁身彎矩由以上樁基內(nèi)力各圖可以看到，相比于工況10，工況16邊樁內(nèi)軸力均增大，且在左側上部施工加筋土層的條件下，上部分左邊樁軸力增大量值較之右邊樁要小，這表明邊樁軸力增大主要與其周圍土體位移有關，而并不是直接與上覆土壓力大小相聯(lián)系；中樁軸力則減小，軸力零點下移。就剪力而言，只有左邊樁內(nèi)部產(chǎn)生沿樁長變化的剪力；相比于工況9三根樁內(nèi)均產(chǎn)生了一定量的彎矩，尤其是左邊樁產(chǎn)生了數(shù)值較大的彎矩。工況25條件下，包括左側、右側加筋帶軸力、土釘軸力及樁身內(nèi)力見下圖。圖5-57 工況25左側加筋帶軸力圖5-58

36、工況25左側加筋帶最大軸力點連線圖5-59 工況25右側加筋帶軸力圖5-60 工況25右側加筋帶最大軸力點連線由以上各圖可以看到，相比于工況16，左側加筋帶軸力稍有增大，筋帶內(nèi)部各點軸力均有增大，換言之，軸力由端頭向內(nèi)部有所發(fā)展；由其筋帶最大軸力點連線圖可以看到，在加筋墻中下部有三層筋帶最大點出現(xiàn)在筋帶中部。由于右側加筋土墻厚度更大，右側加筋帶軸力普遍較左側相應值也更大，且軸力向墻內(nèi)發(fā)展也更為充分；這反映了加筋墻的響應機制，即土墻越高，筋帶軸力越大，且軸力越向墻后發(fā)展，由其筋帶最大軸力點連線圖可以看到，在加筋墻中下部有五層筋帶最大點出現(xiàn)在筋帶中后部。綜上可見加筋斜墻的潛在破裂面難以給出十分規(guī)則

37、的形狀，因此設計時應該結合合適的整體有限元計算模型來確定設計方案。圖5-61 工況25左側土釘軸力圖5-62 工況25右側土釘軸力圖5-63 左側土釘墻潛在破裂面與理論簡化破裂面圖5-64 右側土釘墻潛在破裂面與理論簡化破裂面由以上土釘各內(nèi)力圖可以看到，相比于工況16，左側土釘軸力分布變化較小，只是位于土釘墻頂?shù)椎耐玲斴S力沿長度分布稍有變化，這同樣是由于基坑中間由地道頂?shù)装搴蜆秹嫵傻恼w剛性支撐使得工況25在右側上部施工加筋土層對于左側土釘內(nèi)力影響較??；這一點在上述兩種工況左側土釘最大軸力點連線對比圖可以看出。右側土釘軸力相比于工況16則有大幅度的增大，而且最上部的第一根土釘軸力增大明顯，其軸力值處于最下部的第七和第八根土釘軸力之間，其他各層土釘軸力大小相近，沿長分布也均勻；這表明了土釘墻上部作用豎向載荷作用下，土釘墻中土釘將發(fā)揮更大的作用，軸力向墻后方向發(fā)