Influences and mechanisms of anchor failure on anchored pile retaining system of deep excavations
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摘要: 桩锚支护基坑中由锚杆失效引起的坍塌事故屡见不鲜。针对此问题,采用有限差分法研究了局部锚杆失效引发的土压力和支护结构内力变化等荷载传递规律,并利用大型模型试验加以定性验证。锚杆失效会导致邻近3～4根锚杆轴力显著增大,导致冠梁最大剪力和弯矩增加,冠梁按照构造配筋很容易发生破坏。随着锚杆失效数量的增加,锚杆最大荷载（轴力）传递系数逐渐增大并趋于定值,破坏范围内支护桩桩身变形和受力模式逐渐由支撑式向悬臂式过渡,最大弯矩先减小后增至定值,此时其荷载（弯矩）传递系数普遍大于锚杆。可见,锚杆失效较少时,破坏沿锚杆传递,失效较多时,破坏发展至支护桩。此外,开挖深度越大,土体强度越低,支护桩及锚杆荷载传递系数越高。Abstract: Collapse accidents of excavations caused by anchor failure are common in anchored pile retaining excavations. Aiming at the problem, the finite difference method (FDM) is adopted to study the rules of load transfer, such as the earth pressure and the internal force of retaining structures of local anchor failure, and the corresponding model tests are designed. Failure of anchors will lead to obvious increase of axial force of adjacent 3~4 anchors, increase of the maximum shear force and bending moment of capping beams, and easy damage of capping beams according to structural reinforcement. As the number of failed anchors increases, the maximum load transfer coefficient (It) increases gradually and tends to be a constant value, and the deformation and stress mode of piles gradually transform from braced type to cantilever one. The maximum bending moment first decreases, then increases to a constant value. Meanwhile, Im is generally larger than It. When the number of failed anchors is less, the failure will transmit along the anchor. When the number of failed anchors is more, the failure will develop to the pile. In addition, the larger the excavation depth, the lower the soil strength, and the higher the load transfer coefficient (Im and It).
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Keywords:
- excavation /
- anchored pile structure /
- anchor /
- partial failure /
- progressive failure /
- load transfer coefficient
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0. 引言
锚杆支护于1912年首次应用于德国谢列兹矿的巷道支护中,经历一个世纪的发展历程,锚杆支护体系在基坑工程中也取得了广泛的应用。在桩锚支护基坑中,锚杆的合理使用能有效控制土体变形、减小桩身内力[1]。但是在实际工程中,由于锚杆的设计和施工不当引起的基坑坍塌事故也屡见不鲜,如深圳前海、广州海珠城、南宁、科隆[2]和日本[3]等地均曾发生过由于局部锚杆失效引起的基坑垮塌事故。曾宪明等[4]对国内外148例基坑支护失效事故进行了统计分析,其中锚杆支护失效的案例在所有围护结构失效的事故中占比达到了17%。锚杆的失效可能由诸多因素引发,如超挖引起的锚头破坏,筋体锈蚀导致锚杆钢筋破断,地下水的侵蚀导致土体与锚固段之间的黏结破坏等。
基于桩锚支护工程实例或事故案例,国内外学者对桩锚支护体系受力变形特征进行了详尽的研究[2-8],明确了锚杆的力学概念[1]和内力分布特征[6],揭示了锚杆的土体加固机理[7]和土层锚杆的使用寿命,对各类事故案例进行了较为详细的分析并提出了建议[9]。同时,关于桩锚支护基坑的模型试验和数值模拟研究也取得了大量的成果[10-13]。针对锚杆支护体系中锚杆失效的问题,Itoh等[3]通过离心机试验模拟了超挖引起的锚头破坏,并重点关注了开挖过程中锚拉力的变化；Silva等[10]通过现场试验结合数值分析,研究了锚杆支护边坡锚杆破断后挡土墙的安全性能及其评价指标；Zhao等[13]采用Plaxis模拟了多层锚杆支护基坑中单排或双排锚杆破坏的情况,研究了失效锚杆组合对基坑变形和结构内力的影响。
在上述研究中,国内外学者对土（岩）层锚杆的各项性能和各类事故做了详尽的分析,同时国内建筑基坑支护技术规程针对临时性、永久性结构中锚杆的设计及其安全系数取值均有明确的规定。但是已有成果并未对桩锚基坑中常见的局部锚杆失效问题进行系统研究,也未揭示局部锚杆失效对基坑支护体系受力、整体安全性能及连续破坏传递路径的影响。
在基坑工程中,关于局部构件失效引发连续破坏的研究已经取得了一定的进展,Cheng等[14-15]针对新加坡和杭州等地的大范围基坑坍塌事故,研究了悬臂排桩支护基坑中局部支护桩破坏时的荷载传递机理。郑刚等[16]模拟了环梁支撑的连续破坏,给出了构件失效后支护体系的冗余度评价指标。郑刚等[17]利用模型试验研究了局部破坏（支护桩和支撑）对钢支撑排桩基坑支护体系的影响。同样,在桩锚支护基坑中,局部锚杆破断也可能会导致土体的应力重分布以及构件的内力发生变化,未失效位置的锚杆和支护桩的安全储备可能会降低,此时局部锚杆的失效将有可能导致支护桩和锚杆的连续破坏,甚至引起基坑垮塌。
目前已有基坑连续破坏的研究较少针对桩锚支护基坑,未能揭示局部锚杆破坏后如何引发支护体系发生大范围连续破坏的机理,因此有必要对局部锚杆破断后基坑的受力变形特点进行分析。本文利用有限差分法模拟了单排锚杆桩锚支护体系中局部锚杆失效的情况,针对不同数量锚杆失效后的土压力变化、各类支护结构构件的内力及变形发展规律进行了分析,初步揭示了锚杆失效引发基坑连续破坏的机理,并对开挖深度、土体强度对局部锚杆失效后荷载传递机理的影响进行了分析。最后,利用大型模型试验对数值模拟得到的结果进行了定性验证。
1. 数值模型和参数选取
1.1 数值模型的选取
基坑模型在长（x）×宽（y）×高（z）3个方向的尺寸为50 m×20 m（或40 m）×22 m,基准模型的网格及结构布置如图1所示。当失效锚杆数量为1～3根和大于3根时,模型y方向长度分别取20 m和40 m。基坑模型竖向边界固定垂直于边界的水平位移,模型底面采用固定边界。
1.2 土体和结构参数
（1）土体参数
本次模拟采用纯砂性土（黏聚力c = 0 kPa,摩擦角取25°、30°及35°）,土体本构采用莫尔-库仑模型。砂土的杨氏模量沿深度线性增加,在不同摩擦角情况下增长率均为1.5 MPa/m[14],泊松比取0.3。基坑开挖为卸荷问题,而土体卸荷模量远大于压缩模量,因此计算模型实际采用的模量参数为上述介绍的3倍[14]。
（2）支护桩和冠梁参数
支护桩采用800 mm直径的灌注桩,桩间距1 m,弹性模量E = 30 GPa,泊松比取0.2。桩土界面采用可以发生相对滑动的接触面单元,界面的剪切破坏符合库伦破坏准则,其切向的剪切刚度取23 MPa,摩擦角为23°,黏聚力10 kPa。冠梁横截面尺寸为800 mm×600 mm,弹性模量为30 GPa,泊松比为0.2。同时,为了避免计算过程中桩间土体流失,将桩后0.5 m、坑底下2 m以上范围内的土体黏聚力提高到50 kPa。
（3）锚杆参数
结合某基坑工程实例[6],并根据锚杆自由段超出潜在滑移面的要求[10],锚杆采用直径32 mm的HRB335钢筋,总长度18 m,其中自由段8 m,锚固段10 m,预应力锁定值170 kPa。锚杆按两桩一锚的方式布置,水平间距2 m。
1.3 模拟方法
本文将通过删除锚杆自由段的方法来模拟锚杆的失效,局部锚杆破坏阶段采用的是动力模式求解。锚杆沿y轴正方向依次编号为#1～#20,支护桩编号为#1～#40,如图1所示。本次模拟基准工况基坑开挖深度为8 m,分4步开挖,每步开挖2 m,首层开挖时按1∶2放坡,放坡开挖完成后开始安装锚杆并激活。基坑开挖完成后,通过删除不同数量的锚杆来研究局部锚杆破断后土体和支护结构的响应,模拟n根锚杆失效即删除#1～#n锚杆。本文中的数值模拟为对称模型,靠近#1锚杆的边界（即y=0的边界）为对称面,因此数值模拟中1根锚杆失效相当于全模型的2根锚杆失效。为了便于描述,下文中的描述锚杆失效数量时仍然指数值模型中的失效数量。
2. 不同数量锚杆破坏时荷载传递机理
首先分析φ = 30°的砂性土中不同数量锚杆破坏对土压力和结构内力的影响。当基坑开挖至地面以下8 m时,基坑支护桩水平变形呈弓形。桩顶变形较小,约为5 mm,桩顶剪力约为97.21 kN。基坑水平向最大变形在坑底以上2 m处,最大水平位移为9.74 mm,此时支护桩的最大弯矩约为206.74 kN·m,锚杆轴力达到了240 kN。冠梁在x方向上的剪力和绕z轴的弯矩最大值分别为 110.92 kN和15.03 kN·m。此工况（φ = 30°,基坑开挖深度8 m）为本文基础工况。
随着失效的锚杆数目增加,桩后土压力、锚杆轴力、冠梁内力、桩顶剪力和桩身弯矩的受影响程度及范围都有所增大,但规律保持一致。下文主要以1根或4根锚杆失效的情况为例,分析作用在支护桩上的土压力和支护结构内力的变化规律。
2.1 作用在桩上的土压力变化
#1锚杆破坏后,局部基坑变形增大导致#1～#7桩后土体出现明显的卸载,桩顶以下3 m处（埋深5 m）作用在桩上的土压力变化曲线如图2所示。锚杆失效前桩后土压力约为30.50 kPa,当锚杆发生破坏后0.02 s内,#1桩桩后土体瞬间卸载至15 kPa,之后在应力重分布和梁的协同作用下土压力又有所增加,桩后土压力增加到24.23 kPa,约为破坏前的0.79倍。4根以上锚杆破坏过程中桩后土压力变化曲线与1～3根破坏时的情况类似,在破坏过程中#1～#3桩后土压力先下降到接近0,然后再提高至破坏前的0.70倍左右。
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图 2 1根锚杆失效后5 m 深处桩后土压力变化曲线Figure 2. Change curves of earth pressure acting on pile at a depth of 5 m after failure of 1 anchor从图3可以看出,随着失效锚杆数量增加,区域1和区域2范围内,1号桩后主动区土压力总体降低；区域2范围内被动区土压力增大；区域3范围内主动区土压力增加,被动区土压力减小。
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图 3 不同数量锚杆破坏时1号桩主、被动区土压力Figure 3. Earth pressures of pile No. 1 for different numbers of failed anchors2.2 锚杆轴力变化
#1锚杆失效后其余锚杆轴力变化曲线如图4（a）所示。#1锚杆失效卸荷,邻近4根锚杆（#2～#5）轴力不同程度提高,其中#2锚杆轴力提升最为明显,提高至破坏前的1.19倍。随着与破坏位置距离的增加,锚杆轴力提高程度递减。
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图 4 锚杆破坏时未失效锚杆轴力变化Figure 4. Axial forces of intact anchors under failure partial anchors随着失效锚杆数目的增多,邻近破坏位置第一根锚杆轴力的增大倍数逐渐增大,但不会无限制提升,而是存在一定的增长极限值。如图4（b）所示,4根锚杆发生破坏后,邻近第一根轴力提高到破坏前的1.50倍左右,高于一根锚杆破坏时的情况,同时11根锚杆破坏时,邻近第一根锚杆轴力上升同样在1.5倍左右。此外,随着失效锚杆数量的增加,邻近受到较大影响的锚杆数量并未增加,均在3～4根。
2.3 冠梁内力变化
不同数量锚杆失效前后,冠梁沿x方向的剪力和绕z轴方向的弯矩变化如图5所示。部分锚杆失效后,锚杆破坏范围内,邻近未失效第一根锚杆位置处的冠梁剪力最大。随着失效锚杆数量的增加,冠梁最大剪力逐渐增大,但失效数量超过3根后,最大剪力不再增加,稳定在250 kN左右。在失效数量大于5根后,锚杆失效范围中部冠梁剪力接近于0。
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图 5 不同数量锚杆破坏前后冠梁内力变化Figure 5. Internal forces of capping beams for different numbers of failed anchors如图5（b）所示,随着失效锚杆数量的增加,破坏范围中部的冠梁最大弯矩先增大（1～4根）后减小（大于5根后）,最大可达-520 kN∙m左右（冠梁在坑外受拉为正方向）。邻近锚杆破坏范围外5根锚杆范围内,冠梁弯矩也显著增大,最大弯矩为500 kN∙m左右,但是弯矩符号与破坏范围内相反。
依据现行混凝土结构设计规范对冠梁进行构造配筋,冠梁主筋最小配筋率为0.21%,该配筋率下冠梁所能承担的最大弯矩设计值为214 kN·m。由此可见,在本例中,一旦有锚杆失效,失效范围内冠梁将会出现受弯破坏并形成塑性铰,最终被剪断。为避免此种情况,应当适当增大冠梁配筋。冠梁主筋的最小配筋率为0.5%时,冠梁所能承担的最大弯矩设计值为500 kN·m。该配筋率仍小于梁的经济配筋率下限0.6%（梁的经济配筋率0.6%～1.2%）。
2.4 支护桩变形及内力变化
1～4根锚杆破坏前后桩顶x方向剪力和桩顶位移曲线如图6（a）所示,支护桩的桩顶剪力大小代表了锚杆及冠梁作用在支护桩顶的水平支撑力大小。锚杆的失效将导致支护结构的变形增长（1根锚杆失效时桩顶变形最大增长了3.5 mm,4根时为29 mm）,冠梁对支护桩的约束则不断降低。随着破坏范围的增加,#1桩顶剪力不断降低,4根锚杆破坏后,降至破坏前的0.2倍。此时冠梁对#1桩的约束作用已经很小,#1支护桩的变形与受力模式逐渐从单支撑式向悬臂式转变,分别如图7（a）,（b）所示。
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图 7 不同数量锚杆破坏时#1桩桩身变形及弯矩变化Figure 7. Deflections and bending moments of pile No. 1 for different numbers of failed anchors图7（b）为#1锚杆破坏前后桩身最大弯矩变化曲线,锚杆失效后1～11号支护桩弯矩均出现下降,其中#1和#2桩弯矩降低最为明显,下降至破坏前的0.82倍。1根锚杆失效对桩身弯矩的影响范围约为11 m,与土压力受影响范围基本保持一致。同时,桩身弯矩随时间的变化也与土压力变化同步,均为先下降后上升。如图3所示,开挖面以上,1号桩后土压力整体较锚杆破坏前减小（距桩顶4 m范围内,土压力合力降至破坏前的0.78倍）,与此同时,1号桩顶剪力降至破坏前的0.66倍,如图6（b）所示。
将支护桩与冠梁连接处以下x m范围内的支护桩作为隔离体进行受力分析,如图8所示。当x ≤ 6 m时,即C点位于B点（开挖面）以上,对C点取矩,桩身C点处弯矩Mc = F·x - M1（以桩身开挖侧受拉为正,M1为主动区土压力在C点处产生的弯矩）。由于桩顶剪力减小的倍数大于主动区土压力合力减小的倍数,即上式中F·x对Mc的影响更大,因此坑底以上支护桩弯矩Mc（桩身最大弯矩）下降。1根锚杆失效后#1桩身最大弯矩下降到破坏前的0.817倍,如图7（b）所示。而开挖面以下,主、被动区土压力基本保持不变,桩身弯矩略有增长。由此可见,邻近局部锚杆破坏位置的桩身弯矩下降主要是由基坑变形增大引起的桩后土压力和桩顶剪力变化共同导致。
4根以上锚杆失效时,桩后土压力变化规律与#1～#3根锚杆失效的情况类似,开挖面以上#1桩后土压力加载；而在开挖面以下4 m范围内（-6 m至-10 m）主动区土压力下降,被动区土压力增加,如图3所示。但桩身弯矩变化规律则有了明显区别,如图7（b）和图9所示。4根锚杆破坏对桩身弯矩的影响范围约为14 m（#1～#14桩）,如图9所示,基坑变形稳定后#1～#6桩的弯矩比破坏前增大,其中#1桩的桩身弯矩提升至破坏前的1.53倍；#7～#13桩的弯矩较破坏前降低,其中#9桩下降程度最大,下降至破坏前的0.59倍。
同理,对支护桩作为隔离体进行受力分析,如图8所示。当x≤6 m时,即C点位于B点（开挖面）以上,桩身弯矩下降的原因与1根锚杆破坏时的相同。而当x > 6 m时,即C点位于B点以下时,Mc = F∙x + M2-M1（M2为被动区土压力在C点处产生的弯矩）。在8m深以下,局部锚杆破坏前,主动区土压力导致的负弯矩（-M1）和支撑力和被动区土压力导致的正弯矩（F∙x + M2）相当,整体弯矩（Mc）较小。但局部锚杆破坏后,由于F的下降程度较大,使得主动区土压力导致的负弯矩M1占据主导地位,Mc整体呈负弯矩,弯矩绝对值大幅增加,桩身最大弯矩位置由开挖面以上转移至开挖面以下。整个支护桩受力模式由典型的支撑式转变为接近于悬臂式。上述分析即为局部锚杆破坏后,邻近支护桩弯矩上升的最主要机理。
如图9所示,对于4根锚杆失效的情况,#1～#6桩最终最大弯矩上升,其机理均和#1桩最大弯矩上升的机理一致。而距离局部锚杆失效部位稍远处的#7～#13桩的弯矩较破坏前降低则主要是由于这一区域主动区土压力降低,但桩顶支撑力F（即桩顶剪力）下降相对较小。如图7（b）所示,随着失效锚杆数量的增多,最大弯矩绝对值先减小后增大。但当失效锚杆数量超过11根时,即使破坏范围进一步扩大,#1桩弯矩增大倍数不再有明显的增长,为破坏前的2.74倍。
3. 破坏范围对荷载传递规律的影响
3.1 支护桩荷载传递规律
程雪松等人定义了支护桩的荷载（弯矩）传递系数Im为破坏过程中支护桩最大弯矩与破坏前桩身最大弯矩的比值[14-15]。当支护桩的抗弯承载力安全系数Kd小于Im时,锚杆失效将引发支护桩的失效,并可能导致基坑发生沿长度方向的连续破坏。1～15根锚杆失效时支护桩荷载传递系数Im分布如图10（a）所示。支护桩的荷载传递系数Im随着局部破坏范围的扩大而增大且存在一个增长极限,在本例中,11根以上锚杆失效时,支护桩极限荷载传递系数Im = 2.74,远大于传统支护桩的安全系数,极易引发连续破坏。
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图 10 不同局部破坏范围情况下荷载传递系数（弯矩和轴力）Figure 10. Values of Im and It under different failure scopes of anchors当有n根锚杆失效时（即2n m范围内锚杆破坏）,支护桩弯矩受影响范围约为2(n+4) m,在锚杆破断数量不超过3根时,影响范围内支护桩弯矩下降,局部锚杆破坏不会引发支护桩破坏。而当 n > 4时可将影响范围划分为核心破坏区和边缘破坏区（例如图10（a）中11根锚杆破坏时的区域划分）：#1～#2(n-1)支护桩Im > 1,定义为核心破坏区,该区域内桩身弯矩增大；而#(2n-1)～#2(n+4)支护桩Im < 1,定义为边缘破坏区,该区域内桩身弯矩降低。两个区域里支护桩弯矩增大和减小的机理如前文所述。
3.2 锚杆的荷载传递规律
与支护桩类似,定义破坏后锚杆轴力峰值与破坏前锚杆轴力的比值为锚杆荷载（轴力）传递系数It。如图10（b）,局部锚杆破断将引起邻近3～4根锚杆轴力增大,且当失效锚杆数达到一定值后（本例为6根）,邻近破坏区的第一根锚杆轴力达到增长极限,极限荷传递系数约为1.50。
锚杆的荷载传递系数It与其抗拉（抗拔）承载力安全系数Ka（Kt）之间的大小关系决定了局部锚杆失效是否会引起邻近未失效锚杆的继发破坏。通过前述研究也可以发现,在锚杆破坏数量较少时（3根及以内）,邻近3～4根锚杆所受影响较大,荷载（轴力）传递系数大于1,而支护桩受到的影响较小,荷载（弯矩）传递系数小于1,此时最薄弱的连续破坏传递路径为锚杆。而锚杆破坏数量较多时（4根及以上）,支护桩受到的影响更大,荷载（弯矩）传递系数大于1,且高于锚杆（轴力）荷载传递系数,锚杆破坏更容易引发支护桩连续破坏。
4. 开挖深度对荷载传递规律的影响
为了研究基坑开挖深度对桩锚支护结构荷载传递规律的影响,在8 m深基准工况基础上,研究了开挖6 m和10 m两种工况下不同数量锚杆发生局部破坏后的响应。以9根锚杆破坏为例,锚杆破坏前后,开挖深度越大,支护桩抗侧移刚度越小,支护桩位移变化越大,开挖面以下净土压力（被动区土压力减主动区土压力）变化倍数也越大,如图11（a）所示。由此导致,开挖深度较大时,桩身最大弯矩增大倍数也越大,如图11（b）所示。
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图 11 不同开挖深度下锚杆破坏前后1号桩净土压力和弯矩Figure 11. Net earth pressures acting on pile No. 1 and bending moments of pile No. 1 under different excavation depths图12为不同开挖深度下9根锚杆失效时锚杆荷载（轴力）传递系数及支护桩荷载（弯矩）传递系数。由图可见,随着开挖深度的增加,锚杆轴力和支护桩弯矩的荷载传递系数均随开挖深度增大而增大。这与支撑式支护结构中的结论类似[17],均反映了开挖深度越大,卸荷程度越大,由此导致荷载传递系数较大。
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图 12 不同开挖深度荷载（弯矩和轴力）传递系数Figure 12. Values of Im and It under different excavation depths随着开挖深度的增加,支护桩荷载传递（弯矩）系数增长较快,即开挖深度越深,局部锚杆失效越容易引发支护桩的连续破坏。因此对桩锚支护基坑进行设计时,可以适当提高支护桩的抗弯承载力安全系数以避免局部锚杆失效引起的支护桩破坏,从而提高支护体系的整体安全性能。
5. 土体强度对荷载传递规律的影响
为研究不同土体强度时局部破坏后的荷载传递规律,本文分别计算了砂性土内摩擦角为25°、30°和35°的情况,基坑开挖深度均为8 m。土体强度较小时,桩身最大弯矩增大倍数较大,如图13所示。
假设支护桩抗弯安全系数为1.69[16],在φ = 25°,φ = 30°和φ = 35°的砂土中,诱发#1支护桩失效所需的锚杆破断数量分别为4根、5根或6根,即随着土体强度的提高,诱发支护桩发生初始破坏所需的局部失效锚杆数量增多,整个支护结构的安全性能有所提高。此外,支护桩和锚杆的荷载传递系数均随着土质条件的增强而逐渐降低,如图13所示,这与悬臂排桩支护基坑中支护桩失效时支护桩荷载（弯矩）传递系数随着土体强度的提高线性提高[14]的规律相反。在悬臂桩支护中土拱效应是荷载传递的最主要途径,在桩锚支护体系中,锚杆破坏引发了支护桩受力模式的改变,与悬臂排桩中的荷载传递机理有较大区别。
6. 大型模型试验验证
为了对有限差分法模拟得出的规律进行验证,设计了与前述数值模型类似的模型试验。
6.1 模型试验装置与参数
试验采用的模型箱尺寸为2.5 m×2.47 m×1.40 m（长×宽×高）,如图14所示。土体选用干细砂,峰值摩擦角为33.5°,密度为1514 kg/m3。模型基坑沿宽度方向共设置38根支护桩,其中监测桩8根,平均桩间距为65 mm,均采用硬质PVC空心矩形管材模拟。支护桩按照到观察窗的距离依次编为P1～P38。支护桩有效桩长1.2 m,断面规格为60 mm×40 mm×2.5 mm（长×宽×壁厚）,断面长边方向垂直于基坑剖面。监测桩与文献[15,17]中相同,可测桩身弯矩及土压力。
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图 14 大型模型试验装置及基坑模型示意Figure 14. Platform of large-scale model tests and excavation model锚杆选用2 mm的钢绞线,共设置19根,按照两桩一锚的方式布置。锚杆按照到观察窗的距离依次编为#1～#19,初始破坏锚杆9根,编号为A6～A14号。通过BSLM-1应变式拉压力传感器监测锚杆的轴力。通过轴向拉伸标定试验,测得锚杆在单位拉力的作用下,拉力计应变为3.84
με 。6.2 试验过程
本次验证共进行2种工况的局部破坏试验,工况1开挖75 cm,工况2开挖90 cm。基坑开挖到指定深度,待桩顶位移与桩身弯矩等稳定后,控制9根锚杆逐一失效,锚杆破坏顺序为A10、A9、A11、A8、A12、A7、A13、A6和A14。
6.3 试验结果分析
（1）锚杆轴力变化及其荷载传递系数
图15为不同锚杆破坏数量、不同开挖深度下荷载（轴力）传递系数对比。同一开挖深度情况下,破坏锚杆数量越多,荷载传递系数越大。每一根锚杆破坏,其影响范围为邻近的3～4锚杆,这与前文中模拟结果相吻合（影响范围为邻近的3～4根锚杆）。此外,桩锚基坑中锚杆失效的影响范围大于支撑式基坑中支撑失效的影响范围（1～2根支撑）[17],这可能主要由于锚杆的刚度小于支撑的刚度导致。相同破坏范围,随着开挖深度的增加,传递系数也随之增加。这与第4节中开挖深度对荷载传递规律的影响规律较一致。
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图 15 不同开挖深度下荷载（轴力）传递系数对比Figure 15. Comparison of load transfer coefficient (It) in tests 1-2（2）支护桩弯矩
图16为P19桩身弯矩随支撑破坏的变化曲线。由图可见,位于锚杆失效范围的支护桩,例如位于破坏范围中心的桩P19,桩身弯矩最大值随着失效锚杆数量的增加而减小。此外,位于开挖面以下的桩身负弯矩（坑外受拉）绝对值随着锚杆破坏数量的增加而增加。此结果与数值模拟中图7中的结果较一致。
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图 16 工况1中桩P19桩身弯矩随锚杆破坏的变化曲线Figure 16. Moment curves of pile P19 under different failures of anchors7. 结论
本文采用有限差分软件研究了不同锚杆破坏范围、不同基坑开挖深度以及不同土体强度情况下,桩锚支护基坑局部锚杆破断对土体应力和支护结构内力的影响,并利用大型模型试验对得到的荷载传递规律进行了定性验证。主要结论如下：
（1）在桩锚支护基坑中,锚杆失效会对邻近未失效锚杆产生明显加载作用,影响范围一般为邻近3～4根未失效锚杆。锚杆荷载（轴力）传递系数It随着锚杆破断数量的增加而提高,但当局部破坏范围扩大到一定程度后（本文中约为破坏6根左右）,It不再继续提高,即存在极限荷载传递系数。本文基础工况中,锚杆极限荷载（轴力）传递系数约为1.50。
（2）局部锚杆失效会引发冠梁剪力与弯矩大幅上升,最大剪力和弯矩位置位于邻近未失效第一根锚杆位置附近。失效锚杆数量较多时,破坏范围中部冠梁剪力和弯矩降至0,说明其对支护桩的支撑力降低为0。冠梁按照目前规范的最小配筋率进行构造配筋,不足以抵抗锚杆失效引发的冠梁受弯破坏。
（3）随着失效锚杆数量的增加,破坏范围内,支护桩桩顶受到的支撑力逐渐降低,受力模式由单点支撑式逐渐转变为悬臂式,支护桩最大弯矩位置由局部破坏前的坑底以上下移至坑底以下,其变化由锚杆失效引发的支护桩桩顶支撑力与桩身土压力变化共同决定。支护桩桩身最大弯矩先减小（局部锚杆失效3根及以内）后增大,并逐渐趋于定值。本文基础工况中,支护桩极限荷载（弯矩）传递系数Im为2.74,远大于传统支护桩的安全系数,极易引发连续破坏。
（4）在锚杆破坏数量较少时（基础工况中3根及以内）,邻近锚杆轴力增大,而支护桩最大弯矩减小,此时最薄弱的连续破坏传递路径为锚杆。而锚杆破坏数量较多时（4根及以上）,支护桩最大弯矩同样增大,且荷载（弯矩）传递系数大于锚杆（轴力）传递系数,支护桩更容易发生破坏,此时连续破坏传递路径将转移至支护桩。
（5）对于同样的桩锚支护结构,开挖深度增大,或者土体强度降低,在局部锚杆失效情况下,桩身净土压力变化幅度增大,锚杆轴力和支护桩弯矩的最大荷载传递系数均逐渐增大,连续破坏发生概率更高。此外,开挖深度增大,或者土体强度降低时,桩的荷载（弯矩）传递系数增长速度大于锚杆,局部锚杆失效更容易引发支护桩的连续破坏。
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图 2 1根锚杆失效后5 m 深处桩后土压力变化曲线
Figure 2. Change curves of earth pressure acting on pile at a depth of 5 m after failure of 1 anchor
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图 3 不同数量锚杆破坏时1号桩主、被动区土压力
Figure 3. Earth pressures of pile No. 1 for different numbers of failed anchors
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图 4 锚杆破坏时未失效锚杆轴力变化
Figure 4. Axial forces of intact anchors under failure partial anchors
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图 5 不同数量锚杆破坏前后冠梁内力变化
Figure 5. Internal forces of capping beams for different numbers of failed anchors
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图 7 不同数量锚杆破坏时#1桩桩身变形及弯矩变化
Figure 7. Deflections and bending moments of pile No. 1 for different numbers of failed anchors
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图 10 不同局部破坏范围情况下荷载传递系数（弯矩和轴力）
Figure 10. Values of Im and It under different failure scopes of anchors
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图 11 不同开挖深度下锚杆破坏前后1号桩净土压力和弯矩
Figure 11. Net earth pressures acting on pile No. 1 and bending moments of pile No. 1 under different excavation depths
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图 12 不同开挖深度荷载（弯矩和轴力）传递系数
Figure 12. Values of Im and It under different excavation depths
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图 14 大型模型试验装置及基坑模型示意
Figure 14. Platform of large-scale model tests and excavation model
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图 15 不同开挖深度下荷载（轴力）传递系数对比
Figure 15. Comparison of load transfer coefficient (It) in tests 1-2
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