Study on the control theory and design method of progressive collapse in excavations retained by cantilever piles
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摘要: 基坑工程的连续垮塌问题已引起工程界和学术界的重视,然而目前尚无相关控制理论。基于悬臂排桩基坑连续破坏机理,提出利用间隔设置连续破坏阻断单元法（简称阻断单元法）控制连续破坏发展,并采用有限差分法对不同开挖深度、不同土质条件和不同加强桩刚度情况下阻断单元的效果进行了分析,进一步结合荷载传递系数曲线总结出不同加强桩刚度情况下的阻断单元设计原则。结果表明,设计合理的阻断单元可以有效地将局部破坏引发的连续破坏控制在设定范围内,而当阻断单元中加强桩数量不足时,连续破坏具有跨越效应,即越过阻断单元继续发展,并转而导致阻断单元破坏。对于支护桩受弯破坏型的连续破坏,冠梁破坏或主动切断冠梁并不能阻断连续破坏的传递,相反可能加剧连续破坏。Abstract: The progressive collapse problems in excavation engineering have attracted the attention of engineers and academic scholars. However, the relevant control theory has not been established. Based on the progressive collapse mechanism of excavations retained by cantilever piles, a method for alternately setting progressive failure blocking units (abbreviated as blocking unit method) to control the development of progressive failure is proposed. The effects of blocking units under different excavation depths, soil conditions and stiffnesses of reinforced piles are analyzed by the finite difference method. Furthermore, based on the load transfer coefficient curve, the design principles of blocking units under different stiffnesses of the reinforced piles are summarized. The results show that the reasonable design of blocking units can effectively control the progressive failure caused by the partial failure within the setting range. However, when the number of the reinforced piles in the blocking unit is insufficient, the progressive failure has crossover effect, which means the progressive failure continues to develop across the blocking unit and in turn leads to the failure of the blocking unit. For the bending-failure type progressive collapse of retaining piles, the failure of the capping beam or actively cutting off the capping beam cannot block the development of the progressive collapse. On the contrary, it may aggravate the progressive collapse.
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0. 引言
随着城市对空间利用率要求越来越高,基坑尺寸不断增加,由局部破坏引发的基坑垮塌事故屡见不鲜[1-7]由局部支,基坑工程的复杂性导致基坑支护体系的整体性和冗余度难以得到充分的保证[8-11]。
已有学者对基坑连续破坏机理进行了探索。程雪松等[12-15]对悬臂排桩式支护基坑局部破坏引发连续破坏的荷载传递机理进行了研究。Goh等[16]探讨了支撑开挖体系中单个支撑破坏对邻近支护结构的影响。Choosrithong等[4]分析了支撑相继破坏对整个基坑性能的影响。郑刚等[17]利用模型试验研究了局部破坏对钢支撑排桩基坑支护体系的影响。顾家诚等[18]利用拆除构件法初步揭示了内支撑体系基坑破坏传递机理。宋利文等[19]研究了施工工况下水平支撑体系局部损坏对基坑的影响。郑刚等[20-21]研究了桩锚支护基坑局部锚杆失效引发的土体应力重分布及支护结构内力变化等荷载传递规律。郑刚等[22]模拟了环梁支撑的连续破坏。Saleem[23]对桩锚失效体系进行数值模拟与分析。Zhao等[24],韩健勇等[25]模拟了锚杆的连续破坏,研究了失效锚杆荷载沿竖向的传递规律及锚杆失效后构件的安全性能。
目前尚无基坑连续破坏控制措施和设计方法的系统研究,因此本文针对常用且典型的悬臂式支护结构展开研究,设置阻断单元来控制连续破坏发展,分析了加强桩数量、初始破坏范围、土体强度、开挖深度及阻断单元加强桩刚度对连续破坏的作用机理和效果,总结了阻断单元的设置原则,分析了连续冠梁在支护桩受弯破坏型连续破坏中的作用机理。
1. 数值模型与模拟方法
1.1 数值模型建立
取一长条形基坑来研究基坑阻断单元在长度方向上防连续破坏作用机理,根据对称性,取基坑宽度的一半建立有限差分模型,X,Y,Z 3个方向尺寸取40 m×20 m（或40 m）×20 m,网格及结构布置如图1所示,模型4个竖向边界约束水平位移,底面约束竖向和水平位移,冠梁两端节点约束Y方向水平位移及绕X与Z轴的转动。设定Y方向的最左侧边界为对称边界,初始破坏发生在Y方向的最左端。
1.2 土体和结构参数
（1）土体参数
本研究考虑不同土质情况下悬臂排桩支护基坑阻断单元的作用机理及设计方法,数值模拟分别考虑了黏性土和砂性土两种土体。前者为不排水条件下的饱和黏性土（内摩擦角为φu=0°）,后者为无水条件下的纯砂性土（黏聚力c = 0 kPa）,两种土体均采用莫尔-库仑模型进行模拟。本文参考程雪松等[13]对基坑连续破坏机理研究的模拟,饱和黏性土不排水强度cu沿埋深线性增加,土体强度分布为
cu=5+3.5z, (1) 式中,z为土体深度。黏性土剪切模量近似取为150倍cu[26],同样沿深度线性增加,静力侧压力系数近似取K0=0.65,泊松比取0.495来近似考虑不排水条件下体应变为0的状态。对于纯砂性土,本文摩擦角取30°,泊松比取0.3,弹性模量沿深度线性增加,斜率为1.5 MPa/m[27]。
（2）支护桩和冠梁参数
参考程雪松等[13]的数值模拟,本模型中支护桩和冠梁均采用线弹性的结构单元模拟,分别为桩单元和梁单元,其几何尺寸和空间分布见图1。结构单元均为钢筋混凝土材料,弹性模量近似采用30 GPa,泊松比采用0.2。桩土界面采用可以相对滑移的接触面单元,界面的剪切破坏符合库仑准则,切向剪切刚度取23 MPa,摩擦角为23°,黏聚力10 kPa。为模拟桩体的挡土效应及桩后的止水帷幕,在桩后0.5 m、地表至埋深8 m的范围内提高土体强度至62 kPa,防止土体从桩间流出。
支护桩沿Y方向由左至右编号依次为#1—#40。冠梁结构单元沿Y方向从左至右依次编号为G1—G41,如图2所示,例如#1桩左侧的小段冠梁编号为G1,#2桩和#3桩之间的小段冠梁编号为G3。
1.3 模拟方法
通过删除支护桩模拟桩体破坏失效,通过增加桩体的极限抗弯承载力来模拟阻断单元内的加强桩。首先模拟正常开挖,每步开挖1 m,开挖6 m或7.5 m后,删除最左侧#1～#n桩来模拟n根桩的初始破坏失效。对于设置阻断单元的工况,从第n+2或n+3根桩开始每隔若干根普通桩设置加强桩,相邻的加强桩组成一组连续破坏阻断单元。基坑局部支护结构初始失效发生后,计算分析后续未失效桩及冠梁的响应。当加强桩或普通未失效桩达到极限抗弯承载力后,删除此根支护桩来模拟其破坏。
1.4 工况介绍
在实际工程中,初始破坏发生位置具有不确定性,因此主要考虑初始破坏桩和加强桩不相邻的情况。为了研究局部初始破坏发生后,阻断单元对控制连续破坏的作用,设计工况时考虑不同初始破坏范围、每组阻断单元内不同加强桩数量及相邻阻断单元之间间隔不同数量普通桩等情况。由于模型的对称性,相邻阻断单元之间间隔的普通桩数量不小于局部初始破坏桩数量的2倍。此外,本文还进一步考虑了加强桩刚度与普通桩一致及较普通桩增大的情况,以及冠梁设置方式等对连续破坏阻断单元作用的影响。
2. 连续破坏阻断单元作用机理及设计方法
程雪松等[13-14]通过模型试验及数值模拟的方法得出,悬臂排桩支护体系中,局部支护桩破坏会引发邻近支护桩的弯矩瞬间上升,并定义荷载传递系数为基坑局部破坏后未失效桩最大弯矩与破坏前桩身弯矩的比值。基于上述已有研究,针对悬臂排桩支护基坑,可以通过间隔设置阻断单元,即将部分支护桩设置为加强桩,提高部分桩的极限抗弯承载力,进而控制连续破坏的发展。本节将探索局部支护结构发生初始破坏情况下,设置不同阻断单元对后续连续破坏的控制效果,并研究连续破坏阻断单元的设计原则。
2.1 单组阻断单元中不同加强桩数量时的控制效果
本节模型在X×Y×Z方向的几何尺寸为40 m×20 m×20 m,基坑开挖深度为6 m,土体采用纯砂性土。在该砂土模型中,不同初始支护桩破坏数量情况下的荷载传递系数如图3所示。随着支护桩破坏范围增加,当支护桩破坏数量大于4根时,最大荷载传递系数Tmax不再增加,趋于定值1.61。
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图 3 不同局部破坏范围情况下其余桩的荷载传递系数Figure 3. Load transfer coefficients of intact piles at failure of different numbers of piles for sand model设定普通桩抗弯安全系数为1.30,加强桩抗弯安全系数为1.70。从图3可以得出,当破坏桩数量为n根（n>4）时,#（n+1）桩、#（n+2）桩、#（n+3）桩的荷载传递系数分别为1.61,1.43,1.33,即#（n+3）桩之后的桩的荷载传递系数均小于1.30。即当破坏桩数量n>4时,后续未失效桩荷载传递系数超过1.30的数量均为3根。下面研究不设置加强桩和分别设置1根、2根和3根加强桩时局部破坏是否会引发连续破坏。基坑平面支护桩的布置示意图如图4所示。
（1）不设置加强桩
取所有桩的抗弯安全系数为1.30,此时1根桩和根桩发生初始破坏后,其余各桩桩身弯矩增大倍数时程曲线如图5所示。由图5（a）可得,#1桩发生初始破坏后,#2桩的桩身弯矩增大倍数达到1.20左右便不再变化,后续桩不会再发生破坏。由图5（b）可得,#1—#2桩发生初始破坏后,其他桩的桩身弯矩增大倍数均相继达到1.30后发生破坏。这是因为1根桩失效后,#2桩的荷载传递系数（图3）小于1.30；2根桩失效后,#3桩的荷载传递系数（图3）大于1.30。
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图 5 不设置加强桩情况下局部破坏引发各桩弯矩变化Figure 5. Change of pile moments for case with non-reinforced piles（2）设置1根加强桩
设置#5桩为加强桩,#1—#3桩初始破坏发生后其余各桩弯矩变化及破坏顺序如图6所示,此过程中桩后土体X方向的水平应力云图如图7所示。
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图 7 设置1根加强桩时支护桩破坏引起的水平土压力变化Figure 7. Change of horizontal earth pressure caused by failure of piles for case with 1 reinforced pile从图6可以看出,初始破坏发生后,与初始破坏桩相邻的普通桩#4桩桩身最大弯矩上升并逐渐达到极限承载力首先发生破坏,随后加强桩#5桩最大弯矩不断增大,但由于其抗弯安全系数较高,其短时间内并未发生破坏,连续破坏越过#5桩继续沿基坑长度方向发展。#4桩破坏后,#5桩最大弯矩上升的同时,#6桩及更远的几根桩弯矩也逐渐上升,并且#6桩先于#5加强桩达到极限承载力而发生破坏。这主要是由于,当#1—#4破坏后,若其余桩不发生破坏,#6桩的荷载传递系数会最终达到1.41,超过1.30的安全系数。
#6桩破坏之后普通桩#7—#10桩相继发生破坏,这个过程中,#5桩上部受到的主动区土压力越来越大,如图7所示,这主要是由于#7—#10桩破坏在基坑主动区产生了更大范围的水平向土拱效应,拱脚作用于#5桩及更远处的未失效桩上,导致#5桩最大弯矩也逐渐增大继而破坏,随后,连续破坏继续发展,#11桩及更远处的桩相继破坏。在此工况中,连续破坏越过#5加强桩继续向远处传递的现象称为连续破坏跨越现象。
（3）设置多根加强桩
设置#5—#6桩为加强桩,初始破坏后其余各桩弯矩变化及破坏顺序如图8所示,连续破坏越过加强桩继续向远处传递,也存在连续破坏的跨越现象。设置#5—#7为加强桩,初始破坏发生后其余各桩弯矩变化及破坏顺序如图9所示,初始破坏发生后,#4桩随后发生破坏,其余各桩的弯矩内力急速增大,最终保持在一个平稳状态不再发生变化。由此例可以看出,设置3根加强桩可以阻止连续破坏的发展。
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图 9 设置3根加强桩情况下各桩弯矩变化Figure 9. Change of pile moments for case with 3 reinforced piles2.2 间隔设置多组阻断单元对后续连续破坏的影响
建立在X×Y×Z方向几何尺寸为40 m×40 m×20 m的模型,本节数值模型采用黏性土强度分布,开挖深度同样为6 m。
本模型计算得到开挖完成后破坏前的桩身最大弯矩M0为262 kN·m。设定普通桩抗弯安全系数为1.55,加强桩抗弯安全系数为2.10。不同失效桩数情况下荷载传递系数如图10所示,随着支护桩破坏范围增加,当支护桩破坏数量大于4根时,最大荷载传递系数Tmax趋于定值2.02。当失效桩数量n大于3根时,#（n+3）桩之后的桩的荷载传递系数均小于1.55。
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图 10 黏土开挖6 m不同局部破坏范围下各桩荷载传递系数Figure 10. Load transfer coefficients of intact piles at failure of different numbers of piles for clay model under excavation of 6 m分析图10,结合2.1节中的模拟结果判断,每组阻断单元包含的加强桩数量不少于3根才能阻止连续破坏的发展。设计了4种算工况如图11所示。
其中,工况a每组阻断单元设置2根加强桩初始破坏后其余桩的破坏顺序及各桩桩身弯矩增大系数如图12所示。
由此例可见,每组阻断单元设置2根加强桩,仍然无法阻止连续破坏的发展。工况b、工况c、工况d每组阻断单元设置3根加强桩,初始破坏后,工况d各桩桩身弯矩增大倍数发展情况如图13所示,与工况b和c的结果接近。由图12,13可得,每组阻断单元包含的加强桩数量不少于3根时能够将连续破坏限定在两组阻断单元之间,阻止连续破坏的无限扩展。
2.3 大开挖深度情况下阻断单元的作用
在2.2节模型的基础上,本节基坑开挖深度设为7.5 m,此时不同局部破坏范围情况下其余各桩的荷载传递系数如图14,可见当超过4根桩失效时,最大荷载传递系数趋于稳定,设定加强桩的抗弯安全系数为2.0,普通桩为1.45。
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图 14 黏土开挖7.5 m不同局部破坏范围下各桩荷载传递系数Figure 14. Load transfer coefficients of intact piles at failure of different numbers of piles for clay model under excavation of 7.5 m模拟图11工况a—工况d,初始破坏后其余各桩弯矩变化及破坏顺序如图15,可知在工况a中连续破坏同样出现了跨越阻断单元发展的情况,而工况b中连续破坏限定在阻断单元之间的普通桩范围内。可见,对于不同深度的基坑,当阻断单元设置足够数量的加强桩时可以有效限定连续破坏的发展范围。
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图 15 黏土开挖7.5 m时局部破坏引发各桩弯矩变化Figure 15. Change of pile moments under excavation of 7.5 m2.4 设计原则总结
对于悬臂排桩支护基坑来说,可以根据以下步骤和设计方法来设置阻断单元,从而将初始破坏引发的后续连续破坏限定在两组阻断单元之间,阻止连续破坏的大范围扩展。
（1）获取开挖完成后初始破坏前的桩身最大弯矩并确定普通桩的抗弯安全系数Kad。
（2）计算得出不同局部破坏范围情况下其余桩的荷载传递系数,并获取极限荷载传递系数Tu（不同初始破坏范围情况下最大荷载传递系数的最大值）。
（3）由极限荷载传递系数确定阻断单元内加强桩的抗弯安全系数Krd,Krd>Tu。
（4）初始破坏范围较大情况下的荷载传递系数曲线内大于普通桩抗弯安全系数的桩数为m,则阻断单元内包含的加强桩数量不少于m。
在实际工程中,连续破坏阻断单元的设置位置及间距,可以根据周边被保护建构筑物、基坑的重要程度及造价综合考虑来确定。
3. 加强桩刚度对阻断单元设计的影响
钢筋混凝土灌注桩或预制桩有两种方式提升抗弯承载力。第一种为保持桩径及混凝土强度等级不变的情况下增加配筋,桩身抗弯刚度近似不变。第二种为增大桩径或增加混凝土强度。当加强桩与普通桩抗弯刚度不同时,基坑开挖后,二者的变形内力不同,此时荷载传递系数及阻断单元设计原则将发生变化。
3.1 加强桩抗弯刚度对桩弯矩及荷载传递系数的影响
本节模型中将阻断单元中加强桩的桩径由0.8 m增大至0.9 m来研究加强桩抗弯刚度对荷载传递系数的影响,其他参数设置均与2.2节所述模型一致,对工况b进行模拟,得到4根桩破坏前后其余各桩桩身最大弯矩,如图16所示。在不增加加强桩刚度的情况下,开挖完成后各桩的最大弯矩M0均为262 kN·m,增加加强桩刚度后,普通桩的M0减小至247 kN·m,加强桩的M0则增大至585 kN·m。
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图 16 工况b下4根桩破坏前后各桩桩身最大弯矩Figure 16. Maximum moments of intact piles before and after failure of 4 piles in case b将工况b中增加加强桩刚度后其余桩的荷载传递系数与原始刚度作对比,如图17所示,可见刚度增加的荷载传递系数较原始刚度略有降低。对于阻断单元中加强桩为2根及更多根的工况,同样如此。
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图 17 工况b下不同加强桩刚度情况下荷载传递系数对比Figure 17. Comparison of load transfer coefficients of intact piles with reinforced piles with different stiffnesses in case b3.2 加强桩抗弯刚度增加时阻断单元设计原则
由2.2节可知,加强桩刚度不变时,开挖完成后破坏前各桩的最大弯矩M0为262 kN·m,若假定普通桩和加强桩抗弯安全系数分别为1.55,2.10,则其极限抗弯承载力分别为406,550 kN·m,此时每组阻断单元设置3根加强桩可以阻止连续破坏的发展。由图16可见,即使阻断单元内设置3根加强桩,在连续破坏发展至4根桩时,#5弯矩将达到585 kN·m,远超过其极限抗弯承载力550 kN·m,进而会导致加强桩的破坏及后续持续不断的连续破坏。
可见,当加强桩抗弯刚度较普通桩增加时,必须重新计算开挖到底时普通桩与加强桩内力,并按照新的荷载传递系数曲线设计普通桩和加强桩的抗弯安全系数。因此需对2.4节中的设计原则进行修正,总结出加强桩刚度增加时连续破坏阻断单元设计原则：
（1）获取开挖完成后初始破坏前普通桩和加强桩的桩身最大弯矩Ma,Mr,并确定普通桩抗弯安全系数Kad。
（2）计算得出不同局部破坏范围情况下其余桩的荷载传递系数,获取极限荷载传递系数Tu。
（3）确定加强桩的抗弯安全系数Krd,Krd>Tu。
（4）初始破坏范围较大情况下的荷载传递系数曲线内大于普通桩抗弯安全系数的桩数为m,则阻断单元内包含的加强桩数量不少于m。
由本节模型可知,增加加强桩刚度后,开挖完成后破坏前普通桩的最大弯矩M0为247 kN·m,若保持普通桩安全系数（1.55）不变,则普通桩的极限抗弯承载力达到383 kN·m即可,无需达到406 kN·m,此外,加强桩刚度增加后,开挖完成后破坏前加强桩的最大弯矩M0增加至335 kN·m,根据最新的荷载传递系数,加强桩抗弯安全系数可以设置为1.90,则加强桩的极限抗弯承载力需达到636.5 kN·m。以上体现了加强桩刚度变化对加强桩和普通桩设计的影响。
3.3 加强桩占比对荷载传递系数的影响
为了进一步研究加强桩占比对荷载传递系数的影响,对比分析工况a,b,c,d加强刚度的荷载传递系数,可以得到工况b<工况a<工况c<工况d,如图18所示。
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图 18 工况a—d下不同破坏范围荷载传递系数对比Figure 18. Comparison of load transfer coefficients of intact piles at failure of different numbers of piles in cases a-d在工况a,b,c,d中加强桩占比由大到小为工况b>工况a>工况c>工况d,这说明加强桩占比越大,荷载传递系数下降越多。这是因为加强桩占比越大,则开挖完成后初始破坏前各桩的弯矩就越小,初始破坏后转移的荷载也就越少,荷载传递系数就相对越低。
4. 冠梁对控制连续破坏的影响
对于悬臂排桩支护结构,在正常开挖阶段,冠梁可以起到将围护桩桩顶连接起来协调变形的作用,在连续破坏的过程中,冠梁同样起到了较为重要的荷载传递作用。为了更为系统的研究冠梁在连续破坏发展过程中的作用,建立与2.2节所述模型尺寸、土质条件、桩土参数和开挖深度均相同的模型,只改变冠梁的参数及状态来分析冠梁对连续破坏的影响。
4.1 无冠梁对连续破坏发展的影响
计算不设置冠梁时不同局部破坏范围情况下其余桩的荷载传递系数,如图19所示。
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图 19 无冠梁不同局部破坏范围情况下其余桩的荷载传递系数Figure 19. Load transfer coefficients of intact piles at failure of different numbers of piles for clay model without capping beams无冠梁情况下荷载传递系数最大值为3.24,远高于有冠梁情况下的最大荷载传递系数2.02,初始破坏发生后,连续冠梁的存在可以降低荷载传递系数,降低连续破坏发生的可能性。
4.2 主动切断冠梁对连续破坏荷载传递系数的影响
为了进一步分析冠梁的作用,将与初始破坏桩和未失效桩之间冠梁主动切断,如图20所示,即删除初始破坏桩和未失效桩之间的小段冠梁G4,其他部位冠梁保持完整。不同初始破坏范围情况下,主动切断冠梁时的荷载传递系数如图20所示,并将其与冠梁完整时的荷载传递系数作对比。可见,将冠梁切断后,荷载传递系数要比冠梁连续时更大。开挖深度增加至7.5 m,结果同样如此。对于靠近初始破坏桩的未失效桩来说,连续的冠梁可以降低其荷载传递系数。因此,对于支护桩受弯破坏型的连续破坏,切断冠梁并不能阻断连续破坏的传递,相反可能会增加发生连续破坏的可能性,加剧连续破坏发展。
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图 20 冠梁截断与冠梁完好荷载传递系数对比Figure 20. Comparison of load transfer coefficients of intact piles for cases with intact or broken capping beams4.3 冠梁破坏对连续破坏发展的影响
当冠梁连续且不考虑冠梁破坏时,初始局部支护桩破坏后,冠梁将受到较大的弯矩和剪力作用。如图21所示为3根桩初始破坏后（其他未失效桩不发生破坏）冠梁的弯矩和剪力,冠梁的弯矩在G1—G5处均较大,约为-260 kN·m,剪力在G5处较大,大小约为-75 kN。总体来讲,n根桩失效后,冠梁的弯矩较大的位置位于G1—G(n+2)段冠梁上。
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图 21 3根桩初始破坏后冠梁弯矩和剪力Figure 21. Moments and shear forces in capping beams at failure of 3 piles为分析冠梁破坏对连续破坏发展的影响,参考郑刚[20]等文中的冠梁极限抗弯承载力,设定冠梁弯矩绝对值达到214 kN·m时自动发生破坏,再次模拟2.2节中工况b。初始破坏发生后,工况b各桩桩身弯矩增大倍数发展情况和支护桩破坏情况如图22所示。由图22可见,3根桩初始破坏后,#4桩随即破坏,之后其他桩弯矩继续上升,在0.842 s时,冠梁G1—G6段达到极限承载力发生破坏,此时失去了冠梁的变形及受力协调作用,#5加强桩及附近未失效桩弯矩突然显著上升；随后#5桩弯矩继续上升,并达到抗弯承载力极限值而发生破坏；之后连续破坏跨越#6,#7加强桩发展至#8,#9普通桩,并相继导致#6,#10,#7桩等连续破坏。对比图22,13可见,在支护桩连续破坏发展过程中,冠梁如果发生破坏,会导致原本可以阻断连续破坏发展的阻断单元失去作用,加剧连续破坏的传递。
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图 22 工况b冠梁自动破坏情况下局部破坏引发各桩弯矩变化Figure 22. Change of pile moments in case b at automatic breaking of capping beams5. 结论
本文基于悬臂式排桩基坑连续破坏机理,提出阻断单元法来控制连续破坏的发展。采用有限差分法对悬臂排桩支护基坑中不同局部初始破坏范围、不同开挖深度、不同土质条件和不同阻断单元加强桩刚度情况下,连续破坏阻断单元作用机理及控制连续破坏的效果进行了分析,给出了连续破坏阻断单元设计原则,分析了连续冠梁对控制支护桩受弯破坏型连续破坏的影响。
（1）对于不同初始破坏范围、不同土质条件、不同开挖深度和不同加强桩刚度的悬臂式排桩支护基坑,可基于不同局部破坏范围时的荷载传递系数,依据本文提出的设计原则设置阻断单元,进而将初始破坏引发的连续破坏限定在两组阻断单元之间。若阻断单元中加强桩数量不足,则连续破坏产生跨越效应。
（2）增加阻断单元加强桩刚度会使加强桩开挖完成后破坏前的初始弯矩增加,使普通桩开挖完成后破坏前的初始弯矩减小。阻断单元设计时,需要重新计算考虑加强桩刚度增加时的支护桩内力及荷载传递系数,根据修正后的设计原则重新确定加强桩和普通桩的极限抗弯承载力。对于同一工况,与加强桩刚度未增加相比,增加加强桩刚度后荷载传递系数略有下降,且加强桩占比越大,荷载传递系数下降越多。
（3）连续冠梁可以降低靠近破坏桩的未失效桩的荷载传递系数,对于支护桩受弯破坏型的连续破坏,切断冠梁不能阻止连续破坏的传递,相反可能会加剧连续破坏。冠梁强度较低时,支护桩连续破坏发展过程中,冠梁发生破坏可能会导致原本可以阻断连续破坏发展的阻断单元失去作用,加剧连续破坏的传递。因此在基坑支护体系设计以及阻断单元设计过程中,应保证连续冠梁具有足够的强度冗余度,必要时应对冠梁进行局部破坏情况下的受力计算。
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图 3 不同局部破坏范围情况下其余桩的荷载传递系数
Figure 3. Load transfer coefficients of intact piles at failure of different numbers of piles for sand model
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图 5 不设置加强桩情况下局部破坏引发各桩弯矩变化
Figure 5. Change of pile moments for case with non-reinforced piles
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图 7 设置1根加强桩时支护桩破坏引起的水平土压力变化
Figure 7. Change of horizontal earth pressure caused by failure of piles for case with 1 reinforced pile
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图 9 设置3根加强桩情况下各桩弯矩变化
Figure 9. Change of pile moments for case with 3 reinforced piles
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图 10 黏土开挖6 m不同局部破坏范围下各桩荷载传递系数
Figure 10. Load transfer coefficients of intact piles at failure of different numbers of piles for clay model under excavation of 6 m
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图 14 黏土开挖7.5 m不同局部破坏范围下各桩荷载传递系数
Figure 14. Load transfer coefficients of intact piles at failure of different numbers of piles for clay model under excavation of 7.5 m
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图 15 黏土开挖7.5 m时局部破坏引发各桩弯矩变化
Figure 15. Change of pile moments under excavation of 7.5 m
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图 16 工况b下4根桩破坏前后各桩桩身最大弯矩
Figure 16. Maximum moments of intact piles before and after failure of 4 piles in case b
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图 17 工况b下不同加强桩刚度情况下荷载传递系数对比
Figure 17. Comparison of load transfer coefficients of intact piles with reinforced piles with different stiffnesses in case b
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图 18 工况a—d下不同破坏范围荷载传递系数对比
Figure 18. Comparison of load transfer coefficients of intact piles at failure of different numbers of piles in cases a-d
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图 19 无冠梁不同局部破坏范围情况下其余桩的荷载传递系数
Figure 19. Load transfer coefficients of intact piles at failure of different numbers of piles for clay model without capping beams
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图 20 冠梁截断与冠梁完好荷载传递系数对比
Figure 20. Comparison of load transfer coefficients of intact piles for cases with intact or broken capping beams
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图 21 3根桩初始破坏后冠梁弯矩和剪力
Figure 21. Moments and shear forces in capping beams at failure of 3 piles
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