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基坑支护毕业设计3

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河北工程大学土木工程学院毕业设计说明书 2008年

毕业设计说明书

光明商城基坑支护及地基处理设计

（基坑深17m）

专业土木工程学生毕小兵指导教师张岳文

河北工程大学土木工程学院

河北工程大学土木工程学院毕业设计说明书 2008年

摘要

邯郸市光明商城基础为筏板基础，地基基础设计等级为乙级，要求持力层地基承载力特征值达到250kPa，基坑深度17m，地面超载q10kPa。

深基坑支护不仅要确保边坡的稳定性，而且要满足变形控制要求，以确保基坑周围的建筑物、地下管线、道路等安全；确保基坑开挖顺利进行，并提供足够的地下施工作业空间。

基坑开挖场地主要为粘性土，土质较好，具有一定自立高度。经比较后，设计方案如下： 1) 钢筋混凝土钻孔灌注桩加锚杆支护方案； 2）土钉墙加锚杆支护方案。

关键词：基坑支护排桩土钉墙

Abstract

The bright company foundation in the HanDan City is a raft plank foundation, the design grade of the foundation is a second grade, the request hold a dint layer foundation loading dint characteristic value to attain a 250 kPa, the pit depth 18 m, the ground overload.

Deep pit support not only stability of needing to insure the side ascent, and want satisfy transform a control request with insure pit surroundings of building, underground pipeline, road etc. safety; Insure the pit open to dig smoothly progress, and provide enough of underground construction homework space.

In the pit mine area main in order to glue sex soil, the soil quality be better, and it have certain stability height. Through comparison, empress of the support will be shown as follow:

1) The type reinforced concrete of the adoption partition drill a hole to infuse to note a stake to block soil, in addition soil layer anchor man pole the support for protect;

2)the adoption soil nail to add an anchor man pole to protect a technique.

Key words: Pit Support ;Soil nail wall; Pile bolt row;

河北工程大学土木工程学院毕业设计说明书 2008年

0 绪论 .......................................................................................................................................................... 1 1 工程概况 ............................................................................................................................................... 2 2 工程地质条件 .................................................................................................................................... 2 3 深基坑支护方案选择 ................................................................................................................... 2 4 深基坑支护方案设计 ................................................................................................................... 3

4.1桩锚支护体系 .................................................................................................................................. 3 4.2 土钉墙支护设计 .......................................................................................................................... 37

5 深基坑地基处理方案设计 ...................................................................................................... 49

5.1 水泥土搅拌桩复合地基设计 .................................................................................................. 49 5.2 复合地基沉降验算 ..................................................................................................................... 50

6 基坑支护监测方案 ....................................................................................................................... 53 7 基坑支护应急措施 ....................................................................................................................... 53 8 工程造价预算 ..................................................................................................................................

8.1 基坑开挖及支护工程造价计算 .............................................................................................. 8.2 复合地基造价计算 ..................................................................................................................... 55

附录1 专题 ................................................................................................................................ 59 附件2 读书报告 ........................................................................................................................ 63 附件3 基坑总平面图 ............................................................................................................. 69

河北工程大学土木工程学院毕业设计说明书 2008年

光明商城基坑支护及地基处理设计

学生毕小兵指导教师张岳文

河北工程大学土木工程学院土木工程专业岩土工程方向

0 绪论

深基坑支护是一门理论性和实践性都很强的技术。它涉及到岩土力学、水文地质学、结构力

学、钢筋混凝土结构学等学科，主要研究岩土的强度和变形、支护结构的强度和刚度以及土与支护结构的共同作用问题等问题。由于深基坑工程的临时性、复杂性和随机性，作为一门新学科，无论理论还是实践上，都仍存在许多不成熟和不完善之处。因此尚需通过大量的工程实践，积累丰富的原始测试数据，进而总结出有关动态设计、信息施工、监理、监测等一系列成熟经验。

本设计是对邯郸市光明商城17m深基坑支护工程和地基处理的设计计算，结合国内其它深基坑支护工程的实践经验及科学研究成果，整理而成。

本设计包括下列三部分内容：

第一部分，是对邯郸市光明商城17m深基坑支护工程采用钢筋混凝土钻孔灌注挡土桩加锚杆支护方案的设计计算，这种方案较内支撑方案工程费用低，操作方便，也便于土方开挖和地下室施工；这种支护方法自90年代初就在厦门得到广泛应用，主要适用于场地土层性能较好或软土层较薄的场地。对基坑深度较大的工程，岩土锚杆的一些参数如下：与水平夹角在1540之间；长度40m以内；设计轴向抗拔力一般小于600kN；锚筋材料有钢绞线和钢筋；大多数采用高压注浆工艺，第二次注浆压力一般大于2MPa。锁定时都施加预应力，施加的预应力大小不等，有的为设计值的70%，有的只有设计值的30%；施加的预应力越大，桩顶位移效果越好，但其支护桩所承受的压力越接近静止土压力，因此该方法要求有较大的安全储备。

第二部分，是对邯郸市光明商城17m深基坑支护工程采用土钉墙加喷锚网支护。土钉墙加喷锚网支护是土钉、锚杆、钢丝网、喷射混凝土相结合的联合支护型式。该支护方式适用于地下水位以上或经人工降水后的人工填土、粘性土和弱胶结砂土。不适用于含水丰富的粉细砂层、砂砾石层和淤泥质层，不能用于自稳能力极差的淤泥、饱和软弱土层。

该支护方式有以下优点：

（1）通过土钉墙形成喷射混凝土、土钉、钢筋网与土体共同作用的主动支护体系，最大限度地利用边壁土体的自稳能力。

（2）土钉墙加锚杆支护属柔性支护，可自行调节，使结构处于最佳受力状态，局部不会产生偶然过载。

（3）土钉墙加锚杆支护具有很大的灵活性，可根据监测数据随时调整支护参数。（4）土钉墙加锚杆支护所需的设备简单，所需的操作场地小。（5）土钉墙加锚杆支护工程造价较低。土钉墙加锚杆支护的缺点：（1）边壁变形较大。

（2）锚杆往往会超出建筑用地红线，须征得红线以外的有关部门同意。

第三部分，是对基坑开挖后的地基处理设计，采用水泥土搅拌桩复合地基设计方案，使复合地基承载力特征值达到250KPa。同时进行基坑支护监测方案设计、基坑支护应急预案设计和工程造价预算等。

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1 工程概况

邯郸市光明商城基础为筏板基础，地基基础设计等级为乙级，要求持力层地基承载力特征值达到250kPa，基坑深度17m，地面超载q=10KPa。

2 工程地质条件

表2.1 各层土的物理力学性质指标统计表

土名称层粉质 2-1 粘土粉质 2 粘土 3 4 5 粘土粘土粘土 6.4 13.5 19 20.7 19.8 20.1 19.8 20.1 20.7 2.74 2.74 2.74 0.67 0.63 0.59 39.5 39.2 41.4 20.4 20.6 22.7 0.18 0.13 0.11 22.8 19.5 18.0 46.9 45.5 48.3 4.4 22.1 19.4 2.72 0.71 33.4 18.1 0.24 18.7 36.8 1.8 20.6 2.72 31.9 17.6 18.5 37.8 m (%) 层厚 W 内摩擦粘聚力c KPa  3Gs WL e (%) WP (%) a12 MPa -1角 KN/m (。) 表2.2 地基承载力特征值及变形参数建议值

地层 2-1 2 3 4 5 岩土类别粉质粘土粉质粘土粘土粘土粘土承载力特征值150kPa 105kPa 200kPa 200kPa 200kPa fak 变形参数Es12 20MPa 7.5MPa 9.5MPa 12.5MPa 15MPa 3 深基坑支护方案选择

基坑开挖场地主要为粘性土，土质较好，具有一定自立高度。经比较后，设计方案如下： 1.钢筋混凝土钻孔灌注挡土桩加锚杆支护方案； 2.土钉墙加锚杆支护方案；

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4 深基坑支护方案设计

4.1桩锚支护体系

按等值梁法计算挡土桩入土深度、配筋以及锚杆拉力设计值（弯矩零点取土压力强度零点）

4.1.1 参数计算

挡土桩填土一侧的加权平均等效：

① 19.41.819.44.419.86.420.113.51.84.46.413.5 19.8KN/m3 ② 37.81.836.84.446.96.445.513.5c1.84.46.413.5 c43.8KPa ③ 18.51.818.74.422.86.419.513.51.84.46.413.5 20.o1

2o2oo④ Katan45/2tan4520.1/20.488 ooo⑤ Katan45/2tan4520.1/20.699

将杂填土层等效成均布荷载，则总荷载为 qqooHo10180.722.6KPa 设杂填土层底面以下a米处，土压力强度为零，则

qHKa2cKa22.619.8a0.488243.80.6990 , 解得 a5.2m

即这段区间土体受拉，故只需放50坡加喷射砼面层保护即可。

挡土桩基坑一侧：基坑深17米，在第（4）层粘土层，20.1KN/m3 , 19.5o

KPtan245o/2tan245o19.5o/22.002

KPtan45o/2tan45o19.5o/21.415

4.1.2 土压力为零点距离基坑底面距离的计算设基坑以下u米处，土压力强度为零，则

22.619.816.30.488243.80.69920.1u2.002245.51.415 ,

解得 u0.534m , 取 u0m ，即土压力强度为零点，为基坑底部。

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图4.1-2 挡墙作为连续梁计算简图基坑底部的土压力强度计算：

22.619.816.30.488243.80.699

107.29KPa

B点的土压力强度计算：

eB22.619.89.20.488243.80.699

图4.1-1 基坑支护简图38.66KPa

C点的土压力强度计算: eC22.619.813.20.488243.80.69977.33KPa 4.1.3 计算固端弯矩

基础支护简图如图4-1所示。将挡土桩画成一连续梁，其荷载为土压力，如图4-2所示。（1）连续梁AB段悬臂部分弯矩：

MBA

（2）连续梁BC段C点支座左侧弯矩：

11438.664103.09KN.m/m 23M

1CBq1l277.3338.66441.25KN.m/m 15152M2CBq2l238.664277.32KN.m/m 88

113MCBMBA103.0951.KN.m/m

224

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(MBA传递到C点左侧，传递系数为

1) 2123MCBMCBMCBMCB41.2577.3351.67.03KN.m/m

（3）连续梁CD段C点支座右侧弯矩：

M1CD7107.2977.333.17q1l216.80KN.m/m

2120120

M2q2l2CD877.333.12892.KN.m/m

M12CDMCDMCD16.8092.109.69KN.m/m

4.1.4 弯矩分配

计算固端弯矩不平衡，需用弯矩分配法来平衡支点C的弯矩。 C点的分配系数计算：

3EIuCBCBi4ii0.437 uCD1uCB10.4370.563

CBCD3EI3EI43.1表4.1.1 固端弯矩分配计算表 B C D 分配系数 0.437 0.563 弯矩（kN.m/m） -103.29 +103.29 -67.03 +109.69 分配 -18. -24.02 分配后的调整弯矩 -103.29 +103.29 -85.67 +85.67 通过弯矩分配，得出各支点弯矩为：

MB103.29KN.m/m MC85.67KN.m/m MD0KN.m/m

4.1.5 计算各支点反力

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（1）梁AB段：

R1B

（2）梁BC段：

112(438.664103.09)77.32KN/m 423R2B114(77.3338.66)4

4223103.0985.67)]107.46KN/m [38.6641412 RBRBRB77.32107.46184.78KN/m

R1C14[38.664124(77.3338.66)485.67103.09)]124.53KN/m 223

2RC4（3）梁CD段：

13.1[77.333.13.12

11 3.1(107.2977.33)3.185.67)]

23 162.98KN/m

12RCRCRC124.53162.98287.51KN/m

因为尚未通过计算确定挡土桩的桩间距，故桩的插入深度计算留待各工况计算完后计算。 4.1.6 支座弯矩及跨中弯矩计算

对于B支座弯矩，可见上表的最终分配调整弯矩，查得，MB103.09KN.m/m 对于C支座弯矩，可见上表的最终分配调整弯矩，查得，MC85.67KN.m/m 对于梁BC段的跨中弯矩，可自跨中截断，取左侧计算: 梁BC段跨中土压力计算：

eBC82.17

68.5 eBC58.02KPa

11MBC184.782658.02621.44KN.m/m

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对于梁CD段的跨中弯矩，可自跨中截断，取左侧计算: 梁CD段跨中土压力计算：

eCD107.29

9.5511.1 eCD92.3KPa1

MCD184.785.55287.511.55 11 9.5592.319.55

2368.02KN.m/m

4.1.7 计算极值弯矩

（1）基坑以上，第一道锚杆以下设第一道锚杆以下G点处，剪力为零。 G点处主动土压力计算:

eG[22.619.8(5.24d)]0.488

243.80.69938.9.6624d

由G点处剪力为零可得，

12(4d)(38.699.6624d)184.78

解得，d2.18m

图4.1-3 极值弯矩1计算简图Mmax11(42.18)(38.699.66242.18)(42.18)184.782.1822.46KN.m/m 23（2）基坑以上，第二道锚杆以下设第二道锚杆以下H点处，剪力为零。 H点处主动土压力计算:

eH[22.619.8(5.28e)]0.488

243.80.69977.349.6624e

由H点处剪力为零可得，

1(8e)(77.349.6624e)

2184.78287.51

解得，e1.88m

图4.1-4 极值弯矩2计算简图7

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11Mmax81.8877.349.66241.8881.88184.7841.88287.511.8873.24KN.m/m

23 (3)基坑以下

设基坑以下K点处，剪力为零。由K点处剪力为零可得，

12111.1107.29107.29f

(2245.51.41520.1y2.002)y2184.78287.51 解得，y2m

11Mmax= 11.1107.2911.12

231245.51.41522

211220.122.0022 231107.2922184.789.1

2287.515.1149.70KN.m/m

图4.1-4 极值弯矩2计算简图以上计算实为工况4的计算过程，下面进行分工况逐层开挖的计算。

工况1 （开挖至挡土桩顶端，即为-5.9m,为土层的自立高度，设计50°放坡，加钢丝网喷射混凝土面层保护）同理进行工况1开挖的计算（计算过程省略）

工况2 （开挖至第一道锚杆所在位置以下0.5m处，即-10.4m，未安装第一道锚杆，仅需计算极值弯矩）同理进行工况2开挖的计算（计算过程省略）

工况3 （开挖至第二道锚杆所在位置以下0.5m处，即-14.4m，已安装第一道锚杆，需计算锚拉力、支座弯矩、跨中弯矩以及极值弯矩）同理进行工况3开挖的计算（计算过程省略）综合以上计算，列出各工况的锚杆拉力、支座弯矩、跨中弯矩及极值弯矩的变化情况。

表4.1.2 各工况锚拉力、极值弯矩计算结果表

工开挖况深度 m 1 -5.9 RB KN/m 第一层锚杆 MB KN.m/m MBC KN.m/m RC KN/m 第二层锚杆 MC KN.m/m MCD KN.m/m 68.02 极值弯矩/KN.m/m 锚杆 B-C 锚杆C -基坑 190.25 119. 149.7 基坑以下 2 -10.4 3 -14.4 219.88 -103.09 91. 4 -17 184.78 -103.09 21.44 -109.09 -22.46 -73.24 287.51 -85.67 8

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4.1.8 挡土桩抗弯配筋

设计混凝土等级取C20，钢筋取12根20的钢筋，沿挡土桩截面均匀布置，A

S3770mm2查表，得 fC9.6N/mm2，fy300N/mm2，桩径取d800mm 桩截面面积 A480023770498884mm2 fyASf30037700.24 cA9.6498884t1.252

又因为

fyAS与fAfSt、有右侧关系式存在 c(1sin2yAfcAfcA2)(t)f0cA

将上述计算结果代入上式中，可得 (1sin22)(1.252)0.240

整理，得 1.72sin220.30 试算，得 0.2 t1.2521.2520.20.722

以此配筋可以提供的抗弯能力按下式计算

Msinsin3CfyASrSt23fCrsin3

0.337000.820.05sin(18000.2)sin(18000.722)2

2396000.43sin3(18000.2)353.82KN.m 4.1.9 挡土桩的入土深度计算

挡土桩的桩间距取 lMC1.25M353.821.488m 取 l1.4m

max(max)1.25190.25挡土桩的入土深度 x6RDl6or(K123.18(2.0020.488)5.88m 取 xo5.9m

pKa)19.8挡土桩的最小入土深度 tou1.0xo01.05.95.9m

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4.1.10 挡土桩抗剪配筋（将挡土桩的圆截面等效成矩形截面）

最大剪力在工况4时的锚杆C所在桩身位置，Vmax162.931.4228.10KN 验算截面尺寸 hwho765mm

hwb7656571.16 4，属于厚腹梁，按式（5—15）验算

混凝土强度等级为C20，fcuk20N/mm250N/mm2, 故取 C1 。

0.25CfCbho0.2519.66577651206.3KNVmax，截面符合要求。

验算是否需要按计算配置箍筋

0.7ftbho0.71.1657765387KNVmax228.10KN, 故只需按构造配筋。

选用14@350的箍筋

SVnASV1bs2153.96573500.133%SV,max0.24ftfyv0.241.12100.125%，满足要求。

4.1.11 整体稳定性验算（采用圆弧条分法计算）计算公式见下式：

CikliCjkljClkll(qobiwi)cositanikwjcosjtanjkwlsinl

rk(qobiwi)sinirkwjsinj0

①圆弧将挡土桩后的土体分为10个一米宽的土条圆弧条分示意图见下页：

图桩锚支护圆弧标注1.1

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表4.1.3 挡土桩右侧10个土条计算表

A=各土条面积Si 4.83 11.05 13.5 15.4 17 18.37 19.58 20.65 21.62 22.49 F=E*C 11.04 B=各土条弧段中点和圆心 C=cosθi 连线与竖直面夹角θi 84 70 65 60 56 52 49 45 42 40 G=E*D 105.06 0.1 0.34 0.42 0.5 0.56 0.62 0.66 0.71 0.74 0.77 H=tan20.1º 0.37 0.99 0.94 0.91 0.87 0.83 0.79 0.75 0.71 0.67 0. I=F*H 4.041 105.63 228.79 277.3 314.92 346.6 373.73 397.68 418.87 438.08 455.3 J=1.3*G 136.57 11

D=sinθi E=10+19.8Si 图桩锚支护圆弧标注1.2河北工程大学土木工程学院毕业设计说明书 2008年

78.25 117.2 157.5 193.8 230.1 260.9 296.2 325.6 348.8 合计 214.99 251.32 272.73 287.34 294.5 300.14 296.19 293.13 292.66 0.37 0.37 0.37 0.37 0.37 0.37 0.37 0.37 0.37 28. 42. 57.62 70.93 84.2 95.48 108.4 119.1 127.6 738.9 279.49 326.71 3.55 373.55 382.85 390.18 385.04 381.07 380.46 3390.5 表4.1.4 基坑右侧15个土条计算表

A=各土条面积Sj 7.07 7.77 8.4 8.96 9.47 9.92 10.32 10.68 10.98 11.24 11.45 11.62 11.74 11.8 11.87 F=E*C 116.41 132.45 147.67 160.47 173. B=各土条弧段中点和圆心连线与竖直面夹角θj 35 32 29 27 24 22 19 17 15 12 10 8 6 3 1 G=E*D 81.51 82.76 81.86 81.76 77.42 0.82 0.85 0.87 0. 0.91 0.93 0.95 0.96 0.97 0.98 0.98 0.99 0.99 1 1 H=tan19.5º 0.35 0.35 0.35 0.35 0.35 0.57 0.53 0.48 0.45 0.41 0.37 0.33 0.29 0.26 0.21 0.17 0.14 0.1 0.05 0.02 I=F*H 41.22 46.9 52.29 56.82 61.58 142.11 156.18 168.84 180.1 190.35 199.39 207.43 214.67 220.7 225.92 230.15 233.56 235.97 237.18 238.59 J=1.3*G 105.96 107.59 106.41 106.29 100.65 12

C=cosθj D=sinθj E=20.1Sj 河北工程大学土木工程学院毕业设计说明书 2008年

184.87 196.13 205.29 213.18 220.99 226.65 231.29 234.68 236.85 238.55 合计 74.69 67.53 62.76 57.12 46.97 39.96 32.51 24.67 12.41 4.1 0.35 0.35 0.35 0.35 0.35 0.35 0.35 0.35 0.35 0.35 65.47 69.45 72.7 75.49 78.26 80.26 81.9 83.11 83.87 84.48 1033.80 97.102 87.793 81.59 74.26 61.06 51.95 42.26 32.07 16.14 5.42 1076.53 表4.1.5 基坑左侧21个土条计算表

A=各土条面积Sl 0.74 2.12 3.33 4.42 5.39 6.26 7.05 7.76 8.4 8.98 9.5 9.96 10.26 10.72 11.03 11.29 11.51 11.68 11.81 11.9 B=各土条弧段中点和圆心 C=sinθl 连线与竖直面夹角θl 50 47 44 41 38 35 32 29 27 24 22 20 17 15 13 10 8 6 3 0.81 0.77 0.73 0.69 0.66 0.62 0.57 0.53 0.48 0.45 0.41 0.37 0.34 0.29 0.26 0.22 0.17 0.14 0.1 0.05 12.03 32. 48.95 61.72 71.08 77.47 81.28 82.65 81.86 81.94 77.67 74.99 70.53 62.99 57.38 51.05 40.17 32.67 24.81 12.52 13

D=20.1Slsinθl 河北工程大学土木工程学院毕业设计说明书 2008年

11.94 合计 1 0.02 4.188 1140.61 计算公式：CikliCjkljClkll(qobiwi)cositanikwjcosjtanjkwlsin

rk(qobiwi)sinirkwjsinj0

验算：

57o94o原式=43.845.5226.36738.94971033.80041140.6067 oo3603603390.47061076.53501562.67320。

因此，桩锚支护体系圆弧条分法整体稳定性验算满足。

（此次计算未加锚杆拉力已经满足，则可以想到加上锚杆整体稳定性更满足）

②圆弧将挡土桩后的土体分为15个一米宽的土条

圆弧条分示意图见下图：

图桩锚支护圆弧标注

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图桩锚支护圆弧标注表4.1.6 挡土桩右侧15个土条计算表

A=各土条面积Si 3.5 8.4 10.83 12.71 14.28 15.62 16.79 17.83 18.76 19.6 20.35 21.02 21.63 22.18 B=各土条弧段中点和圆心连线与竖直面夹角θi 82 70 59 55 51 48 44 41 38 35 33 30 27 0.14 0.34 0.44 0.52 0.57 0.63 0.67 0.72 0.75 0.79 0.82 0.84 0.87 0. 0.99 0.94 0.9 0.86 0.82 0.78 0.74 0.69 0.66 0.62 0.57 0. 0.5 0.45 79.3 176.32 224.43 261.66 292.74 319.28 342.44 363.03 381.45 398.08 412.93 426.2 438.27 449.16 C=cosθi D=sinθi E=10+19.8Si 15

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22.67 F=E*C 11.036 60.305 98.385 134.76 167.91 200.93 229.14 261.14 287.88 313.69 338.25 357.44 379.56 400.21 415.87 合计 25 G=E*D 78.53 165.7 201.7 224.3 239.8 248.1 2.5 252.2 250.3 245.1 236.8 232.1 219.1 203.9 193.9 0.91 H=tan20.1º 0.37 0.37 0.37 0.37 0.37 0.37 0.37 0.37 0.37 0.37 0.37 0.37 0.37 0.37 0.37 0.42 I=F*H 4.039 22.07 36 49.32 61.45 73.53 83.85 95.57 105.4 114.8 123.8 130.8 138.9 146.5 152.2 1338 458.87 J=1.3*G 102.09 215.39 262.24 291.57 311.74 322.56 330.83 327.84 325.33 318.61 307.9 301.76 284.88 265.09 252.1 4219.9 表4.1.7 基坑右侧9个土条计算表

A=各土条面积Sj 6.56 6.91 7.22 7.48 7.7 7.87 8 8.09 8.12 F=E*C 123.9 132.09 140.18 B=各土条弧段中点和圆心连线C=cosθj 与竖直面夹角θj 20 18 15 13 11 8 6 4 1 G=E*D 45.1 42.92 37.56 0.94 0.95 0.97 0.97 0.98 0.99 0.99 1 1 H=tan19.5º 0.35 0.35 0.35 0.34 0.31 0.26 0.22 0.19 0.14 0.1 0.07 0.02 I=F*H 43.88 46.78 49. 131.86 138. 145.12 150.35 1.77 158.19 160.8 162.61 163.21 J=1.3*G 58.63 55.8 48.83 16

D=sinθj E=20.1Sj 河北工程大学土木工程学院毕业设计说明书 2008年

146.49 151.93 156.65 159.92 162.21 163.19 合计 33.82 29.53 22.02 16.81 11.34 2.848 0.35 0.35 0.35 0.35 0.35 0.35 51.88 53.8 55.47 56.63 57.44 57.79 473.3 43.97 38.39 28.62 21.85 14.75 3.703 314.5 表4.1.8 基坑左侧18个土条计算表

A=各土条面积Sl 0.53 1.52 2.41 3.21 3.93 4.57 5.15 5.67 6.13 6. 6.9 7.2 7.46 7.68 7.85 7.98 8.06 8.1 合计 B=各土条弧段中点和圆心连线与竖直面夹角θl 45 42 39 36 33 31 28 25 23 20 18 15 13 11 8 6 4 1 0.71 0.67 0.63 0.59 0. 0.52 0.47 0.42 0.39 0.34 0.31 0.26 0.22 0.19 0.14 0.1 0.07 0.02 7.53 20.4 30.5 37.9 43 47.3 48.6 48.2 48.1 45 42.9 37.5 33.7 29.5 22 16.8 11.3 2.84 573 C=sinθl D=20.1Slsinθl 计算公式： CikliCjkljClkll(qobiwi)cositanikwjcosjtanjkwlsinl

rk(qobiwi)sinirkwjsinj0

验算：

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66o71o原式=43.845.5224.981338.0943473.3015572.9501 oo360360=4219.9263314.5284518.670 。因此，桩锚支护体系圆弧条分法整体稳定性验算满足。

（此次计算未加锚杆拉力已经满足，则可以想到加上锚杆整体稳定性更满足） 4.1.12 锚杆设计

设计锚杆与水平面夹角为15o

图

自由段计算：

桩锚支护锚杆计算简图

020.10020.107.1tan45sin45221.56.8m5m 取BE6.8m 锚杆B BE020.1sin13501502020.10020.103.1tan45sin45221.53.4m5m 取CF=5m 锚杆C CF=020.1sin1350150218

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锚固段计算：

NtBTdBl1.250RBl1.251.0219.881.4398.36KN coscoscos150EGNtCkmNtB1.5398.3616.3m dm0.1673dCl1.25r0RCl1.251.0287.511.4520.KN 0coscoscos15FHkmNtC1.5520.20.5m dm0.1676总长度计算：锚杆B lBBEEG6.816.323.1m

锚杆C lCCFFH520.525.5m

锚杆配筋（锚杆选用ф级钢筋，fy300N/mm2）

APBTdBN398.36tB1327.87mm2 查表得，取4根ф22钢筋，AS1520mm2 3fpycosfpy30010TdCN520.22tC1736.3mm 查表得，取4根ф25钢筋， A19mmSfpycosfpy300103APC4.1.13 腰梁计算（腰梁选用ф级钢，

fy300N/mm2）

由力学求解器计算，如图4.1-11，五跨连续梁跨中作用单位集中力时的弯矩，计算结果见图4.1-12

图4.1-12 弯矩计算结果图19

图4.1-11 五跨连续梁计算简图河北工程大学土木工程学院毕业设计说明书 2008年

第一道腰梁，外加集中力（即锚杆B的拉力） P219.881.41.25384.79KN 则 M10.28384.79107.74KN.m W1M1107.74100359.13cm3 fy30腰梁由两个槽钢拼成，则单个槽钢 WW1359.13179.57cm3， 22查表，取 [20a的槽钢， Wx178cm3

第二道腰梁，外加集中力（即锚杆C的拉力） P287.511.41.25503.14KN 则 M20.28503.14140.88KN.m W2M2140.88100469.6cm3 fy30腰梁由两个槽钢拼成，则单个槽钢 WW2469.6234.8cm3， 22查表，取 [22b的槽钢， Wx234cm3

4.1.14 锚杆稳定性验算（按克兰茨法验算锚杆的稳定性）（1）锚杆a的稳定性验算：

δ图4.图4.锚杆稳定性验算简图锚杆计算结果图

锚杆a稳定性计算简图见图4.1-13，计算结果见图4.1-14。

由CAD测出计算土体的面积为201.8m2 ，则 G19.81.4201.85593.KN

111Fa11.1107.291.4833.KN Fa与水平面夹角 122.8o11.4o

2221Fcd7.51.422.619.85.27.50.488243.80.699380.67KN 2Fbc与竖直面夹角 1122.8o15o7.8o 锚杆拉力Rt1max的数值由CAD图1-2测量得到。

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深层滑移稳定安全系数 Kms1（2）锚杆b的稳定性验算：

Rt1max1177.972.91.2 ，满足要求。 Nt1398.36δ图

图锚杆稳定性计算简图锚杆计算结果图

锚杆b稳定性计算简图见图4.1-15，计算结果见图4.1-16。

由CAD测出计算土体的面积为227.8m2 ，则 G19.81.4227.86314.62KN

111Fa11.1107.291.4833.KN Fa与水平面夹角 219.5o9.75o

2221Fcd11.51.422.619.85.211.50.488243.80.6994.82KN 2Fbc与竖直面夹角 1119.5o2o21.5o 锚杆拉力Rt1max的数值由CAD图1-2测量得到。

深层滑移稳定安全系数 Kms2Rt2max2208.654.21.2 ，满足要求。 Nt2520.4.1.15 桩身挠曲变形分工况计算

工况2 桩基坑以上部分挠曲总变形计算 N1000Nqx00(4.5y)

表4.1.9 桩基坑以上部分挠曲总变形计算表

y 0 0.2 0.4 0.6 δNq 0.002 0.002 0.002 0.002 X0 14.38 14.38 14.38 14.38 D=φ0 4.81 4.81 4.81 4.81 E=4.5-y 4.5 4.3 4.1 3.9 F=D*E 21.65 20.68 19.72 18.76 1000*δNq+X0+φ0(4.5-y) 37.95 36.88 35.81 34.74 21

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0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 2.2 2.4 2.6 2.8 3 3.2 3.4 3.6 3.8 4 4.2 4.4 4.5 0.001 0.001 0.001 0.001 0.001 1E-03 9E-04 8E-04 7E-04 6E-04 5E-04 4E-04 3E-04 2E-04 2E-04 1E-04 5E-05 2E-05 2E-06 0 14.38 14.38 14.38 14.38 14.38 14.38 14.38 14.38 14.38 14.38 14.38 14.38 14.38 14.38 14.38 14.38 14.38 14.38 14.38 14.38 4.81 4.81 4.81 4.81 4.81 4.81 4.81 4.81 4.81 4.81 4.81 4.81 4.81 4.81 4.81 4.81 4.81 4.81 4.81 4.81 3.7 3.5 3.3 3.1 2.9 2.7 2.5 2.3 2.1 1.9 1.7 1.5 1.3 1.1 0.9 0.7 0.5 0.3 0.1 0 17.8 16.84 15.87 14.91 13.95 12.99 12.03 11.06 10.1 9.14 8.178 7.216 6.253 5.291 4.329 3.367 2.405 1.443 0.481 0 33.67 32.6 31. 30.47 29.4 28.33 27.27 26.2 25.14 24.08 23.03 21.98 20.93 19.9 18.87 17.85 16.84 15.84 14.86 14.38 桩基坑以下部分挠曲总变形计算 xhx0A10B1M0Q0CD1 12EI3EIα*EI 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 2表4.1.10 桩基坑以下部分挠曲总变形计算表

z=h/α 0 0.23 0.47 0.70 0.94 1.17 1.41 1. 1.88 2.12 y=4.5+z 4.5 4.74 4.97 5.21 5.44 5.68 5.91 6.15 6.39 6.62 h 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 α 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 EI 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 α*EI 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 X。 0.014 0.014 0.014 0.014 0.014 0.014 0.014 0.014 0.014 0.014 22

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2.35 2.59 2.82 3.06 3.29 3.53 3.77 4.00 4.24 4.47 4.71 5.18 5.65 6.12 6.59 7.06 8.24 9.42 φ。 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 6.86 7.09 7.33 7.56 7.8 8.03 8.27 8.51 8.74 8.98 9.21 9.68 10.2 10.6 11.1 11.6 12.7 13.9 M。 205.6 205.6 205.6 205.6 205.6 205.6 205.6 205.6 205.6 205.6 205.6 205.6 205.6 205.6 1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2 2.2 2.4 2.6 2.8 3 3.5 4 Q。 137.09 137.09 137.09 137.09 137.09 137.09 137.09 137.09 137.09 137.09 137.09 137.09 137.09 137.09 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 A1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 0.99 0.99 0.98 0.97 B1 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.19 1.29 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 C1 0 0.01 0.02 0.05 0.08 0.13 0.18 0.24 0.32 0.4 0.5 0.6 0.72 0.84 D1 0 0 0 0 0.01 0.02 0.04 0.06 0.09 0.12 0.17 0.22 0.29 0.37 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 0.014 0.014 0.014 0.014 0.014 0.014 0.014 0.014 0.014 0.014 0.014 0.014 0.014 0.014 0.014 0.014 0.014 0.014 1000*( X。A1+φ。B1/а+ M。C1/ (а2*EI)+ Q。D1/(а3*EI)) 14.38 15.527 16.705 17.917 19.167 20.458 21.792 23.171 24.595 26.061 27.566 29.104 30.667 32.242 23

河北工程大学土木工程学院毕业设计说明书 2008年 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 205.6 205.6 205.6 205.6 205.6 205.6 205.6 205.6 205.6 205.6 205.6 205.6 205.6 205.6 137.09 137.09 137.09 137.09 137.09 137.09 137.09 137.09 137.09 137.09 137.09 137.09 137.09 137.09 0.96 0.94 0.91 0.88 0.84 0.79 0.74 0.57 0.35 0.03 -0.4 -0.9 -2.9 -5.9 1.38 1.47 1.55 1.63 1.71 1.77 1.82 1. 1.87 1.75 1.49 1.04 -1.3 -5.9 0.97 1.11 1.26 1.42 1.58 1.75 1.92 2.27 2.61 2.91 3.13 3.22 2.46 -0.9 0.46 0.56 0.68 0.81 0.96 1.13 1.31 1.72 2.2 2.72 3.29 3.86 4.98 4.55 -135.2 33.814 35.363 36.8 38.287 39.597 40.751 41.7 42.745 42.173 39.27 33.168 22.836 -29.46 100 50 0 -50 -100 -150 工况2 挡土桩挠曲变形图桩身位移值/mm 桩身位移产生点

工况3 桩基坑以上及基坑以下的挠曲变形计算

基坑位于第（4）层粘土层，根据表4—2非岩石土的比例系数m、k、c值表的注释2判断，

hm2(d1)2(0.81)3.6m 而0.71.84.46.413.55.944.512.4m hm3.6m12.4m 故 m即取第（4）层粘土层的m值，m10103KN/m

桩计算宽度： b10.9(1.5b0.5)0.9(1.50.80.5)1.53m 桩直径：d0.8m 桩身混凝土弹性模量：EW2.5510KN/m 桩截面惯性矩： I72d40.840.02m4

桩抗弯刚度：EI0.85EWI0.852.551070.02433500KN/m2

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桩的变形系数：5mb15100001.5310.512319 EI433500m换算深度：h0.5123198.54.42.5 属弹性桩。又h8.5m2.52.54.9m 0.512319杂填土(1)粉质粘土（2－1）故Kh0 因桩底置于非岩石地基中

粉质粘土（2）HH(B3D4B4D3)Kh(B2D4B4D2)13EI(A3B4A4B3)Kh(A2B4A4B2)粘土（3） B3D4B4D31 3EIA3B4A4B3(A3D4A4D3)Kh(A2D4A4D2)12EI(A3B4A4B3)Kh(A2B4A4B2)粘土（4）MH 

A3D4A4D31 2EIA3B4A4B3图4.1-17 工况桩挠曲变形计算简图HM(B3C4B4C3)Kh(B2C4B4C2)B3C4B4C311 2EI(A3B4A4B3)Kh(A2B4A4B2)2EIA3B4A4B3ACA4C31(A3C4A4C3)Kh(A2C4A4C2)134 EI(A3B4A4B3)Kh(A2B4A4B2)EIA3B4A4B3MM因为 h4.354.0 取4.0

查表4-5 “m”法计算HH、HMMH、MM的用表，可得

B3D4B4D3ADA4D3B3C4B4C3ACA4C32.441 341.625 341.751

A3B4A4B3A3B4A4B3A3B4A4B3A3B4A4B3则HH2.4411.75155 4.1875100.788410MM0.51231934335000.5123194335001.625MHHM1.4281105 20.512319433500又基坑底面剪力QO、弯矩MO计算如下：

1Q0(8.582.17219.88)1.4181.080KN211M0(8.582.178.5219.884.5)1.40.005KN.m

2325

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则 x0181.084.18751050.0051.42181057.58280103m 0181.081.42181050.0050.78841052.57463103rad 桩基坑以上部分锚杆力RB造成的挠曲变形计算

RBb2lby(33) AB段：NRB16EIll219.881.44.528..5y(33) 64335008.58.5 0.0203712352.4705882350.352941175y

表4.1.11 桩基坑以上部分锚杆力RB造成的AB段挠曲变形计算表

y 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 2.2 2.4 2.6 2.8 3 3.2 3.4 3.6 3.8 4 B=0.352941176*y 0 0.07 0.14 0.21 0.28 0.35 0.42 0.49 0.56 0. 0.71 0.78 0.85 0.92 0.99 1.06 1.13 1.2 1.27 1.34 1.41 C 2.471 2.471 2.471 2.471 2.471 2.471 2.471 2.471 2.471 2.471 2.471 2.471 2.471 2.471 2.471 2.471 2.471 2.471 2.471 2.471 2.471 D=C-B 2.47 2.4 2.33 2.26 2.19 2.12 2.05 1.98 1.91 1.84 1.76 1.69 1.62 1.55 1.48 1.41 1.34 1.27 1.2 1.13 1.06 E 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 δNRB=E*D 0.05 0.049 0.047 0.046 0.045 0.043 0.042 0.04 0.039 0.037 0.036 0.035 0.033 0.032 0.03 0.029 0.027 0.026 0.024 0.023 0.022 26

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BC段：NRB2RBb3ya(ya)3219.881.44.53y4(y4)32323 36EIbb364335004..5y4(y4)3 0.01078477123 34..5

表4.1.12 桩基坑以上部分锚杆力RB造成的BC段挠曲变形计算表

y 4 4.2 4.4 4.6 4.8 5 5.2 5.4 5.6 5.8 6 6.2 6.4 6.6 6.8 7 7.2 7.4 7.6 7.8 8 8.2 8.4 8.5 B=(y-4)/4.5 0 0.04 0.09 0.13 0.18 0.22 0.27 0.31 0.36 0.4 0.44 0.49 0.53 0.58 0.62 0.67 0.71 0.76 0.8 0.84 0. 0.93 0.98 1 C=3*B 0 0.13 0.27 0.4 0.53 0.67 0.8 0.93 1.07 1.2 1.33 1.47 1.6 1.73 1.87 2 2.13 2.27 2.4 2.53 2.67 2.8 2.93 3 D=(y-4)³/4.5³ 0 0 0 0 0.01 0.01 0.02 0.03 0.04 0.06 0.09 0.12 0.15 0.19 0.24 0.3 0.36 0.43 0.51 0.6 0.7 0.81 0.93 1 E=2-C+D 2 1.87 1.73 1.6 1.47 1.34 1.22 1.1 0.98 0.86 0.75 0.65 0.55 0.46 0.37 0.3 0.23 0.16 0.11 0.07 0.04 0.01 0 0 F 0.011 0.011 0.011 0.011 0.011 0.011 0.011 0.011 0.011 0.011 0.011 0.011 0.011 0.011 0.011 0.011 0.011 0.011 0.011 0.011 0.011 0.011 0.011 0.011 δNRB=F*E 0.022 0.02 0.019 0.017 0.016 0.014 0.013 0.012 0.011 0.009 0.008 0.007 0.006 0.005 0.004 0.003 0.002 0.002 0.001 7E-04 4E-04 1E-04 2E-05 0

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桩基坑以上部分土压力造成的挠曲变形计算 AB段：Nql4yy58.yy82.171.445()()5 q045()()120EIll1204335008.58.5yy 0.011374345()()5

8.58.5表4.1.13 桩基坑以上部分土压力造成的AB段挠曲变形计算表

y 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 2.2 2.4 2.6 2.8 3 3.2 3.4 3.6 3.8 4 B=y/8.5 0 0.02 0.05 0.07 0.09 0.12 0.14 0.16 0.19 0.21 0.24 0.26 0.28 0.31 0.33 0.35 0.38 0.4 0.42 0.45 0.47 C=5*B 0 0.12 0.24 0.35 0.47 0.59 0.71 0.82 0.94 1.06 1.18 1.29 1.41 1.53 1.65 1.76 1.88 2 2.12 2.24 2.35 D=(y/8.5)²*(y/8.5)³ 0 7E-09 2E-07 2E-06 7E-06 2E-05 6E-05 1E-04 2E-04 4E-04 7E-04 0.001 0.002 0.003 0.004 0.005 0.008 0.01 0.014 0.018 0.023 E=4-C+D 4 3.88 3.76 3.65 3.53 3.41 3.29 3.18 3.06 2.94 2.82 2.71 2.59 2.47 2.36 2.24 2.13 2.01 1.9 1.78 1.67 H 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 δNq=H*G 0.046 0.045 0.043 0.042 0.041 0.039 0.038 0.037 0.035 0.034 0.033 0.031 0.03 0.029 0.027 0.026 0.025 0.023 0.022 0.021 0.019 BC段：Nql4yy58.yy82.171.445()()5 q045()()120EIll1204335008.58.5yy 0.011374345()()5

8.58.5

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表4.1.14 桩基坑以上部分土压力造成的BC段挠曲变形计算表

y 4 4.2 4.4 4.6 4.8 5 5.2 5.4 5.6 5.8 6 6.2 6.4 6.6 6.8 7 7.2 7.4 7.6 7.8 8 8.2 8.4 8.5 B=y/8.5 0.47 0.49 0.52 0. 0.56 0.59 0.61 0. 0.66 0.68 0.71 0.73 0.75 0.78 0.8 0.82 0.85 0.87 0. 0.92 0.94 0.96 0.99 1 C=5*B 2.35 2.47 2.59 2.71 2.82 2.94 3.06 3.18 3.29 3.41 3.53 3.65 3.76 3.88 4 4.12 4.24 4.35 4.47 4.59 4.71 4.82 4.94 5 D=(y/8.5)²*(y/8.5)³ 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.09 0.1 0.12 0.15 0.18 0.21 0.24 0.28 0.33 0.38 0.44 0.5 0.57 0.65 0.74 0.84 0.94 1 E=4-C+D 1.67 1.56 1.45 1.34 1.23 1.13 1.03 0.93 0.83 0.74 0.65 0.56 0.48 0.4 0.33 0.26 0.2 0.15 0.1 0.06 0.03 0.01 0 0 F 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 0.012 δNq=E*F 0.019 0.018 0.017 0.015 0.014 0.013 0.012 0.011 0.01 0.008 0.007 0.006 0.006 0.005 0.004 0.003 0.002 0.002 0.001 7E-04 4E-04 1E-04 2E-05 0 桩基坑以上部分挠曲总变形计算

N1000(NqN)x00(8.5y)

RB表4.1.15 桩基坑以上部分总挠曲变形计算表

y 0 0.2 0.4 δNq 0.046 0.045 0.043 δNRB 0.05 0.049 0.047 X0 7.58 7.58 7.58 F=Φ0 2.57 2.57 2.57 G=8.5-y 8.5 8.3 8.1 F*G 21.88 21.37 20.85 1000*(δNq-δNRB)+X0+Φ0(8.5-y) 25.31 24.88 24.44 29

河北工程大学土木工程学院毕业设计说明书 2008年 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 2.2 2.4 2.6 2.8 3 3.2 3.4 3.6 3.8 4 4.2 4.4 4.6 4.8 5 5.2 5.4 5.6 5.8 6 6.2 6.4 6.6 6.8 7 7.2 0.042 0.041 0.039 0.038 0.037 0.035 0.034 0.033 0.031 0.03 0.029 0.027 0.026 0.025 0.023 0.022 0.021 0.019 0.018 0.017 0.015 0.014 0.013 0.012 0.011 0.01 0.008 0.007 0.006 0.006 0.005 0.004 0.003 0.002 0.046 0.045 0.043 0.042 0.04 0.039 0.037 0.036 0.035 0.033 0.032 0.03 0.029 0.027 0.026 0.024 0.023 0.022 0.02 0.019 0.017 0.016 0.014 0.013 0.012 0.011 0.009 0.008 0.007 0.006 0.005 0.004 0.003 0.002 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 7.9 7.7 7.5 7.3 7.1 6.9 6.7 6.5 6.3 6.1 5.9 5.7 5.5 5.3 5.1 4.9 4.7 4.5 4.3 4.1 3.9 3.7 3.5 3.3 3.1 2.9 2.7 2.5 2.3 2.1 1.9 1.7 1.5 1.3 20.34 19.82 19.31 18.79 18.28 17.76 17.25 16.74 16.22 15.71 15.19 14.68 14.16 13.65 13.13 12.62 12.1 11.59 11.07 10.56 10.04 9.526 9.011 8.496 7.981 7.466 6.952 6.437 5.922 5.407 4.2 4.377 3.862 3.347 24.01 23.57 23.14 22.7 22.27 21.84 21.4 20.97 20. 20.11 19.69 19.27 18.85 18.44 18.04 17. 17.25 16.88 16.52 16.16 15.82 15.47 15.13 14.79 14.44 14.08 13.71 13.34 12.95 12.55 12.13 11.71 11.26 10.81 30

河北工程大学土木工程学院毕业设计说明书 2008年 7.4 7.6 7.8 8 8.2 8.4 8.5 0.002 0.001 7E-04 4E-04 1E-04 2E-05 0 0.002 0.001 7E-04 4E-04 1E-04 2E-05 0 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 7.58 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 2.57 1.1 0.9 0.7 0.5 0.3 0.1 0 2.832 2.317 1.802 1.287 0.772 0.257 0 10.34 9.856 9.3 8.862 8.353 7.84 7.583 基坑以下部分采用“m”法计算挠曲变形深度h处桩的挠曲变形值 xhx0A10B1M0Q0CD1 12EI3EIα*EI 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 α*EI 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 2表4.1.16 桩基坑以下部分总挠曲变形计算表

z=h/α 0 0.24 0.47 0.71 0.94 1.18 1.41 1.65 1. 2.12 2.36 2.59 2.83 3.06 3.3 3.53 3.77 4.01 4.24 4.48 4.71 5.18 y=8.5+z 8.5 8.74 8.97 9.21 9.44 9.68 9.91 10.1 10.4 10.6 10.9 11.1 11.3 11.6 11.8 12 12.3 12.5 12.7 13 13.2 13.7 h 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2 2.2 α 0.424 0.424 0.424 0.424 0.424 0.424 0.424 0.424 0.424 0.424 0.424 0.424 0.424 0.424 0.424 0.424 0.424 0.424 0.424 0.424 0.424 0.424 EI 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 X。 0.008 0.008 0.008 0.008 0.008 0.008 0.008 0.008 0.008 0.008 0.008 0.008 0.008 0.008 0.008 0.008 0.008 0.008 0.008 0.008 0.008 0.008 31

河北工程大学土木工程学院毕业设计说明书 2008年 5.66 6.13 6.6 7.07 8.25 9.43 φ。 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 14.2 14.6 15.1 15.6 16.7 17.9 M。 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 0.005 2.4 2.6 2.8 3 3.5 4 Q。 181.08 181.08 181.08 181.08 181.08 181.08 181.08 181.08 181.08 181.08 181.08 181.08 181.08 181.08 181.08 181.08 181.08 181.08 181.08 181.08 181.08 181.08 181.08 181.08 181.08 181.08 0.424 0.424 0.424 0.424 0.424 0.424 A1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 0.99 0.99 0.98 0.97 0.96 0.94 0.91 0.88 0.84 0.79 0.74 0.57 0.35 0.03 -0.4 -0.9 B1 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.19 1.29 1.38 1.47 1.55 1.63 1.71 1.77 1.82 1. 1.87 1.75 1.49 1.04 434000 434000 434000 434000 434000 434000 C1 0 0.01 0.02 0.05 0.08 0.13 0.18 0.24 0.32 0.4 0.5 0.6 0.72 0.84 0.97 1.11 1.26 1.42 1.58 1.75 1.92 2.27 2.61 2.91 3.13 3.22 184180 184180 184180 184180 184180 184180 D1 0 0 0 0 0.01 0.02 0.04 0.06 0.09 0.12 0.17 0.22 0.29 0.37 0.46 0.56 0.68 0.81 0.96 1.13 1.31 1.72 2.2 2.72 3.29 3.86 78162 78162 78162 78162 78162 78162 0.008 0.008 0.008 0.008 0.008 0.008 1000*( X。A1+φ。B1/а+ M。C1/ (а*EI)+ Q。D1/(а*EI)) 7.58 8.19 8.8 9.43 10.1 10.7 11.4 12.1 12.9 13.7 14.5 15.3 16.2 17.1 18.1 19.1 20 21 22 22.9 23.8 25.2 26 25.8 24.1 20.3 32

23河北工程大学土木工程学院毕业设计说明书 2008年 0.003 0.003 0.005 0.005 181.08 181.08 -2.9 -5.9 -1.3 -5.9 2.46 -0.9 4.98 4.55 -2.7 -56 工况3 挡土桩挠曲变形图40桩身位移值/mm200-20-40-60桩身位移产生点

工况4 桩基坑以上部分挠曲总变形计算

N1000(NqNN)x00(11.1y)

RBRC表4.1.17 桩基坑以上部分总挠曲变形计算表

1000*(δNq-δNRB- y 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 2.2 2.4 2.6 2.8 3 3.2 3.4 δNq 0.18 0.17 0.17 0.16 0.16 0.16 0.15 0.15 0.14 0.14 0.14 0.13 0.13 0.12 0.12 0.12 0.11 0.11 δNRB 0.13 0.13 0.13 0.12 0.12 0.12 0.11 0.11 0.11 0.1 0.1 0.1 0.1 0.09 0.09 0.09 0.08 0.08 δNRC 0.04 0.04 0.04 0.04 0.04 0.04 0.04 0.04 0.04 0.04 0.04 0.04 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 X0 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 φ0 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 11.1-y 11.1 10.9 10.7 10.5 10.3 10.1 9.9 9.7 9.5 9.3 9.1 8.9 8.7 8.5 8.3 8.1 7.9 7.7 φ0(11.1-y) δNRC)+X0+φ0(11.1-y) 30.03 29.48 28.94 28.4 27.86 27.32 26.78 26.24 25.7 25.16 24.62 24.07 23.53 22.99 22.45 21.91 21.37 20.83 37.15 36.57 35.98 35.39 34.8 34.21 33.62 33.03 32.44 31.85 31.27 30.68 30.1 29.52 28.95 28.38 27.81 27.25 33

河北工程大学土木工程学院毕业设计说明书 2008年 3.6 3.8 4 4.2 4.4 4.6 4.8 5 5.2 5.4 5.6 5.8 6 6.2 6.4 6.6 6.8 7 7.2 7.4 7.6 7.8 8 8.2 8.4 8.6 8.8 9 9.2 9.4 9.6 9.8 10 10.2 0.1 0.1 0.1 0.09 0.09 0.09 0.08 0.08 0.07 0.07 0.07 0.06 0.06 0.06 0.05 0.05 0.04 0.04 0.04 0.03 0.03 0.03 0.03 0.02 0.02 0.02 0.02 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 0 0 0.08 0.07 0.07 0.07 0.07 0.06 0.06 0.06 0.05 0.05 0.05 0.04 0.04 0.04 0.04 0.03 0.03 0.03 0.03 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 0 0 0 0 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 0 0 0 0 0 0 0 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 7.5 7.3 7.1 6.9 6.7 6.5 6.3 6.1 5.9 5.7 5.5 5.3 5.1 4.9 4.7 4.5 4.3 4.1 3.9 3.7 3.5 3.3 3.1 2.9 2.7 2.5 2.3 2.1 1.9 1.7 1.5 1.3 1.1 0.9 20.29 19.75 19.21 18.66 18.12 17.58 17.04 16.5 15.96 15.42 14.88 14.34 13.8 13.25 12.71 12.17 11.63 11.09 10.55 10.01 9.467 8.926 8.385 7.844 7.303 6.762 6.221 5.68 5.139 4.598 4.057 3.516 2.975 2.434 26.7 26.16 25.63 25.12 24.61 24.11 23.62 23.13 22.65 22.16 21.68 21.19 20.7 20.21 19.71 19.21 18.71 18.21 17.71 17.21 16.71 16.22 15.74 15.26 14.79 14.33 13.87 13.4 12.93 12.46 11.97 11.48 10.97 10.46 34

河北工程大学土木工程学院毕业设计说明书 2008年 10.4 10.6 10.8 11 11.1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 8.07 8.07 8.07 8.07 8.07 2.71 2.71 2.71 2.71 2.71 0.7 0.5 0.3 0.1 0 1.3 1.352 0.811 0.27 0 9.941 9.411 8.876 8.337 8.066 桩基坑以下部分挠曲总变形计算

xhx0A10B1M0Q0CD1 12EI3EI表4.1.18 桩基坑以下部分总挠曲变形计算表 h 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2 2.2 2.4 2.6 α 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 0.42 EI 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 434000 α*EI 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 184180 α*EI 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 78162 2z=h/α 0 0.24 0.47 0.71 0.94 1.18 1.41 1.65 1. 2.12 2.36 2.59 2.83 3.06 3.3 3.53 3.77 4.01 4.24 4.48 4.71 5.18 5.66 6.13 y=11.1+z 11.1 11.34 11.57 11.81 12.04 12.28 12.51 12.75 12.99 13.22 13.46 13.69 13.93 14.16 14.4 14.63 14.87 15.11 15.34 15.58 15.81 16.28 16.76 17.23 X。 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 0.01 35

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6.6 7.07 φ。 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 17.7 18.17 M。 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 2.8 3 Q。 172.44 172.44 172.44 172.44 172.44 172.44 172.44 172.44 172.44 172.44 172.44 172.44 172.44 172.44 172.44 172.44 172.44 172.44 172.44 172.44 172.44 172.44 172.44 172.44 172.44 172.44 0.42 0.42 A1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 0.99 0.99 0.98 0.97 0.96 0.94 0.91 0.88 0.84 0.79 0.74 0.57 0.35 0.03 -0.4 -0.9 434000 434000 B1 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.19 1.29 1.38 1.47 1.55 1.63 1.71 1.77 1.82 1. 1.87 1.75 1.49 1.04 C1 0 0.01 0.02 0.05 0.08 0.13 0.18 0.24 0.32 0.4 0.5 0.6 0.72 0.84 0.97 1.11 1.26 1.42 1.58 1.75 1.92 2.27 2.61 2.91 3.13 3.22 184180 184180 D1 0 0 0 0 0.01 0.02 0.04 0.06 0.09 0.12 0.17 0.22 0.29 0.37 0.46 0.56 0.68 0.81 0.96 1.13 1.31 1.72 2.2 2.72 3.29 3.86 78162 78162 0.01 0.01 X。A1+φ。B1/а+ M。C1/ (а*EI)+ Q。D1/(а*EI) 8.066 8.705 9.348 10 10.67 11.36 12.07 12.81 13.58 14.39 15.22 16.09 16.99 17.92 18.87 19.83 20.79 21.75 22.67 23.55 24.35 25.61 26.16 25.61 23.48 19.18 2336

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工况4 桩身位移变形图 40 35 30 25 20 15 10 5 0 桩身位移产生点桩身位移值/mm

4.2 土钉墙支护设计

4.2.1 土钉长度计算

杂填土(1)粉质粘土（2－1）粉质粘土（2）粘土（3）锚杆粘土（4）锚杆土钉设计根据《建筑基坑支护技术规程》，开挖坡度1：0.27，孔径100mm，由-5.9m至基坑底-17m处布置七道土钉和两道锚杆，土钉及锚杆倾角均为15，土钉的水平间距1.2m，竖直间距1.5m，两道锚杆分别距地面11.9m、14.9m，锚杆及土钉的布置见图4.2-1 土钉墙支护布置图。七道土钉设计计算分三部分进行。

对于锚固段长度计算：土钉①②按②处土压力e2设计，土钉③④⑤按⑤处土压力e5设计，土钉⑥⑦按⑦处土压力e7设计，分别计算如下：

图4.2-1 土钉墙支护布置图37

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e2(22.619.88.2)0.488243.80.69929.03KPa e5(22.619.812.7)0.488243.80.69972.51KPa e7(22.619.815.7)0.488243.80.699101.50KPa

在土体自重和地表均布荷载作用下，②⑤⑦处土钉受拉荷载标准值按下式计算：

TjKeajKSxjSzj/cosj

{ 其中荷载折减系数 tanK121/tan2(450) } tanKtan220078.720.1112022.802tan2/tan(45)0.8478.7020.10tan78.702 tan2T2k0.8429.031.21.5/cos15045.44KN

78.7020.10tan1119.502278.7020.10tan78.70/tan(45052)0.74 tan2T5k0.7472.511.21.5/cos15099.99KN

0078.720.1112019.507tan2/78.7020.10tan78.70tan(452)0.74 tan2T7k0.74101.501.21.5/cos150139.97KN

②⑤⑦处土钉抗拉承载力按下式计算：Tuj1.25roTjK

Tu21.251.045.4456.80KN Tu51.251.099.99124.99KN Tu71.251.0139.97174.96KN

②⑤⑦处土钉锚固段长度按下式计算： lirsTuj/dmqsik

l21.356.8/(0.173)3.2m

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l51.3124.99/(0.176)6.8m l71.3174.96/(0.176)9.5m

对于自由段计算：土钉①②按①处滑裂面土钉长度设计,土钉③④⑤按③处滑裂面土钉长度设计，土钉⑥⑦按⑥处滑裂面土钉长度设计,分别计算如下：

20.1ol19.610.27tan(7545)3.6m

220.1o2ool36.610.27tan(7545)2.5m

220.1o2ool62.110.27tan(7545)0.8m

22oo则对于土钉①②,其长度 l1/l2/l1l23.63.26.8m 对于土钉③④⑤,其长度 l3/l4/l5/l3l52.56.89.3m 对于土钉⑥⑦,其长度 l6/l7/l6l70.89.510.3m

根据<<建筑基坑支护技术规程>>规定,土钉长度宜为开挖深度的0.5—1.2倍.对于此工程,土钉长度宜为l(0.5~1.2)11.15.55~13.32m,计算值l1~l7皆在此范围内,满足要求.

4.2.2 土钉配筋计算 (选用ф级钢筋,

fy300N/mm2)

AP2Nu256.81.33mm2 查表,取1根ф16钢筋,AS201.1mm2 3fy30010AP5Nu5124.99416.63mm2 查表,取1根ф25钢筋, AS490.9mm2 3fy30010Nu7174.96583.20mm2 查表,取1根ф28钢筋, AS615.3mm2 3fy30010

AP74.2.3 土钉墙锚杆长度计算

对于土钉墙里设置的两道锚杆，其布置见图4.2-2 土钉墙锚杆布置图; 锚杆的拉力设计值,可将腰梁简化为五跨连续梁,锚杆简化为支座, 则土钉墙后的土体,对腰梁作用均布荷载,见图4.2-3锚杆拉力计算简图。

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均布荷载计算: eB22.619.8(5.27.5)0.488243.80.69992.51KPa

eC22.619.8(5.211.1)0.488243.80.699107.29KPa

图4.2-3 锚杆拉力计算简图图4.2-2 土钉墙锚杆布置图

121锚杆b所在腰梁承受BC段土压力产生的均布荷载:qb72.51107.293.6323.KN/m

2锚杆a所在腰梁承受AB段土压力产生的均布荷载:qa7.572.51271.91KN/m 由力学求解器可得,在单位均布荷载作用下,

R1R60.5KN R2R3R4R51.2KN, 则取最大值 R1.2KN

Tda1.25roRa1.251.01.2271.91422.25KN ocoscoscos15Tdb1.25roRb1.251.01.2323.锚杆b的拉力设计值: Ntb502.58KN ocoscoscos15锚杆a的拉力设计值: Nta锚固段计算:

la2自由段计算:

KmNta1.5422.25KN1.5502.5816.8m lb2mtb20.0m dm0.1675dm0.1675o20.1o020.105.1tan45sin45221.54.6m5m, 取l5m la1a1020.1sin1350150240

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o20.1o020.102.1tan45sin4522lb11.52.8m5m, 取lb15m 020.1sin13501502则土钉墙后的锚杆设计长度

lala1la2516.821.8m lblb1lb252025m

4.2.4 土钉墙锚杆配筋计算 (选用ф级钢筋,

fy300N/mm2)

APaNta422.251407.5mm2, 查表,取3根ф25钢筋, AS1473mm2 3fy30010Ntb502.581675.3mm2, 查表,取3根ф28钢筋, AS1847mm2 3fy30010 APb4.2.5 土钉墙腰梁计算 (腰梁采用ф级钢,

fy300N/mm2)

图4.2-4 腰梁计算简图图4.2-5 腰梁弯矩计算结果图

由力学求解器计算,计算简图如图4.2-4 腰梁计算简图。五跨连续梁承受单位均布荷载时的弯矩,计算结果见图4.2-5 腰梁弯矩计算结果图。

锚杆a所在腰梁,外加均布荷载(即AB段土压力) qa271.91KN/m 则 Ma0.15271.9140.78KN.m WaMa40.78100135.9cm3 fy30腰梁由两个槽钢拼成,对于锚杆a所在腰梁,单个槽钢 W查表,取[14a的槽钢, Wx80.5cm3

Wa135.967.9cm3 2241

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锚杆b所在腰梁,外加均布荷载(即BC段土压力) qb323.KN/m 则 Mb0.15323.48.55KN.m WbbMf48.5510030161.8cm3 y腰梁由两个槽钢拼成,对于锚杆b所在腰梁,单个槽钢 WWb2161.8280.9cm3 查表,取[14b的槽钢, Wx87.1cm3

4.2.6 土钉墙整体稳定性验算（采用圆弧条分法计算）计算公式见下式：

nnnsC1iklisi1wiq0bicositaniki1Tnii1cosii2siniitaniknsrkr0wiq0bisini0

i1①圆弧将土钉墙后的土体分为12个一米宽的土条和放坡形成的1个土条，

圆弧条分示意图见下页：

锚杆锚杆图4.2-6 土钉墙支护圆弧标注1.142

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各项结果的计算见下表：

土钉墙右侧滑动土体，分为12个土条和放坡形成的1个土条，计算列表如下：

表4.2-1 土钉墙右侧滑动土体计算表

A=各土条面积Si 1.65 4.4 6.4 8.02 9.4 10.58 11.63 12.56 13.39 14.13 14.8 15.39 14.46 F=E*C B=各土条弧段中点和圆心连线与竖直面夹角θi 73 66 60 56 52 48 45 41 38 35 32 29 24 G=E*D C=cosθi 0.292372 0.406737 0.5 0.559193 0.615661 0.669131 0.707107 0.771 0.788011 0.819152 0.848048 0.87462 0.9135 H=tan20.1º D=sinθi 0.956305 0.9135 0.866025 0.829038 0.788011 0.743145 0.707107 0.656059 0.615661 0.573576 0.529919 0.48481 0.406737 I=1.2*F*H E=10+19.8Si 42.67 97.12 136.72 168.796 196.12 219.484 240.274 258.688 275.122 2.774 303.04 314.722 286.308 J=1.2*1.3*G 锚杆图4.2-7 土钉墙支护圆弧标注1.2锚杆43

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12.4755 39.50226 68.36 94.353 120.7435 146.8635 169.94 195.2343 216.7991 237.369 256.9925 275.2621 261.55 合计 40.80552394 88.72353485 118.4029932 139.9382261 1.4669 163.10839 169.93747 169.7145981 169.38201 166.2075383 160.5867338 152.5802533 116.45198 0.36594803 0.36594803 0.36594803 0.36594803 0.36594803 0.36594803 0.36594803 0.36594803 0.36594803 0.36594803 0.36594803 0.36594803 0.36594803 5.47846191 17.3469304 30.0194491 41.4499934 53.0230282 .4932741 74.6092104 85.7347349 95.20427 104.2377 112.855078 120.877933 114.858809 920.1192 63.6566173 138.408714 184.708669 218.303633 241.0684 2.449102 265.043025 2.7773 2.235946 259.28376 250.515305 238.025195 181.665049 2824.13947 土钉墙右侧土体中土钉产生的抗滑力，计算列表如下：

l32.82m Tn30.1652.8257.58KN l43.88m Tn40.1653.8879.23KN l55.13m Tn50.1655.13104.76KN l67.63m Tn60.1757.63179.78KN l79.45m Tn70.1759.45222.66KN

表4.2-2 土钉墙右侧土体中土钉计算表

Tni ii cos(ii) 1Tnicosiisiniitaniksin(ii) tanik 2 0.8480481 0.7986355 0.77096 0.6819983 0.6156615 0.366 0.366 0.366 0.366 0.366 39.44748397 59.25983 83.19528728 153.9171514 200.11352 536.3607061 57.6 79.2 104 180 223 合计 58 53 49 43 38 0.529919 0.601815 0.656059 0.7313 0.788011

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土钉墙右侧土体中锚杆产生的抗滑力，计算列表如下：

la16.38m Tna0.166516.38535.18KN lb23.33m Tnb0.167523.33879.52KN

表4.2-3 土钉墙右侧土体中锚杆计算表

Tni ii cos(ii) 1Tnicosiisiniitanik2sin(ii) tanik  0.7986355 0.6819984 0.3659 0.3659 400.2849751 752.9937312 1153.278706 535 879 合计 53 43 0.6018150 0.7313537 计算公式见下式：

1sCikliswiq0bicositanikTnicosiisiniitanik2i1i1i1srkr0wiq0bisini0

i1nnnn验算：

57o223.70920.1192536.36070611153.2787062824.13947 原式=1.243.8360o1024.9291340 因此，土钉墙支护体系圆弧条分法整体稳定性验算满足。

②圆弧将挡土桩后的土体分为15个一米宽的土条和1个放坡形成的土条，圆弧条分示意图见下页：

锚杆锚杆

图土钉墙支护圆弧标注45

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各项结果的计算见下表：

土钉墙右侧滑动土体，分为15个土条和放坡形成的1个土条，计算列表如下：

表4.2-4 土钉墙右侧滑动土体计算表

A=各土条面积Si 1.2 3.37 5.19 6.75 8.14 9.37 10.48 11.48 12.39 13.22 13.98 14.67 B=各土条弧段中点和圆心连线与竖直面夹角θi 65 61 57 53 50 47 44 41 39 36 33 31 0.422618 0.48481 0.4639 0.601815 0.2788 0.681998 0.71934 0.771 0.777146 0.809017 0.838671 0.857167 0.906308 0.87462 0.838671 0.798636 0.766044 0.7313 0.694658 0.656059 0.62932 0.587785 0.4639 0.515038 34.2 77.166 113.202 144.09 171.612 195.966 217.944 237.744 255.762 272.196 287.244 300.906 C=cosθi D=sinθi E=10.44+19.8Si 图土钉墙支护圆弧标注锚杆锚杆46

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15.31 15.86 16.38 15.01 F=E*C 14.453 37.41082 61.623 86.71553 110.3101 133.85 156.7758 179.4277 198.74 220.2112 240.9031 257.9268 274.2615 291.6299 305.8221 2.0852 合计 29 26 24 20 G=E*D 30.99572632 67.49090432 94.93918563 115.0753906 131.462419 143.3204595 151.3966239 155.9740978 160.9562419 159.9927945 156.444295 1.978047 152.0256311 142.2374093 136.1607856 105.2183929 0.87462 0.8794 0.9135 0.939693 H=tan20.1º 0.36594803 0.36594803 0.36594803 0.36594803 0.36594803 0.36594803 0.36594803 0.36594803 0.36594803 0.36594803 0.36594803 0.36594803 0.36594803 0.36594803 0.36594803 0.36594803 0.48481 0.438371 0.406737 0.34202 I=1.2*F*H 6.347094 16.4284988 27.0746922 38.0800517 48.4413026 58.6900827 68.8461519 78.7934455 87.2849319 96.7030222 105.7614 113.265359 120.4387 128.065669 134.298009 126.948174 1255.49465 313.578 324.468 334.7 307.638 J=1.2*1.3*G 48.3533331 105.285811 148.10513 179.517609 205.081374 223.579917 236.178733 243.319593 251.091737 249.588759 244.0531 241.765753 237.159985 221.0358 212.410826 1.140693 3211.52271

土钉墙右侧土体中土钉产生的抗滑力，计算列表如下：

l31.68m Tn30.1651.6834.31KN

l43.17m Tn40.1653.17.73KN l54.49m Tn50.1654.4991.69KN l67.25m Tn60.1757.25170.82KN l79.34m Tn70.1759.34220.07KN

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表4.2-5 土钉墙右侧土体中土钉计算表

Tni ii cos(ii) 1Tnicosiisiniitaniksin(ii)tanik 2 0.78801 0.74314 0.69466 0.62932 0.55919 0.3659 0.3659 0.3659 0.3659 0.3659 26.07034947 52.11456316 77.61047168 152.4218731 204.9633706 513.180628 34.31 .73 91.69 170.82 220.07 合计 52 48 44 39 34 0.6156615 0.6691306 0.7193398 0.7771459 0.8290376 土钉墙右侧土体中锚杆产生的抗滑力，计算列表如下：

la15.48m Tna0.166515.48505.77KN lb21.95m Tnb0.167521.95827.50KN

表4.2-6 土钉墙右侧土体中锚杆计算表

Tni ii cos(ii) sin(ii) 0.743145 0.629320 1Tnicosiisiniitanik2tanik  0.3659 0.3659 407.1988662 738.3743121 1145.573178 505.77 827.5 合计 48 39 0.6691306 0.7771460 计算公式见下式：

1sCikliswiq0bicositanikTnicosiisiniitanik

2i1i1i1srkr0wiq0bisini0

i1nnnn验算：

51o229.231255.49465513.1806281145.5731783211.52271 原式=1.243.8360o74 6 1070.335 因此，土钉墙支护体系圆弧条分法整体稳定性验算满足。

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5 深基坑地基处理方案设计

5.1 水泥土搅拌桩复合地基设计

基础位于第（4）层粘土层，地基承载力特征值fak200KPa，变形系数ES1212.5MPa。要求进行粉喷桩复合地基设计，使持力层地基承载力特征值达到了250KPa。 ⑪ 设计桩长6m，桩径700mm，桩横截面积AP0.38m2，周长up2.2m，桩侧摩阻力qs18KPa。

⑫ 根据土质条件、固化剂掺量、室内配比试验资料和现场工程经验选择水泥土配方为15%的水泥掺入比（采用32.5级普通硅酸盐水泥），相应于15%掺入量的桩身水泥土强度为2270KPa。 ⑬ 由桩周土和桩端土的抵抗力所提供的单桩承载力

RaupqslqpAP2.21860.52000.38275.6KN

由桩身强度确定的单桩承载力（0.3）

RafcuAP0.322700.38258.78KN

综合以上两种计算，取单桩承载力较小值 Ra258KN（取整数） ⑭ 搅拌桩置换率（0.6）

mfspkfsk2500.620024%

Ra2580.6200fsk0.38AP⑮ 桩间距（按正方形布桩，de1.13l）

dd20.721.43m220.24 de1.43m le1.26m

dede1.131.13⑯ 桩数

nmA0.242371.061497.5 根，取n1498 根。 AP0.38（其中，复合地基加固的面积由CAD测出，A2371.06m2）

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5.2 复合地基沉降验算

住宅楼基础总沉降量S主要由桩群体的压缩变形S1和桩端土的变形S2组成。

5.2.1 桩群体的压缩变形桩群顶面的平均压力：

S1计算：

PfspkAfsk(AA1)A12502371.06200(2371.0614980.38)408.27KPa

14980.38桩群底面土的附加压力：

PfspkAGASqRfsk(AA1)A1rpl

2502371.0618.8614980.3814980.7618200(2371.0614980.38)14980.3820.16201.52KPa

搅拌桩复合土层的压缩模量：

ESPmEP1mES0.2427710.2412.575.98MPa

（搅拌桩的压缩模量EP100fcu1002770277MPa，桩间土的压缩模量Es12.5MPa）桩群体的压缩变形S1： S1PP0l408.27201.52624.07mm

2ESP275.985.2.2 桩端土的变形S2计算：

因无相邻荷载影响，基础宽度b26.3m在1~30m范围内，基础中点的地基变形计算深度可按下式计算：Znb2.50.4lnb26.32.50.4ln26.331.4m 计算分层以2米为计算单元厚度。分层总和法规范修正公式如下：

P0201.52KPa

SSSS//i11nnP0(ZiiZi1i1) ESi计算Si/：

5①Z0~2m Z1/b2/13.0. 1 6 查表得，1410.9994 0401

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S/P01E(Z201.5211Z00)12500(20.999401)0.032m S1②Z2~4m Z2/b4/13.50. 3 2 查表得，2420.9961 S/2P0E(ZZ201.522211)(40.996120.9994)0.032m S112500③Z4~6m Z3/b6/13.50. 4 8 查表得，3430.9878 S/3P0E(Z201.5233Z22)(60.987840.9961)0.026m S115000④Z6~8m Z4/b8/13.50. 6 4 查表得，4440.9778

S/P04E(Z201.5244Z33)(80.977860.9878)0.025m S115000⑤Z8~10m Z5/b10/13.50. 8 0查表得，5450.9628

S/P05E(Z201.5255Z44)(100.962880.9778)0.024m S115000⑥Z10~12m Z6/b12/13.50. 9 6查表得，6460.9433

S/P06E(Z201.5266Z55)(120.9433100.9628)0.023m S115000⑦Z12~14m Z7/b14/13.51. 0 6查表得，7470.9302

S/P07E(Z201.5277Z66)(140.9302120.9433)0.023m S115000⑧Z14~16m Z8/b16/13.51. 2 8查表得，8480.

S/P08E(Z201.5288Z77)(160.140.9302)0.018m S115000⑨Z16~18m Z9/b18/13.51. 4 4查表得，9490.8757

S/P09E(Z201.5299Z88)(180.8757160.)0.019m S11500051

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⑩Z18~20m Z10/b20/13.51.60 查表得，104100.8536

S/P010E(Z)201.521010Z9915000(200.8536180.8757)0.017m S1⑾Z20~22m Z11/b22/13.51.76 查表得，114110.8280

S/11P0E(Z201.521111Z1010)15000(220.8280200.8536)0.015m S1⑿Z22~24m Z12/b24/13.51.92 查表得，124120.8074

S/12P0E(Z201.521212Z1111)(240.8074220.8280)0.015m S115000⒀Z24~26m Z13/b26/13.52.08 查表得，134130.7814

S/P013E(Z201.521313Z1212)(260.7814240.8074)0.013m S115000⒁Z26~28m Z14/b28/13.52.13 查表得，144140.7743

S/014PE(Z201.521414Z1313)(280.7743260.7814)0.018m S115000⒂Z28~30m Z15/b30/13.52.28 查表得，154150.7535

S/P015EZ201.521515Z1414300.7535280.77430.013m S215000⒃ Z30~31.4m Z16/b31.4/13.52.39 查表得，164160.7410

S/016PEZ201.521616Z151531.40.7410300.75350.009m S215000

n16S//iSi0.0320.0320.0260.0250.0240.0230.0230.018

11 0.0190.0170.0150.0150.0130.0180.0130.009

0.322m

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确定S： Zn深度范围内，压缩模量的当量值ES计算

ESAi/Ai/ESi11nnP0Z11ES1 0PZZ.....P0Znn0000nnn1n1

ESnP0Znn00S1n201.5231.40.74100114.56MPa

0.322/i而 P0201.52KPafak200KPa，查表6—4，由内差计算得，沉降计算经验系数 S1.01.00.47.560.433

157/ni1则桩端土的变形S2： S2SSSSi/0.433322139mm 则，住宅楼基础的总沉降量 SS1S228139167mm

6 基坑支护监测方案

该工程对基坑支护进行了监测，监测内容包括：围护桩桩身变形、桩钢筋应力、桩顶水平位移、锚杆拉力。监测布置情况如下：

（1）在8根围护桩中埋设测斜管，并且在每根围护桩中埋设4个钢筋应力计；（2）在第一道和第二道锚杆各埋设一个锚杆拉力计；（3）沿基坑四周每侧各布置一系列水平位移观测点。

监测元件的预埋与基坑支护结构的施工同步，围护桩的监测在-5.9米以下土方开挖前完成初始数据的采集；第一道锚杆的监测在-9.9米以下土方开挖前完成初始数据的采集；第二道锚杆的监测在-13.9米以下土方开挖前完成初始数据的采集。以后随着土方的开挖、工程桩的施工等后续工程的进行，实施跟踪监测，直到地下室完成为止。

7 基坑支护应急措施

（1）深基坑土钉墙围护是通过土钉与土体形成复合土体，以提高边坡整体稳定和坡顶超载能力，而工程实际地质条件往往与勘探报告提供的不符甚至有较大差异。因此，实际工程施工中，如果出现地下水问题以及边坡坍塌现象，应根据具体情况，及时调整工程施工顺序，对边坡围护方案作适当调整，以确保基坑边坡的安全稳定。

具体应对措施：施工中视具体情况，及时调整开挖面长度（控制在10米以内），随挖随喷混凝土封闭（水量丰富、坍塌严重部分，采取预留插筋，增加里层钢筋网的喷射混凝土封闭措施）（2）深基坑桩锚支护中，土层的锚杆施工可能会在抗拔试验中发现，锚杆抗拔力达不到设计要求，那可能是因为采用大直径钻头施工时，提钻易形成孔内真空，以致土层段塌孔，淤泥段缩孔，

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下锚杆困难，且一次注浆管被磨破。所以一次注浆后，未能形成有效的堵塞体，使得第二次注浆无法形成较大的扩大体。

具体应对措施：成孔时采用小直径钻头，并在两侧焊上腰肋。成孔后，锚杆一次性下到设计深度，且第一次注浆时孔口设置止浆带，保证注浆效果良好。

8 工程造价预算

8.1 基坑开挖及支护工程造价计算

基础底面积：2371.06m2 基坑开挖深度：17m

基坑垂直开挖土方量：2371.061740308.02m3 基坑自立高度放坡土方量：55.92223274.5m3 土钉墙放坡土方量： 311.1921531.8m3 总土方量合计：40308.023274.51531.845114.32m3 挖掘机挖土方费：13.73元/m345114.32m3619419.6136元

人工费：25元/工日0.006工日/m45114.32m3213534.296元

1212机械费：装载机（轮胎式）：280元/台班0.00398台班/m345114.32m3=50275.39821元

自卸汽车（3.5吨）：340元/台班0.004925台班/m345114.32m3=753.92884元

大型机械进出场费：

（1）挖掘机进出场费（15吨）按1个台班计算为： 600元（2）装载机进出场费（1m）按1个台班计算为： 280元（3）自卸汽车进出场费（3台）按1.5台班计算为：510元（4）机械进出场费总计：6002805101390元

土钉墙支护段100mm厚的C20喷射砼面层（含钢筋网）费用:6.311.5924573692元土钉墙土钉费用：6.829.3310.327726.7127671.39元土钉墙锚杆费用：21.8257650177840元

土钉墙腰梁费用：214.53516.733920.001530030492.5536元桩锚支护钻孔灌注桩费用：0.421794506.0340.7566元桩锚支护锚杆费用：23.125.59350225990元

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桩锚支护冠梁费用：0.80.4130361.42515035.28元

桩锚支护腰梁费用：222.63728.4531300.001530070402.02元直接费用总计：619419.613613534.29650275.39821753.92884

139073692127671.3917784030492.5536

40.756622599015035.2870402.021887751.237元

管理费用：直接费用34%1887751.23734%1835.4205元利润：直接费用8%1887751.2378%151020.099元

工程总造价：1887751.2371835.4205151020.0992680606.757元

8.2 复合地基造价计算

复合地基粉喷桩700 AP0.38m2 uP2.2m 桩长6米，桩数1498根粉喷桩的总体积量为 0.38614983415m3 进驻施工现场一台机械粉喷桩（水泥掺量15%） 3415103.5935.376万元

加固地基砂垫层（150mm厚）2371.060.1580.42.860万元施工机械的进出场费用 0.313万元

施工机械的台班费用粉喷桩+粉喷发送设备 578.9471.440.065万元总计 35.3762.8600.3130.06538.614万元

表8-1 复合地基造价计算表

序号一1 项目内容计算式单位数量单价/元总价/元 3415 103.59 353759.85 粉喷桩定额直接费（水泥掺入量按15%计）加固地基砂垫层（150mm厚）施工机械定额直接费其他直接费（一1+ 一2+ 一3）×3.5% 其他直接费率直接费小计综合间接费费用总计利润费用总计定额质监费税金工程总造价（一1+ 一2+ 一3）+（二）（三）×9% 综合间接费率（三）+（四）（五）×6% 利润率（五）+（六）（三）×0.05%+（七）×0.3% {（七）+（八）}×3.14% （十）÷3415（元/m） 3m3 一2 一3 二三四五六七八九十单位造价 m3 355.66 80.4 3780 28595.07 3780.00 138.73 399999.65 35999.97 435999.62 26159.98 462159.60 1586.48 14561.63 478307.71 140.06元/m55

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总结

此次对邯郸市光明商城17米的深基坑支护设计，采用了桩锚支护设计和土钉墙加锚杆设计的分段支护方案，即同一个基坑的支护措施分段采用不同的支护方案。同时还对地基进行了水泥土搅拌桩复合地基处理设计，使持力层承载力特征值达到250PKa,并对沉降进行了验算.最后设计了基坑支护的监测方案、应急预案以及工程造价的预算。通过这次毕业设计，使我充分地理解和掌握这两种深基坑支护措施的原理和运用，学习了很多相关的工程项目计算，获益匪浅。同时也为进一步的学习打下了坚实的基础。

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鸣谢

终于，完成了毕业论文设计说明书，感觉如释重负，同时又有一种成就和自豪感。在此首先要感谢我的指导教师—张岳文老师。毕业设计期间，没有他的悉心指导，论文的完成是不可想象的。同时还要向吴雄志老师和原冬霞老师表示感谢，他们在毕业设计期间也给了我大量的建议和帮助。此外，还要感谢于朝鹏等小组成员的大力帮助，我们之间的探讨研究，使各自的毕业设计都得到了完善。最后，我要对我的老师和同学说一声，谢谢你们！

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参考文献

[1]JGJ120-99，建筑基坑支护技术规程 [2]CECS96：97，基坑土钉支护技术规程 [3]GB/T50001-2001，房屋建筑制图统一标准 [4]GB/T50105-2001，建筑结构制图标准

[5]陈忠汉等,深基坑工程,第2版,机械工业出版社,2002 [6]JGJ120-99 建筑基坑支护技术规程,建工出版社,1999 [7]余志成等,深基坑支护设计与施工, 建工出版社,1997 [8]刘建航等主编,基坑工程手册, 建工出版社 [9]张永波等，基坑降水工程，地震出版社，2000

[10]袁聚云等，土木工程专业毕业设计指南岩土工程分册，水电出版社，1999 [11]JGJ79-2002，建筑地基处理技术规范

[12]徐至钧，水泥土搅拌法处理地基，机械工业出版社，2004 [13]龚晓南，复合地基理论及工程应用，中国建筑工业出版社，2002 [14]叶观宝，叶书麟，地基加固新技术，机械工业出版社，1999

[15]施文华等，深基坑桩锚支护设计中的几个问题，建筑技术出版社，1993 [16]徐至钧，水泥粉煤灰碎石桩复合地基，机械出版社，20004

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附录1 专题

压力注浆处理桩基质量事故的方法

摘要：随着高层和超高层建筑物的大量兴建，大直径灌注桩因其具有承载力高、无挤土、无振

动、能贴近已建建筑物施工、适应性强等优点，已在桩基工程中得到广泛应用。但是大直径灌注桩的质量事故时常发生严重影响了其承载力的发挥。近几年发展起来的桩端注浆处理桩基质量事故方法不仅可以提高大直径灌注桩承载力，而且当设计合理、施工得当时能确保其质量稳定可靠。

关键词：基础施工桩基础施工实践

Abstract: With the high-level and the large number of high-rise buildings constructed of large

diameter pile because of its bearing capacity, no crowded territories, no vibration, can be built close to the building construction, strong adaptability and other advantages, in the pile Are widely used in the project. However, large-diameter pile of quality accidents often occurred a serious impact on its capacity to play. In recent years the development of the pile-up pile quality accidents grouting treatment method can not only improve the bearing capacity of large-diameter pile, but when the rational design, construction was to ensure a stable and reliable quality.

Key words: basic construction of pile foundation construction practice

一、前言

随着高层和超高层建筑物的大量兴建，大直径灌注桩因其具有承载力高、无挤土、无振动、能贴近已建建筑物施工、适应性强等优点，已在桩基工程中得到广泛应用。但是大直径灌注桩的质量事故时常发生严重影响了其承载力的发挥。近几年发展起来的桩端注浆处理桩基质量事故方法不仅可以提高大直径灌注桩承载力，而且当设计合理、施工得当时能确保其质量稳定可靠。

二、实现合理的桩端注浆条件

1、合理的注浆设计是实现注浆目的的前提

为使桩端注浆施工合理、有效，有必要对注浆目标的土岩特性、地下水条件、地下埋设物分布状况和周围环境进行详细调查和分析，并在分析相关资料基础上进行桩端注浆设计。桩端注浆设计主要包括浆液配比，浆液浓度、注浆率、注浆量和注浆压力等参数确定。 2、合理的注浆工艺是实现注浆目的保证 a、注浆管埋设

桩端注浆处理大直径灌注桩需在桩中心造一注浆孔直至桩端持力层一定深度，然后埋入注浆

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管至孔底，并封闭孔口一定范围注浆管与孔之间空隙。 b、压水试验

压水试验不仅起到疏通注浆通道的作用，而且注浆设计的有关参数也应根据压水试验结果做相应调整。

3、合理控制注浆参数有利于提高桩端注浆效果在桩端注浆过程中，注浆压力、浆液浓度、注入率和注浆量是变化的。合理的确定和控制其变化对提高桩端注浆效果十分重要。

桩端注浆压力随注浆进展呈现出由低到高变化规律。若注浆过程中压力突然急剧下降，表明发生冒浆或漏浆现象，应在浆液中加入相应的添加剂和采取间歇灌浆措施以确保桩端注浆效果。在桩端注浆中，浆液浓度经历了由稀浆向浓浆变化的过程。稀浆渗透性强可扩大桩端注浆加固范围，浓浆有利于提高桩端注浆加固区强度。

三、桩端注浆提高单桩承载力机理 1、改善持力层条件、提高桩的端承力

大直径灌注桩成孔中，对桩周土扰动降低了桩端土体强度，水的水泡软化作用又进一步加剧其强度降低。桩端注浆通过渗透、劈裂和挤密作用使桩端持力层在一定范围内形成浆液和土的结石体，从而改善持力层的物理力学性能，恢复和提高了持力层土体强度。

桩底沉碴的存在因其强度低严重影响端承力的发挥。桩端注浆通过浆液对沉碴的置换、挤密和固结作用改善或消除桩底沉碴对端承力发挥的不良影响。试验证实，桩端注浆使桩的端承力得到大幅度提高。 2、大幅提高桩侧摩阻力

大直径钻孔灌注桩桩周泥皮和人工挖孔桩护壁与桩周土体间空隙降低了桩侧摩阻力。桩端注浆在压力作用下，浆液从桩端沿桩侧向上，通过渗透、劈裂、充填、挤密和胶结作用，对桩周泥皮置换和空隙充填，在桩周形成脉状结石体，如同树根植入土中，从而使桩侧摩阻力大幅度提高。 3、改善持力层受力状态和荷载传递性能

桩端注浆通过渗透、劈裂、挤密和胶结作用形成桩端扩大头增大了桩端受力面积，并且注浆对持力层加固又改善其受力状态。

试验结果表明，桩端注浆后，桩侧摩阻力的提高先于桩端承力的提高。当桩端邻近土层的桩——土相对位移SZ≤SO(4～10mm)时，随荷载增加SZ增大，桩侧摩阻力提高增大，此时桩侧摩阻力提高(ΔQS)对单桩承载力提高起主导作用，而桩的端承力潜能尚未被充分发挥。当SZ＞SO时，桩侧摩阻力下降，而桩的端承力提高(ΔQP)迅速增加，此后桩的端承力提高对单桩承载力提高起主导作用。

四、工程实例 1、实例A

某邮电综合大楼，桩基础采用31根800～1000mm人工挖孔桩，扩大头直径为1600～2400mm，

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桩长为8.5～10.5m，桩端持力层为含粘性土角砾土层。该工程位于低洼水稻田菜地，西侧靠近河流。工程地质勘察揭示，场地土层分布为：

①粉质粘土，黄褐色，可塑，下部为软可塑，层厚1.2～1.4m。

②淤泥，深灰色，饱和，流塑，局部含20%左右碎石及砂砾，层厚4.3～5.8m。

③含粘性土角砾，土黄色，饱和，中密，含17～38%碎石，角砾26.7～36.6%，层厚为1.1～3.6mm ④残积砂质粘性土，褐黄色，可塑，层厚12.2～13.3m。

工程桩静载检测结果，单桩竖向极限承载力达不到设计要求。该工程除4根小荷载桩外，共对27根桩进行桩端压力注浆。 2、实例B

某铁道大厦，主体为25层框剪结构高层建筑，设地下室一层。桩基础设计为800～1000mm钻孔灌注嵌岩桩，桩长20～25m，桩端持力层为中风化花岗岩和微风化辉绿岩。

由于施工中误把强风化碴样当作中风化碴样造成几乎多数工程桩都落在强风化岩层上。桩基检测结果，单桩承载力达不到设计要求。该工程共对68根桩进行桩端注浆加固处理。 3、工程桩承载力偏低的原因

对工程桩静载、动测和取芯检测结果分析，造成两实例工程桩单桩承载力偏低达不到设计要求的主要原因有以下几个方面： ①桩底持力层力学性能不良、强度低。

②挖孔桩施工对桩周土体扰动产生应力释放降低了桩端和桩侧土体强度，地下水对桩周土体的水泡软化作用又进一步加剧其强度降低。

③挖孔桩护壁与桩周土体之间空隙影响桩侧摩阻力充分发挥。

④施工中现场管理和技术水平低造成桩底沉碴和桩身离析对单桩承载力影响。 ⑤桩没到达设计要求的持力层。 4、桩端注浆工艺流程

①造孔→②高压水洗孔→③注浆管埋设→④压水试验→⑤制浆→⑥注浆→⑦达到设计予定注浆量和终压→⑧封孔→⑨钻孔检验。若检验合格，结束该桩补强加固。若不合格，重复①→⑨步骤直至合格为止。 5、注浆顺序

首先对靠近河流一侧和建筑物边桩进行注浆以达到封闭浆液外流。然后进行中间桩注浆，并加大其注浆量，以达到在控制注浆总量基础上最大限度提高注浆效果。

五、加固效益分析

1、静载荷试验结果对比此为实例A注浆前后单桩竖向抗压静载试验曲线图。从曲线分析得知，注浆前2根桩单桩竖向极限承载力仅为设计要求20%和40%，且桩顶沉降都超过90mm，其破坏模式均为陡降型，提示桩身砼材料破坏或桩端持力层极差。钻孔取芯结果证实，桩身砼除局部离析外，其强度基本满足设计要求，故桩端持力层差是导致该工程单桩竖向极限承载力达不到设

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计要求的根本原因。注浆后，由业主随机指定2根桩进行单桩竖向抗压静载试验。从此曲线分析得知，挖孔桩经桩端注浆处理，当加荷至设计要求最大值时，桩顶沉降量很小，均未达到极限承载力状态，表明桩端注浆对人工挖孔桩加固效果明显，满足设计要求。钻孔取芯结果证实，注浆对桩身局部离析，桩底沉碴和桩端持力层的角砾土层加固效果十分明显。 2、沉降观测结果及分析

实例A为邮电综合楼对沉降量和沉降差控制严格，故该工程沉降观测从上部结构施工开始到工程竣工结束一直进行跟踪观测。从沉降资料分析，不仅各测点沉降量小，其最大沉降量仅为6mm，且各测点相邻沉降差也很小，满足设计要求。

从实例B沉降观测资料分析，裙楼观测点的沉降于97.6.27后趋于稳定，主楼观测点的沉降于97.12.10后趋于稳定，主楼观测点最大沉降量仅为16.4mm，其最终沉降量和沉降差均控制在规范允许范围内。两实例沉降观测结果表明，桩端注浆对桩基加固处理效果十分理想，建筑物处于稳定和安全状态。六、结论

1、桩端注浆对两实例桩基加固处理分别为建设单位节约近百万元资金和争取3个月以上建设工期，创造了良好的社会效益和经济效益。实践证明，桩端注浆在桩基加固处理、提高桩基综合承载力和减少沉降量方面不失为一种经济合理，技术先进的方法。

2、施工中合理确定和控制注浆参数对桩端注浆提高单桩承载力效果十分重要，而这又完全有赖于现场工程师和工人的经验。

3、桩端注浆明显改善了桩端持力层和桩周条件，提高了桩的端承力和桩侧摩阻力，改善桩荷载传递性能，使桩的综合承载力得到大幅度提高。

4、桩端注浆对桩侧摩阻力提高先于端承力提高发挥。当SZ≤SO时，桩侧摩阻力提高对单桩承载力提高起主导作用，当SZ＞SO时，桩的端承力提高对单桩承载力提高起主导作用。

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附件2 读书报告

多学科知识在岩土工程中的运用

1. 电磁技术在工程打桩中的迁移应用

电磁炮是利用电磁力推进弹头到每秒50公里的超高速状态，具有战略性武器的功能，分轨道炮、线圈炮和重接炮三种形式。原理：利用直流电动机电磁发射，即让带电的导体在磁场中受电磁力作用，以此将导体推进到超高速。优点：电炮能使弹头在离开炮管时就达到每秒3至50公里的高速和超高速，不仅可发射克级重量的小弹头，还可发射吨级重量的超级射弹，令打击威力和穿透力均大大增强。电炮更有能源简易、无污染、成本低、效率高、可控性好、性能稳定、后坐力小、发射时无烟雾火光及冲击波、隐蔽性强等优点，还可在一个多级发射器中同时推进几个射弹，大大增强战斗威力。低成本：在现代技术条件下，若使用电磁发射同样的有效载荷，其成本仅是化学火箭的1／10左右。除了军事用途外，电磁发射技术在航天领域可用作地对空的定向发射和纯有效载荷，也可在天基推动航天器进行轨道转移。在交通领域，用电磁发射原理制造电磁列车，使用原铁路轨道，其成本仅是磁悬浮车的1／4。在工业方面，可用其原理制造电磁抽油机，代替目前油田的机械抽油机，从而大幅提高抽油效率及降低成本。

由此我联想到如果利用电磁技术则可以降低打桩机的高度，设备也大为精简。还需考虑噪音问题。我们可以利用电磁铁产生强大的同极磁场，磁铁同极相斥，没有碰撞，就没有噪音产生。同时冲击动能也得到最大的传递。我相信设计制造出此类打桩机，将极大地促进土木工程的发展。 2.中国荒漠化治理固沙新技术在施工场地临时道路铺设和临时基坑支护中的迁移应用

一项新型的固沙植生技术日前通过专家论证，这项技术为占全球陆地面积四分之一的荒漠化土地带来了“绿色希望”。“OH固沙植生技术”是此项成果的主要创新点之一。该技术成本较低，材料可降解，施工简单方便，固沙效果明显。

柴达木盆地位于青藏高原北部边缘，是中国第四大盆地，由于长期自然因素和不合理人类活动的影响，生态环境恶化严重。目前，盆地森林覆盖率不足1%，荒漠化面积占盆地总面积的38.9%，整个盆地每年因沙漠化造成的经济损失在5亿元以上。

这种技术首先要在沙漠上播撒草种和化肥，然后喷水，再将配好的药剂均匀喷洒在潮湿的沙漠表面。20秒后，沙漠表面将会凝固，一到两个小时后，沙子会完全凝固好，人可以在凝固的沙面上自由行走，而不会影响固沙的效果。15天左右，草就可以长出来。

课题的负责人之一、青海省水利水电科学研究所李润杰研究员介绍说，让松散的沙子凝固在一起的是一种化学药剂，这种药剂无任何毒副作用，能使沙子变成橡皮状的固体，既可以渗水又可以保持水分，防止水分的蒸发。在草生长的过程中，药剂中的化学物质则会逐渐降解。待草长成后，枯黄的沙漠被碧绿的青草所代替，沙漠也就变成了绿洲。此外，将这一技术用于青藏铁路的防沙治沙中，使侵袭铁路的流沙得到了固定。

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由此我联想到如果将这种固沙新技术迁移应用在施工场地临时道路铺设和临时基坑支护中，会有事半功倍的效果。凝固迅速，便于快速铺设临时道路和临时基坑开挖的护壁施工。该药剂能使沙子变成橡皮状固体，既可以渗水又可以保持水分，防止水分的蒸发。则将这种方法制作的砂毯盖在砖上，便于砌筑前的浸水操作。盖在刚浇筑的混凝土上，可以很好地保持水分，加快凝固。 3.发电气球、输电气球和运输气球在土建工程中的运用

（1）发电气球：在大型气球表面涂覆太阳能发电材料。高悬空中易于接受能量辐射，同时为下方的施工现场带来凉荫；

（2）输电气球：从发电站到施工现场，利用许多小气球把电缆悬挂在空中输送高压电。气球的位置和高度可以按照需要任意调整。这种输电气球对临时建筑工程最为方便。

（3）建筑气球：俄罗斯在建筑工地上利用气球吊装建筑材料来建造房屋。这种气球用卷扬机拉住，能沿水平和垂直方向移动，悬吊在气球上的建筑材料可以随着气球的移动而被送到建筑物上面。这种建筑气球具有许多优点：一般的吊车自重大，不便于搬运安装。而建筑气球可以迅速运输和安装，即使在风力比较大的情况下也能操作运输；一台大型建筑吊车仅能吊8吨东西，上升高度也只在100米以下，而建筑气球可以将重达100吨的负荷提升到几百米甚至几千米的高空；建筑气球造价低，只有一台大型吊车造价的几分之一。

由此我联想到，三者合一，运输气球既发电又输电还运输，则会使复杂场地的施工更为便捷，尤其是城市寸土寸金的施工场地，可以省出材料堆放等占去的场地，使建筑面积相应增大，经济效益也相应提高。

4.神奇的陀螺效应在深基坑支护工程中的迁移应用

任何物体，只要高速转动起来以后，它就具有强大的惯性：保持旋转轴方向不变。陀螺的这种怪脾气，科学家称之为“定轴性”。转速越高，这个特性也就越明显。即使地面高低不平，或者在斜面上，它也“稳如泰山”。

由于高速转动的陀螺具有“定轴性”，因而一旦受到外力的干扰和冲击，它也只是摇头晃脑一阵即可恢复原状。陀螺越重或转得越快，这种纠偏能力就越大，稳定性也越高。

由此我联想到，对于深基坑支护工程中的桩锚支护体系，因为陀螺旋转产生的抵抗矩可以通过调整转速而改变，所以锚杆可以省去，桩可以按构造配受弯钢筋，箍筋按剪力配筋，极大地节省了材料，降低了工程造价。（陀螺可以通过桩顶的预埋件与桩顶固定，通电旋转，产生抵抗矩）又因为陀螺具有纠偏能力，对桩顶的变形可以有效地进行控制，且可以随着地下工程的结束而回收再利用，对于工程施工变形要求严格的工程，无论是造价还是施工，都极有吸引力！对于深基坑支护工程中的土钉墙支护体系，同样可以对土钉进行构造配筋，降低工程造价，控制施工变形。 5.地下建筑的防潮除湿研究

地下工程潮湿的原因主要有：地下建筑围护结构壁面的散湿、人工散湿、设备散湿、结露及外界湿热空气的水分带入等，这些构成了地下工程除湿设备的湿负荷。

通常采用的防潮措施：（1）由工程结构向地下建筑内部渗透和墙体表面的散湿，可由土建专业做好内外防排水加以解决（2）生产过程中产生及通风带入的散湿问题，可通过加强用水管理、

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严格控制工程内部水分散发、地下工程的密封来实现。

（1）采暖通风除湿（2）冷却除湿（3）固体和液体吸湿剂除湿（4）压缩除湿。 6.套打树根桩的重力式挡土墙设计

通过在重力式挡墙中套打工字型钢、圆形钢管、钢筋混凝土树根桩等刚性材料的支撑，提高了挡土墙的抗剪、抗弯能力。应用弹性地基梁理论和嵌岩桩计算理论进行设计，与工程实测值相差不大，有了理论依据，但对于整体稳定性、抗隆起、抗滑移等问题仍需深入研究。 7.地下工程隔震技术应用探讨

结构隔震是指通过设置隔震装置形成隔震层将震动隔离，延长结构的基本周期，适当增加结构的阻尼，使得进入上部结构的加速度大为降低，同时使结构的位移集中于隔震层，从而隔离震动作用，保护上部结构。

它具有以下几个优点：（1）安全性提高（2）防护对象增大（3）简化设计施工、降低工程造价（4）设计自由度增大（5）适用于抗震加固。 8. 钻孔灌注桩施工质量通病与控制技术

钻孔灌注桩目前在沿海地基处理中应用十分广泛，但因属隐蔽工程，成桩后质量检查比较困难，且由于软土的特殊性质，经常会出现一些质量问题。常见有以下几种：（1）缩径

产生原因： (1)清孔不彻底，泥浆中含泥块较多，再加上终灌拔管过快，引起桩顶周边夹泥，导致保护层厚度不足。 (2)孔中水头下降，对孔壁的静水压力减小，导致局部孔壁土层失稳坍落，造成砼桩身夹泥或缩颈。孔壁坍落部分留下的窟窿，成桩后形成护颈。

防治措施：预防缩径的关键是控制泥浆比重，确保泥浆能保持孔壁平衡。

(1)使用直径合适的钻头成孔，根据地层变化配以不同的泥浆。 (2)成孔施工时应重视清孔，在清孔时要做到清渣而不清泥，预防清孔后的在浇筑砼的过程中局部坍塌，导致缩径的产生。（2）断桩

产生原因： (1)砼拌和物发生离析使桩身中断。 (2)灌注中，发生堵塞导管又未能处理好；或灌注中发生导管卡挂钢筋笼，埋导管，严重坍孔，而处理不良时，都会演变为桩身严重夹泥，砼桩身中断的严重事故。 (3)灌注时间过长，首批砼已初凝，而后灌注的砼冲破顶层与泥浆相混；或导管进水，未及时作良好处理，均会在两层砼中产生部分夹有泥浆渣土的截面。

防治措施： (1)导管要有足够的抗拉强度，能承受其自重和盛满砼的重量；内径应一致，其误差应小于±2毫米，内壁须光滑无阻，组拼后须用球塞、检查锤作通过试验；导管最下端一节导管长度要长一些，一般为4米，其底端不得带法兰盘。 (2)导管在浇灌前要进行试拼，并做好水密性试验。 (3)严格控制导管埋深与拔管速度，导管不宜埋入砼过深，也不可过浅。及时测量砼浇灌深度，严防导管拔空。 (4)经常检测砼拌和物，确保其符合要求。（3）桩顶局部冒水、桩身孔洞

产生原因： (1)水下砼灌注过程中，导管埋深过大，导管内外砼新鲜程度不同，再加上灌注过程中上下活动导管过于频繁，致使导管活动部位的砼离析，保水性能差而泌出大量的水，这些

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水沿着导管部位最后灌入的、最为新鲜的砼往上冒，形成通道(即桩身孔洞)。 (2)水下砼灌注过程中，砼倾倒入导管速度过快过猛，把空气闷在导管中，在桩内形成高压气包。高压气包在其自身浮力或导管起拔等外力的作用下，在砼内不断上升，当上升到桩顶附近时，气包浮力与上升阻力接近，在没有外力的作用下，气包便滞留在桩身内，最终形成桩身孔洞。另外，有一些桩在余桩截后，桩身内残余的高压气体，因通道打开而顺桩身的细小缝隙释放出来。这时，常会携带部分遗留在气包内的水往上冒，出现“桩顶冒气泡”的怪现象。(3) 水下砼灌注时间过长，最早灌入孔内的砼坍落度损失过大，流动性变差，终灌导管起拔后会留下难以愈合的孔洞。

防治措施：(1)控制导管的埋深，灌注过程中做到导管勤提勤拔。(2)砼倾入导管的速度应根据砼在管内的深度控制，管内深度越深，砼倾入速度越应放慢。在可能的情况下，应始终保持导管内满管砼，以防止桩身形成高压气包。实际施工中，往往因为导管每次起拔后管内都会形成空管，再次灌注时，桩身形成高压气包就很难避免。因此，应在灌注过程中适当上下活动导管，把已形成的高压气包引出桩身。(3)加适当缓凝剂，确保砼在初凝前完成水下灌注。（4）钢筋笼上浮

产生原因：砼由漏斗顺导管向下灌注时，产生一种顶托力，使钢筋笼上浮。

防治措施： (1)钢筋骨架上端在孔口处与护筒相接固定。 (2)灌注中,当砼表面接近钢筋笼底时,应放慢砼灌注速度,并应使导管保持较大埋深,使导管底口与钢筋笼底端间保持较大距离,以便减小对钢筋笼的冲击。 (3)砼液面进入钢筋笼一定深度后，应适当提导管，使钢筋笼在导管下口有一定埋深。但注意导管埋入砼表面应不小于2m，不大于10m。如果钢筋笼因为导管埋深过大而上浮时，现场操作人员应及时补救，补救的办法是马上起拔拆除部分导管；导管拆除一部分后，可适当上下活动导管；这时可以看到，每上提一次导管，钢筋笼在导管的抽吸作用下，会自然回落一点；坚持多上下活动几次导管，直到上浮的钢筋笼全部回落为止。当然，如果钢筋笼严重上浮，那么这一补救措施也不一定会十分奏效。（5）烂桩头

产生原因： (1)清孔不彻底，桩顶浮浆过浓过厚，影响水下砼灌注时测量桩顶位置的精度。 (2)导管起拔速度过快，尤其是桩头直径过大时，如未经插捣，直接起拔导管，桩头很容易出现砼中间高、四周低的“烂桩头”。 (3)浇筑速度过快，导致孔壁局部坍塌，影响测量结果。

防治措施： (1)认真做好清孔工作，确保清孔完成后孔口没有泥块返出；在空孔较长的桩内测量砼上升面时，应控制好测量重锤的质量。通常认为使用5～40mm碎石砼时，重锤的质量可以控制在1.5kg左右；使用5～25mm 碎石砼时，重锤的质量可以控制在1kg 左右。在设计桩顶与地面距离<4 m时，通常认为使用竹竿通过手感测量砼面更直观，精度更高。 (2)砼终灌拔管前，应使用导管适当地插捣砼，把桩身可能存在的气包尽量排出桩外后，以便精确测量砼面。也可通过导管插捣使桩顶砼摊平。（6）灌注砼时桩孔坍孔

灌注水下砼过程中，发现护筒内泥浆水位忽然上升溢出护筒，随即骤降并冒出气泡，为坍孔征兆。如用测深锤探测砼面与原深度相差很多时，可确定为坍孔。

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产生原因： (1)灌注砼过程中，孔内外水头未能保持一定高差。在潮汐地区，没有采取措施来稳定孔内水位。 (2)护筒刃脚周围漏水；孔外堆放重物或有机械振动，使孔壁在灌注砼时坍孔。 (3)导管卡挂钢筋笼及堵管时,均易发生坍孔。

防治措施： (1)灌注砼过程中，要采取各种措施来稳定孔内水位，还要防止护筒及孔壁漏水。 (2)用吸泥机吸出坍入孔内的泥土，同时保持或加大水头高度，如不再坍孔，可继续灌注。 (3)上法处治，坍孔如不停，或坍孔部位较深，宜将导管、钢筋笼拔出，回填粘土，重新钻孔。（7）孔位倾斜

产生原因：(1)桩机本身未竖直或桩机平台不水平。 (2)桩机在钻孔过程中发生不均匀沉降。 (3)在进行超深桩作业时，桩机钻杆太细。

防治措施：(1)首先要扩大桩机支承面积，使桩机稳固，并保证钻机平台水平。

(2)采取经常校核钻架及钻杆的垂直度等措施，并于成孔后下放钢筋前作井径、井斜超声波测试。(3)严格按照规范要求先配钻杆。

9. 地下空间结构裂缝控制和防水新技术

结构裂缝产生原因：（1）材料缺陷在变形裂缝中收缩裂缝占有80%的比例，从砼的性质来说大概有：干燥收缩、温差收缩、塑性收缩、自生收缩、减水剂的影响。早期塑性收缩会导致结构出现表面裂缝，砼进入硬化阶段后，砼水化热使结构产生温差收缩和干燥收缩（包括自干收缩），这是诱发裂缝的主要原因。还有砼后期膨胀出现裂缝、结构物在任意内应力作用下，除瞬间弹性变形外，随时间的延长而增加的徐变变形等。设计上，大量工程实践证明，留缝与否，并不是决定结构变形开裂与否的唯一条件，留缝不一定不裂，不留缝不一定裂，是否开裂与许多因素有关。控制裂缝应该防患于未然，首先尽量预防有害裂缝，重点在防。我国结构工程向长大化、复杂化发展，砼设计强度等级向C40～C60发展，设计师多注重结构安全，而对变形裂缝控制考虑不周，这也是结构裂缝发生增多的原因之一。 10. 刚架护坡桩的试验研究与应用

在边坡支护中处于同一平面的前桩与后桩之间用刚性节点和刚性横梁联成的一个整体单元，叫做刚架，是三次超静定结构。不设锚杆或支撑，将其用于深基坑或超深基坑的边坡支护，叫刚架护坡。与常用的悬臂桩和锚拉桩相比，刚架护坡桩具有下列特点：

1．刚架的顶部为刚性节点，桩梁之间不能相互转动，可以抵抗弯矩。在底部不插入土中的情况下，两榀以上刚架可以组成一个稳定结构。

2．刚架可以随下端支承情况的变化自动调整其上、下端的弯矩，同时可以自动调整结构各部分内力，以适应复杂多变、荷载作用位置模糊的边坡支护问题，并可以充分发挥材料的作用，缩小桩径和减少钢筋，达到节约的目的。悬臂桩和锚拉桩都不具备这两种功能。

3．刚架护坡桩的抗倾覆能力强，它靠基坑以下的桩前土(稳定土体)的被动土压力和刚架插入基坑部分的前桩抗压、后桩抗拔所形成的力偶来抵抗倾覆力矩，同时刚架上端的刚性节点也增加了刚架的抗倾覆能力。而悬臂桩是靠桩插入基坑部分的桩前的被动土压来抵抗倾覆力矩，锚拉桩是靠桩前的被动土压和插入一侧凌空土体的锚杆的抗拔来抵抗倾覆力矩，它们都比刚架的抗倾

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覆能力小。

到目前为止，刚架护坡桩的最大支护深度已达13．5m，嵌固深度仅3m，而实测桩顶位移仅4mm。

用刚架护坡桩在一定范围内代替悬臂式单桩，可降低材料用量30％以上；代替锚拉桩则可克服其不足，并节约造价5％以上，在不能采用锚杆的工程场地和地质条件下刚架护坡桩更显示出独特的优越性。

刚架护坡桩边坡支护技术在国内外均属首次研究和应用。它利用超静定刚架结构随支撑条件及荷载条件的变化而自动调整结构内力的特性，解决边坡支护问题，具有适应性强、安全度高、节约材料、施工方便等多种优点。该项目通过理论分析建立的计算模式及编制的计算机程序，计算简捷、快速，数据可靠，可对不同开挖深度、不同地质条件、各种土压力、地面荷载、水压力作用下的刚架进行设计，并绘制投标方案图及配筋图。其设计原理和计算方法不仅适用于深基坑开挖的边坡支护设计，还可用于道路、码头、堤坝、桥梁、山体滑坡的边坡支护设计，具有广泛的实用价值。

可见，刚架护坡桩结构内力分布特性与其它悬臂支护结构相比，减少校顶位移，提高抗倾覆能力，具有重要实用价值，其总体研究和应用达到国内领先水平。

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附件3 基坑总平面图

基础边线光明商城基坑平面图

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