一种软土基坑稳定性安全系数的计算方法与流程

本发明涉及基坑稳定性领域，特别是涉及一种软土基坑稳定性安全系数的计算方法。
背景技术：
：随着我国城市化进程的加速发展，地下空间开发越来越多，基坑工程越来越普遍，基坑的开挖势必会引起周围地层产生较大的位移及变形，会导致基坑失稳的发生，在软土中这种表现尤为突出。因此，基坑工程设计及施工难度越来越大，风险越来越高，对稳定性控制的要求越来越严格。技术实现要素：本发明主要解决的技术问题是提供一种软土基坑稳定性安全系数的计算方法，通过采用扩展的双曲线D-P蠕变模型，其余土体采用M-C模型，围护结构采用线弹性模型，利用大型有限元软件ABAQUS建立有限元模型对基坑施工过程进行模拟分析，对基坑开挖过程中地应力平衡、围护结构的施工、土方开挖等细节进行了详细的模拟，最终通过对土体的强度参数进行折减进而得到基坑的稳定性安全系数具有创新意义，拥有广泛的工程应用前景，在软土基坑稳定性安全系数的计算方法的普及上有着广泛的市场前景。为解决上述技术问题，本发明提供一种软土基坑稳定性安全系数的计算方法，包括以下步骤：（1）建立开挖有限元模型：在工程勘察阶段，通过直接剪切蠕变试验获取软土体的蠕变实验参数，软土体蠕变模型选用扩展的D-P蠕变模型，粘聚蠕变定律通过STATISTIC软件拟合实验数据得到，其余土体采用M-C模型，根据基坑开挖施工方案和土体的参数，引入无限单元模拟半无限域的影响，建立开挖有限元模型；（2）模拟土体开挖过程：对模型的地应力进行平衡，采用场变量控制法和单元生死控制法对土体开挖过程进行模拟；（3）获得基坑的稳定性安全系数：通过改变场变量的数值，对土体的粘聚力和内摩擦角数值进行折减，直到基坑失稳，最终基坑失稳时场变量的值即为基坑的稳定性安全系数。在本发明一个较佳实施例中，步骤（1）中的建立所述开挖有限元模型的具体方法包括以下步骤：（a）软土体的蠕变模型选用扩展的双曲线D-P蠕变模型，蠕变法则采用时间硬化幂函数定义，其中蠕变法则用下式定义：，式中为蠕变应变率、为蠕变应力、为时间，A、n、m为需通过实验确定的三个参数；（b）上式经由直接剪切蠕变试验获得的数据采用STATISTIC软件拟合得到最优化曲线，从而获得A、n、m数值；（c）在D-P蠕变模型的四周建立二维无限元模拟半无限域的影响，再施加重力，得到土体在自重作用下的受力及变形，同时导出初始地应力文件；（d）建立二维有限-无限单元模型，并读入初始地应力文件，从而获得地应力的平衡；（e）模拟土体开挖过程，采用场变量控制法改变开挖土体的杨氏模量：首先把被开挖土体的杨氏模量变为土体初始杨氏模量的90%-95%区间中的一个数值，然后再变为土体初始杨氏模量的15%-25%区间中的一个数值，最后再采用单元生死控制法挖除拟开挖土体；（f）开挖结束后，令基坑底部土体与空气接触处单元孔压为零，并按施工间隙进行土体固结分析；（g）采用场变量控制法改变剩余土体单元的强度参数，模拟土体强度的折减过程，当基坑失稳时，此时定义的场变量的值就是基坑的稳定性安全系数。在本发明一个较佳实施例中，步骤（c）中在基坑四周建立所述二维无限元模拟半无限域的具体方法为：先在基坑四周建立二维无限单元，然后在模型底侧两角建立二维交叉无限单元，以模拟基坑无限远处对基坑开挖的影响。在本发明一个较佳实施例中，步骤（e）中采用场变量控制法改变开挖土体的杨氏模量步骤具体方法为：利用场变量关联土体的杨氏模量，通过在计算过程中改变场变量的值，进而改变土体杨氏模量的值。在本发明一个较佳实施例中，将步骤（1）中的所述基坑简化为平面模型：土体块在长度方向上取5倍的基坑开挖长度，其中无限元长度为0.5倍的基坑开挖长度即20m；土体块在高度方向上取10倍的基坑开挖深度，其中无限元长度取大于1.5倍的基坑开挖深度。在本发明一个较佳实施例中，所述有限元模型包括CPE4RP单元、CPE4R单元和CINPE4单元，其中所述CPE4RP单元模拟土体，所述CPE4R单元模拟围护桩，所述CINPE4单元模拟基坑四周半无限域。本发明的有益效果是：本发明软土基坑稳定性安全系数的计算方法通过采用扩展的双曲线D-P蠕变模型，其余土体采用M-C模型，围护结构采用线弹性模型，利用大型有限元软件ABAQUS建立有限元模型对基坑施工过程进行模拟分析，对基坑开挖过程中地应力平衡、围护结构的施工、土方开挖等细节进行了详细的模拟，最终通过对土体的强度参数进行折减进而得到基坑的稳定性安全系数具有创新意义，拥有广泛的工程应用前景，在软土基坑稳定性安全系数的计算方法的普及上有着广泛的市场前景。附图说明为了更清楚地说明本发明实施例中的技术方案，下面将对实施例描述中所需要使用的附图作简单地介绍，显而易见地，下面描述中的附图仅仅是本发明的一些实施例，对于本领域普通技术人员来讲，在不付出创造性劳动的前提下，还可以根据这些附图获得其它的附图，其中：图1是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的流程示意图；图2是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的第一层软土蠕变参数拟合曲线图；图3是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的第二层软土蠕变参数拟合曲线图；图4是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的整体模型示意图；图5是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的模型施加地应力平衡后的位移云图；图6是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的模型施加地应力平衡的水压力分布图；图7是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的模型施工钻孔灌注桩后的位移云图；图8是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的模型施工钻孔灌注桩后的应力云图；图9是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的模型降水后的水压力分布图；图10是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的模型降水后的位移云图；图11是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的模型开挖至地下2米位移云图；图12是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的模型开挖至地下4米位移云图；图13是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的模型开挖至地下5米位移云图；图14是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的模型开挖至地下6米模型位移云图；图15是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的模型开挖至地下6米竖直方向位移云图；图16是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的模型开挖至地下6米土体强度折减后位移云图；图17是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的模型开挖至地下6米土体强度折减后水平方向位移云图；图18是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的模型施加地应力平衡后围护结构水平方向变形云图；图19是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的模型围护结构施工后水平方向变形云图；图20是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的模型开挖至地下2米后围护结构水平方向位移变形图；图21是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的模型开挖至地下4米后围护结构水平方向位移变形图；图22是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的模型开挖至地下5米后围护结构水平方向位移变形图；图23是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的模型开挖至地下6米后围护结构水平方向位移变形图；图24是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的模型土体强度折减后围护结构水平方向位移变形图；图25是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的模型施工钻孔灌注桩时模型塑性应变分布图；图26是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的模型开挖至地下6米时模型塑性应变分布图；图27是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的模型土体强度折减后塑性应变分布图；图28是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的基坑土体强度折减分析步塑性应变增量分布图；图29是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的基坑土体强度折减分析步位移增量分布图；图30是本发明的软土基坑稳定性安全系数的计算方法一较佳实施例的基坑土体强度折减后场变量分布图。具体实施方式下面将对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，所描述的实施例仅是本发明的一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获得的所有其它实施例，都属于本发明保护的范围。请参阅图1-图30，本发明实施例包括：一种软土基坑稳定性安全系数的计算方法，包括以下步骤：（1）建立开挖有限元模型：在工程勘察阶段，通过直接剪切蠕变试验获取软土体的蠕变实验参数，软土体蠕变模型选用扩展的D-P蠕变模型，粘聚蠕变定律通过STATISTIC软件拟合实验数据得到，其余土体采用M-C模型，根据基坑开挖施工方案和土体的参数，引入无限单元模拟半无限域的影响，建立开挖有限元模型；（2）模拟土体开挖过程：对模型的地应力进行平衡，采用场变量控制法和单元生死控制法对土体开挖过程进行模拟；步骤(2)定义随场变量变化的材料强度参数，折减后的土体抗剪强度可表达为：，，粘聚力随场变量线性变化，内摩擦角随场变量不是线性变化，这里通过分段直线模拟;（3）获得基坑的稳定性安全系数：通过改变场变量的数值，对土体的粘聚力和内摩擦角数值进行折减，直到基坑失稳，最终基坑失稳时场变量的值即为基坑的稳定性安全系数。优选地，步骤（1）中的建立所述开挖有限元模型的具体方法包括以下步骤：（a）软土体的蠕变模型选用扩展的双曲线D-P蠕变模型，蠕变法则采用时间硬化幂函数定义，其中蠕变法则用下式定义：，式中为蠕变应变率、为蠕变应力、为时间，A、n、m为需通过实验确定的三个参数；（b）上式经由直接剪切蠕变试验获得的数据采用STATISTIC软件拟合得到最优化曲线，从而获得A、n、m数值；（c）在D-P蠕变模型的四周建立二维无限元模拟半无限域的影响，再施加重力，得到土体在自重作用下的受力及变形，同时导出初始地应力文件；（d）建立二维有限-无限单元模型，并读入初始地应力文件，从而获得地应力的平衡；（e）模拟土体开挖过程，采用场变量控制法改变开挖土体的杨氏模量：首先把被开挖土体的杨氏模量变为土体初始杨氏模量的90%-95%区间中的一个数值，然后再变为土体初始杨氏模量的15%-25%区间中的一个数值，最后再采用单元生死控制法挖除拟开挖土体；（f）开挖结束后，令基坑底部土体与空气接触处单元孔压为零，并按施工间隙进行土体固结分析；（g）采用场变量控制法改变剩余土体单元的强度参数，模拟土体强度的折减过程，当基坑失稳时，此时定义的场变量的值就是基坑的稳定性安全系数，步骤(g)利用场变量控制法对基坑土体强度参数进行折减，具体如下：定义一个场变量，即强度折减系数Fr,定义随场变量变化的土体材料强度参数，即土体粘聚力和内摩擦角,在强度折减分析步前指定场变量的大小，此时Fr可取1,在分析步中线性增加场变量Fr的值，当计算中止后，对结果进行分析，此时场变量的值即为基坑稳定性安全系数;其中，步骤（a）-（d）是基坑开挖前的模拟，步骤（e）是基坑开挖过程中的模拟，步骤（f）-（g）是基坑开挖结束后的模拟。优选地，步骤（c）中在基坑四周建立所述二维无限元模拟半无限域的具体方法为：先在基坑四周建立二维无限单元，然后在模型底侧两角建立二维交叉无限单元，以模拟基坑无限远处对基坑开挖的影响。优选地，步骤（e）中采用场变量控制法改变开挖土体的杨氏模量步骤具体方法为：利用场变量关联土体的杨氏模量，通过在计算过程中改变场变量的值，进而改变土体杨氏模量的值。优选地，将步骤（1）中的所述基坑简化为平面模型：土体块在长度方向上取5倍的基坑开挖长度，其中无限元长度为0.5倍的基坑开挖长度即20m；土体块在高度方向上取10倍的基坑开挖深度，其中无限元长度取大于1.5倍的基坑开挖深度。优选地，所述有限元模型包括CPE4RP单元、CPE4R单元和CINPE4单元，其中所述CPE4RP单元模拟土体，所述CPE4R单元模拟围护桩，所述CINPE4单元模拟基坑四周半无限域。实施例：以宿迁市某深基坑开挖工程为例，该工程基坑挖深6m，长约140m，宽约40m。围护结构为钻孔灌注桩，桩长15m，现采用本发明所述技术对基坑开挖过程进行模拟。本实施例的软土基坑稳定性安全系数计算方法，包括以下步骤：1)根据本实施例的工程方案，选取合适的模型尺寸，确定土体和围护结构的材料及其参数，利用大型有限元计算分析软件ABAQUS建立深基坑开挖的有限元模型；1.1)选取合适的模型尺寸：一般情况下，在水平方向上，基坑的开挖仅对距开挖边界3-5倍基坑开挖宽度的范围内的土体产生实际影响，在3倍宽度处的应力变化一般在10％以下，在5倍宽度处的应力变化范围一般在3％以下，基坑长宽比大于3，即可忽略基坑空间效应的影响，本工程基坑长宽比为3.5，故可采用平面有限元法。本发明例所述基坑为四边形，同时在基坑四周建立二维无限元模拟远方半无限域对基坑开挖的影响。土体块尺寸为200m×60m，其中基坑开挖尺寸为40m×6m，即在宽度方向上取5倍基坑开挖宽度即200m，其中无限元长度为20m，高度方向上取10倍开挖深度即60m，其中无限元长度为10m。1.2)确定土体和围护结构的材料及其参数：在工程勘察阶段，对本基坑工程开挖影响范围内的软土进行取样，并在实验室中进行直接剪切蠕变实验。根据勘察报告，土层3和土层5为软土。通过STATISTIC软件进行拟合得到软土体的蠕变参数。具体拟合过程如图2、3所示。图2为第一层软土蠕变参数拟合图，由拟合图可知，A=0.940754，N=-0.60132，M=-0.96；图3为第二层软土蠕变参数拟合图，由拟合图可知，A=0.542292，N=-0.49767，M=-0.977。因软土体采用扩展的D-P模型，故软土体参数需由勘察报告中M-C参数转换得来，转换方法如下：，，，上式中和为D-P参数，，为M-C参数，为初始屈服应力。具体转换过程见下表1所示；土层1-5的杨氏模量分别为25MPa、25MPa、25MPa、28Mpa和32Mpa。围护结构采用的材料及其参数，用等效强度法得到，本发明实施例中地下连续墙宽度取1米，在此范围内钻孔灌注桩的杨氏模量设为E1，面积为A1，土体杨氏模量为E2，面积为A2，则地下连续墙的等效杨氏模量为E1*A1+E2*A2。钻孔灌注桩直径为0.8米间距1.2米，C30混凝土杨氏模量为，面积A1=0.2512平方米；土体的杨氏模量为25MPa，面积A2=0.7488平方米，所以地下连续墙的等效杨氏模量为E1*A1+E2*A2=30000*0.2512+25*0.7488=7554.72。具体参数见表2。场地地下水位平均埋深2米，第1到第5层土土体的渗透系数分别为：0.02678、0.285、0.0004182、0.2324、0.000354，单位均为米/天，土体水平方向和竖直方向渗透系数取同一值。表1土的力学参数转换表；表2支撑和地下连续墙的力学参数；杨氏模量(Es/Pa)泊松比密度(kg/m3）地下连续墙7.55472e90.22500定义场变量Fr，并对基坑土体强度参数进行折减，具体过程见表3-表7；表3土层1强度参数随场变量变化表；序号粘聚力(kPa)内摩擦角(o)场变量110101288.031.2536.676.71.545.715.751.75555.04264.444.482.25744.032.583.643.672.7593.333.363表4土层2强度参数随场变量变化表；序号粘聚力(kPa)内摩擦角(o)场变量123.434.11218.7228.441.25315.624.291.5413.3721.151.75511.718.72610.416.752.2579.3615.152.588.5113.832.7597.812.723表5土层3强度参数随场变量变化表；序号粘聚力(kPa)内摩擦角(o)场变量140.7116.961232.5713.711.25327.1411.491.5423.269.891.75520.368.672618.097.722.25716.286.952.5814.86.332.75913.575.83表6土层4强度参数随场变量变化表；序号粘聚力(kPa)内摩擦角(o)场变量122.233.61217.7627.991.25314.823.891.5412.6920.791.75511.118.38269.8716.452.2578.8814.882.588.0713.582.7597.412.493表7土层5强度参数随场变量变化表；序号粘聚力(kPa)内摩擦角(o)场变量138.4910.761230.798.641.25325.667.221.5421.996.21.75519.255.432617.114.832.25715.44.352.58143.952.75912.833.6231.3)利用大型有限元计算分析软件ABAQUS建立基坑开挖的有限元模型：采用CPE4RP单元模拟土体，CPE4RP单元是一种计算渗流孔压的完全积分单元；使用完全积分单元，在一定程度上可以提高计算收敛性；采用CPE4R单元模拟围护结构，因围护结构中无水渗流，所以无需计算渗流孔压；采用CINPE4单元模拟半无限域土体的影响，半无限域土体中无需考虑土体渗流。首先在模型四周划分二维有限单元，单元的长度大于1.5倍的待开挖土体的宽度，把这些有限单元定义为一个单元集，令此单元集单元类型为CPE4，将模型文件保存，用记事本打开已保存的模型文件，找到此单元集，将此单元集单元类型改为无限单元类型CINPE4，在模型的四角设置二维交叉无限单元。根据以上选取的单元，建立的有限元模型如图5所示。模型共4956个单元，地下连续墙28个单元，无限单元共204个。2)根据步骤1)所建立的有限元模型，采用场变量控制法和单元生死控制法对基坑开挖过程进行模拟，对基坑失稳前后的场变量变化情况进行分析，基坑失稳前一刻的场变量的值即为基坑的稳定性安全系数。2.1)对基坑开挖过程进行模拟：2.1.1)确定有限元模型的荷载，根据深基坑工程施工的过程，主要涉及到如下几种荷载：自重：土体和围护结构都处在重力场中受到重力的作用。在模拟中，采用导入初始地应力文件的方法，来消除土体由于自重产生的位移影响；岩土地应力：岩土是在天然状态经过沉降、堆积、风化等一系列自然作用经过日积月累形成的，内部具有初始应力的存在；一般在开挖施工以前，基坑边界上每一点的土体都在初始应力的作用下，处于一种稳定的平衡状态；当开挖时，基坑部分的土体被挖除，其边界的应力和约束条件都发生改变、内部的初始应力释放，应力场和位移场都发生重大的变化，应力重新分布，最终达到新的平衡；孔隙水压力：孔隙水压力是指土壤或岩石中地下水的压力，该压力作用于微粒或孔隙之间。其分为静孔隙水压力和超静孔隙水压力。对于无水流条件下的高渗透性土，孔隙水压力约等于没有水流作用下的静水压力。对于有水流条件下的高渗透性土，其孔隙水压力计算比较复杂。开挖问题与岩土工程中其它问题的主要区别在于，土方开挖使坑底土体应力处于释放状态，由于卸荷而在坑底土体中产生超静负孔压。2.1.2)根据本实施例的工程方案的土层情况建立土体模型，本实施例可以将土体分为如下五层：a、杂填土；b、粉土；c、粉质粘土；d、粉土；e、粉质粘土，其中c、e两层土模型为D-P(Drucker-prager)本构模型，a、b、d层土模型为M-C模型。在模型中施加重力，得到土体在自重下的受力及变形情况，作为初始地应力文件导出保存，在ABAQUS中，具体的命令为*ELPRINTS。2.1.3)建立基坑开挖前土体整体模型，因模型四周均为无限单元，所以不需设置边界条件。读入初始地应力文件，对整个模型的应力状态进行平衡,在ABAQUS中，具体的命令为*INITIALCONDITIONS,TYPE=STRESS,INPUT=导入文件名.CSV。由步骤2.1.2)～2.1.3)得到的模型位移云图如图5所示。图5为本发明实施例添加无限元后模拟基坑开挖前地应力平衡后的模型位移云图；从图中可以看出，地应力平衡后，模型的最大位移为2.872E-4米；图6为本发明实施例模拟基坑开挖前地应力平衡后的模型孔隙水压力分布云图；因模型高度为60米，水位下地面下2米，无限元长度为10米，故最大孔隙水压力应为48乘以9.8等于470.4KPa，与图6模拟结果吻合。从应力云图上看，整个模型应力分布均匀，成层状分布，无应力突变点。经过以上分析，可知以上模拟结果合理，能够符合基本的土力学原理，可以进行下一步的开挖。2.1.4)采用场变量控制法改变部分土体单元的参数，模拟围护结构的施工，首先让围护结构处土体单元杨氏模量增大为土体初始杨氏模量的105%，即由1、2、3层土土体单元杨氏模量由25MPa增大为26.25MPa，再增大为地下连续墙杨氏模量的70%，即由26.25MPa变为5288.304MPa，最后变为混凝土杨氏模量的100%即7554.72MPa；同时在地下连续墙与土体之间设置接触面，接触面无厚度，小滑移。接触面的本构关系为：切线方向采用M-C摩擦模型，摩擦系数为0.2，法线方向为刚性，即不允许接触面的相互嵌入。图7为模拟钻孔灌注桩施工后的模型应力云图，图8为模拟钻孔灌注桩施工后的模型位移云图。从图中可以看出，围护结构位置处土体应力发生较大变化，在围护结构位置处发生应力集中现象。图9为模拟基坑降水施工后的模型应力云图，图10为模拟基坑降水施工后的模型位移云图。从图中可以看出，水浸润线较分明，基坑内部与基坑边缘产生负的空隙水压力，模型降水后土体位移有所增大，此时，利于基坑的下一步开挖。2.1.5)模拟土体开挖过程，采用场变量控制法改变待开挖土体的杨氏模量，首先把待开挖土体杨氏模量变为土体初始杨氏模量的95%，即由25MPa变为23.75MPa，然后再变为土体初始杨氏模量的15%，即由23.75MPa再变为3.75MPa，最后再采用单元生死控制法挖除待开挖土体；在ABAQUS中，需使用MODELCHANGE，REMOVE命令实现土体的挖除。2.1.6)每层土开挖结束后，在边界条件设置中，令基坑底面单元孔压为零。2.1.7)土体强度的折减，在模型地应力平衡步中插入以下语句：*initialconditionstype=field,variable=1Set-1,1；这里定义与土体强度相关的场变量名称为1，值也为1。在折减分析步中插入以下语句：*fieldvariable=1Set-1,3；此时将与土体强度相关的场变量的值定义为3，软件将逐渐增加场变量的值，直至基坑发生破坏，发生破坏时的场变量的值即为基坑的稳定性安全系数。2.2)对基坑开挖后模型整体位移的变化情况进行比较分析：2.2.1)基坑整体变形的分析：图11为本发明实施例模型模拟基坑开挖至地面下2米处位移分布图，图12为本发明实施例模型模拟基坑开挖至地面下4米处位移分布图，图13为本发明实施例模型模拟基坑开挖至地面下5米处位移分布图，图14为本发明实施例模型模拟基坑开挖至地面下6米处位移分布图，图15为本发明实施例模型模拟基坑开挖至地面下6米处竖直方向位移分布图，从图中可以看出，随着土体挖深的增大，模型土体位移越来越大，主要表现为基坑内部土体回弹的增大，当开挖至地面下6米处，基坑底部土体回弹达到最大值即14.65厘米,图16为本发明实施例模型模拟基坑开挖至地面下6米后基坑土体强度折减后位移分布图，图17为本发明实施例模型模拟基坑开挖至地面下6米后基坑土体强度折减后水平方向位移分布图，从图中可以看出，土体强度折减后，在地下4米处，土体水平方向位移达到最大值，即10.11厘米，这表明，在此处基坑即将发生破坏。2.2.2)围护结构变形的分析：图18为模型地应力平衡后的围护结构水平位移云图，从图中可以看出，因围护结构尚未施工，此时围护结构处仍为土体，故最大位移值仅为9.425e-6米，图19为模拟钻孔灌注桩施工后的围护结构水平方向变形云图，因钻孔灌注桩和土体材料的差异，两种材料交界处产生应力集中，此时最大值达到0.8079厘米。图20为模型开挖至地面下2米处围护结构水平方向位移分布图，此时最大值为0.6373厘米，表明此时围护结构位移有所回落。图21为模型开挖至地面下4米处围护结构水平位移分布图，图22为模型开挖至地面下5米处围护结构水平位移分布图，图23为模型开挖至地面下6米处围护结构水平位移分布图，从上图可以看出随着开挖深度的增大，围护结构水平位移最大值从0.6373厘米一直增至2.379厘米。图24为模拟强度折减后围护结构水平方向位移变形图，此时最大值达到10.11厘米，发生位置位于地面下4米处，这表明由于基坑内外土体压力差的增大超过了围护结构的承受能力，围护结构即将在地面下4米处发生剪切破坏。2.2.3)土体塑性应变变化的分析：图25为模型施工钻孔灌注桩时土体塑性应变分布图，图26为模型土体开挖至地面下6米时土体塑性应变分布图，图27为模型土体开挖至地面下6米后对土体强度进行折减后的塑性应变分布图，从图上可以看出，在施工钻孔灌注桩时，土体中即产生塑性变形，此时最大值达到0.5862厘米，基坑施工至地面下6米处时，土体塑性变形区域进一步扩大，此时最大值达到0.6826厘米，土体强度折减后，土体塑性变形区域急剧扩大，此时，地面下4米围护结构处土体塑性变形值最大，达到5.098厘米，表明在此位置处基坑即将失稳。2.2.4)折减分析步土体前后模型位移变化的分析：图28为基坑开挖至6米处后模拟土体强度折减后塑性应变增量分布图。从图中可以看出，在折减分析步中，土体塑性变形增量最大值达到4.41厘米，位置发生在地面下围护结构4米处，表明围护结构在此即将发生剪切破坏。图29为基坑开挖至6米处后模拟土体强度折减后位移应变增量分布图。从图中可以看出，在折减分析步中，土体位移变形增量最大值达到9.959厘米，位置发生在地面下围护结构4米处，同样表明围护结构在此即将发生剪切破坏。图30为基坑开挖至6米处后模拟土体强度折减后场变量分布图。从图中可以看出，此时场变量的值为1.775，即此基坑稳定性安全系数的值为1.775，远大于1.0，表明基坑开挖是安全的。由于专利提交系统对图片的限制，本发明的附图中没有附加色标卡，图中读数均根据系统的色标卡读出，并不会造成技术公开不充分。根据理正基坑支护软件计算结果，本基坑的稳定性安全系数为1.802，和本方法计算出的结果很接近，且基坑开挖实际很安全。因此，本实施例的工程方案具有很高的可行性。本发明软土基坑稳定性安全系数的计算方法的有益效果是：通过采用扩展的双曲线D-P蠕变模型，其余土体采用M-C模型，围护结构采用线弹性模型，利用大型有限元软件ABAQUS建立有限元模型对基坑施工过程进行模拟分析，对基坑开挖过程中地应力平衡、围护结构的施工、土方开挖等细节进行了详细的模拟，最终通过对土体的强度参数进行折减进而得到基坑的稳定性安全系数具有创新意义，拥有广泛的工程应用前景。以上所述仅为本发明的实施例，并非因此限制本发明的专利范围，凡是利用本发明说明书内容所作的等效结构或等效流程变换，或直接或间接运用在其它相关的
技术领域：
，均同理包括在本发明的专利保护范围内。当前第1页1 2 3