复合土钉墙实例分析和变形评估.pdf

第 34 卷 第 4 期 岩 土 工 程 学 报 Vol.34 No.4 2012 年 .4 月 Chinese Journal of Geotechnical Engineering Apr. 2012 复合土钉墙实例分析和变形评估 杨育文 1. 武汉市测绘研究院，湖北 武汉 430022；2. 武汉市勘测设计研究院，湖北 武汉 430022 摘 要尽管复合土钉墙在实际工程中广泛应用，但是由于复杂的土层性质和变化多样的挡土结构形式，一直没有能 够找到实用的、被广泛认可的变形估算方法。通过分析我国已竣工的 26 个典型的复合土钉墙支护基坑实例，探讨了复 合土钉墙的最大水平位移、沉降与地质条件、支护设计参数之间的关系。统计分析表明，复合土钉墙最大水平位移、 最大沉降大多分别在 0.4，0.2倍的基坑开挖深度附近变化。其中，最大水平位移是桩排和地下连续墙支护的两倍左 右。设有预应力锚杆或微型桩的复合土钉墙，最大水平位移值会有所减小。基于 Mohr-Coulomb 强度准则提出的土层单 位抗剪强度的新概念，反映了土层总的强度特性。当基坑主要土层单位抗剪强度增加时，基坑变形有明显减小的趋势。 关键词基坑；复合土钉墙；变形 中图分类号TU442 文献标识码A 文章编号1000–4548201204–0734–08 作者简介杨育文1963– ，男，湖北孝感人，博士，教授级高级工程师，从事深基坑、桩基工程理论研究以及人工 智能、自动化监测技术研究与开发。E-mail wayneywyang。 Case studies of composite soil-nailing walls and movement estimate YANG Yu-wen 1. Wuhan Geomatic Institute, Wuhan 430022, China; 2. Wuhan Geotechnical Engineering and Surveying Institute, Wuhan 430022, China Abstract The displacement uation for composite soil-nailing walls has not been discovered due to the complicated properties of soils and various retaining structures although composite walls have been widely applied. 26 typical case histories of composite soil-nailing walls in deep excavations are presented. The maximum lateral displacements and settlements are analyzed in these cases to find out the relationships between geology and retaining structures. The statistical results show that the maximum lateral displacements and settlements for composite soil-nailing walls are 0.4 and 0.2 of excavation depths, respectively. The er is about twice that for piles and diaphragms. The maximum lateral displacements are reduced slightly for the composite soil-nailing walls with prestressed anchors and micro-piles. The new concept, the unit shear strength of soil, is proposed based on the Mohr-Coulomb failure criterion to quantify the whole shear strength of soil. The maximum displacements are found to decrease significantly as the unit shear strength for the main strata increases. Key words deep excavation; composite soil-nailing wall; displacement 0 引 言 复合土钉墙是近十多年来广泛应用的一种新型支 护方式，它具有造价低、施工速度快、简便、工期短 等优点。在基坑工程中，从施工流程上看，它先分层 开挖，后分层支护，允许土体发生一定的变形，土体 的抗剪能力得到了充分地发挥； 从挡土结构布置上看， 微型桩等维持坑底的稳定，土钉、锚杆则限制了开挖 面附近土体的侧向位移，基坑的稳定性得到了增强。 与桩排相比，复合土钉墙刚度较小，变形较大。由于 影响基坑变形的因素很多，其中还包括一些人为的、 偶然的因素，单纯的数值模拟计算等很难全面考虑变 形问题，从而人们开始转向从竣工实例中来探求变形 规律。Peck[1]通过收集分析桩排支护实例，得到最大 沉降与距开挖边界距离的关系。Clough 等通过收集实 例数据，辅以非线性有限元计算，得到最大侧向位移 随支护刚度的变形规律[2]。Long 收集 300 多个基坑支 护的数据，得到了基坑位移的一般性规律[3]。Ou 等通 过分析台北地区 10 个桩排支护监测数据， 获得了地面 沉降的特性[4]。Yoo 分析 62 个桩排和地连墙实例，研 究了侧向位移和视土压力的问题[5]。通过分析实例， 辅以有限元计算，Kung 等建立半经验的沉降模型[6]。 这些研究成果可用于对桩排和地下连续墙支护变形的 初步评估。桩排和地下连续墙是传统的支护方式，在 基坑工程中应用较多， 积累了大量的工程经验和数据。 复合土钉墙则是新型支护方式，积累的数据有限。文 献[7]中统计分析了 13 个黏土中土钉墙实例，得出基 ─────── 收稿日期2011–02–10 第 4 期 杨育文. 复合土钉墙实例分析和变形评估 735 坑最大水平位移大多小于 0.7倍开挖深度、 最大水平 位移平均值为 0.4倍开挖深度等一些结论。 这些实例 大多集中在汉口一级阶地一般黏性土地区， 土层分布、 强度差别不大。 复合土钉墙的变形规律与桩排或连续墙支护不同 的，这是因为复合土钉墙是边开挖边支护的柔性支护 结构，刚度小，变形较大，属主动支护。桩排或连续 墙是在基坑开挖前预先设置的，其结构刚度大，由被 动区土体和内支撑维持基坑稳定， 是传统的支护方式。 目前复合土钉墙设计中大多只进行整体稳定计算，不 进行变形评估，主要原因是到目前为止还没有找到实 用的变形估算方法。 因此， 有时基坑会发生过大变形， 破坏周围相邻的地上或地下构筑物、管道或设施等， 甚至发生滑塌事故[8-10]。本文收集到我国已竣工的 26 个典型的复合土钉墙支护基坑实例，对这些资料进行 整理、分析，试图找到复合土钉墙变形与地质条件、 支护设计参数等它们之间的一些关系，为进一步的理 论分析提供依据和基础性数据。 1 实例收集和资料整理 从发表在我国各类学术期刊上关于复合土钉墙支 护在深基坑工程领域应用的近 2000 篇学术论文中， 挑 选出包含有①地质条件；②设计方案；③施工过程； ④监测点布置和监测结果；⑤坑安全稳定状态的典型 实例。另外，笔者从事深基坑工程实际工作多年，已 收集到一些类似工程资料。对所收录到的文献进行筛 选后， 有 26 个复合土钉墙实例基本满足要求。 将它们 收录进来，建立一个数据库（表 1～4） ，作为进一步 分析的基础。表 1～4 中 Sh，Sv分别表示土钉水平和 表 1 基坑概况和地质条件 Table 1 Overview and geology for case histories 边坡几何形状 场址主要土层 编号 工程名称 地下水类型与 控制 d0 /m du /m 坡度 土层名称 重度 /kNm -3 c /kPa ϕ / 摩阻 力/kPa 01 汉口住宅 10 号 楼 上层滞水，明排 5.12.0垂直 粉质黏土 18.3 14 11.5 40 02 汉口大水巷综 合楼 上层滞水、承压 水。中深井 6.30 垂直 粉质黏土互层 18.3 12 18 35 03 汉口世界公寓 上层滞水， 明排 5.71.5垂直 杂填土 17.1 8 18 25 04 汉口圣淘沙 上层滞水， 明排、深管降水 5.10 垂直 淤泥质黏土互层17.9 16 12 25 05 汉口凤凰城 承压水。 减压降水 5 1.5垂直 素填土 16.7 8 6 15 06 汉口 25 街坊楼 上层滞水，明排。 4.50 1∶0.8淤泥质粉质黏土17.7 14 8 25 07[11] 青岛，福林大厦 9.50 垂直 含黏性土砾 19.9 10 40 08[12] 商业综合楼 6.80 垂直 粉土 19 9 28.6 09[13] 湖州市科技中 心 潜水 3.82 垂直 淤泥质黏土 16.8 5.6 3.6 10[14] 上海雨水泵站 深井降水 9.45.3垂直 粉质黏土夹淤泥 质黏土 18 8.5 1520 11[15] 5.7 淤泥质粉质黏土18 7 12 12[16] 岳阳商住楼 潜水 5.351.2垂直 淤泥质粉质黏土18 8.8 5.2 13[17] 东台市 7.5 淤泥质粉质黏土18 5.8 11.2 14[18] 郑州市 6.40 垂直 粉土 20.3 16 22 58 15[19] 上海市 6.21.5垂直 砂质粉土 18.3 9 26.543 16[20] 购物广场 潜水 9.5 卵石 20 5 38 120 17[21] 菏泽市培训中心 6.00 垂直 粉土 18.9 3.2 20 18[22] 杭州市庆隆苑 小区 5.32 垂直 淤泥质黏土 17 8 3.6 19[23] 郑州商住楼 承压水。 管井降水 10.20 1∶0.2粉质黏土 19.7 28.7 14 20[17] 无锡 4.8 粉质黏土 20.3 58.2 15.6 21[24] 北京朝阳广场 上层滞水。 泄水管 8 0 1∶0.15细砂 20 8 32 22[25] 沈阳 潜水。轻型井点降 水 8.50 垂直 粉质黏土 19.7 29.8 11.8 23[26] 青岛市 承压水。 10.70 垂直 粉质黏土 20 26 4.7 60 24[27] 深圳地下停车 库 降水 10.80 垂直 含砾粉质黏土 18 20 20 25[28] 井点降水 10.50 垂直 粉土 19.5 10.6 12 26[29] 湖南常德 10 0 1∶0.1细砂 19.9 0 28 736 岩 土 工 程 学 报 2012 年 表 2 水泥土复合土钉墙支护与变形 Table 2 Cement-soil-nailing walls and displacements 土钉布置 水泥土墙 变形 编号 排数 总长度 Ln/m Sh /m Sv /m 长度 Lc/m 宽度 Wc/mm 墙顶埋深 Dc/m 水平 δhmax/mm 垂直 δvmax/mm 01 4 39 1.5 1.2 9.0 500 2.0 12 10 02 5 58 1.1 1.1 10.0 850 1.4 11 6 03 3 34 1.2 1.5 7.0 850 1.5 65 28.3 04 3 24 1.3 1.4 5.0 500 1.6 24 1.6 05 3 27 1.5 1.3 5.5 500 1.5 20 2.5 06 3 26 1.5 1.5 9.0 850 3.0 28 17.0 07[11] 5 30 1.5 2.0 7.5 550 0 18.8 9.9 08[12] 4 42 1.0 0.9 11.4 850 0 20.0 09[13] 4 44 1.0 0.9 10.3 1200 2.0 13.3 11.1 10[14] 5 35 1.0 1.0 14.4 700 5.3 74 11[15] 5 42 1.0 1.0 12 700 19 14 12[16] 4 50 1.0 1.0 12.5 1200 1.2 38.4 13[17] 4 36 1 1.2 11.0 1200 66 14[18] 4 24 1.2 1.3 10 500 1.5 30 30 15[19] 5 64.5 1.2 1 12 1200 1.5 38 25.4 16[26] 3 26.5 1.6 1.8 8.1 500 4 3 表 3 微型桩复合土钉墙支护与变形 Table 3 Micro-pile-soil-nailing walls and displacements 土钉布置 微型桩 变形 编号 排数 总长度 Ln/m Sh /m Sv /m 桩型 排数 长度 Lp/m 直径 Dp /mm 间距 /m 桩顶深度 /m 水平 δhmax/mm 垂直 δvmax/mm 01[20] 3 30 0.751 钢管 1 15 89 0.750 17 2.3 02[21] 4 45 1.2 1.2 钢混1 9 220 0.6 0 18 10.1 03[22] 5 60 1.0 0.9 毛竹 2 10 110 1.8 2 22 04[23] 7 111 1.2 1.2 钢管 2 18 120 1 3 13 12 表 4 预应力锚杆复合土钉墙支护与变形 Table 4 Prestressed anchor-soil-nailing walls and displacements 土钉布置 预应力锚杆 变形 编号 排数 总长度 Ln/m Sh /m Sv /m 类型 排数 总长度 La/m 水平间距 /m 垂直间距 /m 预应力 /kN 水平 δhmax/mm 垂直 δvmax/mm 01[17] 2 12 1 0.9 钢筋 2 18 1 0.9 70 3 5 02[24] 5 45 1.3 1.6 钢筋 1 12 1.6 100 22 14 03[25] 5 29 1.2 1.2 钢索 2 14 1.2 1.2 22 8 04[26]** 3 26.5 1.6 1.8 钢索 3 43.5 1.6 1.8 3 05[27] 6 56 1.4 1.4 钢绞线2 38 1.4 1.4 200 2 06[28] 5 60 1.3 1.3 钢筋 2 36 1.3 2.6 13.3 12.6 07[29] 6 36 1.6 1.6 钢索 1 13 1.6 120 47 31 注**略去水泥土墙数据。 垂直间距；Ln为该剖面土钉总长；d0，du分别表示最 终开挖深度和坡顶卸载深度。须说明的是，表 1～4 中只包含了复合土钉墙支护主要信息和数据，一些不 重要的没有录入。 26 个工程中， 开挖深度为 4.5～10.7 m，统计情况如表 5 所示。大多基坑深度大于 5.0 m， 其中 9～11 m 深基坑 8 个。 表 5 按开挖深度统计的实例数 Table 5 Cases statistics by excavation depth 这 26 个实例中大多介绍了地下水的情况（见表 开挖深度/m 3～5 5～7 7～9 9～11 实例数 3 12 3 8 第 4 期 杨育文. 复合土钉墙实例分析和变形评估 737 1） ，涉及到上层滞水、潜水、承压水这 3 种基本形式。 地下水控制包括明排、井管降水、竖向隔渗帷幕等主 要方式。地下水处理对复合土钉墙的变形有影响，主 要是降水引起的固结沉降。但是，根据工程经验，固 结沉降影响程度是有限的。例如，武汉地铁范湖车站 水位降幅 10 m 时，引起的地面最大沉降只有 20 mm[30]。在 26 实例中，由于对地下水进行了有效的控 制， 没有发生渗透破坏， 与基坑开挖引起的变形相比， 固结沉降较小。因此，文中忽略了地下水对复合土钉 墙变形的影响。 2 实例数据分析 下面分析中， 着重考虑常见的、 主要的影响因素， 如土钉布置等，暂不考虑偶然的、次要的、人为等因 素，以突出重点、简化分析过程。本节中，首先分析 基坑变形总体状况，然后进一步探讨地质情况等对复 合土钉墙变形的影响，找出变化趋势。 2.1 整体分析 根据表 1～4 中的数据， 得到图 1 复合土钉墙最大 水平位移与开挖深度之比 d0（以下简称最大水平位移 比）和开挖深度 d0之间的关系。实例中，最大水平位 移大部分为 0.2～0.6倍的开挖深度，平均值为 0.4。桩排、地下连续墙支护的最大水平位移平均值 在 0.2倍左右的开挖深度[3]。因此复合土钉墙最大水 平位移较大，是桩排、地下连续墙支护的两倍左右。 对水泥土墙和土钉墙组成的复合土钉墙，最大水平位 移一般位于地表以下 0.5～1.0 倍的开挖深度的位置[7]。 如图 2 所示， 最大沉降大部分为 0.1～0.3倍的开挖 深度，平均值为 0.2，而桩排、地下连续墙支护的最 大沉降平均值在 0.1～0.2倍左右的开挖深度[3]。因 此，桩排和地下连续墙支护的最大沉降略小于复合土 钉墙。基坑开挖越深，变形一般也越大，但图 1 表明 开挖深度增加时，变形与开挖深度之比没有出现增大 的趋势。最大水平位移增加时，最大沉降也增加，呈 明显的线性关系，见图 3，可用 vmax 0 d δ 0.4463 hmax 0 d δ 0.4418近似地表示。 图 1 最大水平位移比和开挖深度的关系 Fig. 1 Relation between ratio of maximum lateral displacements to ..depths and excavation depth 图 2 最大沉降比和开挖深度的关系 Fig. 2 Relation between ratio of maximum settlements to depths .and excavation depth 图 3 最大水平位移比与最大沉降比的关系 Fig. 3 Relation between maximum lateral displacements and settlements 统计设有预应力锚杆和微型桩的复合土钉墙实 例， 得到它们的最大水平位移为0.1～0.3倍的开挖 深度（图4） ，几乎是平均值的一半，但大于桩排和地 下连续墙支护。这说明，锚杆或微型桩对复合土钉墙 的变形有明显的约束作用。 图 4 最大水平位移比和开挖深度的关系 Fig. 4 Relation between ratio of maximum lateral displacements to ..depths and excavation depth 2.2 地质条件的影响 在桩排和地下连续墙支护方式中，场址的土层 结构不同，变形规律也存在差异[3, 6]。同样，复合土钉 墙的变形也与地质条件相关。 与桩排等支护方式相比， 复合土钉墙大多用于开挖深度较浅的基坑（例如，小 于10 m） ，主要与第四纪土层相关，涉及杂填土、黏 性土、淤泥质土、粉土、粉砂等浅部土层。土抗剪强 度指标c，ϕ及物理指标γ是土的重要参数，与基坑 的变形相关。为综合衡量土层强度，这里提出土层单 位抗剪强度 u τ的概念，定义为1 m深度处土层的抗剪 强度。根据莫尔–库仑强度准则，有 u tancτγϕ ， 1 738 岩 土 工 程 学 报 2012 年 式中，c，ϕ，γ分别是土层的黏聚力（kPa） 、内摩擦 角和重度kN/m3。由表1计算得到每个实例主要 土层的单位抗剪强度值 u τ（kPa） ，在表2～4中找到 对应的最大水平位移，得到图5中的关系。从图5可 以看出， u τ增大时， 最大水平位移有明显减少的趋势。 拟合的包络曲线是一指数函数，方程由下式确定 u 0.0532 hmax 0 17.643e d τ δ − ， 2 式中，hmaxδ为最大水平位移 （mm） ，d0为开挖深度 （m） ， u τ是主要土层单位抗剪强度值（kPa）计。举一例说 明。对一稳定的复合土钉墙，若主要土层 u τ25 kPa， 开挖深度8 m，则由式（2）估算知，最大水平位移将 不大于37.3 mm。须特别指出， “主要土层”是指决定 复合土钉墙稳定性的关键土层，如坑底附近最软弱土 层或较大厚度土层。图5表明，复合土钉墙的变形受 主要土层强度控制，土层单位抗剪强度是决定性因素 之一。 图 5 主要土层单位抗剪强度与最大水平位移比之间的关系 Fig. 5 Relation between ratio of maximum lateral displacements to depths and unit shear strength for main soil layers 2.3 支护方案对变形的影响 （1）土钉 由表2～4中的数据， 可知道土钉平均长度l与开 挖深度d0之比Rn在0.6～2.89之间变化，统计结果如 表6所示。 表 6 土钉设计长度统计 Table 6 Case statistics by nail relative length Rn变化 范围 0.5～1 1～1.5 1.5～2 2.～2.52.5～3 实例数 7 6 9 3 1 表6中， 土钉相对长度Rn在1.5～2.0之间剖面较 最多，占总数的35.7；在0.6～1.0、1.0～1.5这两个 区间实例数随后，分别占25，21.4，这3个区间 的实例占总数的82.1。这说明目前国内复合土钉墙 中，土钉平均长度大多小于2.0倍的基坑开挖深度， 在1.5倍左右开挖深度的较多。对场址土层以软土层 为主的11实例中，Rn在0.74～2.89之间变化，其中 有5个剖面Rn在1.5～2.0，2.0～2.5这两个区间内， 这说明软土地区复合土钉墙中土钉设计长度大多在2 倍左右的开挖深度范围内，比平均值长度要长一些。 图 6 最大水平位移比与土钉相对长度的关系 Fig. 6 Relation between ratio of maximum lateral displacements to ..depths and relative nail lengths 由表2～4中的数据， 得到土钉相对长度值， 然后 可确定图6所示的最大水平位移比与土钉相对长度的 关系。图6表明，土钉相对长度增加时，复合土钉墙 最大水平位移比没有明显减小的趋势。 土钉空间布置 hv 1 n SS ，指复合土钉墙面层上 单位面积内所布置土钉的根数。土钉空间布置反映了 土钉提高主动区土体强度和抗滑的性能。 表 7 土钉空间布置 Table 7 Case statistics by spacing of soil nails n 值变化 范围 0.3～0.60.6～0.9 0.9～1.2 1.2～1.5 实例数 11 7 7 1 这26个实例中，n在0.33～1.33之间变化，其统 计结果如表7所示，大多情况下，面层上每平方米布 置0.5～1.0根土钉。同样，由表2～4中的数据，得 到土钉空间布置n与变形的关系，如图7所示。n增 加时，最大水平位移没有明显增加的趋势。按照目前 的经验，Sh或Sv最小值为1.0 m。因为群锚效应，当 间距小于1.0 m时，由于土钉相互影响加强，土钉功 能并不能相应地提高。它们的合理取值，是一个与土 层性质、边坡几何尺寸、土钉长度、坡顶超载等众多 因素相关的一个优化问题，还有待进一步的研究。 图 7 最大水平位移比与土钉空间布置的关系 Fig. 7 Relation between ratio of maximum lateral displacements to depths and nail spacing 第 4 期 杨育文. 复合土钉墙实例分析和变形评估 739 土钉的刚度远大于周围土体，它的加筋和锚固双 重作用增强了基坑稳定性，与土钉相关的因素也可能 影响到基坑变形大小。例如，土钉长度l、孔径D、土 钉或土钉砂浆复合体的弹模E、土钉与水平方向倾角 α、土钉空间布置Sh，Sv等等。为了综合考虑土钉的 加筋和锚固效应， 提出土钉刚度系数Csn概念[7]， 定义 1 sn 32 ah0 cos 10 n i i EAl C p S d α ∑ 。 3 式中 Csn为无量纲参数；E为土钉弹模；A为土钉横 截面面积；li为第i根土钉长度；n为同一剖面上土钉 总数； a p为大气压值， a p101.325 kPa；α是土钉与 水平方向的夹角，0≤α90；SH为土钉水平间距； d0为开挖深度。式（3）中，cosα称为加筋效应系数。 文中介绍的26个实例中，已知E2.2107 kPa， A0.0113 m2，α15，代入其余参数值，可以得到最 大位移δmax与Csn之间的关系， 如图8所示。 图8表明， 当Csn增大时，δhmax有减少的趋势，这与桩排支护类 似[3, 5]。 图 8 土钉刚度系数 Csn与最大水平位移比之间的关系 Fig. 8 Relation between ratio of maximum lateral displacements to ..depths and nail stiffness coefficient （2）预应力锚杆复合土钉墙 锚杆比土钉长。与土钉相比，它的锚固作用更明 显，但由于布置空间较大，对主动区土体加筋作用减 弱。锚杆大多施加了预应力，对土体侧向位移的限制 更明显。同样，锚杆承受土体传来的摩擦力，弥补了 由于开挖在土体中释放的部分侧向应力，使得锚杆一 定范围内土体位移减少。预应力锚杆大多用于基坑深 度大于6 m的基坑。26个工程中，有7个有预应力锚 杆，预应力在70～200 kN之间不等，锚杆多为钢筋、 钢索或钢纹线材料，1～2排不等， 水平间距1～1.6 m。 锚杆长度与开挖深度之比0.8～1.9，大多大于1.5。锚 杆复合土钉墙发生的最大侧向变形大多小于0.3倍 的开挖深度，比平均值小（如图4） 。这表明锚杆对土 体侧向变形有明显的限制作用。 （3）水泥土墙复合土钉墙 收集到的26个工程中，共有16个设计方案中布 置有水泥土墙，由两排或单排水泥土搅拌桩形成，宽 度Wc在500～1200 mm之间。 大多水泥土墙墙顶位于 地表以下1.0～2.0 m，底部嵌入基坑坑底以下0.13～ 1.0倍的基坑开挖深度。 大多嵌固深度在约0.5倍的开 挖深度，嵌固在较好土层中。由于水泥土墙复合土钉 墙多用于土层较差的地层条件下，与预应力锚杆复合 土钉墙相比，它发生的变形要大一些，如图9所示。 最大水平位移在0.5倍的开挖深度附近变化。 图 9 开挖深度与最大水平位移比的关系 Fig. 9 Relation between ratio of maximum lateral displacements to ..depths and excavation depth （4）微型桩复合土钉墙 在26个实例中， 有4个存在微型桩。 微型桩多为 直径φ120～220 mm钢管或毛竹这两种材料。 布置 1～2排，桩顶位于地表以下2～3 m，沿基坑走向桩 间距0.5～1.8 m。加微型桩后，基坑发生的位移较平 均值要小（如图4所示） 。 3 结 论 基坑是开挖形成的人工边坡，其安全性取决于坡 脚的稳定和边坡中部不发生过大的位移这两个方面的 因素。支护结构须首先确保坡脚的稳定性，其次才是 控制边坡中部附近土体的过大位移，这是基坑支护设 计的基本原则。复合土钉墙支护结构正好能满足这两 个方面的要求土泥土挡墙、微型桩增强了坡脚的稳 定性，而预应力锚杆、土钉则限制了边坡中间附近土 体的位移。统计数据表明，目前复合土钉墙设计方案 中，土钉长度大多在1.5倍左右开挖深度、软土地区 大多则在2倍左右的开挖深度范围内变化；土钉和锚 杆水平间距大于1 m。水泥土墙一般用于土质较差基 坑，底部大多嵌入强度较高土层。复合土钉墙应用范 围比土钉墙广泛。 本文介绍的26个典型复合土钉墙基 坑工程，其信息是全面客观的。通过以上分析，得到 如下一些结论 （1） 复合土钉墙最大水平位移、 最大沉降平均值 分别为0.4，0.2倍的基坑开挖深度， 前者是桩排或 地下连续墙支护的两倍左右。设有预应力锚杆的复合 土钉墙，最大水平位移值减小到0.2倍的开挖深度。 740 岩 土 工 程 学 报 2012 年 复合土钉墙最大水平位移增加时，最大沉降也增加， 它们之间的关系可由式 vmaxhmax 00 0.44630.4418 dd δδ 确定（ hmax δ， vmax δ以mm为单位；d0以m为单位） 。 最大水平位移或最大沉降与开挖深度之比，它们和开 挖深度之间没有明显的关系。 （2） 主要土层， 是指影响复合土钉墙稳定的关键 土层。复合土钉墙的变形受主要土层强度控制。本文 提出的土层单位抗剪强度的概念，涉及到土层c，ϕ， γ3个重要参数，能反映土层抗剪性能，比单独用c 或（和）ϕ来衡量要更全面。基坑主要土层单位抗剪 强度增加时，基坑变形明显减小。拟合的变形包络曲 线是一指数函数形式,可用于估算复合土钉墙最大变 形。 参考文献 [1] PECK R B. Deep excavation and tunneling in soft ground[C]// Proceedings of 7th Int Conf on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Mexico City, International Society for Soil Mechanics and Foundation Engineering, 1969 225– 290. [2] CLOUGH G W, O’ROURKE T D. Construction induced movements of in situ walls[C]// Proceedings of Design and Perance of Earth Retaining Structure. Geotechnical Special Publication, ASCE, New York, 1990, 25 439–470. [3] LONG M. Database for retaining wall and ground movements due to deep excavations[J]. Journal of Geotechnical Engineering, 2001, 1273 203–224. [4] OU C Y, HSIEN P G, CHIOU D C. Characteristics of ground surface settlement during excavation[J]. Canadian Geotechnical Journal, 1993, 30 758–767. [5] YOO C. Behavior of braced and anchored walls in soils overlying rock[J]. Journal of Geotechnical Engineering, 2001, 1273 225–233. [6] KUNG G T C, JUNG H, HSIAO E C, et al. Simplified model for wall deflection and ground-surface settlement caused by braced excavation in clays[J]. Journal of Geoenviromental and Geotechnical Engineering, 2007, 1336 731–747. [7] 杨育文. 黏土中土钉墙实例分析和变形评估[J]. 岩土工程 学报, 2009, 319 1427–1433. YANG Yu-wen. Case studies of soil nailing walls and estimation of their displacement[J]. Chinese Jounal of Geotechnical Engineering, 2009, 319 1427–1433. in Chinese [8] 徐国民, 吴道明, 杨金和. 昆明某训练基地基坑变形失稳 原因分析[J]. 岩土工程界, 2003, 62 31–33. XU Guo-ming, WU Dao-ming, YANG Jian-he. Cause of displacement and collapse of deep excavation in Kunming[J]. Geotechnical Engineering World, 2003, 62 31–33. in Chinese [9] 杜常春. 复合土钉墙支护基坑事故分析与处理[J]. 土工基 础, 2007, 212 7–9. DU Chang-chun. Accident analysis and technology dispose of the composite soil nailing wall support in the soft-clay deep foundation pit[J]. Soil Engineering and Foundation, 2007, 212 7 – 9. in Chinese [10] 王荣彦, 孙 芳. 某复合土钉墙支护体变形原因分析[J]. 土工基础, 2007, 214 10–12. WANG Rong-yan, SUN Fang. The cause of bracing deation of a combined soil nailed wall[J]. Soil Engineering and Foundation, 20