GEO5深基坑支护结构分析模块不久便会加入双排桩设计功能，如果需要进行双排桩设计验算的话，GEO5岩土工程有限元分析模块也是可以满足要求的，这里给大家简单展示一个双排桩有限元分析案例，有需要的朋友可以下载研究一下。图1  z方向位移云图图2  x方向位移云图图3  双排桩桩身弯矩图4  双排桩桩身位移和地表沉降双排桩源文件.zip

        土压力计算是进行支挡结构设计时所必须的。目前国内计算土压力的方法主要有库仑土压力和朗肯土压力两种土压力计算方法。库仑土压力是假设土体中的潜在滑裂面，根据该潜在滑裂面所形成的土楔的静力平衡，最后算得作用在支挡结构上的主动土压力。朗肯理论是从微观入手，假设土体为半空间弹性体，通过研究土中点的极限平衡应力状态来求解。除此之外，两种土压力计算方法都隐含着各种理想的假设条件，如库仑主动土压力其只适用于无黏性土；而朗肯土压力则需要满足墙背竖直且光滑、填土面水平、墙背与填土之间无摩擦力的条件。        然而，实际情况多是墙后填土表面不是水平且支挡结构与岩土体之间存在摩擦力，此种情况下，并不适合利用经典土压力计算理论计算主动土压力，而为了能够计算，研究人员又对经典土压力进行了扩展，得到了求解墙后填土表面倾斜的情况下的土压力计算公式，但是该种情况相对较为简单，对于墙后填土表面起伏变化较大的情况下的土压力计算成为一个复杂问题。        目前对于墙后填土表面起伏较为复杂情况下的主动土压力计算，主要有以下三种思路。        1、将墙顶标高以上的墙后填土体等效为超载施加在墙顶水平面上，进行计算，如图1。图1       2、对于墙后填土表面起伏不算复杂的情况下，采用土压力叠加的方法，如图2。图2        3、对于复杂坡形，利用计算机逐步搜索潜在滑裂面的位置，采用楔体试算法进行计算。       对于库仑土压力，其计算原理，如图3，土压力的大小与潜在的破裂面相关，当墙后填土表面水平，忽略结构与岩土体的摩擦时，其破裂面与竖直方向的夹角为45-φ/2。图3        对于第一种情况，计算墙后填土表面起伏情况下的主动土压力采用等效超载的形式施加在墙顶水平面上，也就是认为土体的潜在滑裂面与墙后填土表面水平时的滑裂面是一致的。然而，根据许锡昌、陈陆望、Y.-Z. WANG等的研究结果，发现主动土压力破裂面与竖直方向的夹角是随着墙后填土表面坡角的增大而增大的，采用等效超载方式的计算并没有考虑土楔的增大，从而计算出的主动土压力可能偏大也可能偏小，对于设计来说并不是一件很好的事。在岩土工程中，对于不确定的事情，通常我们偏向于偏保守的设计方法。        第二种方法由于是叠加的方法并考虑了墙后填土表面坡角情况下的土压力，并对其进行了叠加，相较于第一种方法其计算更趋于合理。        对于墙后填土表面坡角情况下主动土压力计算是采用（1）式来进行计算主动土压力系数，最后进行主动土压力的计算。然而，如若通过查表方法来确定墙后填土表面倾斜情况下的土压力系数，会发现当墙后填土表面坡角β大于内摩擦角φ情况下的主动土压力系数并不存在。同样，根据（1）式的推导原理，如图4，其是假定墙后填土表面坡角小于土体内摩擦角，推导出来的，也就是说当墙后填土表面坡角大于土体的内摩擦角时，该公式是不适用的。图4        然而，很多情况下由于墙后填土并不是纯粹的无粘性土，其是存在一定的粘聚力的，这就导致墙后填土放坡时，其坡角β是可以大于内摩擦角φ的，而这种情况下的主动土压力的计算主要有两种方法，第一种进行简化，按照β等于φ的情况计算；第二种通过楔体试算的方法。对于第一种方法，由于随着β的增大，主动土压力是增大的，将β等于φ进行计算，忽略了β大于φ部分引起的主动土压力的增加，因此计算结果是偏小的，偏危险的。对于第二种方法，其是通过搜索试算的方法来寻找最大土压力的，其计算精度与搜索步长相关，得到的也是个近似解。        根据工程经验以及对土压力监测结果的分析，对于墙后填土表面倾斜情况下主动土压力的计算，GEO5中对叠加法进行了修正，当墙后填土表面坡角β小于等于内摩擦角φ时，用叠加法进行计算；当墙后填土坡角β大于内摩擦角时，对主动土压力系数进行修正，乘以一个修正系数tanβ/tanφ，计算方法如图5，该方法综合考虑了墙后填土表面坡角对土压力的影响，因此得到的主动土压力更符合实际情况。注：修正系数tanβ/tanφ来自与德国土压力学教材。图5

        内支撑支护技术作为一种常用的基坑支护技术现已广泛被应用。GEO5中的深基坑支护结构分析模块可以通过添加内支撑实现内支撑结构的计算，同时也可以计算锚杆、内支撑等的组合设计计算，这里不再累述。        对于如图1的复杂内支撑支护结构的设计计算逐渐成为工程师烦恼，本文旨在说明复杂内支撑支护结构在GEO5中的设计流程。图1        对于复杂的内支撑支护结构是一个典型的三维结构，而计算三维结构要考虑土压力的空间效应、结构的空间效应等，计算这种空间效应可以采用三维有限元来分析，但是对于一般工程来说，三维有限元使用复杂，并且计算成本高且收敛难度大，不便于实际的设计工作。为计算该种复杂的内支撑支护结构，一般采用简化的思路：首先将基坑划分为若干个单元，采用平面应变的方法计算各单元上的荷载，然后根据荷载对各单元进行设计，采用不同的围护结构，并验算围护结构的强度。对于内支撑结构强度的验算，是分别计算每一层内支撑的受力，将每一层内支撑结构看作二维平面桁架结构进行内力计算，如图2。图2第一层内支撑结构计算示意图        在GEO5中，可以通过以下流程实现上述流程：        1、通过深基坑支护结构分析模块对各单元进行设计计算        通过深基坑支护结构分析模块，对各单元的支护类型进行详细的设计，包括设计围护结构、设置工况、并在设置内支撑处添加内支撑等，最后进行稳定性分析、截面强度验算，计算内支撑反力，完成各单元的支护设计。分析结果如图3。图3  分析结果示意图        2、提取内支撑的反力，并转换为均布力        通过深基坑支护结构分析模块，提取各层内支撑的反力，如图4。根据内支撑间距，将内支撑反力换算成均布力，公式：式中N为内支撑反力，l为内支撑间距）。图4  提取内支撑反力示意图        扩展：关于GEO5中内支撑参数如何选取，以及如何将三维的内支撑等效为二维内支撑的参数，请查看：GEO5深基坑分析内支撑参数说明。        3、结构内力计算        选取同一层的内支撑结构，看作平面桁架结构进行计算，通过GEO5中的岩土有限元分析模块，可以采用GEO5岩土工程有限元分析模块，通过建立梁单元来模拟内支撑及围护结构，在围护结构上施加对应内支撑反力计算的均布力，从而计算内支撑结构内力，计算结果如图5.（此操作可以设置岩土材料的弹性模量为一个很小的值，其他参数设为0，以消除土体强度及重度对梁的影响；然后在岩土体内添加梁构成内支撑的平面结构，并设置不考虑梁的自重，最后在围护结构上施加垂直于梁的均布荷载，冻结坑内平面结构中的岩土体，进行分析，即可得到内支撑结构的内力。）然后根据计算的内力，对内支撑结构进行结构设计及验算。图5  岩土有限元模块计算的内支撑结构的截面弯矩图

　　本文主要汇总固结沉降分析和隧道分析中涉及到经验参数。注：固结沉降分析可以利用地基固结沉降分析模块和有限元软件-固结模块。隧道分析主要包括：隧道开挖地层损失分析、竖井分析和有限元软件-隧道模块。固结沉降分析使用的参数压缩指数　　对于超固结度较低的粘土和粉土，在USA Louisiana Kaufmann and Shermann (1964) 的试验中，得到了下列压缩指数的值岩土体有效固结应力σcef   [kPa]岩土体最终有效应力σef [kPa]  压缩指数Cc [-]CL 软粘土160 200 0,34 CL 硬粘土170 250 0,44 ML 低塑性粉土230 350 0,16 CH 高塑性粉土280 350 0,84 CH 含粉土层的软粘土340 290 0,52                      来自「理论 – 地基固结沉降分析– 固结沉降分析使用的参数」Juan M.Pestana-Nascimento 教授（美国加州大学伯克利分校）提供了下列压缩指数Cc 参考值：岩土体压缩指数Cc[-]  正常固结粘土0,20 – 0,50 含粉土的芝加哥粘土（CL）0,15 - 0,30 波士顿蓝粘土（CL）0,30 - 0,50 Vickburgs   粘土- 裂成块状（CH）0,3 – 0,6 瑞典粘土（CL – CH）1 – 3 Leda加拿大粘土（CL – CH）1 – 4 墨西哥城粘土（MH）7 – 10 有机粘土（OH）大于等于4 泥炭土（Pt）10 – 15 有机粉土和粘质粉土（ML – MH）1,5 – 4,0 旧金山沉积土（CL）0,4 – 1,2 旧金山海湾粘土0,7 – 0,9 曼谷粘土（CH）0,4                     来自「理论 – 地基固结沉降分析– 固结沉降分析使用的参数」　　另外，也有一些经验公式可以用于计算粉土、粘土和有机土的Cc 近似值，但是它们或多或少都只适用于当地情况：岩土体经验公式参考材料改性粘土Skempton   1944粘土Nishida   1956巴西粘土   圣保罗粘土   Cozzolino   1961纽约粘土Terzaghi   a Peck 1948低塑性粘土Sowers   1970台北粘土和粉土   Moh a   kol. 1989粘土   Pestana   1994                     来自「理论 – 地基固结沉降分析– 固结沉降分析使用的参数」压缩模量不同岩土材料压缩模量Eoed 的建议取值范围如下表（prof. I. Vanicek: Soilmechanics）岩土体压缩模量 Eoed   [MPa]  碎石土60 – 600  中密砂至密砂7 – 130粘性土2 – 30                     来自「理论 – 地基固结沉降分析– 固结沉降分析使用的参数」压缩常数压缩常数C 取值范围 (J.Šmek: Mechanika zemin)：岩土体压缩常数C [-]粉质黄土15 – 45 粘土30 – 120 粉土60 – 150 中密砂至密砂150 – 200 含砾砂土> 250                      来自「理论 – 地基固结沉降分析– 固结沉降分析使用的参数」压缩常数 C10Arnold Verruijt (Soil Mechanics) 提供了下列压缩常数的值：岩土体CC10  砂土50 – 500 20 – 200 粉土25 – 125 10 – 50 粘土10 – 100 4 – 40 泥炭土2 - 25 1 - 10                     来自「理论 – 地基固结沉降分析– 固结沉降分析使用的参数」孔隙比孔隙比e 的取值范围 (Braja M. DAS: Principles of Foundation Engineering)岩土体孔隙比e [-]级配不良的松散砂土0,8 级配良好的密实砂土0,45 含角状颗粒的松散砂土0,65 含角状颗粒的密实砂土0,4 硬粘土0,6 软粘土0,9 – 1,4 黄土0,9 淤泥2,5 – 3,2 冰碛土0,3                      来自「理论 – 地基固结沉降分析– 固结沉降分析使用的参数」Janbu 参数Janbu 模量m 和应力指数j 的建议值（参考Canadian Foundation Engineering Manual 1992）岩土体Janbu模量m应力指数j超密实冰碛土至密实冰碛土1000 – 300 1 砾石土400 – 40 0,5 密实砂土400 – 250 0,5 中密砂土250 – 150 0,5 松散砂土150 – 100 0,5 密实粉土200 – 80 0,5 中密粉土80 60 0,5 松散粉土60 – 40 0,5 超硬粘土至硬粘土60 – 20 0 中等硬度粘土20 – 10 0 软粘质粉土10 – 5 0 软海相粘土20 – 5 0 有机粘土20 – 5 0 泥炭土5 – 1 0                      来自「理论 – 地基固结沉降分析– 固结沉降分析使用的参数」体积损失理论中沉降槽宽度系数和体积损失率的建议值用于确定反弯点位置的沉降槽宽度系数k土体或岩体k无黏性土0.3 正常固结黏土0.5 超固结黏土0.6 - 0.7 泥板岩0.6 - 0.8 石英岩0.8 - 0.9                                      来自「理论 – 地层损失分析– 沉降槽分析」体积损失率VL施工方法VL全断面开挖法（TBM）0.5 - 1 新奥法（NATM或SEM）0.8 - 1.5                                     来自「理论 – 地层损失分析– 沉降槽分析」建筑物破坏程度分析张裂缝水平拉应变（千分比）水平拉应变（千分比）破坏情况描述0,2 – 0,5 微小裂缝微小裂缝0,5  - 0,75 小破坏 - 表层破坏石膏材料上出现裂缝0,75 – 1,0 较小破坏墙身出现小裂缝1,0 – 1,8 中等破坏 - 内部破坏墙上出现裂缝，窗和门出现功能问题1,8 – 大破坏承重墙和支撑梁出现明显的开口裂缝                             来自「理论 – 地层损失分析– 建筑物破坏程度分析」沉降梯度（差异沉降）沉降梯度破坏情况描述1:1200  -  800 微小裂缝微小裂缝1:800  -  500 小破坏 - 表层破坏石膏材料上出现裂缝1:500  -  300 较小破坏墙身出现小裂缝1:300  - 150 中等破坏 - 内部破坏墙上出现裂缝，窗和门出现功能问题1:150  - 0 大破坏承重墙和支撑梁出现明显的开口裂缝                             来自「理论 – 地层损失分析– 建筑物破坏程度分析」相对扰度结构类型破坏类型最大允许相对扰度Δ/lBurland和Wroth的建议值Meyerhof的建议值Polshin和Tokar的建议值ÈSN      73 1001的建议值无筋承重墙墙身出现裂缝当  L/H = 1    -  0.0004     当  L/H =   5    -  0.00080,00040,00040,0015承重结构出现裂缝当 L/H = 1    -  0.0002   当  L/H =   5    -  0.0004---                             来自「理论 – 地层损失分析– 建筑物破坏程度分析」局部破坏结构类型破坏类型最大允许沉降梯度Skempton的建议值Meyerhof的建议值Polshin和Tokar的建议值Bjerrum的建议值ÈSN    73 1001的建议值框架结构和钢筋混凝土承重墙结构出现破坏1/1501/2501/2001/150墙身出现裂缝1/3001/5001/5001/5001/500                             来自「理论 – 地层损失分析– 建筑物破坏程度分析」 扩展阅读：GEO5用户手册岩土经验参数汇总（一）GEO5用户手册岩土经验参数汇总（二）GEO5用户手册岩土经验参数汇总（三）GEO5用户手册岩土经验参数汇总（四）

　　本文主要汇总浅基础和深基础设计中涉及到经验参数。注：浅基础设计包括：弹性地基梁分析、筏基有限元分析和扩展基础设计。深基础设计包括单桩设计、群桩设计、微型桩设计和桩基静力触探分析。计算地基承载力的参数计算岩石地基竖向承载力的参数岩体损伤系数D 的建议值岩体描述D的建议值 岩体，完整的高强度岩石， 用爆炸方法或开敞式TBM挖掘0岩体，岩石质量差，干扰较小的机械开挖0岩体，岩石质量差，机械开挖，显著的底鼓，开挖顺序的临时倒置或水平开挖0,5岩体，岩石质量很差，不稳定，围岩局部破坏（3 m内围岩）0,8岩石边坡或岩石露头，控制爆破处理0,7岩石边坡或岩石露头，产生一定扰动的爆破处理1,0露天矿山，爆破法开挖1,0露天矿山，机械开挖0,7                        来自「理论 – 地基承载力分析– 计算地基承载力的参数」单轴抗压强度 σc, 泊松比 ν 和 岩石重度 γ岩石强度岩石类型（例子）单轴抗压强度   σc [MPa]泊松比 ν岩石容重   γ [kN/m3]极坚硬岩石非常坚硬 、完整的岩石， 高强度的石英岩、玄武岩以及其他极为坚硬的岩石>1500,128,00 -   30,00很坚硬岩石很坚硬的花岗岩、石英岩、斑岩、石英板岩，很坚硬的砂岩和石灰岩100 -   1500,1526,00 -   27,00坚硬岩石坚固密实的花岗岩， 很坚硬的砂岩和石灰岩，硅质铁岩脉，坚硬的布丁岩，很坚硬的铁矿石，坚硬的方解石，不是很坚硬的花岗岩，坚硬的砂岩，大理岩，白云岩， 黄铁矿80 - 100  0,2025,00 -   26,00较坚硬岩石普通砂岩，中等硬度铁矿石，砂质页， 片岩50 - 800,2524,00中等坚硬岩石坚硬泥岩，不是很坚硬的砂岩和方解石，软的片岩，不是很坚硬的页岩，密实的泥灰岩20 - 500,25 –   0,3023 -   24,00较软岩石软的片岩，软的石灰岩，白垩岩，岩盐，冻土， 无烟煤，普通泥灰岩， 受扰动的砂岩，软的板岩以及土壤骨料5 - 200,3 –   0,3522,00   –26,00软弱岩石压实粘土，坚硬土（残积层土质结构)0,5 - 50,35 –   0,4022,00 -   18,0                        来自「理论 – 地基承载力分析– 计算地基承载力的参数」土重法（中国规范 DL/T 5219-2014）中国规范 DL/T 5219 - 2014（架空送电线路基础设计技术规定）- 表 6.3.1-1 土重法临界深度hc土的名称土的天然状态基础上拔临界深度hc 圆形底方形底砂类土、粉土密实 ~ 稍密2,5D3,0B粘性土坚硬 ~ 硬塑2,0D2,5B可塑1,5D2,0B软塑1,2D1,5B注 1：长方形底板，当长边L'和短边B之比不大于3时，按圆形底计算hc，且D=0.6*(B+L')。 注 2：土的状态按天然状态确定。                                来自「理论 – 地基承载力分析– 上拔稳定分析」美国规范NAVFAC DM 7.2承载力系数 Nq内摩擦角 φ[°]26283031323334353637383940预制桩（driven   piles）承载力系数Nq 1015212429354250627786120145灌注桩（bored   piles）承载力系数Nq 581012141721253038436072                                        来自「理论 – 单桩设计– 竖向承载力」侧向土压力系数K 的推荐值桩型承压桩的K值抗拔桩的K值H型钢桩（Driven H-piles）0,5 –   1,00,3 –   0,5挤土桩（圆形或方形）（Driven displacement piles ）1,0 –   1,50,6 –   1,0楔形挤土桩（Driven displacement tapered piles）1,5 –   2,01,0 –   1,3水冲沉桩（Driven jetted piles）0,4 -   0,90,3 -   0,6灌注桩（直径小于70cm）（Bored   piles）0,70,4                                        来自「理论 – 单桩设计– 竖向承载力」桩与桩周土间摩擦角桩与桩周土间摩擦角δ[˚]桩身材料δ[˚]钢材20木材0,75φ混凝土0,75φ其中：φ-桩周土的内摩擦角                                        来自「理论 – 单桩设计– 竖向承载力」桩与桩周土间粘结系数粘结系数α 的推荐值桩身材料土体稠度不排水抗剪前度   cu [kN/m2]粘结系数α[-]木材或混凝土流塑0 - 120,00 -   1,00软塑12 - 241,00 -   0,96可塑24 - 480,96 -   0,75硬塑48 - 960,75 -   0,48坚硬96 - 1920,48 -   0,33钢材流塑0 - 120,00 -   1,00软塑12 - 241,00 -   0,92可塑24 - 480,92 -   0,70硬塑48 - 960,70 -   0,36坚硬96 - 1920,36 -   0,19                                        来自「理论 – 单桩设计– 竖向承载力」有效应力法承载力系数承载力系数Np 和βp 的推荐取值范围（Fellenius, 1991）土体类型φef  Np  βp  黏土25 – 303 – 300,23 -   0,40粉土28 – 3420 – 400,27 -   0,50砂土32 – 4030 – 150  0,30 -   0,60砾石35 - 4560 - 300  0,35 -   0,80                                        来自「理论 – 单桩设计– 竖向承载力」依据Masopust 法计算桩基沉降普通岩石和软弱岩石的割线模量Esh (m)d (m)0,61,01,5R3R4R5R3R4R5R3R4R51,550,328,220,272,335,024,785,533,522,33,064,543,130,8105,557,341,0138,358,841,25,0-58,241,3-75,354,8-87,963,710,0-87,561,6-114,583,2-133,097,0                                              来自「理论 – 单桩设计– 沉降」无黏性土的割线模量Esh (m)d (m)0,61,01,5Id  0,50,70,90,50,70,90,50,70,91,511,013,728,312,815,830,613,015,329,03,015,520,244,518,425,047,819,424,552,55,018,826,656,122,832,569,124,536,078,210,023,836,672,129,847,893,432,654,0107,3                                              来自「理论 – 单桩设计– 沉降」黏性土的割线模量Esh (m)d (m)0,61,01,5Ic0,5≥ 1,00,5≥ 1,00,5≥ 1,01,56,913,27,913,48,612,33,010,022,012,523,913,723,05,012,531,215,935,418,436,710,015,544,321,351,324,657,4                                              来自「理论 – 单桩设计– 沉降」依据Poulos 法计算桩基沉降割线模量 Es不同岩土体类型的割线模量Es建议值如下表（Gopal Ranjan et. Rao, 2000）：岩土体类型土体的稠度或密实度Modulus   Es [MPa]淤泥流塑0,2 – 2黏土流塑2 – 15软塑5 – 25可塑15 - 50硬塑50 - 100  坚硬25 - 250  砂土松散7 - 21中密10 – 24密实48 – 80砂砾石中密50 – 145  密实100 –   190                                              来自「理论 – 单桩设计– 沉降」水平承载力 - 弹性地基 (p-y 曲线法)线性分布水平反力系数Bowles 系数k 的建议值[MN/m3]密实砂砾石      220 - 400中密砾石         155 - 300级配中等的砂土110 - 280细砂            80 - 200硬黏土          60 - 220饱和硬黏土      30 - 110塑性黏土         40 - 140饱和塑性黏土     10 - 80软黏土            2 - 40                   来自「理论 – 单桩设计– 水平承载力-弹性地基（p-y曲线法）」水平反力系数 - 捷克规范CSN 73 1004无黏性土水平压缩模量nh 的建议值如下表：土体类型nh  [MN/m3] 相对密实度 ID [-]0.30.50.9干砂和干砾石 湿砂和湿砾石2.5 1.57.0 4.518.0  11.0                   来自「理论 – 单桩设计– 水平承载力-弹性地基（p-y曲线法）」水平反力系数 - Matlock/Reese 法无黏性土水平压缩模量nh 的建议值如下表：土体类型   - 密实度nh [MN/m3]干砂和干砾石   - 松散   - 中密   - 密实   1.8 – 2.2   5.5 – 7.0   15.0 – 18.0湿砂和湿砾石   - 松散   - 中密   - 密实   1.0 – 1.4   3.5 – 4.5   9.0 – 12.0                   来自「理论 – 单桩设计– 水平承载力-弹性地基（p-y曲线法）」桩的承载力计算桩侧阻力修正系数ALPHA_s据欧洲规范EN 1997-2 和荷兰规范NEN 6743，内置了该系数的经验值对砂土和砂砾，桩侧阻力修正系数的建议值成桩工艺NEN 6743   αs [-]EN 1997-2   αs [-]预制混凝土打入桩或钢桩（prefabricated driven piles or steel piles）0,0100,010法兰基灌注桩（Franki piles）0,0140,012打入木桩（driven wooden piles）0,0120,012振动沉管灌注桩（vibrating or vibropressed）0,0120,012现浇螺旋桩（cast in place screw piles）0,0090,009预制螺旋桩（prefabricated screw piles）0,0090,009二次注浆现浇螺旋桩（cast in place screw piles with additional   grouting）0,0060,006二次注浆预制螺旋桩（prefabricated screw piles with additional   grouting）0,0060,006钢管桩（steel tubular piles）0,00750,0075长螺旋压灌桩（Continuous Flight Auger piles (CFA)）0,0060,006灌注桩或膨润土悬浮液护壁成孔灌注桩（bored piles or piles sheeted   by bentonite suspense）0,0060,006钢管护壁成孔灌注桩（bored piles with steel casing）0,0050,005对于粗颗粒砂土或砾石，无论依据哪个规范，以上各值还需乘以一个折减系数。对粗颗粒砂土，折减系数取0.75，对砾石，折减系数取0.5。对于泥炭土，取αs = 0。                    来自「理论 – 桩的承载力计算– 桩侧阻力修正系数ALPHA-s」对于黏土和粉土，依据欧洲规范EN 1997-2，αs 的推荐值如下表所示：土体类型qc   [MPa]αs   [-]黏土> 3<   0,030黏土< 3<   0,020粉土<   0,025                    来自「理论 – 桩的承载力计算– 桩侧阻力修正系数ALPHA-s」对于黏土和粉土，依据荷兰规范NEN 6743，αs 的推荐值如下表所示：qc   [MPa]αs   [-]>   10,035< 10,0 深度小于等于五倍桩径0,025 深度大于五倍桩径，小于等于二十倍桩径0,035 深度大于二十倍桩径                    来自「理论 – 桩的承载力计算– 桩侧阻力修正系数ALPHA-s」分析方法为LCPC (Bustamante 理论)，αs 的建议值LCPC (Bustamante) 土体类型锥尖阻力   qc [MPa]αs     A型桩αs     B型桩单位极限桩侧阻力   [kPa]黏土< 10,0330,033151 < qc <   50,0250,011355 < qc0,0170,00835砂土qc<   50,0100,008355   < qc < 120,0100,0058012 <   qc0,0070,005120                    来自「理论 – 桩的承载力计算– 桩侧阻力修正系数ALPHA-s」桩端阻力修正系数ALFA_p荷兰规范NEN 6743 或欧洲规范EN 1997-2，系数αp 的取值成桩工艺αp [-]预制混凝土打入桩或钢桩（prefabricated driven piles or steel piles）1,0法兰基灌注桩（Franki piles）1,0打入木桩（driven wooden piles）1,0振动沉管灌注桩（vibrating or vibropressed）1,0现浇螺旋桩（cast in place screw piles）0,9预制螺旋桩（prefabricated screw piles）0,8二次注浆现浇螺旋桩（cast in place screw piles with additional   grouting）0,9二次注浆预制螺旋桩（prefabricated screw piles with additional   grouting）0,8钢管桩（steel tubular piles）1,0长螺旋压灌桩（Continuous Flight Auger piles (CFA)）0,8灌注桩或膨润土悬浮液护壁成孔灌注桩（bored piles or piles sheeted   by bentonite suspense）0,5钢管护壁成孔灌注桩（bored piles with steel casing）0,5                     来自「理论 – 桩的承载力计算– 桩端阻力修正系数ALFA-p」LCPC 或Schmertmann 作为分析方法时，系数αp 的值由锥尖阻力qc 反算得到不同qc 值下的αp 建议值LCPC (Bustamante) 土体类型锥尖阻力   qc [MPa]αp     灌注桩αp     打入桩黏土< 10,040,501 < qc   < 50,350,455 < qc  0,450,55砂土qc   < 120,400,5013 <   qc 0,300,40                     来自「理论 – 桩的承载力计算– 桩端阻力修正系数ALFA-p」标准贯入试验（SPT）上覆有效应力校正系数类型固结类型相对压实度 lp [%]校正系数 CN 类型 1 - EN ISO 22476-3 (Tab. A2)正常固结40 - 60类型 2 - EN ISO 22476-3 (Tab. A2)60 - 8060 - 80类型 3 - EN ISO 22476-3 (Tab. A2)超固结-类型 4 - EN ISO 22476-3正常固结砂土-类型 5 - FHWA (1998), Peck (1974)--                                 来自「理论 – 原位测试– 标准贯入试验（SPT）」扩展阅读：GEO5用户手册岩土经验参数汇总（一）GEO5用户手册岩土经验参数汇总（二）GEO5用户手册岩土经验参数汇总（三）GEO5用户手册岩土经验参数汇总（五）

　　本文主要汇总基坑设计中涉及到经验参数。注：基坑设计包括：深基坑支护结构设计和深基坑支护结构分析。依据荷兰规范CUR166 计算水平反力系数荷兰规范CUR 166kh,1(kN/m3)   p0 < ph< 0,5 ppas kh,2  (kN/m3)     0,5 ppas  ≤ ph ≤0,8 ppas kh,3  (kN/m3)     0,8 ppas  ≤ ph ≤ 1,0ppas 砂   松散   中度密实   密实12000 - 27000   20000 - 45000   40000 - 90000 6000 - 13500   10000 - 22500   20000 - 45000 3000 - 6750   5000 - 11250   10000 - 22500 粘土   软   硬   极硬2000 - 4500   4000 - 9000   6000 - 13500 800 - 1800   2000 - 4500   4000 - 9000 500 - 1125   800 - 1800   2000 - 4500 泥   软   硬1000 - 2250   2000 - 4500 500 - 1125   800 - 1800 250 - 560   500 - 1125 其中： p0 - 静止土压力值，单位 [kN/m2]  　　   ppas- 被动土压力值，单位 [kN/m2] 　　    ph - 结构给定位移处的水平土压力，单位 [kN/m2]                         来自「理论 – 深基坑支护结构分析– 土的水平反力系数」依据Menard（梅纳）法计算水平反力系数不同土体的流变系数α 建议值：黏土粉土砂土砾石超固结12/31/21/3正常固结2/31/21/31/4欠固结1/21/21/31/4                    来自「理论 – 深基坑支护结构分析– 土的水平反力系数」依据法国规范NF P 94-282 计算水平反力系数不同土体的流变系数α [-]的建议值：土体状态 泥炭土 粘土 粉土 砂土 砾石 αEM/pLM  αEM/pLM  αEM/pLM  αEM/pLM  α超固结-> 161> 142/3> 121/2> 101/3正常固结19 - 162/38 -141/27 -121/36 -101/4欠固结-7 - 91/25 - 81-25 -71-3--                         来自「理论 – 深基坑支护结构分析– 土的水平反力系数」不同岩体的流变系数α [-]的建议值（基于岩体破坏程度）：岩体类型α [-]完整，坚硬2/3轻度破坏，未风化1/2严重破坏，风化1/3变质岩2/3                         来自「理论 – 深基坑支护结构分析– 土的水平反力系数」依据中国规范计算水平反力系数较完整岩层的单轴极限抗压强度和地基系数K（K 法）的对应值（铁路路基支挡结构设计规范 TB10025-2006（2009 局部修订版））单轴极限抗压强度（kPa）竖直方向地基系K0（MN/m3）水平方向地基系数K（MN/m3）10   000100   ~ 20060   ~ 16015   000250150   ~ 20020   000300180   ~ 24030   000400240   ~ 32040   000600360   ~48050   000800480   ~ 64060   0001200720   ~ 96080   0001500   ~ 2500900   ~ 2000注：1. K = （0.6 ~ 0.8）K02. 同《滑坡防治工程设计与施工技术规范（DZ 0219-2006）》表C.3。                         来自「理论 – 深基坑支护结构分析– 土的水平反力系数」抗滑桩地基系数K（K 法）及地层物理力学指标（铁路路基支挡结构设计规范 TB10025-2006（2009 局部修订版））地层种类 内摩擦角 地基系数K（MN/m3） 弹性模量E0（kPa） 泊松比ν 细粒花岗岩、正长岩   辉绿岩、玢岩80°以上2000 ~   2500     25005430 ~   6900     6700 ~ 78700.25 ~   0.30     0.28中粒花岗岩   粗粒正长岩、坚硬白云岩80°以上1800 ~   20005430 ~   6500     6560 ~ 70000.25坚硬石灰岩   坚硬砂岩、大理岩   粗粒花岗岩、花岗片麻岩80°1200 ~   20004400 ~   10 000   4600 ~ 5430     5430 ~ 60000.25 ~   0.30较坚硬石灰岩   较坚硬砂岩不坚硬花岗岩75° ~   80°800 ~   12004400 ~   9000   4460 ~ 5000   5430 ~ 60000.25 ~   0.30坚硬页岩   普通石灰岩   普通砂岩70° ~   75°400 ~   8002000 ~   5500   4400 ~ 8000   4600 ~ 50000.15 ~   0.30   0.25 ~ 0.30   0.25 ~ 0.30坚硬泥灰岩   较坚硬页岩   不坚硬石灰岩   不坚硬砂岩70°300 ~   400800 ~   1200   1980 ~ 3600   4400 ~ 6000   1000 ~ 27800.29 ~   0.38   0.25 ~ 0.30   0.25 ~ 0.30   0.25 ~ 0.30较坚硬泥灰岩   普通页岩   软石灰岩65°200 ~   300700 ~   900   1900 ~ 3000   4400 ~ 50000.29 ~   0.38   0.15 ~ 0.20   0.25不坚硬泥灰岩   硬化黏土   软片岩   硬煤45°60 ~ 120  30 ~ 500     10 ~ 300   500 ~ 700   50 ~ 3000.29 ~   0.38   0.30 ~ 0.37   0.15 ~ 0.18   0.30 ~ 0.40密实黏土   普通煤   胶结卵石   掺石土30° ~   45°30 ~ 6010 ~ 300     50 ~ 300   50 ~ 100   50 ~ 1000.30 ~   0.37   0.30 ~ 0.40   -   -注：此表同《建筑边坡工程技术规范（GB 50330-2012）》条文说明13.2.5 表1；同《公路路基设计规范（JTG D30-2015）》条文说明5.7.5 表5-5；同《滑坡防治工程设计与施工技术规范（DZ 0219-2006）》表C.1。                         来自「理论 – 深基坑支护结构分析– 土的水平反力系数」抗滑桩随深度增加的土质地基系数m（m 法）（铁路路基支挡结构设计规范 TB 10025-2006（2009 局部修订版））土的名称 竖直方向地基系数m0（MN/m4）水平方向地基系数m（MN/m4）0.75<IL<1.0的软塑黏土及粉土；淤泥1 ~ 20.5 ~   1.40.5<IL<0.75的软塑粉质黏土及黏土2 ~ 41 ~ 2.8硬塑粉质黏土及黏土；细砂和中砂4 ~ 62 ~ 4.2坚硬的粉质黏土及黏土；粗砂6 ~ 103 ~ 7砾砂；碎石土、卵石土10 ~ 205 ~ 14密实的大漂石80 ~ 120  40 ~ 84注：1. IL 为土的液性指数，其土质地基系数m0 和m 的值，相应于桩顶位移0.6 ~ 1.0cm。2. 此表同《公路路基设计规范（JTG D30-2015）》条文说明5.7.5 表5-4；同《滑坡防治工程设计与施工技术规范（DZ 0219-2006）》表C.2。                         来自「理论 – 深基坑支护结构分析– 土的水平反力系数」地基水平抗力系数的比例系数m 值（建筑桩基技术规范 JGJ 94-2008）地基土类别 预制桩、刚桩 m（MN/m4） 相应单桩在地面处水平位移（mm） 灌注桩   m（MN/m4） 相应单桩在地面处水平位移（mm） 淤泥；淤泥质土；饱和湿陷性黄土2 ~ 4.5102.5 ~ 66 ~ 12流塑(IL>1)、软塑(0.75<IL≤1)状黏性土；e>0.9粉土；松散粉细砂；松散、稍密填土4.5 ~   6.0106 ~ 144 ~ 8可塑(0.25<IL≤0.75)状黏性土、湿陷性黄土；e=0.75~0.9粉土；中密填土；稍密细砂6.0 ~ 10  1014 ~ 353 ~ 6硬塑(0<IL≤0.25)、坚硬(IL≤0)状黏性土、湿陷性黄土；e<0.75粉土；中密的中粗砂；密实老填土10 ~ 221035 ~ 100  2 ~ 5中密、密实的砂砾、碎石类土--100 ~   3001.5 ~ 3注：1. 当桩顶水平位移大于表列数值或灌注桩配筋率较高（≧ 0.65%）时，m 值应适当降低；当预制桩的水平向位移小于10mm 时，m 值可适当提高；2. 当水平荷载为长期或经常出现的荷载时，应将列表数值乘以0.4 降低采用；3. 当地基为可液化土层时，应将表列数值乘以下表5.3.12 中相应的系数ψl。                         来自「理论 – 深基坑支护结构分析– 土的水平反力系数」土层液化影响折减系数ψl（建筑桩基技术规范 JGJ 94-2008）λN = N/Ncr 自地面算起的液化土层深度dL（m） ψl λN ≤0.6dL ≤10   10< dL ≤200   1/30.6< λN ≤0.8    dL ≤10   10< dL ≤201/3   2/30.8< λN ≤1.0    dL ≤10   10< dL ≤202/3   1.0注：1. N 为饱和土标贯击数实测值；Ncr 为液化判别标贯击数临界值。2. 对于挤土桩当桩距不大于4d，且桩的排数不少于5 排、总桩数不少于25 根时，土层液化影响折减系数可按表列值提高一档取值；桩间土标贯击数达到Ncr 时，取ψl = 1。                         来自「理论 – 深基坑支护结构分析– 土的水平反力系数」扩展阅读：GEO5用户手册岩土经验参数汇总（一）GEO5用户手册岩土经验参数汇总（二）GEO5用户手册岩土经验参数汇总（四）GEO5用户手册岩土经验参数汇总（五）

　　本文主要汇总挡墙设计中涉及到经验参数。注：挡墙设计主要包括：土压力计算、悬臂式挡土墙设计、重力式挡土墙设计、桥台挡土墙设计、石笼挡土墙设计、混凝土砌块挡土墙设计和配筋砌体挡土墙设计。地震作用重要性系数 Ci公路抗震规范JTG B02-2013 中建议的地震作用重要性系数Ci 的取值公路等级构筑物重要程度地震作用重要性系数Ci高速公路、一级公路抗震重点工程一般工程1.71.3二级公路抗震重点工程一般工程1.31.0三级公路抗震重点工程一般工程1.00.8四级公路抗震重点工程0.8注：抗震重点工程指隧道和破坏后抢修困难的路基、挡土墙工程。                                           来自「理论 – 土压力– 地震的影响」公路桥梁抗震设计细则JTG/T B02-01-2008 中建议的地震作用重要性系数Ci 的取值桥梁分类E1地震作用地震作用重要性系数CiA类1.01.7B类0.43（0.5）1.3（1.7）C类0.341.0D类0.23-                                           来自「理论 – 土压力– 地震的影响」地基抗震承载力调整系数 ξa建筑抗震设计规范GB 50011-2010 中建议的地基抗震承载力调整系数ξa 的取值岩土名称和性状ξa岩石，密实的碎石土，密实的砾、粗、中砂，   fak ≥ 300kPa的粘性土和粉土1.5中密、稍密的碎石土，中密和稍密的砾、粗、中砂，密实和中密的细、粉砂，150kPa ≤ fak < 300kPa的粘性土和粉土，坚硬黄土  1.3稍密的细、粉砂，100kPa ≤ fak < 150kPa的粘性土和粉土，可塑黄土1.1淤泥，淤泥质土，松散的砂，杂填土，新近堆积黄土及流塑黄土1.0注：公路抗震规范JTG B02-2013 中的建议取值（表4.2.2）和上表取值相同。                                           来自「理论 – 土压力– 地震的影响」水运抗震规范JTS 146-2012 中建议的地基承载力调整系数ξa 的取值地基土ξa松砂，非液化状态1.0一般砂，非液化状态1.3密实的碎石土和基岩，包括夯实的抛石基床1.5                                           来自「理论 – 土压力– 地震的影响」结构与岩土间的摩擦对土压力的影响 　　δ 值的大小通常为 δ =1/3φ 至 δ = 2/3 φ 之间。不同接触类型情况下岩土与结构间的摩擦角δ 取值可参考 δ推荐值表和 |δ| /φ 推荐值表。不同材料之间的摩擦角 δ 取值（依据美国规范NAVFAC）：接触材料摩擦系数tg(δ)摩擦角δ°建于如下岩土材料中的大体积混凝土 ：干净的敲击声脆的硬岩0.7035干净的砾石、砾石与砂的混合土、粗砂0.55-0.629-31干净的细砂到中砂、粉质中砂到粗砂、粉质或粘土质碎石土0.45-0.55干净的细砂、粉质或粘土质细砂到中砂0.35-0.4519-24细砂质粉土、非塑性粉土0.30-0.3017-19刚度大且坚硬的残积土或先期固结粘土0.40-0.5022-26中等坚硬到坚硬的粘土和粉质粘土0.30-0.3517-19用于支护如下岩土类型的钢板桩：干净的砾石、碎石和砂的混合土、含碎石且级配良好的堆石0.4022干净的砂、粉质砂砾混合土、单一粒径的硬岩堆石0.3017粉质砂、混有粉土或粘土的砾石或砂0.2514细砂质粉土、无塑性粉土0.2011用于支护如下岩土类型的浇筑混凝土或混凝土板桩：干净的砾石、砾砂混合土、含碎石且级配良好的堆石0.40-0.5022-26干净的砂、粉质砂砾混合土、单一粒径的硬岩堆石0.30-0.4017-22粉质砂、混有粉土或粘土的砾石或砂0.3017细砂质粉土、无塑性粉土0.2514其他不同结构材料组合：软岩料石砌体与软岩料石砌体0.7035硬岩料石砌体与软岩料石砌体0.6533硬岩料石砌体与硬岩料石砌体0.5529砌体结构与木材0.5026钢板桩与钢板桩连接处0.3017                     来自「理论 – 土压力– 结构与岩土间的摩擦对土压力的影响」土对挡土墙墙背的摩擦角δ（依据中国规范《建筑边坡工程技术规范》（GB50330-2013））挡土墙情况摩擦角δ°墙背平滑，排水不良(0.00~0.33)φ墙背粗糙，排水良好(0.33~0.50)φ墙背很粗糙，排水良好(0.50~0.67)φ墙背与填土之间不可能滑动(0.67~1.00)φ                     来自「理论 – 土压力– 结构与岩土间的摩擦对土压力的影响」结构与岩土间的粘结力　　当采用总应力法计算主动土压力和被动土压力时，需要输入土的不排水抗剪强度参数cu 和结构与岩土间的粘结力a。结构与岩土间粘结力 a 的常用取值土体类型粘聚力 c [kPa]粘结力 a [kPa]软到很软的粘性土0 - 12 0 – 12 中等稠度的粘性土12 - 24 12 – 24 较硬的粘性土24 - 48 24 - 36 硬粘性土48 - 96 36 – 46                      来自「理论 – 土压力– 结构与岩土间的摩擦对土压力的影响」岩石参数与岩石纯抗压强度相关的岩石参数岩石的抗压强度 σci   [MPa]岩石的 Hoek 强度参数 mi[-]GSI [-]岩石的粘聚力c [kPa]岩石的内摩擦角 φ[°]150 25757000 - 13000 46 - 68 80 12503000 - 4000 30 - 65 50 16752000 - 4000 40 - 60 30 15651000 - 2000 40 - 60 20 830400 - 600 20 - 44 15 1024300 - 500 24 - 38 5 102090 - 100 23 - 28                                              来自「理论 – 土压力– 岩石参数」一些岩石的内摩擦角值：风化的砂砾岩，稍破碎35   –44°未风化的粘性板岩，中等破碎30   - 40°未风化的凝灰岩，中等破碎33   –42°未风化的辉绿岩39   –50°未风化的phantanite 岩, 稍破碎45   –52°                                             来自「理论 – 土压力– 岩石参数」较完整岩层的单轴极限抗压强度和侧向容许应力的对应值（铁路路基支挡结构设计规范 TB10025-2006（2009 局部修订版））单轴极限抗压强度（kPa）侧向容许值σ[MPa]100001.5~2150002 ~   3200003 ~   4300004 ~   6400006 ~   8500007.5   ~ 10600009 ~   128000012   ~ 16                                             来自「理论 – 土压力– 岩石参数」挡墙底与地基岩土体的摩擦系数μ的建议值（建筑边坡工程技术规范 GB 50330-2013）岩土类别摩擦系数μ黏性土 - 可塑0.20~0.25黏性土 - 硬塑0.25~0.30黏性土 - 坚硬0.30~0.40粉土0.25~0.35中砂、粗砂、砾砂0.35~0.40碎石土0.40~0.50极软岩、软岩、较软岩0.40~0.60表面粗糙的坚硬岩、较坚硬岩0.65~0.75                                来自「理论 – 挡墙分析– 验算-安全系数法」锚杆抗拔强度建议值岩土材料极限粘结强度 [N/mm2]  不同钻孔直径的锚杆抗拔强度 [kN/m]65 mm75 mm90 mm100 mm150 mm软页岩0,21 -   0,8342 - 169  49 - 195  59 - 234  65 - 260  98 - 391  砂岩0,83 -   1,73169 -   350195 -   407234 -   486260 -   543391 -   562板岩, 硬页岩0,86 -   1,38175 -   281202 -   325243 -   390270 -   433405 -   562软石灰岩1,00 -   1,52204 -   310235 -   358282 -   429314 -   477471 -   562花岗岩, 玄武岩1,72 -   3,10351 -   562405 -   562486 -   562540 -   562562 -   562混凝土1,38 -   2,76281 -   562325 -   562390 -   562433 -   562562 -   562                                           来自「理论 – 挡墙分析– 基底锚固」扩展阅读：GEO5用户手册岩土经验参数汇总（一）GEO5用户手册岩土经验参数汇总（三）GEO5用户手册岩土经验参数汇总（四）GEO5用户手册岩土经验参数汇总（五）

　　锚杆（索）杆体的承载力和锚固段的承载力验算非常简单，建筑边坡工程技术规范（GB 50330-2013）和建筑基坑支护技术规程（JGJ 120-2012）中均有说明如下：　　1） 建筑边坡工程技术规范（GB50330-2013）　　　　抗拉验算：　　抗拔验算　　　①  锚杆（索）锚固体与岩土层间的长度应满足下式要求： 　　②  锚杆（索）杆体与锚固砂浆间的锚固长度应满足下式要求：　　2） 建筑基坑支护技术规程（JGJ120-2012）　　　　抗拉验算：　　　　抗拔验算：　　

　　本文主要介绍不同规范规定的加筋土挡土墙筋带抗拔力的验算方法。　　还是那句话，有过加筋土挡土墙设计经验的朋友都知道，加筋土挡土墙设计应进行内部稳定性验算，验算的内容包括筋带强度验算和筋带抗拔稳定验算等。对于筋带强度验算，我们在《加筋土挡土墙需要进行内部滑移验算吗》一文中已经讨论过，这一回就来谈一下如何对筋带的抗拔稳定性进行验算。　　对于筋带抗拔力，各个行业规范给出的计算公式相同，以《铁路路基支挡结构设计规范》为例：  式中：　　Sfi—筋带抗拔力(kN)；　　δvi—第i层面板所对应筋带上的垂直压应力 (kPa)；　　a—筋带宽度 (m)；　　Lb—筋带的有效固结长度 (m)；　　f—筋带与填料间的摩擦系数，应根据抗拔试验确定，当无试验数据时，可采用0.3～0.4。　　但是在简化破裂面的选取上每个规范却存在着显著的差别。所谓的简化破裂面，指的是加筋体非锚固区（活动区）与锚固区（稳定区）的分界面，这个分界面的选取对筋带抗拔力的计算非常重要，因为它涉及到筋带有效锚固长度的确定。　　《铁路路基支挡结构设计规范》中采用的简化破裂面如下图所示，以挡墙中点为分界点，以上取0.3H作为分界线，以下取墙趾至上分界线与挡墙中线交点的连线作为分界线，分界线与挡墙共同组成的区域便是非锚固区，其它区域即为锚固区。图1《铁路路基支挡结构设计规范》中采用的简化破裂面　　《公路路基设计规范》中采用的简化破裂面如下图所示，以穿过墙趾并与水平面夹角为β（β=45°+φ/2，β为墙后填土的综合内摩擦角）的线为分界线，与bH=0.3H分界线的交点作为分界点，两条分界线与挡墙组成的区域即为非锚固区。图2《公路路基设计规范》中采用的简化破裂面　　《水利水电工程土工合成材料应用技术规范》根据筋带刚度模量将筋带分为刚性筋带和柔性筋带，两种筋带的简化破裂面有着不同的取法。其中刚性筋带破裂面的取法与《公路路基设计规范》采用的取法相同，柔性筋带则采用朗金破裂面，即穿过墙趾并与水平面夹角为的分界线。图3《水利水电工程土工合成材料应用技术规范》中采用的简化破裂面　　参照上述规定，即可确定加筋土挡土墙破裂面的形状，从而可以确定筋带的有效固结长度，根据筋带抗拔力计算公式即可得到筋带的抗拔力。　　最后，在筋带抗拔验算上各个规范也存在着一些差别。　　其中《铁路路基支挡结构设计规范》要求分别检算全墙抗拔稳定和单板抗拔稳定，全墙抗拔稳定计算公式为：(1-2)式中：　　∑Sfi—各层筋带摩擦力的总和 (kN)；　　∑Exi—各层筋带承受水平土压力的总和 (kN)。　　同时要求全墙抗拔稳定系数不应小于2.0，且单板抗拔稳定系数 Sfi/Exi也不宜小于2.0，条件困难时可适当减小，但不得小于1.0。　　《公路路基设计规范》规定的单一筋带的抗拔稳定性公式为： (1-3)式中：　　γ0—结构重要性系数；　　　　　γ1—筋带抗拔力计算调节系数。　　《水利水电工程土工合成材料应用技术规范》规定的抗拔稳定性公式为：   要求安全系数Ks≥1.3。　　对于GEO5加筋土式挡土墙设计模块，在「分析设置」界面“挡墙分析”选项卡中（如下图），当「内部稳定性」选择相应的规范时，则采用相应的简化破裂面形状。对于水工结构物，如果是刚性筋带，我们选择《公路路基设计规范》即可，如果是柔性筋带，我们则选择「标准– 直线滑面」即可。相应的内部稳定性安全系数，我们也可以在该选项卡中设置。 　　加筋土挡土墙筋带抗拔力的验算方法就介绍到这里，希望对大家有所帮助。

　　介绍了三种工程上比较常用的弹性地基模型，并对它们各自的特征进行了分析讲解。　　有基础设计经验或对基础设计比较熟悉的朋友应该清楚基础设计的最大难点在于如何描述地基对基础作用的反应，即如何确定基底反力与地基变形之间的关系。这就需要建立能够较好反映地基特性又能便于分析不同条件下基础与地基共同作用的地基模型。　　目前这类地基计算模型很多，依据其对地基土变形特性的描述可将地基模型分为三大类：线性弹性地基模型、非线性弹性地基模型和弹塑性地基模型。这里给大家简单地介绍几种工程上比较常用且应用相对比较简单的线性弹性地基模型。　　1、  温克尔地基模型（Winkler模型）　　温克尔模型是捷克工程师Winkler于1867年在计算铁路路轨时提出的一个地基模型。该模型假定地基土表面上任一点处的变形s与与该点所承受的压力强度p成正比，而与作用在其它点的应力无关，基本方程为： 　　式中：k—基床系数或地基抗力系数，kN/m3。　　Winkler地基模型的特点是把土体视为由一系列侧面无摩擦的土柱或彼此独立的弹簧组成，其变形具有弹簧变形的特点，相邻弹簧之间变形互不影响，即地基仅在荷载作用区域下产生与基底压力成正比的沉降变形，在区域外的变形为零。基底反力分布图形与地基表面的竖向位移图形相似。这种模型最大的缺陷就是没有考虑土体的连续性，忽略了土体中的剪应力作用，而土体剪应力会使地基附加应力向基底周围的土体中扩散，所以地基任一点的变形不仅取决于直接作用在该点的荷载，还与整个地基表面的荷载有关。对于抗剪强度较低的软土地基，或地基压缩层较薄，厚度不超过基础短边一半，荷载基本不向外扩散的情况，可以认为比较适用Winkler地基模型。　　2、  弹性半空间地基模型　　弹性半空间地基模型假设地基是一个均质、连续、各向同性的半无限空间弹性体。与Winkler地基模型相比，这种模型属于连续介质模型，地基表面任一点的变形不仅取决于直接作用在该点的荷载，而且还与整个地基表面的荷载有关，所以它不仅可以反映荷载作用范围内地基的沉降变形，也能反映荷载作用范围外的土体位移。按布辛内克斯推导，弹性半空间表面上受一集中竖向荷载P，则半空间表面上离作用点半径为r处的地表变形值s为： 　　式中：ν—土的泊松比；E—土的变形模量。　　弹性半空间地基模型考虑了土压力的扩散作用，可以表征土体位移的连续性，对于常见的基础宽度比地基土层小，土也并非十分软弱的情况，弹性半空间地基模型较Winkler地基模型更能反映地基的实际情况。但是，半空间模型假定E、ν是常数，且深度无限延伸，而实际上地基压缩土层都有一定的厚度，土体变形模量也会随着深度增加而增大，所以该模型夸大了地基的深度和土体的压缩性，大量的研究成果和现场观测也表明该模型的应力和变形扩散范围往往超过了地基的实际情况，所以计算得到的变形量和变形范围往往较实际情况偏大。因此弹性半空间地基模型在应用上也存在一定的局限性。　　3、  Winkler-Pasternak双参数弹性地基模型　　Winkler地基模型虽然简单直观，但不能很好地反映土体的连续性；而弹性半空间地基模型又夸大了地基的深度和扩散能力，且计算又较为复杂，难以在工程设计中得到广泛应用。为此很多学者和专家提出了介于两者之间的一类地基模型——双参数弹性地基模型。双参数弹性地基模型用两个独立的参数分别表示土体的抗压和抗剪特征，既克服了Winkler地基模型不能反映压力扩散的缺陷，数学处理上较弹性半空间地基模型又相对简单，如果参数选取适当，可以很好地描述地基的力学性能。　　这里主要介绍被国外广泛使用的Winkler-Pasternak双参数地基模型。Winkler-Pasternak地基模型在Winkler地基模型的基础上假设各弹簧单元间存在着剪切相互作用，设变形过程中基础与地基式中保持接触，地基表面任一点的变形s和压力强度p的关系可以表示为： 　　式中G称为剪切基床系数。　　Winkler-Pasternak地基模型较之Winkler地基模型和弹性半空间地基模型，其计算结果更符合实际情况，因此在基础工程设计、计算中得到了非常广泛地运用。GEO5岩土工程软件（弹性地基梁模块、筏基有限元分析模块）采用的地基模型便是Winkler-Pasternak双参数弹性地基模型，较其它使用Winkler地基模型的岩土软件，GEO5的计算结果更准确、更能真实地反地基基础情况。同时，用户不仅可以直接输入基床系数k（软件中用C1表示）和剪切基床系数G（软件中用C2表示），在没有这两个系数的情况下，用户也可以通过“由岩土材料沉降参数计算”或“由地基变形参数计算”两种方式来自动获取基床参数C1和C2，这个功能对没有试验参数或不知如何取得基床系数的用户非常有用。

　　接着[知识] 地基承载力特征值用词、定义和采用理由存在的问题（上），进行介绍。　　3  地基承载力特征值采用理由问题　　以下讨论地基承载力特征值的采用理由时同样是将地基承载力特征值作为地基承载力许用值来理解的，否则无需讨论，因为从本文第一部分已经可知，真正的地基承载力特征值是地基极限承载力统计值（或者说，地基承受荷载的极限能力的统计值）。国标《地基规范》11版条文说明给出了采用地基承载力特征值（即采用允许应力法拒绝总安全系数法或分项系数法）的理由。分析表明，这些理由是不成立的。　　地基承载力特征值的采用理由之一：地基极限承载力不存在或很难确定。　　分析：地基极限承载力通常是存在的，重庆地区广泛分布的岩石地基更是如此。　　事实上采用地基承载力特征值概念的国标《地基规范》02版和13版附录（浅层、深层、岩石、锚杆抗拔、单桩竖向、单桩水平、单桩抗拔）关于各种载荷试验的规定就已经给出了如何确定极限荷载的方法（这些情况表明，地基承载力特征值或单桩承载力特征值通过载荷试验确定时，均需确定地基极限承载力或单桩极限承载力），采用地基承载力特征值概念的一些行业标准和地方标准直接在地基承载力验算和单桩承载力验算条文中给出了地基极限承载力标准值与地基承载力特征值的换算式。　　理论上说，土质地基承载力是由土体抗剪强度参数和基础条件决定的抗力，只要存在抗剪强度参数，就会有地基承载力。　　因而不能把地基极限承载力不存在或很难确定作为不采用地基极限承载力标准值概念的理由。　　国标《地基规范》02版和13版一方面说地基极限承载力不存在或很难确定从而采用地基承载力特征值（即采用允许应力法），一方面又提供极限荷载确定方法。这是自相矛盾的。　　地基承载力特征值的采用理由之二：地基承载力还有潜力可挖但地基变形已达到或超过正常使用限值。　　这种情况并非普遍存在，重庆地区广泛分布的岩石地基，其变形常常是在破坏前还没有达到正常使用限值，况且承载能力验算与变形验算是两项独立的工作，承载能力验算并不代替变形验算，因而不能把地基承载力还有潜力可挖但地基变形已达到或超过正常使用限值作为不采用地基极限承载力标准值概念的理由。　　其实，设计人采用地基极限承载力进行承载能力验算（无论采用分项系数法还是总安全系数法）才能对自己设计的基础的安全度有一个大体的把握。　　在现阶段，采用地基极限承载力标准值和总安全系数法进行承载能力验算完全可行。采用地基极限承载力标准值进行承载能力验算还可以对不同安全等级（重要性等级）采用不同的安全系数。　　4  结语　　1） 当前采用的地基承载力特征值这一术语不符合特征值的本义和特征值与标准值的关系，更不符合抗力特征值的本义，如果基础设计一定要采用允许应力法，那么，为了保留“承载力”一词，可以将当前采用的地基承载力特征值改为地基承载力许用值。　　2）地基承载力特征值（地基承载力许用值）定义为“由载荷试验测定的地基土压力变形曲线线性变形段内规定的变形所对应的压力值，其最大值为比例界限值”，与用载荷试验确定地基承载力特征值的具体方法矛盾、与地基承载力特征值的深宽修正结果矛盾、与按理论公式确定地基承载力特征值的方法矛盾，是不合适的。如果基础设计一定要采用允许应力法，那么，地基承载力特征值（地基承载力许用值）应定义为具有一定安全储备的地基承载能力代表值。　　3）地基承载力特征值（地基承载力许用值）的两个采用理由（地基极限承载力不存在或很难确定，地基承载力还有潜力可挖但地基变形已达到或超过正常使用限值）均是不成立的。在现阶段，采用地基极限承载力标准值和总安全系数法进行承载能力验算完全可行。采用地基极限承载力标准值进行承载能力验算还可以对不同安全等级（重要性等级）采用不同的安全系数。　　4）将“按地基承载力确定基础底面积及埋深或按单桩承载力确定桩数时，传至基础或承台底面上的作用效应颖按正常使用极限状态下作用的标准组合；相应的抗力应采用地基承载力特征值或单桩承载力特征值”的规定列为强制性条文，初衷或许是保证基础底面尺寸和桩数设计的安全，但客观上也对行业标准和地方标准在地基承载力验算方面采用分项系数法或总安全系数法进行了强制阻止，不仅如此，这样做还对地基承载力特征值这个用词在全国范围进行了强制推广。　　5）在我国，国标影响力极大，国标的规定会进大学教科书，会列为注册工程师职业资格考试内容，岩土工程类国标的规定视为岩土工程学的一个部分。李广信先生曾说：土力学是一门很土的力学。如果做一点引申，也可以说，岩土工程学是一门很土的学科，因为它有很多的经验系数、经验公式或半理论半经验公式（由于经验系数、经验公式或半理论半经验公式有局限性，会随着新经验而变化，而且蕴含着理论上的道理等待着我们去挖掘，满足于此没有希望，从此出发才是正道）。注：上述内容据《全国第十届土力学及岩土工程学术大会论文集》收录文章“重庆市工程地质勘察规范的特色”和2015年重庆市注册岩土工程师继续教育课件相关内容修改

　　国标《地基规范》02版有两大影响广泛的创造：一个是地基基础设计等级概念，一个是地基承载力特征值概念。国标《地基规范》13版继续采用。相关行业标准和地方标准纷纷效仿（当然也不得不这样做，因为在国标《地基规范》02版与11版中，“按地基承载力确定基础底面积及埋深或按单桩承载力确定桩数时，……相应的抗力应采用地基承载力特征值或单桩承载力特征值”是强制性条文）。　　地基承载力特征值在用词、定义和采用理由三方面均存在问题。　　1  地基承载力特征值用词问题　　九年前李静波的一篇文章让我对标准值、特征值概念与关系更明白一些。　　在我国工程建设类标准中，从数据获取方式上看，标准值包括了特征值和公称值。从力学性质上看，标准值包括荷载标准值和抗力标准值。　　特征值是表达某一物理量概率分布特征的数值（如众值，均值，某个分位值）。   　　公称值是从实际出发根据已有的工程实践经验进行分析判断获得的数值。　　特征值是数理统计值，公称值是工程经验值，某一物理量既可能是数理统计值也可能是工程经验值时应采用标准值来表征。　　地基承载力就是这样的物理量，它在一些情况下是数理统计值，在另一些情况下是工程经验值，因深宽修正式是经验公式，故深宽修正后的地基承载力在性质上都是工程经验值。　　抗力标准值均是极限状态下的值。地基承载力属于抗力，故地基承载力标准值自然应是极限状态下的值。　　因此，地基承载力标准值应包括地基（极限）承载力特征值和地基（极限）承载力公称值。　　当前采用的地基承载力特征值既不是极限状态下的值，也不都是数理统计值（还包括了工程经验值）。因此，它不属于抗力特征值，不能称为地基承载力特征值，也不能改称为地基承载力标准值。当前采用的地基承载力特征值这一用词不符合特征值的本义和特征值与标准值的关系，更不符合抗力特征值的本义，把原本很清晰的标准值与特征值、公称值的关系以及抗力标准值与抗力特征值、抗力公称值的关系搞乱了。　　如果把当前采用的地基承载力特征值改称为地基承载力允许值（或者地基允许承载力），这种提法也不合适。地基变形是不受欢迎的，地基变形过大，可能造成建筑物不能正常使用，所以对地基变形需要设定允许值。地基承载力是受欢迎的（地基没有承载力就修不了建筑物），地基承载力越高同一建筑物越安全，所以对地基承载力不需要设定允许值。设计人在地基的选择中，在同等的其它条件下，会选择地基变形小的候选地基做地基而放弃地基变形大的候选地基做地基，但不会选择地基承载力小的候选地基做地基而放弃地基承载力大的候选地基做地基。　　当前采用的地基承载力特征值实际上是允许基底平均压力（基础深宽修正前是对应于载荷试验条件的允许基底平均压力，深宽修正后是对应于实际基础条件的允许基底平均压力），当前使用的单桩承载力特征值实际上是单桩允许桩顶荷载。如果基础设计一定要采用允许应力法，那么，为了保留“承载力”一词，可以将当前采用的地基承载力特征值称为地基承载力许用值。承载力许用值不同于承载力允许值，承载力许用值是给承载力的取用设一个上限，承载力允许值是给承载力设一个上限（而地基承载力是不需要人为设上限的，它的上限就是地基承载力极限值）。　　顺便指出，国标《地基规范》89版中的地基承载力（无论是深宽修正前还是深宽修正后）也是允许基底平均压力。该规范将深宽修正前的地基承载力称为地基承载力标准值，将深宽修正后的地基承载力称为地基承载力设计值，不符合抗力标准值的本义和抗力标准值与抗力设计值的关系，把原本很清晰的抗力标准值与抗力设计值的关系搞乱了。　　2  地基承载力特征值定义问题        　　以下讨论地基承载力特征值的定义时是将地基承载力特征值作为地基承载力许用值来理解的，否则无需讨论，因为从本文上一部分已经可知，真正的地基承载力特征值是地基极限承载力统计值（或者说，地基承受荷载的极限能力的统计值）。　　国标《地基规范》11版对地基承载力特征值的定义是：“由载荷试验测定的地基土压力变形曲线线性变形段内规定的变形所对应的压力值，其最大值为比例界限值。”　　该定义存在以下问题：　　2.1  与用载荷试验确定地基承载力特征值的具体方法矛盾　　国标《地基规范》11版附录C、附录D和附录H给出了浅层平板载荷试验、深层平板载荷试验和岩基载荷试验中地基承载力特征值统计用单值的确定方法。对岩基载荷试验，地基承载力特征值统计所用单值系极限荷载三分之一与比例界限荷载二者中的小值。对浅层和深层平板载荷试验，该单值系极限荷载之半与比例界限荷载二者中的小值；无法按此确定时，取与沉降量为0.01～0.015倍承压板宽度（或直径）对应的压力值。由此可见，当有线性变形段时，不存在规定的变形，所取定的压力值虽在线性变形段内但并不是与规定的变形对应的压力值；当无线性变形段时，所取定的压力值虽对应规定的变形但不是线性变形段内的压力值。　　2.2  与地基承载力特征值的深宽修正结果矛盾　　由载荷试验确定的地基承载力特征值根据基础实际情况作深宽修正后仍是地基承载力特征值。若深宽修正后的地基承载力特征值大于修正前的地基承载力特征值，那么，当修正前的特征值取载荷试验测定的地基压力变形曲线线性变形段的最大荷载值即比例界限荷载时，修正后的特征值将大于载荷试验测定的比例界限荷载从而不在载荷试验测定的地基压力变形曲线线性变形段内；当修正前的特征值小于但接近于该比例界限荷载值时，修正后的特征值仍有可能不在该线性变形段内。　　2.3  与按理论公式确定地基承载力特征值的方法矛盾　　国标《地基规范》11版第5.2.5条给出了确定地基承载力特征值的理论公式。这是一种不同于载荷试验的独立的确定地基承载力的方法，在理论上，对条形基础，它是塑性区开展深度为基础宽度四分之一时的荷载，连地基土压力变形曲线线性变形段上的荷载也不是，更不用说是由载荷试验测定的地基土压力变形曲线线性变形段上的荷载。地基承载力特征值的定义涵盖不了用这种方法确定的地基承载力特征值。　　此外，定义中的“地基土”涵盖不了所有的地基。　　如果基础设计一定要采用允许应力法，那么，地基承载力特征值（地基承载力许用值）应定义为具有一定安全储备的地基承载能力代表值。更多详情点击[知识] 地基承载力特征值用词、定义和采用理由存在的问题（下）查看。注：上述内容据《全国第十届土力学及岩土工程学术大会论文集》收录文章“重庆市工程地质勘察规范的特色”和2015年重庆市注册岩土工程师继续教育课件相关内容修改

　　由于红粘土的特性，结合水的作用和影响，对边坡支挡结构的安全产生了很大的影响，本人就工作中遇到的问题进行了如下总结，望能与各位专家、同仁进行探讨！　　颜色为棕红或褐黄色，覆盖于碳酸盐岩系之上，其液限大于或等于50%的高塑性粘土判定为红粘土。红粘土具有失水收缩、裂隙发育、上硬下软的特征。红粘土在贵州地区广泛分布，在工程中形成了众多的红粘土边坡，针对些种边坡中经常发生的事故，对红粘土边坡支护设计中的几点注意事项进行总结如下：　　1. 必须充分重视红粘土上硬下软的特性。在红粘土地区天然竖向剖面上，往往出现地表呈坚硬、硬塑状态，向下逐渐变软，成为可塑、软塑甚至流塑状态的现象。随着这种由硬变软现象，土的天然含水率、含水比和天然孔隙比也随深度递增，力学性质则相应变差。边坡支护设计时，边坡的稳定性和土体压力除要按圆弧滑动面计算外，当基岩面起伏较大且出露在外时，还应计算滑红粘土与岩层的接触面滑动的安全系数，并且抗滑桩、锚杆、锚索等结构的锚固段应穿过最下层红粘土，到达岩层。　　2. 锚杆、锚索的锚固段应放置在岩层中。《建筑边坡工程技术规范》（GB50330-2013）中第8.1.4条规定：锚杆的锚固段不应设置在未经处理的液限大于50%的土层中。一般红粘土的液限都大于50%，锚固段放在红粘土层中极易发生事故。　　3. 红粘土中钻孔工艺的选择。由于红粘土具有遇水强度急剧降低的特性，在红粘土边坡中进行钻孔施工时，必须用干钻的施工工艺，防止由于水的浸入导致红粘土抗剪强度大幅下降，造成塌孔，影响工程质量甚至是边坡安全。　　4. 必须重视红粘土中的裂隙。分布红粘土中的深长地裂对工程危害极大，对一些低矮边坡，裂隙可使土体失去固有的连续性，尽管实际坡高小于计算的容许直立高度，仍可能因失稳而垮塌。较高边坡土体破坏时，将沿上部裂隙及土体中的不利方向的裂隙形成弧形滑动面。　　5. 红粘土边坡支挡结构计算时应考虑水的作用。在水的影响和作用下，土体的抗剪强度降低，重度增大，动水压力增大，使支挡结构墙背土压力增大，地基承载力减小，这是雨后一些红粘土边坡的挡墙出现滑移、倾覆等现象的主要原因。

　　最近审阅了基本规范，其中关于《载体桩》的规范中，涉及了复合地基中的桩土发挥系数。其中桩间土发挥系数大于1.0。这里的一些意见供同行们讨论与批评指正。　　在复合地基中，涉及桩与桩间土的发挥系数问题。所谓发挥系数其实就是二者共同工作的水平。1.复合地基中为什么桩有时不能100%发挥承载力　　这是由于①桩间土沉降产生负摩阻力；②桩分不到足够的荷载，例如刚性桩复合地基上的填土荷载。③褥垫层太厚。   2.关于桩间土的发挥系数　　对于桩基，在刚性承台底变性协调的情况下，桩间土是无法发挥其承载力的。所以对于桩基，国内外都是不考虑承台底部地基土的承载力的，见图1。可见这时桩间的承台底地基土在很小的桩顶位移（桩已达到极限承载力）下发挥的承载力是可以忽略的。 图1 桩基础　　复合地基中，由于设置了垫层，使二者的顶面位移不等，等于桩的Q-S曲线向下平移，即轴平移，见图2。 图2 薄垫层复合地基　　这时桩间土的发挥系数也不高，表明在这种刚度的单桩下，褥垫层偏薄。图3就是较为合适的褥垫层情况。 图3. 较合适的垫层复合地基　　为了清晰，这里都是用了极限荷载，而在设计中，则是以承载力的特征值为准。确定发挥系数的原则是二者的安全系数都是2.0。即有一个达到了极限荷载的1/2，则认为地基承载力达到设计值，另一个就只有小于1的发挥系数了。3．发挥系数是否可以大于1.0？　　如上所述，发挥系数是绝不能大于1.0的，各种《地基规范》从来没有大于1的发挥系数。　　可能在桩的施工过程中，土被振（挤）密，对于振冲桩，《规范》规定，桩间土的承载力fsk用“处理后桩间土承载力特征值”。而不是用处理前承载力特征值乘上大于1的发挥系数。

　　建筑基坑规范2012中单根土钉的极限抗拔承载力标准值给出了一个估算公式，但其合理性有待探讨。 　　《建筑基坑支护技术规范JGJ120-2012》中第5.2.5条对单根土钉的极限抗拔承载力验算进行了如下规定：单根土钉的极限抗拔承载力标准值可以按下式估算：，但应通过本规程附录D规定的土钉抗拔试验进行研究。其中，dj-第j层土钉的锚固体直径（m）；qsk,i-第j层土钉与第i土层的极限粘结强度标准值（kPa）；li-第j层土钉滑动面以外的部分在第i土层中的长度（m），直线滑动面与水平面的夹角取（β
+φm）/2   。该公式对应的各参数如图1所示。图1 基坑规范2012中插图5.2.5　　但是笔者对此公式的运用有一定的怀疑。做个很简单的假设，如果上图中中间第3排（从上往下数）土钉长度较短，没有穿过假定的直线滑动面，则li=0，根据公式5.2.5，计算得到的Rk,j=0,即第3根土钉的抗拔承载力为0，而土压力是作用在土钉头与混凝土面板接触处的，则上述情况导致的结果是第3排土钉因为抗拔承载力不足而被拔出，这显然是不符合实际的。在整个土钉挡墙稳定的情况下，难道第3排土钉会单独鼓出或飞出？　　针对上述问题，笔者认为，验算土钉承载力，如果按照规范的思路，那么在计算土钉的抗拔力时也应该是考虑整个土钉的长度；而且，土钉墙作为一个加固体系，各排土钉并不是独立作用的，而是作为一个系统相互影响的。基于上述论述，笔者认为，更好的一种思路是，将土钉及其加固块体视为一个整体进行稳定性验算。该块体沿着最危险潜在滑面滑动，综合考虑加固整体的稳定性，而不是单独考虑某根土钉的抗拔力。类似外部稳定分析，但不是圆弧滑面，且滑面穿过大部分土钉。　　这一点和锚杆的拉拔验算类似，我们分析时由锚杆的锚固段（抗拔）和锚杆杆体的粗细（抗拉）得到锚杆能提供给滑面的最大抗力，从而得到滑面的安全系数，而不是由滑面的设计安全系数，反算得到滑体滑动时作用在单根锚杆上的力。实际上，我们很难计算得到单个锚杆的受力。同样的道理，计算土钉时，只是假设的滑面为主动破坏时的棱体破裂面。同时，由于土钉（外力）的影响，该滑面不一定为没有土钉时的主动土压力破坏面（45°- φ/2），而应该搜索得到。可能的破坏面形状如下图：　　从整体稳定的角度我们就可以更清楚的解释为什么规范的验算方法存在一定的不合理性。我们假设某一根土钉出现了鼓出（抗拔承载力不足），那么滑体一定沿着规范假设的滑面（45°-φ/2）产生了滑动，此时，其他土钉必定会对这个滑动产生抗力，从而阻止滑动，那么抗拔承载力不足的土钉就不会鼓出，从而自相矛盾。如果土钉承载力不足，滑体滑动，那么土钉只可能出现以下三种破坏（如图2），且所有土钉均会破坏：1. 土钉拉断2. 从滑面后的稳定土体中拔出；3. 依然保留在稳定土体中，从滑动块体中拔出； 图2 土钉破坏的三种模式　　实际工程中从来没有出现过单根土钉拔出，而整体稳定的。最后简单总结一下，土钉墙设计需要进行的验算：1. 倾覆滑移验算；2. 地基承载力验算；3. 内部稳定性验算（直线或折线滑面） - 本文提到的土钉承载力；4. 外部稳定性验算：绕过土钉墙的圆弧滑面5. 混凝土面层强度验算。　　上述验算均可以在GEO5土钉边坡支护设计中实现。在GEO5中，用户可以选择「内部稳定性-直/折线滑动」（图3），将土钉和其加固的块体视为整体进行稳定性验算。理正深基坑仅能依据建筑基坑规范2012验算土钉，因此有时候我们会发现最终设计方案很奇怪。在此笔者建议大家在研读规范和使用软件时，要注意对条文细节的理解和批判，不能一味只相信软件。还是那句话：软件只能作为辅助，而不能作为主宰。 图3 内部稳定性验算滑面类型图4 GEO5土钉边坡支护设计界面