圓形深基坑圍護結構優化設計研究

佘海洋

(廣州地鐵設計研究院有限公司，廣東 廣州 510010)

0 引言

對于狹長的條帶狀基坑工程而言，地下連續墻可以看成主要承受豎向彎矩的受彎構件，而圓形基坑的空間效應十分明顯。環狀體系的圍護結構既承受壓力又承受彎矩，圓形基坑的拱效應使部分坑外土壓力轉化為圍護結構的軸向壓力，減小了由于彎矩產生的豎向變形，提高了地下連續墻的自身穩定性［1－3］。此外，考慮到實際工程中槽段間通過接頭相互制約的情況，不符合理想的平面應變假設，平面計算所得的墻體內力與實測結果相差較大，因而不能用于指導連續墻的截面配筋設計［4－7］。

在相關研究中:董新平等［8］對上海某工廠圓形旋流池工程進行了計算分析和詳細的施工監測，得到圓形圍護結構主要承受彎矩作用的豎向彈性地基梁模型不適用于圓形基坑的結論。圓形地下連續墻在軸向壓力作用下，可以充分發揮混凝土抗壓能力強的優點，圓形圍護結構剛度大使得墻體變形較小。安煥超［9］以首鋼京唐鋼鐵聯合有限公司煉鋼主廠房旋流池為例，綜合利用理論計算、現場監測、數值模擬3種技術手段，對圓筒狀地下連續墻的內力和變形進行了分析研究。熊浩［10］以武漢鸚鵡洲長江大橋北錨碇深基坑工程圓形地下連續墻為研究對象建立了計算模型，通過比較計算值與實測值，系統全面地分析了圓形地下連續墻的圍護效果。羅耀武等［11］以上海世博500 kV變電站為例研究了若干因素對與圓筒狀地下連續墻內力和變形的影響。

雖然，對圓形基坑圍護結構受力和變形分析己有的一定研究，但缺少對圓形基坑圍護體系更為詳細的定量分析。

本文以某風井工程為背景，結合風井基坑工程設計、施工中的技術難點，采用大型通用有限元計算軟件Midas GTS建立包括地下連續墻等在內的三維計算模型，應用荷載結構分析方法，對風井開挖及其盾構破井過程中的穩定性做出評價;在考慮地下連續墻接頭剛度變化和地下連續墻分幅形式等因素情況下，通過多種計算工況的對比分析，提出合理的支護技術參數和措施，以確保工程施工期的結構穩定性和合理性。

1 連續墻接頭模擬

傳統的數值計算分析往往忽略了地下連續墻接頭，而將地下連續墻看成一個整體，但計算結果卻與實際不符。本文采用簡化接頭單元模型模擬連續墻接頭的力學特性，單元由a，b 2節點模擬接頭的2個部分，接頭單元示意如圖1所示。

圖1 接頭單元模型Fig.1 Joint element model

在圖1中，a，b 2點位于連續墻接縫處的相鄰槽段上，為便于說明將2點分開顯示。a點的局部坐標為{}，其中為豎直方向，a垂直于槽端方向，為水方向?；娱_挖后，相鄰槽段在接頭處會產生相對變形:其相鄰槽段的剪切錯動y=·(xb－xa)，相鄰槽段的垂直于接縫的變形z=·(xb－xa)，該處豎直方向的相對位移可忽略，但接縫處由于接頭剛度的折減會導致豎向平面內的旋轉變形(沿方向)，即沿向的轉角α =－tan－1()(逆時針為正);其余2個方向的扭轉可以忽略，即若，則=0［12－13］。

考慮到鎖口管接頭、十字鋼板接頭、工字鋼接頭等不同接頭形式的變形特點和傳力機制，合理約束和釋放模型中a，b 2點的相對自由度并選取恰當的變形剛度以更加真實地反映客觀情況，從而所得結果也更符合實際。

2 工程應用

2.1 工程概況

本風井工程地處長江漫灘區，風井在施工階段作為盾構施工的中間檢修井;在運營階段，作為中間通風井的同時還可作為緊急情況下人員疏散逃生的通道。

風井基坑平面呈圓形，外徑為29.2 m，內徑為26.8 m，底板埋深約為21.152 m，基坑開挖深度為44.452 m，施工期設計地面標高為8.000 m，風井中心處盾構隧道埋深約為23.417 m。

本工程為一級基坑，工程區域地質條件差，地下水位埋深較淺，基坑開挖深度大，基坑圍護結構的設計、施工有較大的風險。由于穿越土層的力學參數偏低，為保證施工安全，采用壁厚1.2 m的圓形地下連續墻及工字鋼止水接頭，并結合內部主體結構設置5道鋼筋混凝土環梁作為基坑開挖支護結構，其中混凝土冠梁截面采用2.5 m×1.2 m，其余環形圈梁截面尺寸為1.5 m×1.2 m。

風井圍護結構橫剖面見圖2，平面布置見圖3。

2.2 地質條件

根據2個階段地質勘查報告，該工程穿越地層主要為第四系全新統()及白堊系上統浦口組()。第四系全新統以沖積類型為主，兼有河湖相相沉積，此區域內土層自上而下依次為:①1黏土、①2淤泥質粉質黏土、③1粉質黏土、④1粉砂、④2粉質黏土夾粉砂、④3粉砂、⑥1圓礫混卵石和⑥2含礫中砂。場地上層潛水的水位為天然地面以下1.50～2.00 m，抗浮水位取為場地整平標高對應高程。各土層物理力學參數見表1。

2.3 計算模型及邊界條件

為對風井基坑的地下連續墻圍護結構形式進行合理選型，本文結合工程設計難點，建立包括地下連續墻、內襯墻等在內的三維計算模型(不考慮風井內部結構的建筑形式和風塔荷載)，旨在考慮地下連續墻接頭剛度變化和地下連續墻分幅形式等情況下，通過多種計算工況的對比分析，提出合理的支護技術參數和措施，以確保工程施工期的結構穩定性。

圖2 風井圍護結構橫剖面圖(單位:mm)Fig.2 Profile of retaining structure of ventilation shaft(mm)

圖3 風井圍護結構平面布置圖(單位:mm)Fig.3 Plane layout of retaining structure of ventilation shaft(mm)

風井結構的三維計算模型如圖4所示。其中:地下連續墻、內襯墻和底板均采用4節點三維殼單元模擬，冠梁及3道環梁均采用三維梁單元模擬，與地下連續墻殼單元采用共用節點的耦合方法處理，以保證兩者在交界處彎矩和應力的有效傳遞。盾構開挖的土體采用土彈簧模擬。本文結合實際工程中接頭力學特征采用connect單元模擬連續墻相鄰槽段之間工字鋼接頭，折減剛度通過設置不同的接縫處豎向平面內旋轉剛度實現。

表1 土體物理力學參數表Table 1 Mechanical parameters of soil layers

圖4 工作井土體分層模型Fig.4 Numerical model of soil layers

邊界條件:連續墻底部采用豎向約束，地下連續墻外部施加主動土壓力和水壓力，采用水土分算，內部有水荷載時施加邊墻水壓力?；觾炔坎捎梅ㄏ驈椈杉s束，根據相關設計參數，地下連續墻與周邊土體的彈性抗力系數取1.7×109N/m，當模擬地下連續墻內部土體開挖時，采用釋放彈簧的方式實現。

地下連續墻接頭示意見圖5。

2.4 工作井施工方案

由于本工程地下水豐富，承壓水受周邊水補給，給施工降水造成較大困難。根據設計施工方案，本工作井采用順作法施工:首先施工圍護結構;待其達到設計要求之后，再采取常規干開挖，自地面向下分層開挖至第4道圈梁底部(－13 m標高左右為界);之后向坑內回灌水，采取水下開挖至坑底;完成地下結構底板之后，再對地下主體結構由下而上施工。

圖5 地下連續墻接頭示意圖Fig.5 Joint of diaphragm wall

具體施工模擬過程如下:1)風井連續墻成槽，澆筑并進行地應力平衡;2)施加冠梁，進行第1步開挖; 3)施加第1道環梁，進行第2步開挖;4)施加第2道環梁，進行第3步開挖;5)施加第3道環梁，進行第4步開挖;6)風井內灌水，水下分層開挖第1步;7)保持風井內水位，水下分層開挖第2步;8)保持風井內水位，水下分層開挖至坑底;9)澆筑坑底底板混凝土及鋼筋混凝土;10)澆筑坑底素混凝土;11)井內降水至坑底;12)澆筑內襯鋼筋混凝土底板及側墻;13)盾構破地下連續墻進洞;14)盾構破除洞內隧道范圍內的素混凝土;15)盾構破地下連續墻出洞;16)超挖，破除洞內需施作風井結構的素混凝土。

2.5 計算工況

地下連續墻之間的接頭設置見圖5，接頭剛度分別取地下連續墻槽段剛度的50%、75%、100%3種情形進行計算。地下連續墻的平面分幅布置形式見圖6?？紤]地下連續墻的分幅形式分別為15幅和24幅，建立6種計算工況，進行對比分析，并對地下連續墻的接頭剛度和分幅數目進行分析評價。計算工況見表2。

3 計算結果

3.1 施工期地下連續墻變形

對6種工況分別計算后，得到各工況下施工過程中的地下連續墻變形云圖，圖7為工況1(接頭剛度100%，24分幅)施工分析步中的地下連續墻變形云圖?？傮w而言，地下連續墻變形不大，最大位移為5.47 mm，分布在盾構開挖后隧道拱腰部位。

圖6 地下連續墻分幅結構Fig.6 Segment structure of diaphragm wall

表2 計算工況Table 2 Cases for calculation

圖8為工況1施工過程中A點位置的位移變化曲線。從圖8可看出:盾構破井之前，地下連續墻變形最大不超過2 mm;破井后，最大水平位移為5.47 mm。

表3為各工況下盾構中心A點處全施工過程位移值。工況1—3為地下連續墻設置24幅時不同接頭剛度情況下的A點位移。從表3可看出:地下連續墻接頭剛度的變化對盾構位移的影響不甚明顯，接頭剛度越小，位移稍許變大，其中接頭剛度為地下連續墻槽段剛度50%的較100%的槽段剛度的位移大約1%。工況4—6為地下連續墻設置15幅時不同接頭剛度情況下的A點位移。從表3可看出:地下連續墻接頭剛度的變化對盾構位移的影響亦不甚明顯，接頭剛度越小，位移稍許增大，其中接頭剛度為地下連續墻槽段剛度50%的較100%的槽段剛度的位移大約1%。

工況1—3和工況4—6對比，地下連續墻設置24幅產生的變形與設置15幅相比較小，在盾構邊墻A點處，各對應工況下(1 Vs 4、2 Vs 5、3 Vs 6)，設置24幅比設置15幅要小近0.12 mm。由工況計算結果對比可知:在一定的基坑半徑前提下，槽段數越大，槽段水平幅長越小;對于其中一幅受水平向分布荷載的地下連續墻槽段而言，在邊界約束一定的情況下，水平跨度越小，變形越小。這符合一般水平放置的樓板結構的受力變形特征。

圖9為盾構開挖后沿地下連續墻深度方向位移曲線。從圖9可看出:在工作井開挖過程中，地下連續墻內外土壓平衡遭到了破壞，在土壓力的作用下圍護結構產生向臨空面內的水平位移;隨后在盾構開挖的過程中，由于圓形基坑地下連續墻體系的完整性遭到破壞，洞口周邊應力集中，內力有一定的重分布，局部位移有突變，但是由于地板約束和坑底加固的共同作用，地下連續墻仍處于穩定狀態。

圖7 工作井施工過程中墻體水平位移分布Fig.7 Distribution of horizontal displacement of diaphragm wall during construction

圖8 工況1盾構邊墻A點處施工過程位移變化Fig.8 Displacement at Point A during construction in Case 1

表3 各工況下盾構邊墻A點處施工過程位移值Table 3 Displacement at Point A during construction in all casesmm

圖9 各工況下沿縱深方向地下連續墻水平位移分布Fig.9 Distribution of horizontal displacement of diaphragm wall in vertical direction in all cases

沿縱深方向工況1—3之間以及工況4—6之間的計算結果非常接近，即接頭剛度的變形對位移的影響極小，但設置15幅地下連續墻的計算結果比設置24幅的計算結果較大。

3.2 施工期地下連續墻內力計算結果

由各工況下地下連續墻的受力變化過程來看，最大內力出現在盾構破井后，主要分布在盾構隧道洞口周邊，如圖10—13所示。其中地下連續墻豎向最大正彎矩出現在盾構隧道上方部位，最大負彎矩則出現在隧道拱腰區域;環向最大正彎矩出現在離隧道拱腰稍遠位置，最大負彎矩則出現在隧道拱頂兩邊區域;豎向地下連續墻應力最大值分布于盾構隧道周邊區域，最大拉應力值分布于拱腰位置，最大壓應力分布于拱頂兩邊;環向最大拉應力分布于拱腰兩端位置，最大壓應力分布于隧道拱頂、拱底上下部位。

圖10 工況1地下連續墻盾構破井后豎向彎矩(單位:N·m)Fig.10 Distribution of vertical moment of diaphragm wall after shield tunneling through ventilation shaft in Case 1(N·m)

圖11 工況1地下連續墻盾構破井后環向彎矩(單位:N·m)Fig.11 Distribution of circumferential moment of diaphragm wall after shield tunneling through ventilation shaft in Case 1 (N·m)

圖12 工況1地下連續墻盾構破井后豎向地下連續墻應力(單位:N)Fig.12 Distribution of vertical stress of diaphragm wall after shield tunneling through ventilation shaft in Case 1(N)

圖13 工況1地下連續墻盾構破井后地下連續墻環向應力(單位:N)Fig.13 Distribution of circumferential stress of diaphragm wall after shield tunneling through ventilation shaft in Case 1(N)

各工況下沿縱深方向的豎向彎矩和環向彎矩曲線如圖14和圖15所示。從圖14和圖15可看出:最大正負彎矩分布在沿縱深20～30 m，即盾構隧道周邊區域。

工況1—3之間和工況4—6之間的豎向和環向彎矩分布極為接近，由此可見:接頭剛度的變化對地下連續墻內力的影響很小，工況4—6的豎向和環向彎矩略大于工況1—3，因此可說明地下連續墻設置15幅情形下的內力要稍大于設置24幅的內力。

圖14 各工況豎向彎矩沿縱深方向分布對比Fig.14 Distribution of vertical moment of diaphragm wall in vertical direction in all cases

圖15 各工況環向彎矩沿縱深方向分布對比Fig.15 Distribution of circumferential moment of diaphragm wall in vertical direction in all cases

各工況盾構區域最大環向應力和豎向應力見表4。從表4可看出:工況1—3之間和工況4—6之間的應力值較為接近，隨著接頭剛度的降低，除環向最大壓應力逐漸減小外，環向最大拉應力、豎向最大拉壓應力均逐漸增大，但整體增長幅度很小;地下連續墻分幅數的影響較為明顯，工況1—3(設置24幅)與工況4—6(設置15幅)相比，除豎向最大拉應力較大(對應工況大27%)外，環向最大拉壓應力、豎向最大壓應力均要明顯偏小。

盾構區域最大環向彎矩和豎向彎矩見表5。從表5可看出:工況1—3之間和工況4—6之間的彎矩值較為接近，隨著接頭剛度的降低，除豎向最大正彎矩逐漸減小外，豎向最大負彎矩、環向最大正負彎矩均逐漸增大，但整體增長幅度很小;地下連續墻分幅數的影響較為明顯，工況1—3(設置24幅)與工況4—6(設置15幅)相比，除環向最大負彎矩較大(對應工況分別大1.5%、1.6%、2.3%)外，環向最大正彎矩、豎向最大正負彎矩均要明顯偏小，其中環向最大正彎矩分別小5.1%、5.6%、6.2%，豎向最大正彎矩分別小59%、54%、53%，豎向最大負彎矩分別小29%、31%、33%。

表4 各工況盾構區域最大環向和豎向應力對比Table 4 Maximum circumferential stress and maximum vertical stress in shield tunneling area in all cases MPa

表5 各工況盾構區域周邊最大正負彎矩對比Table 5 Maximum positive moment and maximum negative moment in shield tunneling area in all cases kN·m

3.3 盾構破井過程穩定性分析

為保證盾構穿越時土體及井體結構的穩定，并保證盾構破井及下穿施工的安全，本工程對工作井底板下部(標高區間－20.212～－41.672 m)采用素混凝土回填，但盾構穿越時其強度必須滿足易于盾構機可直接切割的條件。因此，考慮到施工的可行性，對施工中回填的素混凝土材料進行計算對比，以提出建議采用的能滿足設計施工要求的素混凝土材料。素混凝土分別設置C20，C15，C10對應工況，通過計算，對結果進行對比分析。各素混凝土的材料參數見表6。

表6 鋼筋混凝土和素混凝土材料參數Table 6 Mechanical parameters of reinforced concrete and plain concrete

墻體受力對比分析:根據計算結果，文中對施工過程結束后地下連續墻、回填素混凝土等重要受力構件的受力及變形進行對比分析，具體對比見表7—9。

從表7—8可知，素混凝土等級越低，墻體所受的軸力和彎矩越大。對地下連續墻來說，混凝土等級越高，墻體所受的內力越小，但相差不是十分明顯;從數值來看，豎向軸力、環向軸力、豎向彎矩和環向彎矩的差值基本呈線性關系;對于地下連續墻來說，工況1和工況2的內力計算結果相差較小，也就是說，采用C15和采用C20混凝土對地下連續墻影響較小，地下連續墻的變形也有類似的趨勢;素混凝土的受力結果表明3種工況的最大壓應力基本一致，工況3(C10)的最大拉應力偏大。

基于以上分析，建議采用C15素混凝土，既能保證受力構件安全，又利于盾構施工開挖。

表7 地下連續墻內力對比Table 7 Internal force of diaphragm wall

表8 地下連續墻水平位移對比Table 8 Horizontal displacement of diaphragm wall mm

表9 素混凝土受力對比Table 9 Maximum principal stress of plain concrete MPa

4 結論與建議

根據各工況施工過程的計算結果對比分析，可得以下結論:

1)地下連續墻接頭剛度影響。地下連續墻接頭剛度的變化對盾構位移的影響不甚明顯，接頭剛度減小，位移稍許增大，其中接頭剛度為地下連續墻槽段剛度50%的較100%的槽段剛度的位移大約1%;接頭剛度的變化對地下連續墻內力的影響也很小，隨著接頭剛度的減小，除環向最大正彎矩逐漸減小外，環向最大負彎矩、豎向最大正負彎矩均有稍許的增大。

2)地下連續墻槽段分幅數影響。地下連續墻設置24幅產生的變形與設置15幅相比稍許減小，在盾構邊墻A點處，設置24幅比設置15幅要小近0.12 mm左右;地下連續墻設置24幅情形下的內力要小于設置15幅的內力，除環向最大負彎矩外，環向最大正彎矩、豎向最大正負彎矩均要明顯偏小設置15幅的內力。

3)盾構破井過程穩定性。對地下連續墻來說，混凝土標號越高，墻體所受的內力與變形越小，但相差不是十分明顯，其中采用C15和C20混凝土對地下連續墻影響差距較小。

根據以上分析結果，建議采用地下連續墻接頭剛度較大(即等同地下連續墻槽段剛度)、分幅數為24幅的地下連續墻設計形式，本工程從地下連續墻整體受力性能和止水角度推薦采用工字鋼接頭。建議素混凝土采用C15標號，既能保證受力構件安全，又利于盾構施工開挖。

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