地下連續墻鋼箱接頭力學性能研究

姚云龍 劉 鑫 古 劍 王智健 倪嘉輝

(1.河海大學 巖土力學與堤壩工程教育部重點實驗室，南京 210098;2.河海大學 巖土工程科學研究所，南京 210098;3.河海大學 隧道與地下工程研究所，南京 210098)

地下連續墻鋼箱接頭與常用接頭施工技術相比，技術污染小、噪聲低，能有效控制開挖過程中易出現的槽縫間變形和滲水問題，同時解決了超深地下連續墻首開幅鋼筋籠難于下放的難題[1].這種方法已應用于地質較復雜的大型深基坑中，減少了滲漏、鋼筋籠卡槽等問題，如南京河西地區超過50 m的地下連續墻基坑工程[2].近年來，有許多學者對地下連續墻接頭進行了研究，如:金曉飛[3]基于有限元軟件建立鋼箱接頭有限元模型，發現采用上端剛接約束比上端鉸接連接時接頭內力分布更趨均勻，材料利用率更高;張思源等[4]通過有限元軟件研究了不同接頭作用下的地下連續墻接頭水平位移變化，發現接頭處產生最大側向變形的位置處于基坑開挖的上部;付磊等[5]從截面設計和施工技術兩方面分析了鋼箱接頭，發現接頭符合其在力學性能上的要求，槽段和鋼箱接頭可以實現流水作業并提高整體施工效率，是一種具有很多優點的地下連續墻施工方式;楊寶珠等[6]通過有限元建立超深地下連續墻工字鋼接頭三維模型，研究了接頭位移、彎矩變化和接頭薄弱滲流面，發現沿深度方向接頭處變形可控，接頭處彎矩變化也符合相應規程，其最大滲流位置在基坑開挖上部;胡力繩[7]基于Plaxis軟件建立地下連續墻有限元模型分析深基坑地下連續墻變形，分析結果與工程監測數據較接近，驗證了有限元模型的可靠性.上述研究關于地下連續墻鋼箱接頭力學性能、數值分析等問題尚無系統的研究，規范中亦未對其進行相關規定.

因此，本文基于Plaxis有限元分析軟件以及現有工程實例，建立了工字鋼接頭和鋼箱接頭地下連續墻有限元模型，考慮滲流影響對比研究了不同施工階段的接頭變形特性與受力特性，為類似研究和工程運用提供參考.

1 有限元模型建立

1.1 模型尺寸及邊界條件

基于某基坑工程含有鋼箱接頭與工字鋼接頭的地下連續墻工程實例，因場地與基坑尺寸較大且不規則，為簡化模型，將場地和基坑簡化為矩形，根據工程地質情況確定土層狀況，結合基坑工程經驗以及模型試算，確定地下連續墻鋼箱接頭基坑模型的幾何尺寸范圍為100 m(X方向)×40 m(Y方向)，深度80 m(Z方向);地下連續墻工字鋼接頭基坑模型的幾何尺寸范圍為100 m×30 m，深度80 m.

模型頂面為自由邊界，底部邊界為水平與豎直方向位移約束邊界，左、右兩側邊界為水平方向位移約束邊界，不限制豎直位移;根據實際情況確定地下水位位置，水頭設在-0.5 m處，同時左右邊界和底部邊界均限制水的滲流.

1.2 參數取值

1.2.1 土層參數

為保證計算精度，土體均采用15節點的三角形單元來模擬，各土層的基本物理力學性質指標取自工程地勘報告中該路段內各土層的設計參數建議值，針對實際地質條件，結合實際工程經驗對報告中的數值進行合理地校正，將參數相近或相同的土層合并為8層土體，各土層計算參數見表1.除了基巖采用摩爾庫侖模型外，其余土層均采用小應變土體硬化模型.根據剖面地層參數分層設置材料參數，完成初始地應力平衡.

表1 各土層計算參數指標

1.2.2 接頭參數

本文有限元計算為一個三維問題，采用線彈性模型，工字鋼接頭與鋼箱接頭用沿縱向連續的板體來模擬，具體尺寸按依托工程地塊工況確定.工字鋼模型尺寸的腰高為1.06 m，腿寬為0.45 m，翼緣和腹板厚度均為0.12 m;鋼箱接頭模型尺寸的腰高為1.06 m，腿寬為0.9 m，翼緣厚度為0.12 m，腹板厚度為0.10 m，兩腹板間距為0.4 m.接頭翼緣與腹板材料的彈性模量為2.06×105MPa，泊松比為0.25，剪切模量為8.24×104MPa.兩接頭模型均延伸至深度57 m處，在地下連續墻中縱向布置5個地下連續墻接頭，如圖1所示，其中工字鋼接頭間距為6 m，鋼箱接頭間距為8 m，鋼箱接頭模型如圖2所示.

圖1 工字鋼接頭

圖2 鋼箱接頭(單位:m)

1.2.3 結構單元參數

Plaxis有限元軟件中常用的結構單元有板單元、轉動單元、土工柵格、界面單元、點對點錨桿和錨定桿單元、Embedded樁和錨桿，該模型中主要用到區域單元和土體單元.

1)工程樁參數:為了實現對工程樁的模擬，將工程樁折算為板單元近似表示，直徑d為0.85 m，重度γ為20 k N/m3.

2)腰梁和冠梁參數:腰梁和冠梁采用彈性材料，彈性模量E為3×104MPa，重度γ為25 k N/m3，面積為1.2 m2，慣性矩I2為0.144 m4，I3為0.10 m4.

3)支撐參數:水平支撐運用錨桿彈性單元進行模擬，第1層支撐的抗拉剛度EA為2.52×107k N/m，第2～4層支撐的抗拉剛度EA為4.23×107k N/m.

1.3 接觸面模擬

為了模擬材料與土的相互作用，Plaxis引入了接觸面單元，界面單元采用彈塑性模型來描述接觸面的性質，模擬兩者之間的相互作用，可以存在相對位移，其力學性質與土體材料性質有關，由于界面比相鄰土體的強度低，柔性大，因此界面的強度折減因子(Rinter)小于1，根據大多數學者的經驗取值，本文取值為0.7，考慮間隙閉合.

1.4 模型建立

基于上述相關模型參數的確定，最終確定三維有限元計算模型.混凝土采用C30，彈性模量30 GPa，泊松比為0.2.為了提高計算精度和收斂性，對地下連續墻區域網格進行了加密規則劃分，鋼箱接頭深基坑模型的網格劃分情況如圖3所示.

圖3 網格劃分示意圖

1.5 施工過程模擬

根據文獻[8-12]對地下連續墻槽段開挖施工過程的分析，考慮到槽段開挖階段對接頭力學性能的影響是研究的重點.在Plaxis中模擬施工過程，基坑施工過程分為5層降水開挖，設4道混凝土支撐，先開挖而后施加水平支撐，直至開挖至基坑底部.分多個施工步驟進行模擬，見表2.

表2 有限元模擬施工步驟表

實現考慮滲流作用影響下對基坑施工過程中接頭力學性能的模擬，考慮到實際開挖過程中滲流的存在，且一般情況下并不會達到最終的水頭平衡值，故采用穩態地下水滲流，計算類型采用不考慮固結的彈塑性排水或不排水分析，計算使之達到平衡.先進行挖槽，時間間隔為60 d，然后進行開挖，第1次開挖深度至-3.00 m，時間間隔為30 d，然后施加第1層支撐，間隔30 d再進行第2次開挖;按此施工過程順序循環，其中第2次開挖深度至-8.80 m，第3次開挖深度至-12.8 m，第4次開挖深度至-16.8 m，第5次開挖深度至-20.0 m，第5層開挖過程模擬如圖4所示.

圖4 第5層開挖過程

2 計算結果分析

2.1 接頭位移分析

計算時選取5個接頭中間的一個接頭進行分析，圖5為工字鋼接頭的位移變化規律.

圖5 工字鋼接頭位移變化曲線圖

從圖5可以看出:從挖槽過程至第5層開挖過程的開展，工字鋼接頭的最大位移不斷增大，最大位移的位置也不斷下移，第5層開挖后的工字鋼最大位移為38.71 mm.挖槽過程中，隨著地下連續墻深度0～57 m，工字鋼接頭位移變化不顯著，位移均在1.5 mm以下，最大位移在墻頂位置;開挖過程的工字鋼接頭位移整體趨勢差距不大，工字鋼接頭位移隨深度的增加先逐漸增大至最大接頭位移，然后接頭位移逐漸減小并趨近于零的變化趨勢，這種變化趨勢在第2層開挖至第5層開挖愈發明顯，而第1層開挖后的接頭位移前期增大趨勢較平緩.從第2層基坑開挖后，接頭最大位移基本發生在基坑開挖面的附近，第3層開挖面位于12.8 m，接頭最大位移所在深度為13 m;第4層開挖面位于16.8 m，接頭最大位移所在深度為15.5 m;第5層開挖面位于20 m，接頭最大位移所在深度為16.75 m，δmax/H=0.231%，滿足國家標準中基坑變形的相關規定.

圖6為鋼箱接頭的位移變化規律.從圖6可以看出:隨著基坑施工過程的進一步開展，鋼箱接頭最大位移不斷增大，最大位移的位置也不斷下移，其中第5層開挖后的鋼箱接頭最大位移為20.90 mm.挖槽過程中，隨著地下連續墻深度增加(0～57 m)，鋼箱接頭的位移變化不顯著，位移也均在1.5 mm以下，最大位移在墻頂位置;開挖過程的鋼箱接頭位移整體趨勢差距不大，鋼箱接頭位移隨深度的下移先逐漸增大至最大接頭位移，然后接頭位移逐漸減小并趨近于零的變化趨勢，這種變化趨勢在第2層開挖至第5層開挖愈發明顯，而第1層開挖后的接頭位移則從墻頂逐漸減小.第5層基坑開挖后，接頭最大位移發生在基坑開挖面的附近，第5層開挖面位于20 m，接頭最大位移所在深度為21.333 m，δmax/H=0.098%，滿足國家標準中基坑變形的相關規定.

圖6 鋼箱接頭位移變化曲線圖

鋼箱接頭位移變化與工字鋼接頭位移整體變化趨勢相近，接頭連接形式的不同對基坑開挖過程中接頭位移的大小影響較大，鋼箱接頭最大位移相比于工字鋼接頭下降了46%，這說明鋼箱接頭剛度比工字鋼接頭大，使得最大水平位移有了明顯的減小，傳遞應力效果更好，承擔外部荷載作用，減小位移變形.挖槽過程對接頭位移的影響不顯著;第1層開挖前并未完成支撐的施工，墻頂無支撐作用，由基坑內部開挖卸荷導致基坑內部的側向壓力小于外部土體的側向壓力，墻體受力狀態類似承受單向線荷載的懸臂梁，發生向基坑內部傾斜的位移，最大側向位移發生在地下連續墻的墻頂位置;添加側向支撐后，隨著施工的進行，開挖引起基坑內外土體產生的壓力差增加，且水平支撐作用逐漸成為體系，導致最大側向位移出現向下移動的趨勢，最終出現在基坑開挖面附近;基坑降水及開挖都將進一步增大內外基坑的側向壓力差，導致側向位移也呈逐漸增大的趨勢.基坑開挖側的側向位移主要由后續添加的水平支撐來限制，兩側的土壓力變化也逐漸變緩，從而第5次基坑開挖完成后接頭最大位移基本穩定在開挖面附近.

2.2 接頭彎矩與剪力分析

圖7繪制的是工字鋼接頭與鋼箱接頭在施工過程中的彎矩最值變化規律.從圖7可以看出:挖槽過程中，工字鋼接頭與鋼箱接頭的最大彎矩和最小彎矩均接近零.隨著開挖過程的進行，工字鋼接頭的彎矩最大值在15 k N·m左右，彎矩最小值在-15 k N·m至-18 k N·m左右;鋼箱接頭的彎矩最大值不斷增大，彎矩最小值不斷減小，最大值在7 k N·m以下，最小值在0 k N·m至-5 k N·m之間.施工過程中，鋼箱接頭所受豎向正彎矩與負彎矩的絕對值均小于工字鋼接頭的彎矩，兩者相差60%以上.

圖7 接頭彎矩最值對比變化圖

開挖過程的鋼箱接頭彎矩變化趨勢差距不大，因此，對最后一層開挖的鋼箱接頭彎矩云圖進行討論，圖8為第5層開挖鋼箱接頭的彎矩云圖.在開挖土層后，沿地下連續墻深度方向上，接頭所受的負向彎矩絕對值不斷增大然后減小，彎矩最小值位于深度19.67 m處，之后彎矩由負轉正且呈緩慢增加趨勢，彎矩最大值位于深度51.75 m處，之后彎矩呈減小態勢，并趨近于零.

圖8 第5層開挖的鋼箱接頭彎矩云圖(單位:k N·m)

圖9為工字鋼接頭與鋼箱接頭在施工過程中的最值剪力變化規律.從圖9中可以看出:挖槽過程中，工字鋼接頭與鋼箱接頭的最大剪力與最小剪力均接近零.隨著開挖過程的進行，工字鋼接頭所受豎向正、負剪力的最大絕對值均在第4層開挖過程后，最大正剪力達到185.7 k N，負剪力達到-226.5 k N;鋼箱接頭所受豎向正、負剪力的絕對值不斷增大，最大絕對值均在第5層開挖過程后，最大值為25.11 k N，最小值為-26.49 k N.施工過程中，鋼箱接頭所受豎向正剪力與負剪力的絕對值均小于工字鋼接頭的剪力值.

圖9 接頭剪力最值對比變化圖

2.3 接頭滲流量分析

圖10為工字鋼接頭與鋼箱接頭在施工過程中的最大滲流量變化規律.

圖10 接頭最大滲流量對比變化圖

從圖10中可以看出:隨著施工過程基坑開挖的進行，工字鋼接頭和鋼箱接頭的最大滲流量均逐漸增大，工字鋼接頭最大滲流量由3.34×10-6m3/s至5.63×10-6m3/s，鋼箱接頭最大滲流量由2.42×10-6m3/s至4.06×10-6m3/s.工字鋼接頭的最大滲流量要大于鋼箱接頭的滲流量，工字鋼接頭與鋼箱接頭最大滲流量相差最大達到55.38%，同時也說明了鋼箱接頭的抗滲性能要優于工字鋼接頭的性能.

2.4 地下連續墻位移分析

施工過程兩種接頭形式的地下連續墻最大位移，如圖11所示.

圖11 地下連續墻最大位移曲線圖

從圖11可以看出:隨基坑開挖進行，地下連續墻的最大位移量逐漸增大，影響范圍也隨深度方向同樣逐漸下移，這一變化趨勢與接頭位移的發展趨勢一致.鋼箱接頭形式的地下連續墻位移要小于工字鋼接頭影響下的地下連續墻位移.基坑開挖過程中空間效應明顯，地下連續墻最大位移均發生在開挖深度2倍范圍內，該模擬結果與接頭最大位移范圍相符;地下連續墻位移隨深度的下移出現先增大后減小的趨勢，該模擬趨勢也與接頭位移變化趨勢相同.在挖槽后，地下連續墻最大位移產生在基坑頂端，之后每一步開挖，地下連續墻最大位移基本出現在開挖面附近，表明施工過程對于基坑兩側支護作用顯著.基坑開挖過程中地下連續墻位移受工程地質條件影響顯著，本工程場地淺部土質較差，地下連續墻結構位移主要發生在開挖深度2倍范圍內，因坑底以下已進入性質較好的風化基巖，地下連續墻結構底部得到有效嵌固，位移發展反而很小.

3 現場工程監測

3.1 工程監測與數值模擬對比驗證

結合工程實例，對比工程監測與數值模擬分析的數據，以驗證數值分析的可行性.地下連續墻槽段的施工過程中，土層受到槽段開挖卸荷、泥漿或者流態混凝土的壓力會引起相應的深層土體水平位移及地面沉降，其中深層土體水平位移直接會影響地下連續墻的成墻施工質量，而且槽段開挖引起的土層側向壓力會對基坑開挖變形造成影響.結合該工程的特點、現場及周邊情況，主要監測地下連續墻水平位移:共布置53根測斜管，埋于土中時，其深度不小于地下連續墻深度;埋于地下連續墻中時，其深度與地下連續墻相同.采用鋼箱接頭形式的地下連續墻最大位移作為指標，工程監測與數值模擬分析的數據對比曲線，如圖12所示.

圖12 監測與數值分析地下連續墻位移變化對比曲線

由圖12可知，工程監測數據和數值分析數據變化規律一致，地下連續墻位移隨著深度增加而逐漸增加，并且增長速率在緩慢減小.最后階段的工程監測位移為19.86 mm，數值模擬位移為21.58 mm，誤差約為8.7%.誤差主要是因為有限元模型的土體、水力條件及構件等參數設置均與現場復雜施工工況有一定的差異性，模型在網格劃分后進行計算會因為精度不同產生一定誤差，而現場監測也會產生一定容許誤差等因素，根據以上分析可認為數值模擬結果是可行的.

3.2 抗滲性能現場分析

為了更好地認識鋼箱接頭形式下的地下連續墻施工方法在實際工程中的抗滲性能，對鋼箱接頭形式的地下連續墻進行監測，在地下連續墻的迎水面方向的鋼箱接頭部位布置10個監測孔.通過現場監測分析表明，各監測孔所測得的鋼箱接頭滲漏量小，滲漏量均小于0.1 m3/d，表明了鋼箱接頭形式在深基坑地下連續墻工程中具有著良好的抗滲性能.

4 結 論

本文基于有限元分析以及現有工程實例，建立了工字鋼接頭和鋼箱接頭地下連續墻有限元模型，考慮滲流影響對比分析了不同施工階段的接頭變形特性與受力特性，主要得出以下結論:

1)接頭形式的不同對基坑開挖過程中墻體位移變形整體趨勢影響較小，對基坑開挖過程中接頭位移大小影響較大，鋼箱接頭位移整體小于工字鋼接頭位移.

2)隨著基坑開挖的進行，地下連續墻最大位移量逐漸增大，影響范圍也隨深度方向逐漸下移，位移隨深度增大出現先增大后減小的趨勢，該模擬趨勢也與接頭位移變化趨勢相同.地下連續墻位移受工程地質條件影響顯著，最大結構位移主要在開挖深度2倍范圍內.

3)鋼箱接頭在施工過程中所受豎向正、負彎矩的絕對值均小于工字鋼接頭的彎矩值.在開挖土層后，沿地下連續墻深度方向的接頭負向彎矩絕對值先增大后減小，然后彎矩由負轉正且呈緩慢增加趨勢，之后彎矩減小并趨近于零.

4)鋼箱接頭在施工過程中所受豎向正、負剪力的絕對值均小于工字鋼接頭的剪力值，工字鋼接頭所受豎向正、負剪力的最大絕對值均在第4層開挖過程后，鋼箱接頭所受豎向正、負剪力的絕對值不斷增大，最大絕對值均在第5層開挖過程后.