土巖復合地層超深圓形基坑內襯墻作用效果及優化

摘要：

為選擇合理的支護方案，滿足復雜地層條件下基坑的安全穩定和高效施工，以佛山市某超深圓形基坑為研究背景，采用數值模擬及現場監測手段，對土巖復合地層內襯墻作用效果進行分析，并分別對內襯墻厚度、施工方法、內襯墻布置形式進行優化。研究表明：內襯墻對地連墻受力變形起有利作用；相比有內襯墻支護，無內襯墻支護時地連墻受力變形增加較多，但均未超過規范要求預警值，表明該復合地層內襯墻具有一定的優化空間；地連墻水平位移、地連墻環向應力、坑外地表沉降量最大值與內襯墻厚度呈負相關，內襯墻厚度減小至0.80～0.60 m之間時，地連墻水平位移及環向

應力作用效果減弱，內襯墻厚度減小至0.60～0.40 m之間時，坑

外地表沉降量作用效果有所減弱； 在最優厚度基礎上，采用順逆結合的施工方法既可保障基坑安全穩定，又可提高施工便利性。提出了不連續內襯墻布置形式，即，在最優厚度基礎上，采用受壓區較小時隔兩層施作一層、較大時隔一層施作一層的布置形式，既安全又經濟合理。

關鍵詞：

超深圓形基坑；數值模擬；內襯墻；受力變形；優化

doi：10.13278/j.cnki.jjuese.20210357

中圖分類號：TU94

文獻標志碼：A

收稿日期：2021-11-09

作者簡介：趙一行（1996—），男，碩士研究生，主要從事隧道與地下工程方面的研究， E-mail： 494840570@qq.com

通信作者：詹剛毅（1984—），男，高級工程師，主要從事大跨度組合結構橋梁設計與施工控制方面的研究，E-mail：2489619756@qq.com

基金項目：國家自然科學基金項目（42177162）；江西省交通運輸廳科技項目（2021Z0004）

supported by the National Natural Science Foundation of China （42177162） and the Science and Technology Project of Jiangxi Provincial Department of Transportation （2021Z0004）

Effect and Optimization of the Inner Lining Wall of the Ultra-Deep Circular Foundation Pit in the Soil-Rock Composite Stratum

Zhao Yixing1，2， Zhan Gangyi3， Shi Yufeng1，2， Jian Qinghua4

1. Jiangxi Provincial Key Laboratory of Geotechnical Engineering Infrastructure Safety and Control， East China Jiaotong "University， Nanchang 330013，China

2. Jiangxi Underground Space Technology Development Engineering Research Center， Nanchang 330013，China

3. China Railway Shanghai Design Institute Group Co.， Ltd.， Shanghai 200070， China

4. China Metallurgical Geology First Bureau Construction Engineering Co.， Ltd.， Langfang 065201，Hebei，China

Abstract：

In order to choose a reasonable support scheme to meet the requirements of safety， stability and efficient construction

of the foundation pit under complex stratum conditions， taking an ultra-deep circular foundation pit in Foshan City as

the research background， numerical simulation and field monitoring methods are used to analyze the effect of soil-rock

composite lining wall， and optimize the lining wall thickness， construction method and layout form respectively. The

results show that the lining wall has a favorable effect on the deformation of the ground connecting wall. Compared

with lined wall support， the stress and deformation of ground connecting wall increase more in the case of unlined

wall support， but it does not exceed the warning value required by the engineering standard， indicating that the

composite lining wall has a certain optimization space. The maximum of the horizontal displacement， circumferential

stress and surface settlement outside the pit are negatively correlated with the thickness of the lining wall. When the

thickness is between 0.80 and 0.60 m， the effect of the horizontal displacement and circumferential stress is weakened，

and when the thickness is between 0.60 and 0.40 m， the effect of surface settlement outside the pit is weakened. On the

basis of optimal thickness， the construction method of combination of forward and backward can not only ensure the

safety and stability of foundation pit， but also improve the construction convenience. The discontinuous lining wall

layout is put forward， that is， on the basis of the optimal thickness， it is safe， economical and reasonable to adopt the

layout of two layers after a small compression zone and one layer after a large compression zone.

Key words：

ultra-deep circular foundation pit; numerical simulation; inner lining wall; force deformation；optimization

0 引言

隨著我國城市建設迅猛發展，尤其是地上高層建筑的大量興建，地上空間愈來愈小，地下空間開發規模越來越大，基坑工程逐漸向“深”“大”方向發展。圓形地連墻因其特有的三維空間拱效應，在平面形狀為圓形的基坑工程中應用較廣泛。而地連墻加內襯墻的支護體系不僅能夠較好地利用該特點，還能降低施工復雜程度，提高土方開挖效率，因此受到廣泛關注。

目前，國內一些學者結合具體工程實例，通過理論分析、數值模擬、現場監測等手段，分析了內襯墻作用效果對基坑圍護結構的影響。例如：賀煒等［1］基于連續彈簧模擬內襯，并采用增量法分析施工過程中內襯墻受力的變化規律；李昀等［2］結合實際工程，對不對稱圓環內襯支護體系進行了分析，認為考慮空間效應的三維計算比二維能夠更好地反映內襯墻的受力變化規律；Zhao等［3］采用理論分析結合現場實測結果的手段，分析了豎向附加應力對內襯的影響；栗小祜等［4］、陳希等［5］、耿亞梅等［6］、羅耀武等［7］、方奇等［8］、李凡［9］、劉明虎等［10］以實際工程為依托，通過數值模擬手段，分析了內襯墻作用效果對基坑圍護結構的影響，研究表明，內襯墻對地連墻受力變形是有利的，內襯剛度及施工方法對地連墻受力變形影響較大；符志遠等［11］結合實際工程，從穩定性角度出發，提出了地連墻與滿堂內襯的計算方法；朱治寶［12］、廖文來等［13］、阮文軍［14］以現場監測數據為基礎，分析了內襯墻施工過程中受力變化規律。然而，上述研究所依托工程開挖深度大都不超過40 m，而對開挖深度60 m以上的超深圓形基坑的研究少見文獻報道。

以佛山市某開挖深度達61.97 m的超深圓形基坑為依托，采用數值模擬及現場監測手段，對有無內襯墻作用效果進行對比分析，并根據內襯墻作用效果，分別從內襯墻厚度、施工方法、布置形式三方面提出優化方案，探討不同優化方案的支護效果，以期在保證支護效果的同時，滿足安全要求和高效施工，為相關實際工程提供借鑒。

1 工程背景

1.1 工程概況

基坑開挖部分平面形狀為圓形，外徑為35.9 m，內徑在30.5～31.1 m之間，開挖深度為61.97 m，共分13層開挖。采用地下連續墻圍護+鋼筋混凝土內襯墻支護，逆作法施工。地連墻厚度為1.2 m，采用C30混凝土；內襯墻厚度為1.2～1.5 m，采用C35混凝土，基坑支護剖面如圖1所示，圍護結構物理參數如表1所示。內襯墻豎向及橫向分別采用Φ12@300和Φ16@400的HRB400鋼筋，與地連墻預埋鋼筋采用套筒連接的方式。

1.2 工程地質條件及監測點位布置

基坑開挖施工過程中主要包括以下監測內容：1）地連墻墻頂水平位移監測；2）地連墻墻頂豎向位移監測；3）地連墻深層水平位移監測；4）坑外地表沉降量監測。監測點位布置見圖1。

基坑施工區域以沖積平原地貌為主，零星分布殘丘，總體上地形平坦，地表多為農田魚塘。地層分布從上至下依次為：人工填土，淤泥質粉細砂，淤泥質黏土，泥質粉細砂，含有機質粉質黏土，泥質細砂，強風化泥質粉砂巖，弱風化泥質粉砂巖。土層物理力學參數如表2所示。

2 內襯墻作用效果數值模擬

2.1 模型的建立

采用有限元軟件Midas GTS/NX建立三維模型，為了消除邊界效應的影響，基坑寬度通常取開挖深度的3～5倍，深度取開挖深度的2～3倍，最終長×寬×高確定為400 m×400 m×150 m。考慮到計算的簡便性和時效性，采用中間較密集、往外逐漸稀疏的網格劃分方式。為了便于查看內部圍護結構，且考慮到圓形基坑為中心對稱結構，局部模型取整體模型的1/16，如圖2所示，整體有限元模型見圖3。

考慮到實際工程中地層分布不均勻、周邊環境復雜等因素，數值模擬中對其進行簡化處理：1）假定各巖土體為各向同性的彈塑性材料；2）假定圍護結構為線彈性材料；3）假定各巖土體呈均勻水平層狀分布；4）不考慮地下水的滲流作用。土體模型采用修正摩爾-庫倫本構模型，內襯墻采用板單元的形式，地連墻則采用實體單元，墻體之間采用默認的綁定接觸，巖土體參數取自工程現場地勘報告，如表2所示。其中，本構中所需三軸試驗參考割線模量Eref 50、主壓密試驗參考切線模量Erefoed、卸載再加載模量Erefur等剛度參數可根據前人研究結果［15］由壓縮模量Es換算所得。

各側邊界進行水平約束，頂部為自由面，底面為固定節點的三向約束，采用激活與鈍化的方法對基坑開挖施工工序進行模擬，具體工序為：第1層開挖2.47 m并澆筑1.20 m厚內襯墻；第2至5層分別開挖4.50 m，并在每層開挖結束后澆筑1.20 m厚內襯墻；第6至12層分別開挖4.50 m，并在每層開挖結束后澆筑1.50 m厚內襯墻；第13層開挖10.00 m并澆筑1.50 m厚內襯墻。

2.2 數值模擬結果與實測結果對比

圖4為基坑開挖完成后，圓形地連墻水平位移計算值與實測值沿深度方向的分布圖。從圖4可知：圓形地連墻水平位移實測最大值約為16.81 mm，位于埋深33.00 m處；模擬最大值約為16.37 mm，位于埋深約33.93 m處。總體分布規律上，模擬值與實測值符合較好。

圖5為坑外地表沉降量實測及模擬值分布圖。從圖5可知，坑外地表沉降量呈凹槽型分布，地表沉降量實測最大值約為8.66 mm，模擬最大值約為8.44 mm，僅相差0.22 mm，說明吻合良好。

其余監測項目中，墻頂水平位移最大累計值為3.39 mm，墻頂豎向位移最大累計值為5.22～7.41 mm，與數值模擬結果略有差異。這是由于實際監測過程中，受周邊環境、施工擾動等因素影響，導致現場監測結果與數值模擬結果不同，但整體結果上相差不大，表明該模型是可行的。

2.3 有無內襯墻作用效果對比

2.3.1 水平位移敏感性

圖6為有無內襯墻情況下，地連墻深層水平位移比對圖。從圖6我們可以看到，隨基坑開挖至底部，地連墻水平位移呈現先增大后減小的趨勢，整體表現為“凸肚子”的形式。

采取內襯墻支護時，地連墻水平位移最大值約為16.37 mm，位于基坑中部靠下位置；未采取內襯墻支護時，地連墻水平位移最大值約為25.02 mm，

位置未發生明顯變化。通過對比可知，未采取內襯墻進行支護時，地連墻水平位移最大值相對采取內襯墻支護時增大了52.84%。根據建筑基坑支護技術規程可知，未采取內襯墻進行支護時，地連墻水平位移最大值雖增加較多，但未超過規范要求預警值［16-17］。

2.3.2 地表沉降敏感性

圖7為有無內襯墻情況下，坑外地表沉降量比對圖。為便于圖形直觀表達，取部分區域進行分析。從圖7我們可以看到，隨著距基坑邊緣距離的增加，坑外地表沉降量呈現先增大后減小的趨勢，整體呈“凹槽型”分布。距基坑邊緣40.00 m范圍內，沉降量變化較大，為沉降敏感區域；40.00 m后，沉降量變化較小，且隨著坑邊距離的繼續增加，產生微小的隆起現象。

采取內襯墻支護時，坑外地表沉降量最大值約為8.44 mm，位于距基坑邊緣10.00～13.00 m處；未采取內襯墻支護時，坑外地表沉降量最大值約為12.49 mm，最大沉降量位置未發生明顯變化。通過對比可知，未采取內襯墻進行支護時，坑外地表沉降量最大值相對采取內襯墻支護時增大了47.99%。根據相關規范可知，未采取內襯墻進行支護時，坑外地表沉降量最大值雖增加較多，但未超過規范要求預警值。

2.3.3 環向應力敏感性

與傳統的基坑形狀不同，圓形基坑從結構上可以看作是閉合的拱，其可充分利用自身的圓拱效應，將作用在其上面的荷載基本上轉化為地下連續墻的環向壓力，這樣可充分發揮混凝土抗壓性能好的特點，有利于控制基坑變形［18］。

圖8為圓形結構殼模型中面示意圖。圓形地連墻承受軸壓作用時，將產生向內的變化趨勢，則在地連墻縱向橫截面上會有應力產生，即環向應力σθ；同時，承受軸壓作用后，地連墻縱向會有“縮短”的趨勢，則在地連墻縱向及徑向上也會有應力產生，即豎向應力σm和徑向應力σr。假定環向應力沿壁厚均勻分布，當豎向應力大于環向應力時，結構穩定性較差；當環向應力過大時，結構易產生縱向的開裂，故對其進行分析是必要的。

圖9為有無內襯墻情況下，地連墻環向應力比對圖。從圖9我們可以看到，地連墻環向應力變化趨勢與水平位移相似，呈現先增大后減小的變化趨勢，整體表現為“凸肚子”的形式。

采取內襯墻支護時，地連墻環向應力最大值約為3.41 MPa，最大環向應力位置與最大位移位置一致，位于埋深約33.93 m處；未采取內襯墻支護時，地連墻環向應力最大值

約為5.08 MPa，

位置未發生太大變化。通過對比可知，未采取內襯墻進行支護時，地連墻環向應力最大值相對采取內襯墻支護時增大了48.97%，表明圓形結構空間拱效應的約束效果較為明顯。

綜合前述分析可知，未采取內襯墻進行支護時，地連墻受力變形增加較多，但未超過相關規范要求預警值，表明該基坑支護方案具有一定的優化空間。

3 優化方案的提出

對于傳統形狀基坑，可回收支護結構［19］的出現，很大程度上改善了工程成本較高、施工效率不高的難題。對于圓形基坑，通過調研相關文獻［20-21］可知，基坑的安全穩定受地連墻剛度影響較大，在無內襯墻支護時，可通過增加地連墻厚度來保證基坑的安全穩定。然而厚度過大亦會造成施工不便、成本較高等問題，且隨著厚

度的增加，圓形地連墻

三維空間拱效應逐漸減

弱［22］；因此，在合理厚

度的地連墻基礎上，施

作內襯墻不僅可以發揮

拱效應的作用，還能減

輕地連墻的受力和防滲

負擔。

在地連墻支護參數不變的情況下，首先從不同厚度內襯墻進行優化分析，共計5個工況；然后在此基礎上，結合原方案中內襯墻環向受壓分布形式，對施工方法進行優化；最后提出了不連續內襯墻布置形式，在最優厚度基礎上，結合該厚度下內襯墻環向受壓分布形式，對內襯墻布置形式進行優化分析，為類似工程圍護設計提供參考。

4 優化方案數值模擬結果

4.1 厚度影響性

當筒體D/t＞10時，結構為薄壁圓筒，當筒體外側環向受壓時，為防止筒體發生彈性失穩，外側臨界壓力需滿足公式（1）［23］。

pcr=2.19E（t/D）3（1）

其中：

pcr為保證結構穩定的臨界壓力，MPa;E為材料的彈性模量，MPa;

t為圓筒厚度，m；D為圓筒的直徑，mm。

考慮到內襯墻在實際施工中平面形狀為多邊形，并非理想的圓形結構

，因此，其剛度修正系數為

彈性模量乘以環向削弱系數。慣用法中的剛度修正系數一般在0.5～0.7之間。由于依托工程開挖深度較深，出于安全考慮，該系數取為0.5。同時，考慮到實際地層中可能為不均勻地層，其外側壓力也需進行校正。將所需參數代入后求得最小厚度為0.24 m。

故本文在原方案（厚度1.2～1.5 m）的基礎上，分別對厚度0.4、0.6、0.8、1.0、1.2 m方案進行優化分析，探討在不同厚度內襯墻作用效果下，地連墻受力變形規律，選取作用效果最佳時的內襯墻厚度。

4.1.1 水平位移敏感性

圖10為不同厚度內襯墻下，地連墻水平位移及其變化率曲線圖。從圖10a中我們可以看到：隨基坑開挖至底部，地連墻水平位移在不同厚度內襯墻作用下，均呈現先增大后減小的趨勢，整體表現為“凸肚子”的形式。不同厚度+原方案下，水平位移最大值分別約為21.65、20.24、19.05、17.99、17.08、16.37 mm，均位于基坑中部靠下位置；即隨內襯墻厚度的增大，地連墻水平位移最大值逐漸減小，變化區間為0.26‰H～0.35‰H（H為基坑開挖深度）。

由圖10b可見，隨內襯墻厚度的減小，水平位移最大值變化率也逐漸增大，在厚度位于0.80～0.60 m時，水平位移最大值變化率較為平緩。由于地連墻本身的支護作用，當內襯墻厚度減小至0.4 m時，變化率雖陡增，水平位移最大值并未超過規范預警值，表明當內襯墻厚度逐漸減小至某一量值時，作用效果會有所減弱。

4.1.2 地表沉降敏感性

圖11為不同厚度內襯墻下，坑外地表沉降量變化及其變化率曲線圖。從圖11a中我們可以看到，隨著距基坑邊緣距離的增加，坑外地表沉降量呈現先增大后減小的趨勢，整體呈“凹槽型”分布。距基坑邊緣40.00 m范圍內，沉降量變化較大，為沉降敏感區域；40.00 m后，沉降量變化較小，且隨著坑邊距離的繼續增加，產生微小的隆起現象。

隨著內襯墻厚度的減小，最大沉降量從原方案的8.44 m逐漸增大，分別為8.71、9.04、9.48、10.02、10.62 mm（圖11a）。坑外地表沉降量最大值變化率隨厚度的減小逐漸增大，至厚度減小至0.6～0.4 m之間時，水平位移最大值變化率趨于平緩（圖11b），表明當內襯墻厚度逐漸減小至某一量值時，作用效果會有所減弱。

4.1.3 環向應力敏感性

圖12為不同厚度內襯墻下，地連墻環向應力及其變化率曲線圖。從圖12a中我們可以看到，地連墻環向應力變化趨勢與水平位移相似，同樣呈現先增大后減小的變化趨勢，整體表現為“凸肚子”的形式。

隨著內襯墻厚度的減小，環向應力最大值從原方案的3.41 MPa逐漸增大，分別為3.52、3.67、3.87、4.09、4.36 MPa（圖12a）。環向應力最大值變化率隨內襯墻厚度的減小而逐漸增大，厚度減小至0.8～0.6 m之間時，環向應力最大值變化率趨于平緩（圖12b）。由于圓形圍護結構具有較好的三維空間拱效應，當內襯墻厚度減小至0.4 m時，其變化率發展趨勢與水平位移最大值變化率一致，且環向應力最大值位置與水平位移最大值位置也一致，較好地反映了三維空間拱效應的作用效果。

綜合上述分析可知：內襯墻厚度減小至0.8～0.6 m之間時，地連墻水平位移及環向應力最大值變化率趨于平緩；內襯墻在厚度減小至0.6～0.4 m之間時，地表沉降量最大值變化率趨于平緩。因此，從安全角度考慮，選取內襯墻厚度0.8 m為最佳支護方案。

4.2 施工方法影響性

本工程內襯墻為開挖一層、施作一層的逆作法施工方式。當開挖至基坑底部時，原方案內襯墻環向壓應力變化曲線如圖13所示。

從圖13我們可以看到，內襯墻環向應力與地連墻水平位移和地連墻環向應力變化趨勢較為接近，整體表現為“凸肚子”的形式。環向應力最大值為1.57 MPa，位于基坑中部靠下位置，與地連墻水平位移和地連墻環向應力最大值較為接近，表明三維空間拱效應約束效果較好。由于上下不同內襯墻厚度的影響，環向應力在深度20.00 m前增加較快，20.00 m后緩慢增加至最大值后逐漸減小。由于上部開挖相對較淺及下部弱風化巖自身的物理力學特性，環向壓應力在深度0～15.00 m及大于50.00 m均小于1.00 MPa。

因此，從原方案施工方法出發，在最優厚度基礎上進行優化分析，分別為施工方法1、2、3。具體工況見表3。

4.2.1 水平位移敏感性

圖14為不同施工方法作用下，地連墻水平位移曲線圖。從圖14可見：地連墻水平位移在不同施工方法作用下，均呈現先增大后減小的趨勢，整體表現為“凸肚子”的形式；水平位移最大值均位于基坑中部靠下位置，在深度約33.00 m處，最大位移值分別約為18.10、18.07、23.88 mm。由于施工方法2中上部內襯墻施作晚于施工方法1，故而前者水平位移曲線在上部較后者變化有所差異。

施工方法1、2作用下，水平位移最大值相對原設計方案情況下變化較為接近，分別增加了約10.57%、10.38%，表明采用順逆結合的施工方法，不僅可以保證地連墻的支護效果，還能起到施工便利的作用；而施工方法3為順作法施工，水平位移最大值相對原設計方案情況下增加了約45.88%，變化較大，且水平位移最大值接近無內襯時變形最大值。

4.2.2 地表沉降量敏感性

圖15為不同施工方法作用下，坑外地表沉降量變化曲線圖。從圖15可知，隨著距基坑邊緣距離的增加，坑外地表沉降量呈現先增大后減小的趨勢，整體呈“凹槽型”分布。距基坑邊緣40.00 m范圍內，沉降量變化較大，為沉降敏感區域；40.00 m后，沉降量變化較小，且隨著坑邊距離的繼續增加，產生微小的隆起現象。

施工方法1、2作用下，沉降量最大值分別為9.39、10.00 mm，相對原設計方案分別增加了約11.26%、18.48%，表明采用順逆結合的施工方法可以有效保證地連墻的支護效果；而施工方法3為順作法施工，沉降量最大值為13.40 mm，相對原設計方案增加了約58.77%，表明采用全順作的施工方法對坑后地表沉降量影響較大，且最大值已超過無內襯支護時沉降量最大值。

4.2.3 環向應力敏感性

圖16為不同施工方法作用下地連墻環向應力變化曲線圖。從圖16可知，地連墻環向應力變化趨勢與水平位移相似，同樣呈現先增大后減小的變化趨勢，整體表現為“凸肚子”的形式。

施工方法1、2、3作用下，地連墻環向應力最大值逐漸增大，分別為4.41、4.42、5.07 MPa。其中，施工方法1、2作用下，環向應力最大值相對原設計方案情況下變化較為接近，分別增加了約29.32%、29.53%；而在施工方法3作用下，環向應力最大值相對原設計方案情況下增加了約48.68%，且環向應力最大值接近無內襯支護情況。

綜合上述分析，順逆結合的施工方法不僅可以有效保證地連墻的支護效果，還能降低施工工藝的復雜程度，便于現場施工。因此，基于安全考慮，選取施工方法1為最優支護方案。

4.3 內襯墻布置形式影響

原方案設計中，內襯墻采用“開挖一層土體施工一層內襯墻”的逆作法施工方式。結合最優厚度內襯支護時地連墻水平位移、地連墻環向應力

和內襯墻環向應力

最大值及位置（表4），

提出“梯子”型不連續內襯墻支護方案。

從表4分析可知，第8、9層內襯連接位置地連墻受力變形最大，且0.8 m厚內襯墻所受環向壓應力最大值位于第9層內襯墻處。由于底部弱風化巖層具有較好的物理力學特性，不施作最底層內襯墻。內襯墻具體施工按照土方開挖→鑿毛→綁扎鋼筋→安裝模板→混凝土澆筑→拆模養護的工序逐段逐層施工［24］。

故，從第8、9層內襯墻出發，按照隔一層施作一層、隔兩層施作一層及受壓較小區域隔兩層施作一層、受壓較大區域隔一層施作一層的布置形式進行分析。布置形式三維正視圖及有限元模型見圖17、

18。其中，布置形式1為隔一層施作一層，布置形式2為隔兩層施作一層，布置形式3為上部受壓區較小時隔兩層施作一層、其余為隔一層施作一層。

4.3.1 水平位移敏感性

圖19為不同內襯墻布置形式作用下，地連墻水平位移曲線圖。

從圖19可知，地連墻水平位移在不同布置形式作用下，整體表現為“凸肚子”的形式。由于布置形式3上部及布置形式1、3下部均未設置內襯墻，因此其位移值較其他布置形式下較大。整體曲線變化由于受內襯墻不同布置形式影響，深度范圍內曲線略有差異，但變化較小。

水平位移最大值均位于基坑中部靠下位置，布置形式1、2、3下最大值分別約為20.77、20.75、20.78 mm，最大值相對原設計方案情況下變化較為接近，分別增加了約26.88%、26.76%、26.94%，表明不同布置形式下內襯墻作用效果較為接近。

4.3.2 地表沉降敏感性

圖20為不同內襯墻布置形式作用下，坑外地表沉降量變化曲線圖。

從圖20可知，隨著距基坑邊緣距離的增加，坑外地表沉降量整體呈“凹槽型”分布。距基坑邊緣50.00 m范圍內，沉降量變化較大，為沉降敏感區域；50.00 m后，沉降量變化較小，且隨著坑邊距離的繼續增加，產生微小的隆起現象。

布置形式1、2、3作用下，沉降量最大值分別為10.75、10.64、10.74 mm，相對原設計方案分別增加了約27.37%、26.07%、27.25%。表明不同內襯墻布置形式作用下，內襯墻作用效果較為接近。

4.3.3 環向應力敏感性

圖21為不同內襯墻布置形式作用下，地連墻環向應力變化曲線圖。

從圖21可知，地連墻環向應力變化趨勢與水平位移相似，整體表現為“凸肚子”的形式。布置形式1、2、3下環向應力最大值分別為4.43、4.48、4.42 MPa，相對原設計方案分別增加了約29.91%、31.38%、29.62%，變化較為接近，表明不同內襯墻布置形式作用下，內襯墻作用效果區別不大。

綜合上述分析，不同內襯墻布置形式下，地連墻受力變形僅發生微小改變。從安全角度出發，采用布置形式3既能保證地連墻支護效果，又能節省材料費用、經濟合理。

5 結論與建議

1）內襯墻對地連墻受力變形起有利作用。相比于有內襯支護體系，無內襯時，地連墻受力變形增加較多，但未超過規范預警值，表明有內襯支護體系具有一定的優化空間。

2）地連墻水平位移、地連墻環向應力、坑外地表沉降量最大值隨內襯厚度的減小逐漸增大。當內襯厚度減小至0.8～0.6 m之間時，

地連墻水平位移和環向應力

作用效果有所減弱；當內襯墻厚度減小至0.6～0.4 m之間時，坑外地表沉降量作用效果減弱。

3）采用順逆結合的施工方法，既能有效保證基坑安全穩定，還能降低施工工藝的復雜程度，便于現場施工。

4）在前人研究基礎上提出了不連續內襯墻布置形式；針對上軟下硬地層，可采取受壓區較小時隔兩層施作一層、較大時隔一層施作一層、底部硬巖層不施作內襯墻的布置形式。

5）本文優化方案可為該類上軟下硬地層超深圓形基坑圍護結構支護設計問題提供參考。本文未考慮水的滲流作用，且相關結論是在特定條件下得出的，具有一定的局限性，優化方案的實用性也需進一步通過實踐來驗證。

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