圓形深基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)研究

佘海洋

(廣州地鐵設(shè)計(jì)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(xù)墻可以看成主要承受豎向彎矩的受彎構(gòu)件，而圓形基坑的空間效應(yīng)十分明顯。環(huán)狀體系的圍護(hù)結(jié)構(gòu)既承受壓力又承受彎矩，圓形基坑的拱效應(yīng)使部分坑外土壓力轉(zhuǎn)化為圍護(hù)結(jié)構(gòu)的軸向壓力，減小了由于彎矩產(chǎn)生的豎向變形，提高了地下連續(xù)墻的自身穩(wěn)定性［1－3］。此外，考慮到實(shí)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(yīng)變假設(shè)，平面計(jì)算所得的墻體內(nèi)力與實(shí)測結(jié)果相差較大，因而不能用于指導(dǎo)連續(xù)墻的截面配筋設(shè)計(jì)［4－7］。

在相關(guān)研究中:董新平等［8］對上海某工廠圓形旋流池工程進(jìn)行了計(jì)算分析和詳細(xì)的施工監(jiān)測，得到圓形圍護(hù)結(jié)構(gòu)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(jié)論。圓形地下連續(xù)墻在軸向壓力作用下，可以充分發(fā)揮混凝土抗壓能力強(qiáng)的優(yōu)點(diǎn)，圓形圍護(hù)結(jié)構(gòu)剛度大使得墻體變形較小。安煥超［9］以首鋼京唐鋼鐵聯(lián)合有限公司煉鋼主廠房旋流池為例，綜合利用理論計(jì)算、現(xiàn)場監(jiān)測、數(shù)值模擬3種技術(shù)手段，對圓筒狀地下連續(xù)墻的內(nèi)力和變形進(jìn)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(xù)墻為研究對象建立了計(jì)算模型，通過比較計(jì)算值與實(shí)測值，系統(tǒng)全面地分析了圓形地下連續(xù)墻的圍護(hù)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(xù)墻內(nèi)力和變形的影響。

雖然，對圓形基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)受力和變形分析己有的一定研究，但缺少對圓形基坑圍護(hù)體系更為詳細(xì)的定量分析。

本文以某風(fēng)井工程為背景，結(jié)合風(fēng)井基坑工程設(shè)計(jì)、施工中的技術(shù)難點(diǎn)，采用大型通用有限元計(jì)算軟件Midas GTS建立包括地下連續(xù)墻等在內(nèi)的三維計(jì)算模型，應(yīng)用荷載結(jié)構(gòu)分析方法，對風(fēng)井開挖及其盾構(gòu)破井過程中的穩(wěn)定性做出評價;在考慮地下連續(xù)墻接頭剛度變化和地下連續(xù)墻分幅形式等因素情況下，通過多種計(jì)算工況的對比分析，提出合理的支護(hù)技術(shù)參數(shù)和措施，以確保工程施工期的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性和合理性。

1 連續(xù)墻接頭模擬

傳統(tǒng)的數(shù)值計(jì)算分析往往忽略了地下連續(xù)墻接頭，而將地下連續(xù)墻看成一個整體，但計(jì)算結(jié)果卻與實(shí)際不符。本文采用簡化接頭單元模型模擬連續(xù)墻接頭的力學(xué)特性，單元由a，b 2節(jié)點(diǎn)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(diǎn)位于連續(xù)墻接縫處的相鄰槽段上，為便于說明將2點(diǎn)分開顯示。a點(diǎn)的局部坐標(biāo)為{}，其中為豎直方向，a垂直于槽端方向，為水方向。基坑開挖后，相鄰槽段在接頭處會產(chǎn)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(dǎo)致豎向平面內(nèi)的旋轉(zhuǎn)變形(沿方向)，即沿向的轉(zhuǎn)角α =－tan－1()(逆時針為正);其余2個方向的扭轉(zhuǎn)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(diǎn)和傳力機(jī)制，合理約束和釋放模型中a，b 2點(diǎn)的相對自由度并選取恰當(dāng)?shù)淖冃蝿偠纫愿诱鎸?shí)地反映客觀情況，從而所得結(jié)果也更符合實(shí)際。

2 工程應(yīng)用

2.1 工程概況

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

風(fēng)井基坑平面呈圓形，外徑為29.2 m，內(nèi)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(shè)計(jì)地面標(biāo)高為8.000 m，風(fēng)井中心處盾構(gòu)隧道埋深約為23.417 m。

本工程為一級基坑，工程區(qū)域地質(zhì)條件差，地下水位埋深較淺，基坑開挖深度大，基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)、施工有較大的風(fēng)險。由于穿越土層的力學(xué)參數(shù)偏低，為保證施工安全，采用壁厚1.2 m的圓形地下連續(xù)墻及工字鋼止水接頭，并結(jié)合內(nèi)部主體結(jié)構(gòu)設(shè)置5道鋼筋混凝土環(huán)梁作為基坑開挖支護(hù)結(jié)構(gòu)，其中混凝土冠梁截面采用2.5 m×1.2 m，其余環(huán)形圈梁截面尺寸為1.5 m×1.2 m。

風(fēng)井圍護(hù)結(jié)構(gòu)橫剖面見圖2，平面布置見圖3。

2.2 地質(zhì)條件

根據(jù)2個階段地質(zhì)勘查報告，該工程穿越地層主要為第四系全新統(tǒng)()及白堊系上統(tǒng)浦口組()。第四系全新統(tǒng)以沖積類型為主，兼有河湖相相沉積，此區(qū)域內(nèi)土層自上而下依次為:①1黏土、①2淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土、③1粉質(zhì)黏土、④1粉砂、④2粉質(zhì)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(biāo)高對應(yīng)高程。各土層物理力學(xué)參數(shù)見表1。

2.3 計(jì)算模型及邊界條件

為對風(fēng)井基坑的地下連續(xù)墻圍護(hù)結(jié)構(gòu)形式進(jìn)行合理選型，本文結(jié)合工程設(shè)計(jì)難點(diǎn)，建立包括地下連續(xù)墻、內(nèi)襯墻等在內(nèi)的三維計(jì)算模型(不考慮風(fēng)井內(nèi)部結(jié)構(gòu)的建筑形式和風(fēng)塔荷載)，旨在考慮地下連續(xù)墻接頭剛度變化和地下連續(xù)墻分幅形式等情況下，通過多種計(jì)算工況的對比分析，提出合理的支護(hù)技術(shù)參數(shù)和措施，以確保工程施工期的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性。

圖2 風(fēng)井圍護(hù)結(jié)構(gòu)橫剖面圖(單位:mm)Fig.2 Profile of retaining structure of ventilation shaft(mm)

圖3 風(fēng)井圍護(hù)結(jié)構(gòu)平面布置圖(單位:mm)Fig.3 Plane layout of retaining structure of ventilation shaft(mm)

風(fēng)井結(jié)構(gòu)的三維計(jì)算模型如圖4所示。其中:地下連續(xù)墻、內(nèi)襯墻和底板均采用4節(jié)點(diǎn)三維殼單元模擬，冠梁及3道環(huán)梁均采用三維梁單元模擬，與地下連續(xù)墻殼單元采用共用節(jié)點(diǎn)的耦合方法處理，以保證兩者在交界處彎矩和應(yīng)力的有效傳遞。盾構(gòu)開挖的土體采用土彈簧模擬。本文結(jié)合實(shí)際工程中接頭力學(xué)特征采用connect單元模擬連續(xù)墻相鄰槽段之間工字鋼接頭，折減剛度通過設(shè)置不同的接縫處豎向平面內(nèi)旋轉(zhuǎn)剛度實(shí)現(xiàn)。

表1 土體物理力學(xué)參數(shù)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(xù)墻底部采用豎向約束，地下連續(xù)墻外部施加主動土壓力和水壓力，采用水土分算，內(nèi)部有水荷載時施加邊墻水壓力?；觾?nèi)部采用法向彈簧約束，根據(jù)相關(guān)設(shè)計(jì)參數(shù)，地下連續(xù)墻與周邊土體的彈性抗力系數(shù)取1.7×109N/m，當(dāng)模擬地下連續(xù)墻內(nèi)部土體開挖時，采用釋放彈簧的方式實(shí)現(xiàn)。

地下連續(xù)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(bǔ)給，給施工降水造成較大困難。根據(jù)設(shè)計(jì)施工方案，本工作井采用順作法施工:首先施工圍護(hù)結(jié)構(gòu);待其達(dá)到設(shè)計(jì)要求之后，再采取常規(guī)干開挖，自地面向下分層開挖至第4道圈梁底部(－13 m標(biāo)高左右為界);之后向坑內(nèi)回灌水，采取水下開挖至坑底;完成地下結(jié)構(gòu)底板之后，再對地下主體結(jié)構(gòu)由下而上施工。

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

具體施工模擬過程如下:1)風(fēng)井連續(xù)墻成槽，澆筑并進(jìn)行地應(yīng)力平衡;2)施加冠梁，進(jìn)行第1步開挖; 3)施加第1道環(huán)梁，進(jìn)行第2步開挖;4)施加第2道環(huán)梁，進(jìn)行第3步開挖;5)施加第3道環(huán)梁，進(jìn)行第4步開挖;6)風(fēng)井內(nèi)灌水，水下分層開挖第1步;7)保持風(fēng)井內(nèi)水位，水下分層開挖第2步;8)保持風(fēng)井內(nèi)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(nèi)降水至坑底;12)澆筑內(nèi)襯鋼筋混凝土底板及側(cè)墻;13)盾構(gòu)破地下連續(xù)墻進(jìn)洞;14)盾構(gòu)破除洞內(nèi)隧道范圍內(nèi)的素混凝土;15)盾構(gòu)破地下連續(xù)墻出洞;16)超挖，破除洞內(nèi)需施作風(fēng)井結(jié)構(gòu)的素混凝土。

2.5 計(jì)算工況

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

3 計(jì)算結(jié)果

3.1 施工期地下連續(xù)墻變形

對6種工況分別計(jì)算后，得到各工況下施工過程中的地下連續(xù)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(xù)墻變形云圖?？傮w而言，地下連續(xù)墻變形不大，最大位移為5.47 mm，分布在盾構(gòu)開挖后隧道拱腰部位。

圖6 地下連續(xù)墻分幅結(jié)構(gòu)Fig.6 Segment structure of diaphragm wall

表2 計(jì)算工況Table 2 Cases for calculation

圖8為工況1施工過程中A點(diǎn)位置的位移變化曲線。從圖8可看出:盾構(gòu)破井之前，地下連續(xù)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(gòu)中心A點(diǎn)處全施工過程位移值。工況1—3為地下連續(xù)墻設(shè)置24幅時不同接頭剛度情況下的A點(diǎn)位移。從表3可看出:地下連續(xù)墻接頭剛度的變化對盾構(gòu)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(xù)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(xù)墻設(shè)置15幅時不同接頭剛度情況下的A點(diǎn)位移。從表3可看出:地下連續(xù)墻接頭剛度的變化對盾構(gòu)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(xù)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(xù)墻設(shè)置24幅產(chǎn)生的變形與設(shè)置15幅相比較小，在盾構(gòu)邊墻A點(diǎn)處，各對應(yīng)工況下(1 Vs 4、2 Vs 5、3 Vs 6)，設(shè)置24幅比設(shè)置15幅要小近0.12 mm。由工況計(jì)算結(jié)果對比可知:在一定的基坑半徑前提下，槽段數(shù)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(xù)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(jié)構(gòu)的受力變形特征。

圖9為盾構(gòu)開挖后沿地下連續(xù)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(xù)墻內(nèi)外土壓平衡遭到了破壞，在土壓力的作用下圍護(hù)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生向臨空面內(nèi)的水平位移;隨后在盾構(gòu)開挖的過程中，由于圓形基坑地下連續(xù)墻體系的完整性遭到破壞，洞口周邊應(yīng)力集中，內(nèi)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(xù)墻仍處于穩(wěn)定狀態(tài)。

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(gòu)邊墻A點(diǎn)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(gòu)邊墻A點(diǎn)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(xù)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(jì)算結(jié)果非常接近，即接頭剛度的變形對位移的影響極小，但設(shè)置15幅地下連續(xù)墻的計(jì)算結(jié)果比設(shè)置24幅的計(jì)算結(jié)果較大。

3.2 施工期地下連續(xù)墻內(nèi)力計(jì)算結(jié)果

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

圖10 工況1地下連續(xù)墻盾構(gòu)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(xù)墻盾構(gòu)破井后環(huán)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(xù)墻盾構(gòu)破井后豎向地下連續(xù)墻應(yīng)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(xù)墻盾構(gòu)破井后地下連續(xù)墻環(huán)向應(yīng)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(huán)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(fù)彎矩分布在沿縱深20～30 m，即盾構(gòu)隧道周邊區(qū)域。

工況1—3之間和工況4—6之間的豎向和環(huán)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(xù)墻內(nèi)力的影響很小，工況4—6的豎向和環(huán)向彎矩略大于工況1—3，因此可說明地下連續(xù)墻設(shè)置15幅情形下的內(nèi)力要稍大于設(shè)置24幅的內(nèi)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(huán)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(gòu)區(qū)域最大環(huán)向應(yīng)力和豎向應(yīng)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(yīng)力值較為接近，隨著接頭剛度的降低，除環(huán)向最大壓應(yīng)力逐漸減小外，環(huán)向最大拉應(yīng)力、豎向最大拉壓應(yīng)力均逐漸增大，但整體增長幅度很小;地下連續(xù)墻分幅數(shù)的影響較為明顯，工況1—3(設(shè)置24幅)與工況4—6(設(shè)置15幅)相比，除豎向最大拉應(yīng)力較大(對應(yīng)工況大27%)外，環(huán)向最大拉壓應(yīng)力、豎向最大壓應(yīng)力均要明顯偏小。

盾構(gòu)區(qū)域最大環(huán)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(fù)彎矩、環(huán)向最大正負(fù)彎矩均逐漸增大，但整體增長幅度很小;地下連續(xù)墻分幅數(shù)的影響較為明顯，工況1—3(設(shè)置24幅)與工況4—6(設(shè)置15幅)相比，除環(huán)向最大負(fù)彎矩較大(對應(yīng)工況分別大1.5%、1.6%、2.3%)外，環(huán)向最大正彎矩、豎向最大正負(fù)彎矩均要明顯偏小，其中環(huán)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(fù)彎矩分別小29%、31%、33%。

表4 各工況盾構(gòu)區(qū)域最大環(huán)向和豎向應(yīng)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(gòu)區(qū)域周邊最大正負(fù)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(gòu)破井過程穩(wěn)定性分析

為保證盾構(gòu)穿越時土體及井體結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定，并保證盾構(gòu)破井及下穿施工的安全，本工程對工作井底板下部(標(biāo)高區(qū)間－20.212～－41.672 m)采用素混凝土回填，但盾構(gòu)穿越時其強(qiáng)度必須滿足易于盾構(gòu)機(jī)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(jìn)行計(jì)算對比，以提出建議采用的能滿足設(shè)計(jì)施工要求的素混凝土材料。素混凝土分別設(shè)置C20，C15，C10對應(yīng)工況，通過計(jì)算，對結(jié)果進(jìn)行對比分析。各素混凝土的材料參數(shù)見表6。

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

墻體受力對比分析:根據(jù)計(jì)算結(jié)果，文中對施工過程結(jié)束后地下連續(xù)墻、回填素混凝土等重要受力構(gòu)件的受力及變形進(jìn)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(xù)墻來說，混凝土等級越高，墻體所受的內(nèi)力越小，但相差不是十分明顯;從數(shù)值來看，豎向軸力、環(huán)向軸力、豎向彎矩和環(huán)向彎矩的差值基本呈線性關(guān)系;對于地下連續(xù)墻來說，工況1和工況2的內(nèi)力計(jì)算結(jié)果相差較小，也就是說，采用C15和采用C20混凝土對地下連續(xù)墻影響較小，地下連續(xù)墻的變形也有類似的趨勢;素混凝土的受力結(jié)果表明3種工況的最大壓應(yīng)力基本一致，工況3(C10)的最大拉應(yīng)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(gòu)件安全，又利于盾構(gòu)施工開挖。

表7 地下連續(xù)墻內(nèi)力對比Table 7 Internal force of diaphragm wall

表8 地下連續(xù)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(jié)論與建議

根據(jù)各工況施工過程的計(jì)算結(jié)果對比分析，可得以下結(jié)論:

1)地下連續(xù)墻接頭剛度影響。地下連續(xù)墻接頭剛度的變化對盾構(gòu)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(xù)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(xù)墻內(nèi)力的影響也很小，隨著接頭剛度的減小，除環(huán)向最大正彎矩逐漸減小外，環(huán)向最大負(fù)彎矩、豎向最大正負(fù)彎矩均有稍許的增大。

2)地下連續(xù)墻槽段分幅數(shù)影響。地下連續(xù)墻設(shè)置24幅產(chǎn)生的變形與設(shè)置15幅相比稍許減小，在盾構(gòu)邊墻A點(diǎn)處，設(shè)置24幅比設(shè)置15幅要小近0.12 mm左右;地下連續(xù)墻設(shè)置24幅情形下的內(nèi)力要小于設(shè)置15幅的內(nèi)力，除環(huán)向最大負(fù)彎矩外，環(huán)向最大正彎矩、豎向最大正負(fù)彎矩均要明顯偏小設(shè)置15幅的內(nèi)力。

3)盾構(gòu)破井過程穩(wěn)定性。對地下連續(xù)墻來說，混凝土標(biāo)號越高，墻體所受的內(nèi)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(xù)墻影響差距較小。

根據(jù)以上分析結(jié)果，建議采用地下連續(xù)墻接頭剛度較大(即等同地下連續(xù)墻槽段剛度)、分幅數(shù)為24幅的地下連續(xù)墻設(shè)計(jì)形式，本工程從地下連續(xù)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(biāo)號，既能保證受力構(gòu)件安全，又利于盾構(gòu)施工開挖。

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