地下連續(xù)墻鋼箱接頭力學(xué)性能研究

姚云龍 劉 鑫 古 劍 王智健 倪嘉輝

(1.河海大學(xué) 巖土力學(xué)與堤壩工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210098;2.河海大學(xué) 巖土工程科學(xué)研究所，南京 210098;3.河海大學(xué) 隧道與地下工程研究所，南京 210098)

地下連續(xù)墻鋼箱接頭與常用接頭施工技術(shù)相比，技術(shù)污染小、噪聲低，能有效控制開(kāi)挖過(guò)程中易出現(xiàn)的槽縫間變形和滲水問(wèn)題，同時(shí)解決了超深地下連續(xù)墻首開(kāi)幅鋼筋籠難于下放的難題[1].這種方法已應(yīng)用于地質(zhì)較復(fù)雜的大型深基坑中，減少了滲漏、鋼筋籠卡槽等問(wèn)題，如南京河西地區(qū)超過(guò)50 m的地下連續(xù)墻基坑工程[2].近年來(lái)，有許多學(xué)者對(duì)地下連續(xù)墻接頭進(jìn)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(fā)現(xiàn)采用上端剛接約束比上端鉸接連接時(shí)接頭內(nèi)力分布更趨均勻，材料利用率更高;張思源等[4]通過(guò)有限元軟件研究了不同接頭作用下的地下連續(xù)墻接頭水平位移變化，發(fā)現(xiàn)接頭處產(chǎn)生最大側(cè)向變形的位置處于基坑開(kāi)挖的上部;付磊等[5]從截面設(shè)計(jì)和施工技術(shù)兩方面分析了鋼箱接頭，發(fā)現(xiàn)接頭符合其在力學(xué)性能上的要求，槽段和鋼箱接頭可以實(shí)現(xiàn)流水作業(yè)并提高整體施工效率，是一種具有很多優(yōu)點(diǎn)的地下連續(xù)墻施工方式;楊寶珠等[6]通過(guò)有限元建立超深地下連續(xù)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(fā)現(xiàn)沿深度方向接頭處變形可控，接頭處彎矩變化也符合相應(yīng)規(guī)程，其最大滲流位置在基坑開(kāi)挖上部;胡力繩[7]基于Plaxis軟件建立地下連續(xù)墻有限元模型分析深基坑地下連續(xù)墻變形，分析結(jié)果與工程監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)較接近，驗(yàn)證了有限元模型的可靠性.上述研究關(guān)于地下連續(xù)墻鋼箱接頭力學(xué)性能、數(shù)值分析等問(wèn)題尚無(wú)系統(tǒng)的研究，規(guī)范中亦未對(duì)其進(jìn)行相關(guān)規(guī)定.

因此，本文基于Plaxis有限元分析軟件以及現(xiàn)有工程實(shí)例，建立了工字鋼接頭和鋼箱接頭地下連續(xù)墻有限元模型，考慮滲流影響對(duì)比研究了不同施工階段的接頭變形特性與受力特性，為類(lèi)似研究和工程運(yùn)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(xù)墻工程實(shí)例，因場(chǎng)地與基坑尺寸較大且不規(guī)則，為簡(jiǎn)化模型，將場(chǎng)地和基坑簡(jiǎn)化為矩形，根據(jù)工程地質(zhì)情況確定土層狀況，結(jié)合基坑工程經(jīng)驗(yàn)以及模型試算，確定地下連續(xù)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(xù)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(cè)邊界為水平方向位移約束邊界，不限制豎直位移;根據(jù)實(shí)際情況確定地下水位位置，水頭設(shè)在-0.5 m處，同時(shí)左右邊界和底部邊界均限制水的滲流.

1.2 參數(shù)取值

1.2.1 土層參數(shù)

為保證計(jì)算精度，土體均采用15節(jié)點(diǎn)的三角形單元來(lái)模擬，各土層的基本物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)取自工程地勘報(bào)告中該路段內(nèi)各土層的設(shè)計(jì)參數(shù)建議值，針對(duì)實(shí)際地質(zhì)條件，結(jié)合實(shí)際工程經(jīng)驗(yàn)對(duì)報(bào)告中的數(shù)值進(jìn)行合理地校正，將參數(shù)相近或相同的土層合并為8層土體，各土層計(jì)算參數(shù)見(jiàn)表1.除了基巖采用摩爾庫(kù)侖模型外，其余土層均采用小應(yīng)變土體硬化模型.根據(jù)剖面地層參數(shù)分層設(shè)置材料參數(shù)，完成初始地應(yīng)力平衡.

表1 各土層計(jì)算參數(shù)指標(biāo)

1.2.2 接頭參數(shù)

本文有限元計(jì)算為一個(gè)三維問(wèn)題，采用線彈性模型，工字鋼接頭與鋼箱接頭用沿縱向連續(xù)的板體來(lái)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(xù)墻中縱向布置5個(gè)地下連續(xù)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(jié)構(gòu)單元參數(shù)

Plaxis有限元軟件中常用的結(jié)構(gòu)單元有板單元、轉(zhuǎn)動(dòng)單元、土工柵格、界面單元、點(diǎn)對(duì)點(diǎn)錨桿和錨定桿單元、Embedded樁和錨桿，該模型中主要用到區(qū)域單元和土體單元.

1)工程樁參數(shù):為了實(shí)現(xiàn)對(duì)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(shù):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(shù):水平支撐運(yùn)用錨桿彈性單元進(jìn)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(lái)描述接觸面的性質(zhì)，模擬兩者之間的相互作用，可以存在相對(duì)位移，其力學(xué)性質(zhì)與土體材料性質(zhì)有關(guān)，由于界面比相鄰?fù)馏w的強(qiáng)度低，柔性大，因此界面的強(qiáng)度折減因子(Rinter)小于1，根據(jù)大多數(shù)學(xué)者的經(jīng)驗(yàn)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(guān)模型參數(shù)的確定，最終確定三維有限元計(jì)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(jì)算精度和收斂性，對(duì)地下連續(xù)墻區(qū)域網(wǎng)格進(jìn)行了加密規(guī)則劃分，鋼箱接頭深基坑模型的網(wǎng)格劃分情況如圖3所示.

圖3 網(wǎng)格劃分示意圖

1.5 施工過(guò)程模擬

根據(jù)文獻(xiàn)[8-12]對(duì)地下連續(xù)墻槽段開(kāi)挖施工過(guò)程的分析，考慮到槽段開(kāi)挖階段對(duì)接頭力學(xué)性能的影響是研究的重點(diǎn).在Plaxis中模擬施工過(guò)程，基坑施工過(guò)程分為5層降水開(kāi)挖，設(shè)4道混凝土支撐，先開(kāi)挖而后施加水平支撐，直至開(kāi)挖至基坑底部.分多個(gè)施工步驟進(jìn)行模擬，見(jiàn)表2.

表2 有限元模擬施工步驟表

實(shí)現(xiàn)考慮滲流作用影響下對(duì)基坑施工過(guò)程中接頭力學(xué)性能的模擬，考慮到實(shí)際開(kāi)挖過(guò)程中滲流的存在，且一般情況下并不會(huì)達(dá)到最終的水頭平衡值，故采用穩(wěn)態(tài)地下水滲流，計(jì)算類(lèi)型采用不考慮固結(jié)的彈塑性排水或不排水分析，計(jì)算使之達(dá)到平衡.先進(jìn)行挖槽，時(shí)間間隔為60 d，然后進(jìn)行開(kāi)挖，第1次開(kāi)挖深度至-3.00 m，時(shí)間間隔為30 d，然后施加第1層支撐，間隔30 d再進(jìn)行第2次開(kāi)挖;按此施工過(guò)程順序循環(huán)，其中第2次開(kāi)挖深度至-8.80 m，第3次開(kāi)挖深度至-12.8 m，第4次開(kāi)挖深度至-16.8 m，第5次開(kāi)挖深度至-20.0 m，第5層開(kāi)挖過(guò)程模擬如圖4所示.

圖4 第5層開(kāi)挖過(guò)程

2 計(jì)算結(jié)果分析

2.1 接頭位移分析

計(jì)算時(shí)選取5個(gè)接頭中間的一個(gè)接頭進(jìn)行分析，圖5為工字鋼接頭的位移變化規(guī)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(guò)程至第5層開(kāi)挖過(guò)程的開(kāi)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(kāi)挖后的工字鋼最大位移為38.71 mm.挖槽過(guò)程中，隨著地下連續(xù)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(kāi)挖過(guò)程的工字鋼接頭位移整體趨勢(shì)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(shì)，這種變化趨勢(shì)在第2層開(kāi)挖至第5層開(kāi)挖愈發(fā)明顯，而第1層開(kāi)挖后的接頭位移前期增大趨勢(shì)較平緩.從第2層基坑開(kāi)挖后，接頭最大位移基本發(fā)生在基坑開(kāi)挖面的附近，第3層開(kāi)挖面位于12.8 m，接頭最大位移所在深度為13 m;第4層開(kāi)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(kāi)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(guó)家標(biāo)準(zhǔn)中基坑變形的相關(guān)規(guī)定.

圖6為鋼箱接頭的位移變化規(guī)律.從圖6可以看出:隨著基坑施工過(guò)程的進(jìn)一步開(kāi)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(kāi)挖后的鋼箱接頭最大位移為20.90 mm.挖槽過(guò)程中，隨著地下連續(xù)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(kāi)挖過(guò)程的鋼箱接頭位移整體趨勢(shì)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(shì)，這種變化趨勢(shì)在第2層開(kāi)挖至第5層開(kāi)挖愈發(fā)明顯，而第1層開(kāi)挖后的接頭位移則從墻頂逐漸減小.第5層基坑開(kāi)挖后，接頭最大位移發(fā)生在基坑開(kāi)挖面的附近，第5層開(kāi)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(guó)家標(biāo)準(zhǔn)中基坑變形的相關(guān)規(guī)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(shì)相近，接頭連接形式的不同對(duì)基坑開(kāi)挖過(guò)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(shuō)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(yīng)力效果更好，承擔(dān)外部荷載作用，減小位移變形.挖槽過(guò)程對(duì)接頭位移的影響不顯著;第1層開(kāi)挖前并未完成支撐的施工，墻頂無(wú)支撐作用，由基坑內(nèi)部開(kāi)挖卸荷導(dǎo)致基坑內(nèi)部的側(cè)向壓力小于外部土體的側(cè)向壓力，墻體受力狀態(tài)類(lèi)似承受單向線荷載的懸臂梁，發(fā)生向基坑內(nèi)部?jī)A斜的位移，最大側(cè)向位移發(fā)生在地下連續(xù)墻的墻頂位置;添加側(cè)向支撐后，隨著施工的進(jìn)行，開(kāi)挖引起基坑內(nèi)外土體產(chǎn)生的壓力差增加，且水平支撐作用逐漸成為體系，導(dǎo)致最大側(cè)向位移出現(xiàn)向下移動(dòng)的趨勢(shì)，最終出現(xiàn)在基坑開(kāi)挖面附近;基坑降水及開(kāi)挖都將進(jìn)一步增大內(nèi)外基坑的側(cè)向壓力差，導(dǎo)致側(cè)向位移也呈逐漸增大的趨勢(shì).基坑開(kāi)挖側(cè)的側(cè)向位移主要由后續(xù)添加的水平支撐來(lái)限制，兩側(cè)的土壓力變化也逐漸變緩，從而第5次基坑開(kāi)挖完成后接頭最大位移基本穩(wěn)定在開(kāi)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(guò)程中的彎矩最值變化規(guī)律.從圖7可以看出:挖槽過(guò)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(kāi)挖過(guò)程的進(jìn)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(guò)程中，鋼箱接頭所受豎向正彎矩與負(fù)彎矩的絕對(duì)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(duì)比變化圖

開(kāi)挖過(guò)程的鋼箱接頭彎矩變化趨勢(shì)差距不大，因此，對(duì)最后一層開(kāi)挖的鋼箱接頭彎矩云圖進(jìn)行討論，圖8為第5層開(kāi)挖鋼箱接頭的彎矩云圖.在開(kāi)挖土層后，沿地下連續(xù)墻深度方向上，接頭所受的負(fù)向彎矩絕對(duì)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(fù)轉(zhuǎn)正且呈緩慢增加趨勢(shì)，彎矩最大值位于深度51.75 m處，之后彎矩呈減小態(tài)勢(shì)，并趨近于零.

圖8 第5層開(kāi)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(guò)程中的最值剪力變化規(guī)律.從圖9中可以看出:挖槽過(guò)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(kāi)挖過(guò)程的進(jìn)行，工字鋼接頭所受豎向正、負(fù)剪力的最大絕對(duì)值均在第4層開(kāi)挖過(guò)程后，最大正剪力達(dá)到185.7 k N，負(fù)剪力達(dá)到-226.5 k N;鋼箱接頭所受豎向正、負(fù)剪力的絕對(duì)值不斷增大，最大絕對(duì)值均在第5層開(kāi)挖過(guò)程后，最大值為25.11 k N，最小值為-26.49 k N.施工過(guò)程中，鋼箱接頭所受豎向正剪力與負(fù)剪力的絕對(duì)值均小于工字鋼接頭的剪力值.

圖9 接頭剪力最值對(duì)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(guò)程中的最大滲流量變化規(guī)律.

圖10 接頭最大滲流量對(duì)比變化圖

從圖10中可以看出:隨著施工過(guò)程基坑開(kāi)挖的進(jìn)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(dá)到55.38%，同時(shí)也說(shuō)明了鋼箱接頭的抗?jié)B性能要優(yōu)于工字鋼接頭的性能.

2.4 地下連續(xù)墻位移分析

施工過(guò)程兩種接頭形式的地下連續(xù)墻最大位移，如圖11所示.

圖11 地下連續(xù)墻最大位移曲線圖

從圖11可以看出:隨基坑開(kāi)挖進(jìn)行，地下連續(xù)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(shì)與接頭位移的發(fā)展趨勢(shì)一致.鋼箱接頭形式的地下連續(xù)墻位移要小于工字鋼接頭影響下的地下連續(xù)墻位移.基坑開(kāi)挖過(guò)程中空間效應(yīng)明顯，地下連續(xù)墻最大位移均發(fā)生在開(kāi)挖深度2倍范圍內(nèi)，該模擬結(jié)果與接頭最大位移范圍相符;地下連續(xù)墻位移隨深度的下移出現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，該模擬趨勢(shì)也與接頭位移變化趨勢(shì)相同.在挖槽后，地下連續(xù)墻最大位移產(chǎn)生在基坑頂端，之后每一步開(kāi)挖，地下連續(xù)墻最大位移基本出現(xiàn)在開(kāi)挖面附近，表明施工過(guò)程對(duì)于基坑兩側(cè)支護(hù)作用顯著.基坑開(kāi)挖過(guò)程中地下連續(xù)墻位移受工程地質(zhì)條件影響顯著，本工程場(chǎng)地淺部土質(zhì)較差，地下連續(xù)墻結(jié)構(gòu)位移主要發(fā)生在開(kāi)挖深度2倍范圍內(nèi)，因坑底以下已進(jìn)入性質(zhì)較好的風(fēng)化基巖，地下連續(xù)墻結(jié)構(gòu)底部得到有效嵌固，位移發(fā)展反而很小.

3 現(xiàn)場(chǎng)工程監(jiān)測(cè)

3.1 工程監(jiān)測(cè)與數(shù)值模擬對(duì)比驗(yàn)證

結(jié)合工程實(shí)例，對(duì)比工程監(jiān)測(cè)與數(shù)值模擬分析的數(shù)據(jù)，以驗(yàn)證數(shù)值分析的可行性.地下連續(xù)墻槽段的施工過(guò)程中，土層受到槽段開(kāi)挖卸荷、泥漿或者流態(tài)混凝土的壓力會(huì)引起相應(yīng)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(huì)影響地下連續(xù)墻的成墻施工質(zhì)量，而且槽段開(kāi)挖引起的土層側(cè)向壓力會(huì)對(duì)基坑開(kāi)挖變形造成影響.結(jié)合該工程的特點(diǎn)、現(xiàn)場(chǎng)及周邊情況，主要監(jiān)測(cè)地下連續(xù)墻水平位移:共布置53根測(cè)斜管，埋于土中時(shí)，其深度不小于地下連續(xù)墻深度;埋于地下連續(xù)墻中時(shí)，其深度與地下連續(xù)墻相同.采用鋼箱接頭形式的地下連續(xù)墻最大位移作為指標(biāo)，工程監(jiān)測(cè)與數(shù)值模擬分析的數(shù)據(jù)對(duì)比曲線，如圖12所示.

圖12 監(jiān)測(cè)與數(shù)值分析地下連續(xù)墻位移變化對(duì)比曲線

由圖12可知，工程監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)和數(shù)值分析數(shù)據(jù)變化規(guī)律一致，地下連續(xù)墻位移隨著深度增加而逐漸增加，并且增長(zhǎng)速率在緩慢減小.最后階段的工程監(jiān)測(cè)位移為19.86 mm，數(shù)值模擬位移為21.58 mm，誤差約為8.7%.誤差主要是因?yàn)橛邢拊Ｐ偷耐馏w、水力條件及構(gòu)件等參數(shù)設(shè)置均與現(xiàn)場(chǎng)復(fù)雜施工工況有一定的差異性，模型在網(wǎng)格劃分后進(jìn)行計(jì)算會(huì)因?yàn)榫炔煌a(chǎn)生一定誤差，而現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)也會(huì)產(chǎn)生一定容許誤差等因素，根據(jù)以上分析可認(rèn)為數(shù)值模擬結(jié)果是可行的.

3.2 抗?jié)B性能現(xiàn)場(chǎng)分析

為了更好地認(rèn)識(shí)鋼箱接頭形式下的地下連續(xù)墻施工方法在實(shí)際工程中的抗?jié)B性能，對(duì)鋼箱接頭形式的地下連續(xù)墻進(jìn)行監(jiān)測(cè)，在地下連續(xù)墻的迎水面方向的鋼箱接頭部位布置10個(gè)監(jiān)測(cè)孔.通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)分析表明，各監(jiān)測(cè)孔所測(cè)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(xù)墻工程中具有著良好的抗?jié)B性能.

4 結(jié) 論

本文基于有限元分析以及現(xiàn)有工程實(shí)例，建立了工字鋼接頭和鋼箱接頭地下連續(xù)墻有限元模型，考慮滲流影響對(duì)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(jié)論:

1)接頭形式的不同對(duì)基坑開(kāi)挖過(guò)程中墻體位移變形整體趨勢(shì)影響較小，對(duì)基坑開(kāi)挖過(guò)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(kāi)挖的進(jìn)行，地下連續(xù)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(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，該模擬趨勢(shì)也與接頭位移變化趨勢(shì)相同.地下連續(xù)墻位移受工程地質(zhì)條件影響顯著，最大結(jié)構(gòu)位移主要在開(kāi)挖深度2倍范圍內(nèi).

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

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