圓形吊腳墻支護(hù)設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)內(nèi)力和變形的影響

閔征輝 許建聰

摘要：為了充分利用土巖組合地層中下伏的花崗巖堅(jiān)硬特性，節(jié)約施工成本和縮短施工周期，采用均勻試驗(yàn)方法設(shè)計(jì)不同的分節(jié)開挖高度、錨索/錨筋樁傾角、地連墻前平臺(tái)預(yù)留寬度和地連墻墻體嵌固深度，再通過有限元模擬軟件ABAQUS建立二維彈塑性有限元數(shù)值模型，對(duì)不同試驗(yàn)方案的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。研究結(jié)果表明：基坑分節(jié)開挖高度和地連墻墻體的嵌巖深度對(duì)深大圓形豎井吊腳墻支護(hù)結(jié)構(gòu)的內(nèi)力和變形影響顯著。研究結(jié)果可為該類型的地連墻支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供參考。

關(guān)鍵詞：圓形豎井； 吊腳墻； 設(shè)計(jì)參數(shù)； 內(nèi)力響應(yīng)； 變形響應(yīng)； 有限元數(shù)值模型

中圖法分類號(hào)： U455.8；TV554

文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2024.S1.044

0引 言

在深基坑工程中，地下連續(xù)墻是較常采用的圍護(hù)結(jié)構(gòu)形式。圓筒狀地下連續(xù)墻的拱效應(yīng)能將大部分外荷載轉(zhuǎn)化成環(huán)向內(nèi)力，從而充分利用混凝土的受壓性能降低造價(jià)，在工程中得到了廣泛應(yīng)用。然而，由于拱效應(yīng)的存在，其內(nèi)力和變形特征也更加復(fù)雜［1-3］。

雖然國(guó)內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)針對(duì)圓形地連墻變形和內(nèi)力特征進(jìn)行了大量研究［4-6］，探究了考慮徑向撓度的嵌巖圓形地連墻后側(cè)向土壓力分布規(guī)律［7］，發(fā)現(xiàn)地下連續(xù)墻分幅數(shù)對(duì)圓形圍護(hù)結(jié)構(gòu)的受力和變形的影響較為明顯［8-9］，針對(duì)基坑直徑、墻體長(zhǎng)度和墻體彈性模量對(duì)墻體變形和內(nèi)力變化的影響也進(jìn)行了參數(shù)化分析［10］。然而，不同于均質(zhì)軟土或硬土的基坑，像深圳、廣州和青島市等地“上土下巖”這種土巖組合的基坑［11-12］，圍護(hù)結(jié)構(gòu)是否可以在保證施工安全及主體后期運(yùn)營(yíng)穩(wěn)定的前提下，充分利用巖層堅(jiān)硬性質(zhì)施工，從而達(dá)到節(jié)約施工成本、縮短施工周期的目的，還有待深究［13］。

吊腳式地連墻是解決地連墻進(jìn)入超硬巖層（如微風(fēng)化花崗巖）時(shí)難以成槽施工和施工進(jìn)度緩慢等問題較合適的支護(hù)結(jié)構(gòu)型式。吊腳式地連墻可以有效利用巖層堅(jiān)硬的性質(zhì)，因?yàn)樗恍鑼w嵌入穩(wěn)定的巖層中，而無(wú)需要求深入基坑開挖深度以下。已有研究表明，土巖組合吊腳墻鎖腳錨索對(duì)墻腳水平位移起明顯控制作用，位移受錨索預(yù)應(yīng)力大小的影響較大，吊腳墻的支護(hù)體系較常規(guī)支護(hù)體系的水平位移大15%左右［14］；無(wú)巖肩吊腳墻的側(cè)移值約大于有巖肩的5%，有巖肩吊腳墻的巖肩處應(yīng)力集中現(xiàn)象較顯著［15］。

目前，“上土下巖”基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)的相關(guān)研究較為缺乏［16］，而且地連墻在基坑施工過程中的變形可能會(huì)對(duì)施工過程和主體后期正常運(yùn)營(yíng)造成安全隱患。因此，研究分節(jié)開挖高度、錨索/錨筋樁傾角、地連墻前平臺(tái)預(yù)留寬度和地連墻墻體嵌固深度等設(shè)計(jì)參數(shù)的變形和內(nèi)力響應(yīng)，對(duì)土巖組合深大圓形豎井吊腳墻支護(hù)設(shè)計(jì)和施工安全具有非常重要的意義。

本文結(jié)合土巖組合深大圓形豎井吊腳式地下連續(xù)墻基坑實(shí)際工程，采用均勻試驗(yàn)方法設(shè)計(jì)不同的分節(jié)開挖高度、錨索/錨筋樁傾角、地連墻前平臺(tái)預(yù)留寬度和地連墻墻體嵌固深度，通過有限元模擬軟件ABAQUS，建立二維彈塑性有限元數(shù)值模型，探究土巖組合的圓形吊腳墻支護(hù)設(shè)計(jì)參數(shù)內(nèi)力和變形響應(yīng)。

1工程概況

五指耙豎井工程是深圳市羅田水庫(kù)—鐵崗水庫(kù)輸水項(xiàng)目中的水廠分水井工程，作為TBM始發(fā)井，同時(shí)作檢修的排水井以及水廠的分水井。豎井直徑34.0 m，開挖深度67.0 m。圍護(hù)結(jié)構(gòu)采用圓形吊腳式地下連續(xù)墻結(jié)構(gòu)（圖1），豎井井體充當(dāng)內(nèi)襯且內(nèi)襯采用逆作法施工。該工程地表高程約為22.5 m，底部深埋輸水隧洞的標(biāo)高為-35.0 m；吊腳式圓形地連墻內(nèi)直徑為20.0 m、墻體壁厚1.2 m，地連墻墻體底部標(biāo)高分別為-50.0，-45.0，-28.0 m和-16.5 m。圓形地連墻可分為15個(gè)槽段，采用銑接法連接不同相鄰槽段，相鄰槽段接縫處采用樁徑為450.0 mm的高壓旋噴樁增強(qiáng)地連墻的防滲性能及區(qū)域土體的整體穩(wěn)定性。分水井井體在隧洞區(qū)域采用預(yù)留孔洞的方式。豎井開挖至坑底標(biāo)高為-45.0 m，標(biāo)高-19.5 m以上內(nèi)襯采用壁厚為1.2 m的滿堂內(nèi)襯，標(biāo)高-22.5 m采用斜坡為1∶1的滿堂內(nèi)襯，標(biāo)高-22.5 m至基坑底部采用壁厚1.5 m的滿堂內(nèi)襯。井體底部采用5.0 m厚的水工混凝土底板。

該豎井基坑的地質(zhì)情況較為特殊，所在地層下部巖層埋藏較淺，巖層上覆素填土等軟土，具有土巖組合的特點(diǎn)。該基坑涉及的地層主要有：雜填土、礫質(zhì)黏性土、全風(fēng)化花崗巖、強(qiáng)風(fēng)化花崗巖、弱風(fēng)化花崗巖、微風(fēng)化花崗巖、破碎巖體、強(qiáng)蝕變花崗巖、弱蝕變花崗巖。該豎井的地質(zhì)橫剖面和豎井構(gòu)造如圖1所示。

2數(shù)值模擬試驗(yàn)方案

針對(duì)多級(jí)復(fù)雜試驗(yàn)條件下模型關(guān)系未知的問題，均勻設(shè)計(jì)可以在較少的試驗(yàn)次數(shù)下對(duì)其非線性關(guān)系進(jìn)行更好的估計(jì)，得到預(yù)期的結(jié)果。在吊腳式地連墻支護(hù)結(jié)構(gòu)不同設(shè)計(jì)參數(shù)試驗(yàn)方案中，均勻設(shè)計(jì)法的使用主要涉及均勻設(shè)計(jì)表和使用表兩個(gè)方面。

均勻設(shè)計(jì)方法是通過一組精心設(shè)計(jì)的標(biāo)準(zhǔn)化表來實(shí)現(xiàn)的。這種表格是均勻試驗(yàn)設(shè)計(jì)的基本工具。每個(gè)設(shè)計(jì)表都有一個(gè)代號(hào)Unqs，U表示均勻設(shè)計(jì)，n是行數(shù)（即試驗(yàn)次數(shù)），q是每個(gè)因子的水平數(shù)，s是列數(shù)（代表最大的因子數(shù)）。

根據(jù)上述方式得到均勻設(shè)計(jì)表，結(jié)合實(shí)際問題中涉及的幾個(gè)因素，參照均勻設(shè)計(jì)表進(jìn)行試驗(yàn)。當(dāng)所選列不同時(shí)，相應(yīng)的試驗(yàn)結(jié)果也會(huì)不同。因此，每個(gè)均勻設(shè)計(jì)表都有一個(gè)對(duì)應(yīng)的使用表，以指示如何從設(shè)計(jì)表中選擇合適的列。

此處采用的設(shè)計(jì)表為U994，即試驗(yàn)次數(shù)為9次，每個(gè)因子有9個(gè)水平數(shù)，考慮了分節(jié)開挖高度、錨索傾角、地連墻前平臺(tái)預(yù)留寬度和墻體嵌巖深度等4個(gè)設(shè)計(jì)參數(shù)（影響因素）［17］。五指耙水廠分水井的吊腳式地連墻支護(hù)結(jié)構(gòu)不同設(shè)計(jì)參數(shù)數(shù)值模擬試驗(yàn)方案如表1所列。其中，第5個(gè)試驗(yàn)號(hào)為初步設(shè)計(jì)方案。

3數(shù)值計(jì)算模型

五指耙水廠分水井吊腳式地連墻為圓柱形，分層分部開挖，采用逆作法施工，每開挖一步，隨即施作井體。

采用有限元模擬軟件ABAQUS建立圓形豎井吊腳式地下連續(xù)墻圍護(hù)結(jié)構(gòu)的二維彈塑性有限元數(shù)值計(jì)算模型。計(jì)算模型中，巖土體、地下連續(xù)墻、高壓旋噴樁、內(nèi)襯及冠梁均采用8節(jié)點(diǎn)6面體實(shí)體等參單元模擬；巖土材料采用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型；地連墻、高壓旋噴樁、冠梁以及井體，因其剛度較大，采用線彈性本構(gòu)模型。

3.1計(jì)算域及位移邊界條件

為保證模型計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，模型寬度為基坑開挖深度的2～3倍，深度為開挖深度的2倍。為節(jié)約模型計(jì)算的時(shí)間成本，模型計(jì)算范圍最終選為：200.0 m×150.0 m?？傮w坐標(biāo)系統(tǒng)以向上為Y軸正向，向右為X軸正向。所有邊界條件均為位移邊界條件。其中，模型上表面為自由邊界，左右邊界為X方向位移固定，底部邊界為X、Y方向位移固定。在模型上表面基坑外部設(shè)置附加荷載50 kPa考慮施工堆載影響。

3.2不同試驗(yàn)方案的工況劃分

根據(jù)五指耙分水井的開挖和井體結(jié)構(gòu)施工工序，結(jié)合二維數(shù)值計(jì)算分析，表1中9種不同吊腳式地連墻支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)的數(shù)值模擬試驗(yàn)方案的工況劃分如下：方案1～9分別劃分為33，30，27，24，23，21，20，19和18個(gè)工況。各方案中的工況1均為初始工況，該工況主要進(jìn)行地應(yīng)力平衡計(jì)算；其余工況均為模擬巖土體開挖及井體施工，在每一工況中均進(jìn)行相應(yīng)的開挖并施作井體，直至開挖到基坑底面后，澆筑底板。圖2為第1個(gè)試驗(yàn)方案的工況劃分，其余試驗(yàn)方案的工況劃分與第1個(gè)試驗(yàn)方案類似。

3.3計(jì)算參數(shù)

計(jì)算參數(shù)通過試驗(yàn)和經(jīng)驗(yàn)綜合確定。與計(jì)算有關(guān)的巖土層參數(shù)和地下連續(xù)墻、冠梁、高壓旋噴樁及井體等材料參數(shù)分別詳見表2～3。

3.4初始地應(yīng)力

該工程的地質(zhì)環(huán)境中場(chǎng)地的構(gòu)造地應(yīng)力水平較低，初始地應(yīng)力場(chǎng)主要是由巖土體自重引起的，計(jì)算中由有限元程序直接求得。

3.5模型網(wǎng)格劃分

根據(jù)計(jì)算區(qū)域及研究問題的需要，同時(shí)考慮到計(jì)算硬件條件，模型網(wǎng)格劃分共計(jì)121 964個(gè)單元、122 974個(gè)節(jié)點(diǎn)。

4數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果及分析

4.1不同試驗(yàn)方案計(jì)算結(jié)果對(duì)比分析

對(duì)上述五指耙水廠分水井豎井結(jié)構(gòu)9種試驗(yàn)方案進(jìn)行施工力學(xué)的彈塑性有限元數(shù)值模擬，獲取不同工況下的地表沉降變形、坑底回彈變形、地連墻水平位移、地連墻墻頂?shù)呢Q向位移和水平位移、地連墻軸向的彎矩和軸力等的計(jì)算結(jié)果。

對(duì)于不同方案，不同工況下的地表沉降變形、地連墻水平位移、坑底回彈變形、地連墻水平位移、地連墻墻頂豎向位移以及地連墻軸向的彎矩和軸力的變化趨勢(shì)基本相同，差別主要體現(xiàn)于它們的最大值及最小值。9種不同試驗(yàn)方案計(jì)算結(jié)果最大值的比較詳見圖3～5。

從圖3～5可知：方案1的最大地表沉降位移值為12.82 mm，是9種方案中最小的；方案1中的地連墻水平位移值為23.95 mm，是9種方案中最小的；方案1中地連墻軸向的最大正負(fù)彎矩也是9種方案中最小的；坑底隆起值9種方案差別不大，方案9的隆起值最??；方案9的地連墻軸向軸力最?。环桨?的地連墻頂部水平位移與豎向位移的最大值在9種方案中是最小的；9種方案的坑底隆起最大值和地連墻墻頂最大豎向位移變化不大。

綜合比較，方案1的各項(xiàng)結(jié)果在9種方案中有較明顯的優(yōu)勢(shì)。因此，對(duì)于控制地表沉降位移、地連墻水平位移、軸向正負(fù)彎矩來說，方案1是9種方案中的優(yōu)選方案。

4.2吊腳墻支護(hù)設(shè)計(jì)參數(shù)內(nèi)力和變形響應(yīng)

根據(jù)上述五指耙水廠分水井豎井結(jié)構(gòu)9個(gè)試驗(yàn)方案的數(shù)值模擬結(jié)果，通過數(shù)理統(tǒng)計(jì)擬合分析，得到分節(jié)開挖高度h1、錨索傾角φ、地連墻前平臺(tái)預(yù)留寬度b和墻體嵌巖深度de等4個(gè)設(shè)計(jì)參數(shù)不同權(quán)重組合下地表沉降變形u1（mm）、坑底回彈變形u2（mm）、地連墻水平位移u3（mm）、地連墻墻頂水平位移u4（mm）、單位長(zhǎng)度地連墻軸向的正彎矩M1（kN·m）和負(fù)彎矩M2（kN·m）以及軸力N1（kN/m）的響應(yīng)如下：

u1=18.25+1.2h1-0.19φ+0.019b-0.997de（1）

相關(guān)系數(shù)臨界值r0.0357=0.708，相關(guān)系數(shù)R=0.728。因?yàn)镽＞r0.0357，所以式（1）中的u1與h1、φ、b和de等設(shè)計(jì)參數(shù)的線性統(tǒng)計(jì)關(guān)系顯著，有實(shí)際意義。h1和de對(duì)u1影響較大。

u2=4.35-0.0134h1+0.0024φ-0.00024b+0.0112de（2）

相關(guān)系數(shù)R=0.64。因?yàn)镽＞r0.0757=0.624 3，所以式（2）中的u2與h1、φ、b和de等設(shè)計(jì)參數(shù)的線性統(tǒng)計(jì)關(guān)系較顯著，有實(shí)際意義。h1、φ、b和de對(duì)u2的影響都很小。

u3=31.748+1.798h1-0.205φ+0.0205b-1.498de（3）

相關(guān)系數(shù)R=0.671。因?yàn)镽＞r0.057=0.666 4，所以式（3）中的u3與h1、φ、b和de等設(shè)計(jì)參數(shù)的線性統(tǒng)計(jì)關(guān)系顯著，有實(shí)際意義。h1和de對(duì)u3的影響較大。

u4=0.095-0.519h1+0.0644φ-0.0064b+0.432de（4）

由式（4）可知，h1和de對(duì)u4的影響稍大。

M1=2429.08 +150.0h1-11.528φ+1.153b-124.98de（5）

相關(guān)系數(shù)臨界值r0.057=0.666 4，相關(guān)系數(shù)R=0.7。因?yàn)镽＞r0.057，所以式（5）中的M1與h1、φ、b和de等設(shè)計(jì)參數(shù)的線性統(tǒng)計(jì)關(guān)系較顯著，有實(shí)際意義。h1和de對(duì)M1的影響很大。

M2=-1596.62-272.5h1-106.36φ+10.64b+227.04de（6）

相關(guān)系數(shù)臨界值r0.017=0.797 7，相關(guān)系數(shù)R=0.8。因?yàn)镽＞r0.017，所以式（6）中的M2與h1、φ、b和de等設(shè)計(jì)參數(shù)的線性統(tǒng)計(jì)關(guān)系很顯著，有實(shí)際意義。h1、de和φ對(duì)M2的影響很大。

N1=3265.1-196.67h1-36.37φ+ 3.637b+163.86de（7）

相關(guān)系數(shù)臨界值r0.0017=0.898 2，相關(guān)系數(shù)R=0.927。因?yàn)镽＞r0.017，所以式（7）中的N1與h1、φ、b和de等設(shè)計(jì)參數(shù)的線性統(tǒng)計(jì)關(guān)系較顯著，有實(shí)際意義。h1和de對(duì)N1的影響很大。

由式（1）～（7）可知，除了φ對(duì)M2的影響較大外，h1和de對(duì)u1、u3、M1、M2和N1影響都較大。另外，h1和de對(duì)u4的影響也稍大。φ對(duì)u1、u2、u3、u4、M1和N1一般影響不大；b對(duì)u1、u2、u3、u4、M1、M2和N1影響都很小。

5結(jié) 論

（1） 分節(jié)開挖高度、錨索傾角、地連墻前平臺(tái)預(yù)留寬度和墻體嵌巖深度等4個(gè)設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)地連墻水平位移、地連墻軸向的最大負(fù)彎矩和地連墻軸向的軸力有顯著影響，對(duì)地表沉降變形和地連墻軸向的最大正彎矩影響較大，而對(duì)坑底回彈變形、地連墻墻頂?shù)呢Q向位移和水平位移影響不大。

（2） 在設(shè)計(jì)上，可以通過調(diào)整基坑分節(jié)開挖高度和地連墻墻體嵌巖深度控制圓形吊腳式地連墻支護(hù)的基坑施工引致的地表沉降變形、地連墻水平位移、地連墻軸向的正彎矩和負(fù)彎矩以及軸力的最大值。

（3） 建議開展分節(jié)開挖高度、錨索傾角、地連墻前平臺(tái)預(yù)留寬度和墻體嵌巖深度等4個(gè)設(shè)計(jì)參數(shù)的均勻設(shè)計(jì)試驗(yàn)方案的三維彈塑性有限元計(jì)算，以進(jìn)一步驗(yàn)證本文二維計(jì)算結(jié)果得出的結(jié)論是否合理。

參考文獻(xiàn)：

［1］安煥超.圓筒狀地下連續(xù)墻內(nèi)力和變形特征分析［D］.秦皇島：燕山大學(xué)，2013.

［2］HE W，LUO C，CUI J，et al.An axisymmetric BNEF method of circular excavations taking into account soil-structure interactions［J］.Computers & Geotechnics，2017，90（10）：155-163.

［3］李清培，陳友生.深基坑拱形圍護(hù)結(jié)構(gòu)受力變形特征分析［J］.公路，2019，64（12）：167-170.

［4］劉念武，龔曉南，陶艷麗，等.軟土地區(qū)嵌巖連續(xù)墻與非嵌巖連續(xù)墻支護(hù)性狀對(duì)比分析［J］.巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2014，33（1）：164-171.

［5］李韜，劉波，褚偉洪，等.順逆作同步下超深大基坑地連墻變形實(shí)測(cè)分析［J］.地下空間與工程學(xué)報(bào)，2018，14（增2）：828-837.

［6］劉波.“上海中心”塔樓深大圓形基坑性狀的實(shí)測(cè)分析［J］.地下空間與工程學(xué)報(bào)，2018（增1）：299-307.

［7］ZHANG J，LI M，KE L，et al.Distributions of lateral earth pressure behind rock-socketed circular diaphragm walls considering radial deflection［J］.Computers & Geotechnics，2022，143（12）：1-9.

［8］佘海洋.圓形深基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)研究［J］.隧道建設(shè)，2015，35（7）：665-673.

［9］WU G，CHEN W，BIAN H，et al.Structure optimisation of a diaphragm wall with special modelling methods in a large-scale circular ventilating shaft considering shield crossing［J］.Tunnelling and Underground Space Technology，2017，65（3）：35-41.

［10］BORGES J L，GUERRA G T.Cylindrical excavations in clayey soils retained by jet grout walls：numerical analysis and parametric study［J］.Computers and Geotechnics，2014，55：42-56.

［11］金雪峰.某緊臨地鐵車站土巖基坑設(shè)計(jì)與變形規(guī)律研究［J］.地下空間與工程學(xué)報(bào)，2021，17（3）：815-824，871.

［12］朱志華，劉濤，單紅仙.土巖結(jié)合條件下深基坑支護(hù)方式研究［J］.巖土力學(xué)，2011，32（增1）：619-623.

［13］羅華標(biāo).采用吊腳地下連續(xù)墻的對(duì)撐基坑的變形分析［D］.廣州：廣州大學(xué)，2016.

［14］熊璐.土巖二元結(jié)構(gòu)地層地區(qū)吊腳墻基坑支護(hù)研究［J］.巖土工程技術(shù)，2022，36（5）：365-370.

［15］趙順磊，徐武，王自強(qiáng)，等.土巖基坑無(wú)巖肩吊腳墻支護(hù)變形與力學(xué)響應(yīng)特征研究［J］.施工技術(shù)（中英文），2023，52（7）：106-113.

［16］陳偉，吳裕錦，彭振斌.廣州某基坑搶險(xiǎn)監(jiān)測(cè)及坍塌事故技術(shù)原因分析［J］.地下空間與工程學(xué)報(bào)，2006，2（6）：1034-1039.

［17］杜雙奎.試驗(yàn)優(yōu)化設(shè)計(jì)與統(tǒng)計(jì)分析［M］.北京：科學(xué)出版社，2020.

（編輯：郭甜甜）