圆形深基坑围护结构优化设计研究

佘海洋

(广州地铁设计研究院有限公司，广东 广州 510010)

0 引言

对于狭长的条带状基坑工程而言，地下连续墙可以看成主要承受竖向弯矩的受弯构件，而圆形基坑的空间效应十分明显。环状体系的围护结构既承受压力又承受弯矩，圆形基坑的拱效应使部分坑外土压力转化为围护结构的轴向压力，减小了由于弯矩产生的竖向变形，提高了地下连续墙的自身稳定性［1－3］。此外，考虑到实际工程中槽段间通过接头相互制约的情况，不符合理想的平面应变假设，平面计算所得的墙体内力与实测结果相差较大，因而不能用于指导连续墙的截面配筋设计［4－7］。

在相关研究中:董新平等［8］对上海某工厂圆形旋流池工程进行了计算分析和详细的施工监测，得到圆形围护结构主要承受弯矩作用的竖向弹性地基梁模型不适用于圆形基坑的结论。圆形地下连续墙在轴向压力作用下，可以充分发挥混凝土抗压能力强的优点，圆形围护结构刚度大使得墙体变形较小。安焕超［9］以首钢京唐钢铁联合有限公司炼钢主厂房旋流池为例，综合利用理论计算、现场监测、数值模拟3种技术手段，对圆筒状地下连续墙的内力和变形进行了分析研究。熊浩［10］以武汉鹦鹉洲长江大桥北锚碇深基坑工程圆形地下连续墙为研究对象建立了计算模型，通过比较计算值与实测值，系统全面地分析了圆形地下连续墙的围护效果。罗耀武等［11］以上海世博500 kV变电站为例研究了若干因素对与圆筒状地下连续墙内力和变形的影响。

虽然，对圆形基坑围护结构受力和变形分析己有的一定研究，但缺少对圆形基坑围护体系更为详细的定量分析。

本文以某风井工程为背景，结合风井基坑工程设计、施工中的技术难点，采用大型通用有限元计算软件Midas GTS建立包括地下连续墙等在内的三维计算模型，应用荷载结构分析方法，对风井开挖及其盾构破井过程中的稳定性做出评价;在考虑地下连续墙接头刚度变化和地下连续墙分幅形式等因素情况下，通过多种计算工况的对比分析，提出合理的支护技术参数和措施，以确保工程施工期的结构稳定性和合理性。

1 连续墙接头模拟

传统的数值计算分析往往忽略了地下连续墙接头，而将地下连续墙看成一个整体，但计算结果却与实际不符。本文采用简化接头单元模型模拟连续墙接头的力学特性，单元由a，b 2节点模拟接头的2个部分，接头单元示意如图1所示。

图1 接头单元模型Fig.1 Joint element model

在图1中，a，b 2点位于连续墙接缝处的相邻槽段上，为便于说明将2点分开显示。a点的局部坐标为{}，其中为竖直方向，a垂直于槽端方向，为水方向。基坑开挖后，相邻槽段在接头处会产生相对变形:其相邻槽段的剪切错动y=·(xb－xa)，相邻槽段的垂直于接缝的变形z=·(xb－xa)，该处竖直方向的相对位移可忽略，但接缝处由于接头刚度的折减会导致竖向平面内的旋转变形(沿方向)，即沿向的转角α =－tan－1()(逆时针为正);其余2个方向的扭转可以忽略，即若，则=0［12－13］。

考虑到锁口管接头、十字钢板接头、工字钢接头等不同接头形式的变形特点和传力机制，合理约束和释放模型中a，b 2点的相对自由度并选取恰当的变形刚度以更加真实地反映客观情况，从而所得结果也更符合实际。

2 工程应用

2.1 工程概况

本风井工程地处长江漫滩区，风井在施工阶段作为盾构施工的中间检修井;在运营阶段，作为中间通风井的同时还可作为紧急情况下人员疏散逃生的通道。

风井基坑平面呈圆形，外径为29.2 m，内径为26.8 m，底板埋深约为21.152 m，基坑开挖深度为44.452 m，施工期设计地面标高为8.000 m，风井中心处盾构隧道埋深约为23.417 m。

本工程为一级基坑，工程区域地质条件差，地下水位埋深较浅，基坑开挖深度大，基坑围护结构的设计、施工有较大的风险。由于穿越土层的力学参数偏低，为保证施工安全，采用壁厚1.2 m的圆形地下连续墙及工字钢止水接头，并结合内部主体结构设置5道钢筋混凝土环梁作为基坑开挖支护结构，其中混凝土冠梁截面采用2.5 m×1.2 m，其余环形圈梁截面尺寸为1.5 m×1.2 m。

风井围护结构横剖面见图2，平面布置见图3。

2.2 地质条件

根据2个阶段地质勘查报告，该工程穿越地层主要为第四系全新统()及白垩系上统浦口组()。第四系全新统以冲积类型为主，兼有河湖相相沉积，此区域内土层自上而下依次为:①1黏土、①2淤泥质粉质黏土、③1粉质黏土、④1粉砂、④2粉质黏土夹粉砂、④3粉砂、⑥1圆砾混卵石和⑥2含砾中砂。场地上层潜水的水位为天然地面以下1.50～2.00 m，抗浮水位取为场地整平标高对应高程。各土层物理力学参数见表1。

2.3 计算模型及边界条件

为对风井基坑的地下连续墙围护结构形式进行合理选型，本文结合工程设计难点，建立包括地下连续墙、内衬墙等在内的三维计算模型(不考虑风井内部结构的建筑形式和风塔荷载)，旨在考虑地下连续墙接头刚度变化和地下连续墙分幅形式等情况下，通过多种计算工况的对比分析，提出合理的支护技术参数和措施，以确保工程施工期的结构稳定性。

图2 风井围护结构横剖面图(单位:mm)Fig.2 Profile of retaining structure of ventilation shaft(mm)

图3 风井围护结构平面布置图(单位:mm)Fig.3 Plane layout of retaining structure of ventilation shaft(mm)

风井结构的三维计算模型如图4所示。其中:地下连续墙、内衬墙和底板均采用4节点三维壳单元模拟，冠梁及3道环梁均采用三维梁单元模拟，与地下连续墙壳单元采用共用节点的耦合方法处理，以保证两者在交界处弯矩和应力的有效传递。盾构开挖的土体采用土弹簧模拟。本文结合实际工程中接头力学特征采用connect单元模拟连续墙相邻槽段之间工字钢接头，折减刚度通过设置不同的接缝处竖向平面内旋转刚度实现。

表1 土体物理力学参数表Table 1 Mechanical parameters of soil layers

图4 工作井土体分层模型Fig.4 Numerical model of soil layers

边界条件:连续墙底部采用竖向约束，地下连续墙外部施加主动土压力和水压力，采用水土分算，内部有水荷载时施加边墙水压力。基坑内部采用法向弹簧约束，根据相关设计参数，地下连续墙与周边土体的弹性抗力系数取1.7×109N/m，当模拟地下连续墙内部土体开挖时，采用释放弹簧的方式实现。

地下连续墙接头示意见图5。

2.4 工作井施工方案

由于本工程地下水丰富，承压水受周边水补给，给施工降水造成较大困难。根据设计施工方案，本工作井采用顺作法施工:首先施工围护结构;待其达到设计要求之后，再采取常规干开挖，自地面向下分层开挖至第4道圈梁底部(－13 m标高左右为界);之后向坑内回灌水，采取水下开挖至坑底;完成地下结构底板之后，再对地下主体结构由下而上施工。

图5 地下连续墙接头示意图Fig.5 Joint of diaphragm wall

具体施工模拟过程如下:1)风井连续墙成槽，浇筑并进行地应力平衡;2)施加冠梁，进行第1步开挖; 3)施加第1道环梁，进行第2步开挖;4)施加第2道环梁，进行第3步开挖;5)施加第3道环梁，进行第4步开挖;6)风井内灌水，水下分层开挖第1步;7)保持风井内水位，水下分层开挖第2步;8)保持风井内水位，水下分层开挖至坑底;9)浇筑坑底底板混凝土及钢筋混凝土;10)浇筑坑底素混凝土;11)井内降水至坑底;12)浇筑内衬钢筋混凝土底板及侧墙;13)盾构破地下连续墙进洞;14)盾构破除洞内隧道范围内的素混凝土;15)盾构破地下连续墙出洞;16)超挖，破除洞内需施作风井结构的素混凝土。

2.5 计算工况

地下连续墙之间的接头设置见图5，接头刚度分别取地下连续墙槽段刚度的50%、75%、100%3种情形进行计算。地下连续墙的平面分幅布置形式见图6。考虑地下连续墙的分幅形式分别为15幅和24幅，建立6种计算工况，进行对比分析，并对地下连续墙的接头刚度和分幅数目进行分析评价。计算工况见表2。

3 计算结果

3.1 施工期地下连续墙变形

对6种工况分别计算后，得到各工况下施工过程中的地下连续墙变形云图，图7为工况1(接头刚度100%，24分幅)施工分析步中的地下连续墙变形云图。总体而言，地下连续墙变形不大，最大位移为5.47 mm，分布在盾构开挖后隧道拱腰部位。

图6 地下连续墙分幅结构Fig.6 Segment structure of diaphragm wall

表2 计算工况Table 2 Cases for calculation

图8为工况1施工过程中A点位置的位移变化曲线。从图8可看出:盾构破井之前，地下连续墙变形最大不超过2 mm;破井后，最大水平位移为5.47 mm。

表3为各工况下盾构中心A点处全施工过程位移值。工况1—3为地下连续墙设置24幅时不同接头刚度情况下的A点位移。从表3可看出:地下连续墙接头刚度的变化对盾构位移的影响不甚明显，接头刚度越小，位移稍许变大，其中接头刚度为地下连续墙槽段刚度50%的较100%的槽段刚度的位移大约1%。工况4—6为地下连续墙设置15幅时不同接头刚度情况下的A点位移。从表3可看出:地下连续墙接头刚度的变化对盾构位移的影响亦不甚明显，接头刚度越小，位移稍许增大，其中接头刚度为地下连续墙槽段刚度50%的较100%的槽段刚度的位移大约1%。

工况1—3和工况4—6对比，地下连续墙设置24幅产生的变形与设置15幅相比较小，在盾构边墙A点处，各对应工况下(1 Vs 4、2 Vs 5、3 Vs 6)，设置24幅比设置15幅要小近0.12 mm。由工况计算结果对比可知:在一定的基坑半径前提下，槽段数越大，槽段水平幅长越小;对于其中一幅受水平向分布荷载的地下连续墙槽段而言，在边界约束一定的情况下，水平跨度越小，变形越小。这符合一般水平放置的楼板结构的受力变形特征。

图9为盾构开挖后沿地下连续墙深度方向位移曲线。从图9可看出:在工作井开挖过程中，地下连续墙内外土压平衡遭到了破坏，在土压力的作用下围护结构产生向临空面内的水平位移;随后在盾构开挖的过程中，由于圆形基坑地下连续墙体系的完整性遭到破坏，洞口周边应力集中，内力有一定的重分布，局部位移有突变，但是由于地板约束和坑底加固的共同作用，地下连续墙仍处于稳定状态。

图7 工作井施工过程中墙体水平位移分布Fig.7 Distribution of horizontal displacement of diaphragm wall during construction

图8 工况1盾构边墙A点处施工过程位移变化Fig.8 Displacement at Point A during construction in Case 1

表3 各工况下盾构边墙A点处施工过程位移值Table 3 Displacement at Point A during construction in all casesmm

图9 各工况下沿纵深方向地下连续墙水平位移分布Fig.9 Distribution of horizontal displacement of diaphragm wall in vertical direction in all cases

沿纵深方向工况1—3之间以及工况4—6之间的计算结果非常接近，即接头刚度的变形对位移的影响极小，但设置15幅地下连续墙的计算结果比设置24幅的计算结果较大。

3.2 施工期地下连续墙内力计算结果

由各工况下地下连续墙的受力变化过程来看，最大内力出现在盾构破井后，主要分布在盾构隧道洞口周边，如图10—13所示。其中地下连续墙竖向最大正弯矩出现在盾构隧道上方部位，最大负弯矩则出现在隧道拱腰区域;环向最大正弯矩出现在离隧道拱腰稍远位置，最大负弯矩则出现在隧道拱顶两边区域;竖向地下连续墙应力最大值分布于盾构隧道周边区域，最大拉应力值分布于拱腰位置，最大压应力分布于拱顶两边;环向最大拉应力分布于拱腰两端位置，最大压应力分布于隧道拱顶、拱底上下部位。

图10 工况1地下连续墙盾构破井后竖向弯矩(单位:N·m)Fig.10 Distribution of vertical moment of diaphragm wall after shield tunneling through ventilation shaft in Case 1(N·m)

图11 工况1地下连续墙盾构破井后环向弯矩(单位:N·m)Fig.11 Distribution of circumferential moment of diaphragm wall after shield tunneling through ventilation shaft in Case 1 (N·m)

图12 工况1地下连续墙盾构破井后竖向地下连续墙应力(单位:N)Fig.12 Distribution of vertical stress of diaphragm wall after shield tunneling through ventilation shaft in Case 1(N)

图13 工况1地下连续墙盾构破井后地下连续墙环向应力(单位:N)Fig.13 Distribution of circumferential stress of diaphragm wall after shield tunneling through ventilation shaft in Case 1(N)

各工况下沿纵深方向的竖向弯矩和环向弯矩曲线如图14和图15所示。从图14和图15可看出:最大正负弯矩分布在沿纵深20～30 m，即盾构隧道周边区域。

工况1—3之间和工况4—6之间的竖向和环向弯矩分布极为接近，由此可见:接头刚度的变化对地下连续墙内力的影响很小，工况4—6的竖向和环向弯矩略大于工况1—3，因此可说明地下连续墙设置15幅情形下的内力要稍大于设置24幅的内力。

图14 各工况竖向弯矩沿纵深方向分布对比Fig.14 Distribution of vertical moment of diaphragm wall in vertical direction in all cases

图15 各工况环向弯矩沿纵深方向分布对比Fig.15 Distribution of circumferential moment of diaphragm wall in vertical direction in all cases

各工况盾构区域最大环向应力和竖向应力见表4。从表4可看出:工况1—3之间和工况4—6之间的应力值较为接近，随着接头刚度的降低，除环向最大压应力逐渐减小外，环向最大拉应力、竖向最大拉压应力均逐渐增大，但整体增长幅度很小;地下连续墙分幅数的影响较为明显，工况1—3(设置24幅)与工况4—6(设置15幅)相比，除竖向最大拉应力较大(对应工况大27%)外，环向最大拉压应力、竖向最大压应力均要明显偏小。

盾构区域最大环向弯矩和竖向弯矩见表5。从表5可看出:工况1—3之间和工况4—6之间的弯矩值较为接近，随着接头刚度的降低，除竖向最大正弯矩逐渐减小外，竖向最大负弯矩、环向最大正负弯矩均逐渐增大，但整体增长幅度很小;地下连续墙分幅数的影响较为明显，工况1—3(设置24幅)与工况4—6(设置15幅)相比，除环向最大负弯矩较大(对应工况分别大1.5%、1.6%、2.3%)外，环向最大正弯矩、竖向最大正负弯矩均要明显偏小，其中环向最大正弯矩分别小5.1%、5.6%、6.2%，竖向最大正弯矩分别小59%、54%、53%，竖向最大负弯矩分别小29%、31%、33%。

表4 各工况盾构区域最大环向和竖向应力对比Table 4 Maximum circumferential stress and maximum vertical stress in shield tunneling area in all cases MPa

表5 各工况盾构区域周边最大正负弯矩对比Table 5 Maximum positive moment and maximum negative moment in shield tunneling area in all cases kN·m

3.3 盾构破井过程稳定性分析

为保证盾构穿越时土体及井体结构的稳定，并保证盾构破井及下穿施工的安全，本工程对工作井底板下部(标高区间－20.212～－41.672 m)采用素混凝土回填，但盾构穿越时其强度必须满足易于盾构机可直接切割的条件。因此，考虑到施工的可行性，对施工中回填的素混凝土材料进行计算对比，以提出建议采用的能满足设计施工要求的素混凝土材料。素混凝土分别设置C20，C15，C10对应工况，通过计算，对结果进行对比分析。各素混凝土的材料参数见表6。

表6 钢筋混凝土和素混凝土材料参数Table 6 Mechanical parameters of reinforced concrete and plain concrete

墙体受力对比分析:根据计算结果，文中对施工过程结束后地下连续墙、回填素混凝土等重要受力构件的受力及变形进行对比分析，具体对比见表7—9。

从表7—8可知，素混凝土等级越低，墙体所受的轴力和弯矩越大。对地下连续墙来说，混凝土等级越高，墙体所受的内力越小，但相差不是十分明显;从数值来看，竖向轴力、环向轴力、竖向弯矩和环向弯矩的差值基本呈线性关系;对于地下连续墙来说，工况1和工况2的内力计算结果相差较小，也就是说，采用C15和采用C20混凝土对地下连续墙影响较小，地下连续墙的变形也有类似的趋势;素混凝土的受力结果表明3种工况的最大压应力基本一致，工况3(C10)的最大拉应力偏大。

基于以上分析，建议采用C15素混凝土，既能保证受力构件安全，又利于盾构施工开挖。

表7 地下连续墙内力对比Table 7 Internal force of diaphragm wall

表8 地下连续墙水平位移对比Table 8 Horizontal displacement of diaphragm wall mm

表9 素混凝土受力对比Table 9 Maximum principal stress of plain concrete MPa

4 结论与建议

根据各工况施工过程的计算结果对比分析，可得以下结论:

1)地下连续墙接头刚度影响。地下连续墙接头刚度的变化对盾构位移的影响不甚明显，接头刚度减小，位移稍许增大，其中接头刚度为地下连续墙槽段刚度50%的较100%的槽段刚度的位移大约1%;接头刚度的变化对地下连续墙内力的影响也很小，随着接头刚度的减小，除环向最大正弯矩逐渐减小外，环向最大负弯矩、竖向最大正负弯矩均有稍许的增大。

2)地下连续墙槽段分幅数影响。地下连续墙设置24幅产生的变形与设置15幅相比稍许减小，在盾构边墙A点处，设置24幅比设置15幅要小近0.12 mm左右;地下连续墙设置24幅情形下的内力要小于设置15幅的内力，除环向最大负弯矩外，环向最大正弯矩、竖向最大正负弯矩均要明显偏小设置15幅的内力。

3)盾构破井过程稳定性。对地下连续墙来说，混凝土标号越高，墙体所受的内力与变形越小，但相差不是十分明显，其中采用C15和C20混凝土对地下连续墙影响差距较小。

根据以上分析结果，建议采用地下连续墙接头刚度较大(即等同地下连续墙槽段刚度)、分幅数为24幅的地下连续墙设计形式，本工程从地下连续墙整体受力性能和止水角度推荐采用工字钢接头。建议素混凝土采用C15标号，既能保证受力构件安全，又利于盾构施工开挖。

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