圓形地連墻接縫剛度弱化對地面沉降的影響

摘要：目前，在土巖組合地層中深大圓形豎井的設計和施工方面經驗尚缺。為了確保羅田水庫—鐵崗水庫輸水隧洞深78 m、直徑34.9 m的圓形豎井施工安全和順利進行，采用大型有限元軟件ABAQUS建立了精細化的三維彈塑性有限元數值模型，分析了地連墻施工過程中周邊地層的變形特性。通過將是否考慮地連墻接縫剛度弱化的數值計算結果與實測值進行比較，探究了地連墻接縫剛度弱化對墻頂、地表和箱涵的沉降影響。研究結果表明：對于距離豎井較近的地面、箱涵及地連墻墻頂的沉降，考慮地連墻接縫剛度弱化的數值計算結果與實測值的最大平均相對誤差分別為10.11%，1.728%和16.49%，較為相符；而接縫剛度無弱化的數值計算結果與實測值的最大平均相對誤差為83.02%，3.395%和139.6%，相差較大。研究結果可為超深大直徑豎井及地連墻設計提供參考。

關 鍵 詞：圓形地連墻； 接縫剛度弱化； 沉降效應； 精細化數值模擬； 羅田水庫—鐵崗水庫輸水隧洞

中圖法分類號： U455.8

文獻標志碼： A

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2024.11.024

0 引 言

深大基坑開挖和支護對鄰近的建（構）筑物會產生不利影響^［1-2］，鄰近基坑的地表、箱涵和地連墻墻頂的沉降預測對確保深大基坑施工安全和結構穩定尤為重要^［3］。

圓形基坑圍護結構因其結構空間拱效應的存在，具有剛度大、穩定性高且無需額外支撐保證大空間高效施工等良好特性，在減少基坑施工對周圍環境的影響等方面具有明顯優勢。多年來其在潤揚大橋、陽邏長江大橋錨碇基坑、上海世博500 kV地下變電站、上海中心大廈塔樓基坑、蘇州河深層排水調蓄管道系統等一大批工程中均得到大量應用，已成為50 m以下直徑水工結構工作井和檢修井常用的支護手段^［4-5］。上軟下硬土巖組合復雜地層在珠三角地區分布廣泛，鋼管樁圍護、PC工法樁等植入型圍護工法難以適用。近年來，隨著銑槽機設備的蓬勃發展，因其對軟土、巖層成槽施工的普適性，在土巖組合地層中得到了廣泛的應用，同時地連墻套銑施工工藝日趨成熟，因其避免了接頭的使用從而在超深地連墻高效高質量施工中更具優勢。

雖然圓筒狀地下連續墻的拱效應能將大部分外荷載轉化成環向內力，從而可以充分利用混凝土的受壓性能，然而由于拱效應的存在，其內力和變形特征也更加復雜^［6-7］，而且套銑接頭施工槽段接縫位置不可避免地會殘留泥皮，進而導致圓形地連墻圍護的環向剛度發生非線性折減^［8］。

目前，地下連續墻的計算方法仍沿用規范中的彈性地基梁法。但是，彈性地基梁法未考慮地下連續墻環向剛度對其受力的貢獻，因此，采用彈性地基梁法計算較為保守^［9］。此外，平面彈性地基梁法忽略了圓形圍護結構的拱效應，無法獲得對圓形地下連續墻受力和變形的全面認識。陳敏等^［10］運用“平面豎向彈性地基梁法”的理念，利用彈性力學中圓筒受均布荷載的解析解，推導出拱效應等效剛度系數，從而實現圓拱效應的量化。三維彈性地基板法計算原理基于平面彈性地基梁法，且計算模型可以反映圓形圍護結構的空間效應。與彈性地基梁法和三維彈性地基板法相比，三維連續介質有限元法考慮了圍護結構與土體的共同作用，得到的地連墻變形與內力均更小^［11-12］。

地下連續墻套銑施工為分幅澆筑，而各幅墻體之間并沒有環向鋼筋相連接，只是“各自為戰，互不為助”，所以對其水平向剛度會產生十分顯著的削弱，進而影響到墻體的豎向剛度。根據長期以來的工程經驗，地連墻接頭位置是整個地連墻施工的薄弱環節，稍有不慎則會引發結構失穩、滲漏等工程災害。常規地連墻一體化建模會過高估計圍護整體剛度。因此，只有在模型中考慮了地連墻接縫位置的剛度弱化效應，才能科學地評價土巖組合地層中深大圓形豎井的變形和內力特征。

國內外學者已經針對圓形地連墻變形和內力特征進行了大量研究^［13-17］，發現了地下連續墻分幅數對圓形圍護結構的受力和變形的影響較為明顯^［18-19］；針對基坑直徑、墻體長度和墻體彈性模量對墻體變形和內力變化的影響也進行了參數化分析^［20］。但是，針對地連墻接縫剛度弱化對土巖組合地層的深大圓形豎井變形影響，特別是對復雜環境下豎井附近地表的箱涵和建（構）筑物以及地連墻頂部的變形和沉降影響，還有待深入探究。

本文結合位于土巖組合地層中的深大圓形豎井實際工程，基于ABAQUS有限元軟件，對地連墻成槽施工全過程的環境影響效應加以考慮，并建立考慮地連墻接縫剛度弱化的豎井結構精細化數值模型，探究地連墻接縫剛度弱化對圓形豎井地表沉降、地連墻頂部豎向位移以及引水箱涵沉降的影響，將計算結果與實際監測數據進行比較。

1 工程概況

深圳市羅田水庫—鐵崗水庫輸水隧洞工程是珠江三角洲水資源配置工程在深圳市境內的配套項目之一。該工程位于深圳市西北部城區，輸水隧洞自寶安區松崗鎮東北部羅田水庫取水，往南引入鐵崗水庫和沿途水廠。該工程的隧洞采用TBM法施工，全線共設工作井3座，采用的圓形豎井直徑一般在25～37 m之間。公明檢修排水井為TBM始發井，兼做檢修排水井，該豎井位于南光大道與公明北環大道夾角間空地，與周邊環境位置關系如圖1所示。公明檢修排水井北約45 m為合水口排洪渠，向南約78 m為上下村調蓄池，向西約190 m為茅洲河，北西側緊鄰閘室泵站管理房約13 m，東南側距既有引水箱涵最近距離約25 m，周邊環境復雜，安全保護要求較高。

公明檢修排水井豎井為圓形斷面型式，外徑34.9 m，內徑29.5～30.1 m；地連墻布置為折線形，壁厚為1.2 m，深度80.2 m，地連墻底部采用雙排帷幕灌漿，深度15 m；鋼筋混凝土內襯厚度為1.2～1.5 m，深度82.5 m；開挖井底高程-72.0 m，井深79.5 m，底板厚度5.0 m；坑底進行滿堂固結灌漿，深度6.0 m，間距2.5 m×2.5 m；坑底同時采用錨筋樁加固，長度12.0 m，間距2.0 m×2.0 m。

該工程覆蓋層為第四系人工填土、全新統沖洪積淤泥質黏性土，厚度約14～18 m，下伏基巖為侏羅系中下統塘廈組泥巖、泥質粉砂巖、粉砂質泥巖及砂巖。該豎井的地質橫剖面和豎井構造如圖2所示。

2 數值計算模型

工程所處位置為典型的上軟下硬土巖結合地層，下伏深厚巖層不僅分層特性復雜，且存在一些不容忽視的斷層破碎帶的影響。因此，如此復雜的地質條件下，若采用二維平面應變等效或軸對稱分析，則不能精確把握圓筒結構的真實力學性態，同時不能考慮傾斜分層巖土體在不同角度下的地層剖面差異特征。因此，必須采用三維精細化有限元模型才能科學評價豎井施工過程對地表和箱涵的沉降以及地連墻變形的影響。為此，本文建立了圓形豎井地下連續墻圍護結構的三維彈塑性有限元數值計算模型，共有295 450個節點和228 484個單元。

在巖層進行豎井開挖時，因所采用的圓形地連墻厚度較大（1.2 m）且又施作了圓形內襯（1.2～1.5 m）作二次支撐結構，整個結構墻體的水平變形位移一般都很小，此時地連墻、內襯墻各部分均處于線彈性狀態，因此采用線彈性本構模型。

由于該工程所處地層地質條件復雜，地層分布極其不對稱，且豎井開挖深度較大，結構整體有可能會出現較大的偏斜變形，從而導致巖土體發生塑性變形，故巖土體采用彈塑性本構模型計算。綜合考慮到參數獲取的便捷性以及當地的工程經驗積累，本文采用摩爾-庫倫本構模型進行模擬計算。

在建立豎井施工過程分析模型時，為確保分析的精細化程度、反映結構體的實際變形以及降低模型的尺寸誤差，對巖土體、地下連續墻、圈梁、內襯及底板等均采用8節點六面體實體等參單元模擬；對底板錨筋樁系統采用三維桿單元模擬；對鄰近的引水箱涵采用三維殼單元模擬。

為了較好地模擬墻體與巖土體之間切向變形的不協調性，巖土體與地連墻之間設置了基于罰函數方法的摩擦接觸單元。同時，在內襯與地連墻之間通過接觸面上節點的全自由度耦合，以及在每一環內襯之間的接縫設置接觸模擬，以解決這兩者接觸面變形不協調問題。

巖土體開挖以及內襯澆筑均采用軟件所提供的“生死”單元功能實現。

坑底高噴加固等涉及到的土工參數隨工況變化的情況，通過ABAQUS軟件所提供的狀態變量來實現。

2.1 地連墻接縫剛度弱化處理

根據地連墻套銑施工工藝，各幅地連墻單獨成槽，一期、二期槽段之間通過預先鑿毛的側壁澆筑混凝土而形成接縫，一般兩槽段之間存在近20 cm的素混凝土夾層，套銑接縫施工工藝接縫間的泥皮多按3 mm考慮。同時由于圓形地連墻多承受環向軸壓，且內襯結構的依次施加，保證了槽段間很少發生錯動。

研究中對各幅地連墻均獨立建模，各幅地連墻之間考慮切向的摩擦作用，摩擦系數取0.7即可保證各幅槽段間施工階段不發生切向錯動。法向的接頭弱化特性采用柔性彈簧模擬。接縫寬度預設為3 mm，接縫應力應變關系見式（1），式中參數選取根據相近工程的室內試驗結果^［5］換算。

σ=k1ε"""""" ε≤ε1k2ε-ε1+k1ε1 ε1lt;ε≤εyσy""""""" εgt;εy（1）

式中：σ為接縫應力，MPa；ε為接縫應變；k1和k2分別為第一階段與第二階段的斜率，分別為19.39 MPa和61.06 MPa；ε1和ε2分別為第一階段與第二階段終點對應的應變量，分別為0.38和0.79；σy為屈服應力，取值為32.0 MPa。

2.2 模型計算域

公明豎井的外徑為34.9 m，內徑為29.5～30.1 m，實際開挖深度約79.5 m；同時考慮到豎井所處地層上覆土層厚約為14～18 m，且該工程所處地層下伏深厚軟弱破碎巖層，分布情況較為復雜，因此，需要進行一定的試算以確定模型計算域。模型圍巖為上覆近15 m土層和下伏80 m巖層，豎井結構建模與公明檢修排水井設計方案保持一致。考慮到地連墻深度約為82.5 m，開挖深度79.5 m，底部采用15 m的雙排帷幕灌漿，所以模型高度采用120 m，模型邊界按80，100，120 m和140 m共4組影響范圍分別試算。結果表明：當模型分析范圍大于100 m以后，邊界效應逐漸趨近于零，因此兼顧到模型分析精度及分析效率，實際分析最終采用84～110 m作為模型的分析范圍（圖3）。

2.3 荷載及邊界條件

該工程地質環境中場地的構造地應力水平較低，初始地應力場主要是由巖土體自重引起的。豎井開挖過程中，計入地面超載的影響，取值為40 kPa均布荷載，同時考慮重型設備在坑邊拼裝等荷載效應，在坑周邊約20 m范圍內額外施加50 kPa均布荷載，作用于坑周自由邊界面上。

豎井周邊地層中地下水埋深約為1 m，上覆軟弱砂性地層具有較高的透水性，需考慮水土分算，下部受強風化巖層裂隙水的不利影響，保守起見對地連墻墻頂以下-30 m（強、弱風化泥巖、粉砂質泥巖與微風化砂巖地層交界位置）施加靜水壓力，底板考慮全部水壓力作用。

模型除地表面為自由表面，其余各個邊界面上均施加法向約束。

2.4 計算參數

與計算有關的巖土層參數以及圈梁、地連墻、縫間填充物、內襯墻和底板等材料參數分別詳見表1～2。其中，考慮到水下施工等不利因素，按照以往經驗地連墻彈性模量可按80%折減。

2.5 地連墻施工環境效應

地連墻成槽施工工藝相對復雜，對周邊環境變形影響不容忽視，尤其在軟土地層，地連墻施工所引發的地面沉降量甚至可占整個工程施工的30%～50%。工程所處地層上覆15 m左右的軟弱土層，且地連墻深度約80 m的施工屬于超深地墻施工，必須對地連墻施工過程的環境效應單獨加以考慮。

根據地連墻施工工藝流程，單幅地連墻的施工過程包括成槽開挖、水下混凝土澆筑、地連墻混凝土硬化3個階段。在成槽階段銑頭逐層切削松化槽段內土體，同時注入水或膨潤土漿加以攪拌形成流態泥漿；混凝土澆筑階段槽壁將受到流態混凝土壓力作用；最終，流態混凝土完成硬化形成一幅地連墻。

根據Lings等^［21］地連墻成槽模擬所采用的方法，研究中對靜水泥漿壓力采用線性分布，對流態混凝土壓力采用雙線性分布模式，如圖4所示。計算式如下：

σp=γwcshhlt;hcriγwcshcri+γb×h-hcrih≥hcri（2）

式中：γwcs為流態水泥土重度；γb為泥漿重度；hcri為臨界深度，一般取H/5～H/3，H為槽段深度。

為確保計算效率和精度，根據公明豎井典型地層分布特點，建立地連墻施工過程數值模型如下。地連墻開挖是先行開挖兩個一期P槽段（用P表示），而后完成兩個一期P槽段之間的二期S槽段開挖，繼續間隔開挖下一個一期P槽段，如此往復。如圖5所示，地連墻施作次序為DiaWall_01P→DiaWall_03P→DiaWall_02S→DiaWall_05P …→DiaWall_15P→DiaWall_14S→DiaWall_16S。本文也按此順序進行模擬計算，每個地連墻成墻過程分為成槽泥漿壓力、流態混凝土、混凝土硬化3個階段模擬，加上第一步初始地應力平衡共計分49個階段完成全過程模擬。

圓形豎井地連墻成槽施工完成后，豎井外側地表以沉降變形為主，如圖6所示，而內側地表則表現為隆起。分析其原因如下：由于對于正常固結土，土體側壓力比泥漿壓力、流態水泥土壓力都要小，因此周圍土體其實是受擠壓狀態，而豎井內核心土受圍壓作用，因此只能往唯一的自由表面變形，而豎井外周地層由于有多個自由面可供變形，最終表現為深層受擠抬升、接近地表表現為沉降。如圖7所示，取周邊地表變形量最大的第一幅二期槽段DiaWall_02S周邊土體變形加以說明。

由地連墻分幅混凝土硬化階段的外側土體沉降曲線（圖8）可知，地連墻施工所引發的地層變形相對只局限于其周邊，即地連墻施作完成后，后續其他地連墻施工對前置地連墻的相互影響幾乎為零。如圖8所示，周邊地表沉降最大約15 mm，與后續開挖所導致的地表變形接近；沉降變形范圍大致在距離地連墻外周10 m以內；對最近距離為25 m外引水箱涵的影響微乎其微，可確保其安全。

由圖9可知，上覆軟土地層中地連墻施工期間測斜值的變化趨勢為外凸型，即向地層擠出，最大擠出變形約為35 mm。由于40 m以下為基巖，40 m以下的地連墻槽壁周邊變形接近于零。有研究表明地連墻成槽可向槽內側變形，究其原因在于土體的固結程度決定了側壓力系數的取值，最終導致土壓力與槽內液壓的此消彼長關系，即該工程的地連墻施工過程中塌孔風險相對較低。

3 豎井施工過程數值模擬步序

根據豎井結構及井內巖土體開挖的施工工序，同時結合三維有限元分析的需要，將整個施工過程分為53種工況，其中：Stage01為初始地應力平衡工況，Stage02、Stage03分別為地連墻一期槽段、二期槽段施作，Stage04為作用于地連墻的平衡水壓施加。每一個典型施工循環分為挖土和內襯施作兩步，如第一層土開挖及內襯分別編號為Excave_01和LinerIn_01。Stage43開挖至基坑底面，Stage44完成坑底加固、底板澆筑，Stage45進行洞門開洞施工。

4 初始地應力平衡

參照軟土地區深基坑工程的數值模擬經驗，地應力平衡一般將位移控制在0.1 mm量級即可?？紤]到該工程所處地層有近16 m的軟土地層，且下伏巖層較為軟弱，反映在物理力學參數上類似于土體，通過20次迭代平衡計算，本文地應力平衡計算將位移控制在0.1 mm量級，以滿足分析要求。

5 豎井施工數值模擬計算結果及分析

5.1 測點布置

地面沉降和地連墻墻頂豎向位移的監測點布置如圖10所示。圖中，BM01～BM04為地連墻墻頂沉降監測點，BM15為地面位移監測點。

沿箱涵中心線每間隔9.803 m長布置一個測點，共布置20個測點。

5.2 地面沉降

此處只對比數值模擬中地面沉降值最大的監測點BM15，其隨豎井施工步的變化如圖11所示。

由圖11可知，考慮地連墻接縫剛度弱化的地面沉降數值計算結果與實測值的平均相對誤差為10.11%，較為吻合，而地連墻一體化建模接縫剛度無弱化的地面沉降數值計算結果與實測值的平均相對誤差為83.02%，相差甚遠。

5.3 地連墻墻頂豎向位移

地連墻墻頂監測點BM01～BM04的豎向位移隨豎井施工步的變化分別如圖12所示。

由圖12可知，總體上，考慮地連墻接縫剛度弱化的BM01～BM04測點豎向位移數值計算結果與實測值的平均相對誤差分別為12.85%，11.68%，16.49%和15.92%，較接近。而地連墻一體化建模的接縫剛度無弱化的豎向位移數值計算結果與實測值的平均相對誤差分別為139.6%，20.09%，56.84%和34.04%，相差較大。

5.4 引水箱涵沉降

沿引水箱涵中心線的箱涵沉降變化規律如圖13所示。由圖13可知，在箱涵長度170.0～177.0 m（此處距離豎井最近）處箱涵沉降值最大；考慮地連墻接縫剛度弱化的箱涵沉降數值計算結果與實測值的平均相對誤差為1.728%，較接近，而地連墻接縫剛度無弱化的箱涵沉降數值計算結果與實測值的平均相對誤差為3.395%，稍微大一些，但考慮地連墻接縫剛度弱化的和不考慮的兩者相差不大。究其原因，是該引水箱涵與豎井的最近距離約25 m，深大圓形豎井施工地連墻接縫剛度的弱化對超過一定距離的既有建（構）筑物變形影響不大。

6 結 論

（1） 地連墻施工地面沉降變形約占整個工程施工的50%，各幅槽段成槽施工之間影響不大，建議以后分析槽段施工只需單獨分析即可估算，但影響范圍相對較窄，寬度只有10 m左右，對于間距25 m的引水箱涵影響不大。

（2） 對于距離深大圓形豎井較近的地面沉降，考慮地連墻接縫剛度弱化的數值計算結果與實測值較為吻合，而地連墻一體化建模的接縫剛度無弱化的計算結果與實測值相差甚遠。

（3） 對于地連墻墻頂豎向位移，考慮地連墻接縫剛度弱化的數值計算結果與實測值較接近，而地連墻一體化建模的接縫剛度無弱化的數值計算結果與實測值相差較大。

（4） 對于距離豎井超過25 m的引水箱涵，考慮地連墻接縫剛度弱化與否的箱涵沉降數值計算結果均與實測值相差不大。

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（編輯：鄭 毅）

Settlement effect of joint stiffness weakening of circular diaphragm walls

WANG Hanhui¹，MIN Zhenghui²，XU Jiancong³

（1.CISPDR Corporation，Wuhan 430010，China； 2.Changjiang Survey，Planning，Design and Research Co.，Ltd.，Wuhan 430010，China； 3.Department of Geotechnical Engineering，Tongji University，Shanghai 200092，China）

Abstract：

At present，design and construction experiences of deep and large circular shafts in soil-rock combination strata are still much insufficient.In order to ensure the safe construction of the circular shaft of 78 m depth and 34.9 m diameter in Luotian-Tiegang Reservoir water conveyance tunnel project，an elaborate three-dimensional elastic-plastic finite element numerical model was established using ABAQUS，and adjacent stratum deformation characteristics during diaphragm walls construction were studied.By comparing the measured values with the simulated results，with and without considering the stiffness weakening of diaphragm wall joints，we analyzed the impacts of the stiffness weakening of diaphragm wall joints on the deformations of the wall top，the ground，and the adjacent box culvert structure.The results showed that for the settlements of ground，the box culvert near the shaft，and the top of the diaphragm wall，the maximum average relative errors between the measured values and the numerical calculation values considering the weakening of diaphragm wall joint stiffness were 10.11%，1.728% and 16.49%，respectively，in good agreement with the measured values；while the maximum average relative errors between the measured values and the numerical calculation values without the joint stiffness weakening were 83.02%，3.395% and 139.6%，respectively，significantly different from the measured values.The results can be used as a reference for design of super deep and large-diameter shafts and diaphragm walls.

Key words：

circular diaphragm wall； joint stiffness weakening； settlement effect； refined numerical simulation； Luotian-Tiegang Reservoir water conveyance tunnel project