墙板式地下连续墙基坑支护结构的研究.pdf

第49 卷第4期2023年8 月文章编号：1 6 7 3-5 1 9 6（2 0 2 3)0 4-0 1 3 7-0 9兰州理工大学学报Journal of Lanzhou University of TechnologyVol.49No.4Aug.2023墙板式地下连续墙基坑支护结构的研究郑晓静*1，朱胜祥2.3（1.甘肃交建项目管理有限公司，甘肃兰州7 3 0 0 3 0；2.甘肃路桥公路投资有限公司，甘肃兰州7 3 0 0 3 0；3.甘肃公航旅永积高速公路项目管理有限公司，甘肃兰州7 3 0 0 3 0）摘要：随着城市化的快速发展，传统地下连续墙在深基坑支护过程中存在的不足也逐步显现，为此提出墙板式地下连续墙新型支护结构，并对其构造和工作机理进行阐述.采用有限元软件MIDAS/GTS模拟该新型结构在基坑开挖过程中的受力特性、变形性状及周边土体位移影响，并从主墙竖向压应力、剪应力及水平位移三个方面对该新型支护结构的主墙厚度、主墙间距进行参数敏感性分析.结果表明：墙板式地连墙通过调整部分墙体厚度、减小部分墙体入土深度，使得结构内力进行重新分配，主墙和铣接板协调工作，结构较为合理；新型支护结构的主墙厚度和间距是影响结构受力和位移的重要因素，在设计时应予以重视。关键词：墙板式地连墙；主墙；铣接板；有限元模拟中图分类号：TU93Study on the wallboard diaphragm wall for foundation pit support(1.Gansu Traffic Construction Project Management Co.Ltd.,Lanzhou 73o030,China;2.Gansu Road and Bridge Highway Investment Co.Ltd.,Lanzhou 730030,China;3.Gansu Gonghanglyu Yongji Expressway Project Management Co.Ltd.,Lanzhou 730030,China)Abstract:With the rapid development of urbanization,the shortcomings of traditional diaphragm wall fordeep foundation pit support are gradually emerging.A new supporting structure of wallboard diaphragmwall was proposed,and its structure and working mechanism were expounded.The finite element softwareMIDAS/GTS was used to study the mechanical characteristics,deformation behavior and the influence ofsurrounding soil displacement of the new structure during the excavation of foundation pit.The resultsshow that the wallboard diaphragm wall redistributes the internal force by adjusting the thickness and re-ducing the depth of some walls entering the soil.The main wall and milling plate work in coordination,and the structure is more reasonable.The thickness and spacing of the main wall of this new type of sup-port structure are important factors that affect its stress and displacement,and should be taken seriouslyin design.Key words:wallboard diaphragm wall;main wall;milled connection plate;finite element simulation地下连续墙兼备挡土、截水、防渗和承重等功能，具有施工振动小、墙体刚度大、整体性好和施工速度快等优点，不仅适用于基坑临时支护，也可作为永久性地下结构.在充分利用地下空间实现城市立体化开发进程中，地下连续墙被公认为最佳支护结构之 1-3 收稿日期：2 0 2 2-1 1-0 5基金项目：甘肃省自然科学基金（2 1 JR11RM052），甘肃省青年科技基金计划（2 2 JR5RA286）通讯作者：郑晓静（1 9 8 8-)，女，河南禹州人，高级工程师。Email:文献标志码：AZHENG Xiao-jing,ZHU Sheng-xiang2,3目前针对地下连续墙支护结构开展的研究主要集中在三个方面，首先是对地下连续墙的受力特性分析.汪炳鉴等 4针对不同地层提出不同的墙体内力计算公式就地下连续墙的人土深度问题给出两个理论公式和一个半经验公式.刘国彬等 5 1 以实际工程为依据，运用监测数据反推计算方法并与传统计算方法结果进行对比，结果表明传统公式计算误差比较大.吴明明等 6 结合实际工程，运用有限元软件模拟分段式地连墙作为道路基坑支护时的支护效果,结果表明分段式地连墙对沉降有明显的限制作用.曹成威等 门以南昌市艾溪湖地铁基坑工程为背138景，通过ABAQUS软件分析地连墙开挖过程中弯矩变化规律，根据分析结果进行非对称配筋优化，使得迎土侧和开挖侧配筋量分别减少3 8.3%、1 1.4%，优化作用显著.其次是对应用地下连续墙的深基坑变形特性的研究，包括结构变形引起的周边环境的影响.宋卓华等 8 依托于实际工程对不规则基坑进行研究，结果表明不规则基坑中地连墙变形主要集中在坑底以上，且呈现出“内凸型”；徐前卫等 以超深圆形基坑为研究对象，由监测数据得出该类型基坑在开挖过程中地连墙逐渐变成一个椭圆形，且地连墙外侧钢筋受压，内侧钢筋受拉；徐中华等 1 0 通过对上海9 3个地下连续墙支护的深基坑从统计角度分析地连墙的变形性状，结果表明，钢筋混凝土支撑基坑的无量纲化最大侧移与支撑系统刚度的关系不大.这说明，传统的地连墙十内支撑体系的刚度对控制地连墙侧移的贡献是有限的，超过一定限度后，再加强支护体系的刚度对支护体系的位移控制作用不明显，同时也造成了资源浪费，而刚度最直接的影响因素就是墙厚和入土深度.再次是对地下连续墙的接缝研究.徐启鹏等 1为地下连续墙的渗流渗漏事故的预防与处置提供了可行的解决方案；蒋锋平等 1 2 1 根据多起地铁车站基坑传统地下连续墙接头漏水事故的经验，分析了由此可能引发的事故，并提出预防事故的相关建议.王卫东等 1 3 介绍了在常规现浇地下连续墙施工流程中，将预制接头取代锁口管的位置和作用,给出了工程实例，并讨论了地下连续墙预制接头的设计方法。这表明，地连墙的接缝是地连墙结构的薄弱位置，传统地连墙施工的过程中使用的锁口管技术存在瑕疵。虽众多学者对地连墙进行了大量研究，但仍为解决传统地连墙对于复杂地质施工难度大、相邻墙段不能对齐和漏水等问题.因此，开发一种新型地下连续墙结构，其墙体厚度采用变截面，墙体深度不等，以适当减小结构刚度、节约成本；其接头施工避免使用锁口管，以保证接头质量，具有研究意义.为到达上述目标，本文提出了一种墙板式新型地下连续墙结构(以下简称墙板式地连墙），并对其支护作用下基坑开挖过程及结构参数的敏感性进行了有限元模拟，为新型支护结构的设计提供支持和参考.1墙板式地连墙的结构构造及工作机理1.1墙板式地连墙的结构构造墙板式地连墙由主墙及主墙之间的铣接板两部兰州理工大学学报分组成，两幅主墙之间设置一幅铣接板，其中主墙进入基坑底部以下较深位置，铣接板进人基坑底部以下较浅位置，如图1 所示.主墙铣接板文主墙铣接板主墙地面基坑底图1 墙板式地连墙立面示意图Fig.1 Front elevation schematic diagram of the wallboarddiaphragm wall该结构的每个槽段单元包括钢筋混凝土导墙，第一、第二主墙和连接在两个主墙之间的铣接板.主墙几何尺寸相同，铣接板的厚度为主墙的1/2 1/3.根据现有的施工工艺，主墙可设置为宽2.0 6.0m,厚0.6 1.5 m,嵌人基坑底一定深度；铣接板可设置为宽2.0 3.0 m,厚0.3 0.6 m，搭接0.30.5m，如图2 和图3 所示.迎土侧导墙铣接板铣接板开挖侧基坑底图2 墙板式地连墙剖面示意图Fig.2Profile schematic diagram of the wallboarddiaphragm wall导墙主墙迎土侧导墙图3 墙板式地连墙平面示意图Fig.3 Plane schematic diagram of the wallboard diaphragmwall第49 卷地面主墙开挖侧铣接板第4期主墙及铣接板均采用钢筋混凝土结构，主墙钢筋笼在铣接板搭接槽段内凹，以防止铣接板开槽时该段钢筋对施工的影响.铣接板入土深度一般为基坑底部以下4.0 6.0 m，铣接板通过现浇混凝土和两侧主墙连接为一体，如图4所示.主墙钢筋笼铣接板钢筋图4墙板式地连墙平面示意图Fig.4Layout of reinforcement of the wallboard dia-phragm wall1.2墙板式地连墙的工作机理地连墙往往与内支撑组合使用，墙板式地连墙利用内支撑在支撑点附近和远离支撑点的内力分布不均这一特性，通过调整结构自身几何尺寸，以改变结构自身刚度，使内力得以重新分配。具体为：将部分墙体变更为铣接板，由于铣接板厚度、嵌固深度较主墙小，因此铣接板的刚度小，在实现结构“瘦身”的同时，结构的传力路径也发生了变化，主墙利用埋置坑底以下嵌固段长度和支撑在主墙悬臂段的支锚作用维持土压力的平衡，抵抗大部分土压力，同时控制土体水平位移；铣接板主要起到传递力的作用，将所受荷载传递给两侧主墙，并利用自身嵌固段长度抵抗小部分土压力.2基坑开挖支护有限元模拟2.1有限元模型的建立为模拟地连墙的真实工作状态，本次建立墙板式地连墙十内支撑支护结构的有限元模型，基坑开挖深度2 0.0 m，采用四道内支撑.其计算平面和剖面如图5 所示.1）相关构件几何尺寸：墙板式地连墙主墙厚1.0m，单幅宽度4.0 m，两幅主墙间净距3.0 m，深度40.0 m；铣接板厚0.5 m，与主墙两边各搭接0.3m，深度3 0.0 m;内支撑为钢筋混凝土结构，截面土层素填土淤泥质土黏土粉质黏土20.0郑晓静等：墙板式地下连续墙基坑支护结构的研究铣接板主墙0000S主墙钢筋笼图5 墙板式地连墙+内支撑计算平面图和剖面图（mm)Fig.5 Plan and profile of the wallboard diaphragm walland internal support(mm)尺寸为0.8 mX1.0m(宽X高);按照基坑开挖影响范围为基坑深度的2 3 倍的工程经验，有限元模型尺寸设置为5 3 mX50mX50m（长宽高）；2）本构模型及破坏原则：土体采用以莫尔-库仑屈服条件为破坏准则的理想弹塑性模型，采用非关联流动法则；地连墙采用实体单元，内支撑采用梁单元，均采用弹性本构模型，按照C30混凝土参数设置，重度为2 5 kN/m，弹性模量2 4GPa，泊松比0.20.模型涉及土体参数见表1.3）边界条件设定：侧面采用单向水平约束，底面采用三方向约束，支内撑外端采用位移和扭转全约束.2.2基坑分步开挖与支护过程模拟基坑的开挖和支护过程采用MIDAS/GTS通过拖放实现单元生死以模拟施工阶段.模拟分4次开挖至坑底设计标高，基坑开挖工序为：先施做内支撑，后开挖土体，每次开挖深度为5.0 m.具体模拟过程如下：1）定义材料属性：土体、地连墙、内支撑、地连墙嵌固段接触；2）建立平面几何模型：对几何模型进行网格划分，从划分好的单元中吸取地连墙、内支撑单元，将吸取单元进行移动复制；表1 计算模型土体参数Tab.1 Soil Parameters of Calculation Model层厚/天然重度m(kN m-3)10.017.210.016.510.018.019.2139地面标高0 x00001杂填土淤泥质土.000黏土坑底标高-2.4m0000%粉质黏土7 000 x750000+53000(a)平面图弹性模量E/黏聚力/内摩擦角泊松比(X103 kN:m-2)(kN:m-2)10.08.06.05.018.012.032.024.0主墙+(b)剖面图$/()16.012.024.038.00.330.350.320.31.1403）拓展平面网格：此过程中将需开挖土体的网格独立拓展，以便开挖过程模拟；4）施加约束条件：对底部节点的所有自由度进行约束，侧面上所有节点在水平方向的自由度进行约束,地连墙底所有节点在竖直方向的转角自由度进行约束，内支撑外端采用位移和扭转全约束；5）进行施工阶段模拟：整个模拟过程分为三个阶段.第一阶段进行初始地应力分析，该过程将边界条件和土体全部“激活”，将初始位移清零；第二阶段将第一层开挖土体“钝化”并“激活”地连墙、内支撑及相应边界条件，计算完成第一层土体开挖后周边土体、地连墙的应力和应变；第三阶段是重复第二阶段，以计算开挖第二、三、四层土体后周边土体、地连墙的应力和应变.2.3计算结果分析为揭示墙板式地连墙的支护特性，建立尺寸与材料参数相同的传统地连墙十内支撑支护结构模型，并与墙板式地连墙支护模型进行对比.传统地连墙计算平面和剖面如图6 所示.200001地下连续墙淤泥质土0Q0坑底标高黏土导-20m000传统地连墙粉质黏土50000图6 传统地连墙十内支撑计算平面图和剖面图（mm)Fig.6Plan and profile of the traditional diaphragm walland internal support(mm)2.3.1娄数值模拟与现场数据对比分析在基坑开挖施工过程中，地连墙随着基坑内侧发生水平位移.取地连墙附近监测点为研究对象，地连墙数值模拟计算值与实际工程监测值所得水平位移相差不大.随着基坑开挖的深度加深，地连墙变形深度也逐渐加深，地连墙水平位移慢慢扩大，且较大偏移产生部位慢慢下沉，位于开挖面周边.由于在模拟时没考虑地表水产生的影响，有限元模拟也难以考虑到时空效应对基坑变形产生的影响,造成模拟值与实测值出现误差.图7 为某点实测值与模拟值对比图.2.3.2墙板式地连墙周边土体位移分析图8、图9 分别给出了墙板式地连墙、传统地连墙十内支撑条件下基坑开挖过程周边土体位移分布兰州理工大学学报2520wu/151050图7 某点实测值与模拟值对比图Fig.7 Comparison between measured and simulated val-ues at a certain point云图.由图可知，墙板式地连墙十内支撑结构支护作用下土体位移分布不同于传统地连墙十内支撑结构，传统地连墙十内支撑结构最大位移出现在基坑底部墙体前区域，且最大值区域在该部位较为连续，而墙板式地连墙十内支撑结构最大位移仅出现在主墙前，铣接板前土体位移相对较小，且最大值区域并不连续.这说明墙板式地连墙通过自身刚度的变化使得结构内力被重分布，同时引起了结构抗力的变地面标高0化，从而使土体的位移出现不连续区域.杂填土另外，由两种地连墙支护条件下的周边土体位移云图对比可知，每阶段开挖后，土体的最大位移分布位置和转移规律较为相似.随着开挖的进行，最大位移的位置相对与开挖面逐步向上转移.最大位移值均逐渐增大，墙板式地连墙支护下土体的位移均略大于传统地连墙，如墙板式地连墙完成第一层、第四层开挖时土体最大位移分别为3.9 2、1 3.9 6 cm，而传统地连墙对应工况下土体最大位移分别为3.75、1 2.5 1 c m.2.3.3墙板式地连墙应力分析地连墙结构在土压力等荷载作用下产生弯矩、剪力，但本次有限元模拟中，由于墙体采用实体单元，而非壳单元，所以无法获取弯矩值，但支护结构在弯矩作用下会产生竖向压应力，通过竖向压应力可以反映弯矩的大小，因此对竖向压应力进行分析.基坑开挖中，最危险工况一般在基坑开挖至基底设计标高，为此从计算结果中分别提取在这种工况下传统地连墙及墙板式地连墙的主墙、铣接板随着墙体埋深变化的竖向压应力、剪应力数据.为减小边界条件的影响,均取结构中部的数据，从结构顶至结构底，每隔2.0 m获取一个节点数据，对这些数据生成曲线，进行对比分析。1）墙板式地连墙竖向压应力分析图1 0 给出了传统地连墙、墙板式地连墙的主墙第49 卷510开挖深度/m1520第4期郑晓静等：墙板式地下连续墙基坑支护结构的研究+0.00000e+00020.8%3.26941e-00314.8%14.2%9.80824e-0036.53883e-00313.1%1.30777e-00211.4%1.63471e-00210.2%1.96165e-00228859e-0022.61553e-00294247e-00226941e-00259636e-002.92330e-002(a）施做第一道内支撑、开挖第一层土体+5.26442e-00318.9%5.61012e-00323.222143%0%1.25230e-001(c）施做第三道内支撑，开挖第三层土体图8 墙板式地连墙十内支撑支护基坑开挖过程土体位移云图（m）Fig.8Cloud map of soil displacement during excavation of foundation pit supported by the wallboard diaphragmwall and internal support(m)+1.95543e-00323.3%3.12920e-00314.3%6.25841e00313.9%9.38761e-00313.751.25168e-00212.5%1.56460e-00212.6%.87752e-0026%2.19044e-0022,50336e-0022.81628e-0023.12920e-0023.44212e-0023.75504e-002(a）施做第一道内支撑、开挖第一层土体+4.71581e-00321.3%-4,96837e-00321.6%1,46526e00219.8%20.2.43367e-0022.3.40209e002.37051e0025.33893e0026.30735e002.27576e0028.24418e-0020.3%9.21260e-002-1.01810e-001.1%-1.11494e-001(c）施做第三道内支撑，开挖第三层土体图传统地连墙十内支撑支护基坑开挖过程土体位移云图Fig.9Cloud map of soil displacement during excavation of foundation pit supported by the traditional diaphragmwall and internal support+2.28970e-00321.3%-5.60473e-00320.4%20.2%-1.34992e-0022.13936e-00219.1%2.92880e-00212.5%-3.71824e-0022.4.50769e-0025%5.29713e-0028%6.08657e-0026.87601e-0027.66545e-00200-8.45490e-0020.0%-9.24434e-002(b）施做第二道内支撑、开挖第二层土体+8.51741e-00314.3%-3.83393e-00324.0%54847e-00221.4%1.61853e-00273592e-0022082338e-0025%-4.08880e-00291083e-0025.32393e-0025.99829e-002,55906e-00208574e-002.79420e-0028.17319e-00202933e-002.26065e-0021.02645e-0011.03481e-00114356e-001+0.00000e+0002.85366e-00214996e-0010%-1.27347e-0011.39699e001(d）施做第四道内支撑，开挖第四层土体23.4%-5.22591e00319.4%-1.24073e00219.0%-1.95886e00219.8%-2.67700e00211.8%3:39513e0022.5%4.11326e0024.83140e0025.54953e-0025.26767e-0026.98580e-0020%7.70394e-002.0%8.42207e-002（b）施做第二道内支撑、开挖第二层土体+7.83807e-00314.5%-3.24439e-00324,9%-1.43269e-00220.4%16.7%-2.54093e-00219.8%-3.64918e-0024.75743e0025.86567e0026.97392e0027%0.1%8.08216e-0029.19041e-0020.1%1.02987e-0010.1%-1.14069e-0010.0%-1.25152e-001(d）施做第四道内支撑，开挖第四层土体.142及铣接板在基坑开挖至设计标高时竖向压应力随墙体埋深的变化曲线.从曲线可知，墙板式地连墙的主墙、铣接板和传统地连墙竖向压应力均不规则，出现多次转折，在内支撑位置附近影响较大，变化较明显.主要原因是由于内支撑的存在，相当于施加一个水平集中力，从而改变弯矩的分布，同时限制了地连墙的水平位移.兰州理工大学学报0-10/-20-30第49 卷一传统地连墙墙板式地连墙主墙墙板式地连墙铣接板0-10W/-20-30-40-500图1 0地连墙竖向压应力随墙体埋深的变化曲线图Fig.10Curve of vertical compressive stress of diaphragmwall with wall burial depth与传统地连墙所受的压应力相比，墙板式地连墙的主墙大部分区域压应力大于传统地连墙，铣接板大部分区域压应力小于传统地连墙.同时铣接板大部分区域压应力小于其主墙，表明墙板式地连墙将墙后土压力引起的结构内力进行有效分配，由主墙承担大部分弯矩，铣接板承担小部分弯矩，而传统地连墙其良好的连续性较均匀的扩散了墙后土压力.2）墙板式地连墙剪应力分析图1 1 给出了传统地连墙、墙板式地连墙的主墙、铣接板在基坑开挖至设计标高时剪应力随墙体埋深的变化曲线.从曲线可知，两种地连墙的剪应力传统地连墙墙板式地连墙主墙墙板式地连墙铣接板05001000150020002500地连墙结构截面压应力/kPa-400500100015002000250030003500地连墙结构剪应力/kPa图1 1 地连墙剪应力随墙体埋深的变化曲线Fig.11Curve of shear stress of diaphragm wall changingwith wall burial depth分布规律基本相似,墙板式地连墙的主墙、铣接板和传统地连墙的剪应力均出现较明显的突变，在内支撑位置附近变化较明显，且两种地连墙均在结构顶部剪应力较小，在结构埋深1 8.0 m附近出现最大值与传统地连墙剪应力相比，墙板式地连墙的主墙所有区域剪应力大于传统地连墙，传统地连墙最大剪应力为2 3 9 3.0 kPa,墙板式地连墙主墙最大剪应力为3 2 5 8.0 kPa，相对与传统地连墙增加约36.1%.铣接板大部分区域剪应力小于传统地连墙，且铣接板所有区域剪应力小于其主墙，说明墙板式地连墙由主墙承担主要剪力，铣接板承担较小剪力.2.3.4上墙板式地连墙水平位移分析1）地连墙结构水平位移云图对比分析图1 2、图1 3 分别给出了墙板式地连墙、传统地连墙十内支撑条件下基坑开挖过程结构水平位移分布云图.由图可知，墙板式地连墙、传统地连墙水平1.7229.5%1.0.2%1.44533e-0021.61685e-002241.78836e-00213.2%1.95987e00225.8%2.13138e00232355e-004e-003877734-00359285e-0033.30797e0031,10231e0021.27382e-002+5.50059e-0053.3%0035281e-0030033606e00242145e-0021.70684e0021.99223e-00210.92.27762e-0022.56.301e-00211.3%2.84840e-00213.3.13380e-00229.93.41919e002+7.64913e-0044.5%865838e-0032.6%50167e-0031.01350e-002.37682e-0024.1%1,74015e-0022.6%21231.+1.03228e0034.5%3.06004e-0032.6%7.15236e0035.0%1.12447e0022.5%1.53370e-0023.2%1.94293e-002442.10348e0022.35216e-0022.88%2.46681e-0022.76140-0022.83014e0023.17063e-002343.19347e-0023.57986e-00212.4%3.55680e0023.98909e-00219.92013e-00234.5%4.28346e-0024.39832e-0024.80756e-002(a）施做第一道内支撑、开挖第一层土体Fig.12Horizontal displacement cloud diagram of the structure during the excavation process of the foundation pitsupported by the wallboard diaphragm wall(m)(b）施做第二道内支撑、开挖第二层土体图1 2 墙板式地连墙支护基坑开挖过程结构水平位移云图(m)(c）施做第三道内支撑，开挖第三层土体(d）施做第四道内支撑，开挖第四层土体第4期郑晓静等：墙板式地下连续墙基坑支护结构的研究1431.4%7.73591e0042.2706820033.2%3.76777e0033.0%2.6%5.26485e-0038.5%6,76194e0039.1%8.25903e-0037.9%9.75611e-0039.8%1.12532e-0021.27503e-002-42474e-00210.0%12.1%1.57445e-00227.9%-1.72415e002-1.87386e-002(a）施做第一道内支撑、开挖第一层土体Fig.13 Horizontal displacement cloud diagram of the structure during the excavation process of the foundationpit supported by the traditional diaphragm wall位移沿竖向分布都较均匀，两种结构水平位移分布规律基本相同，随着基坑的开挖，位移逐渐变大，结构最大位移位置逐渐向下转移.墙板式地连墙的主墙与铣接板变化规律和数值均接近.这表明主墙与铣接板连接在一起,其变形是协调的.2）地连墙结构水平位移随埋深对比分析图1 4给出了传统地连墙、墙板式地连墙的主墙及铣接板在基坑开挖至坑底设计标高时结构水平位移随墙体埋深的变化曲线.从曲线可知，与传统地连墙水平位移相比，墙板式地连墙的主墙及铣接板沿埋深所有水平位移均大于传统地连墙，两种结构的水平位移随埋深均先增大后减少，呈“突肚”形.在基坑底部附近出现最大值，传统地连墙最大水平位移为4.3 2 cm，墙板式地连墙主墙最大位移为4.7 9cm,铣接板最大位移为4.8 0 cm，较为接近；在结构底部，位移趋于相近，均为3.6 8 cm.这说明，由于铣接板位置墙体厚度、人土深度的减小，使得结构的刚度有所减小，但结构的水平位移增长非常有限,因此在变形控制方面，墙板式地连墙的设置较为合理-10-20-40-1图1 4地连墙结构水平位移随墙体埋深的变化曲线Fig.14Curve of horizontal displacement of diaphragm wallwith wall burial depth2.7%5.49924e-005-2.59019e-0033.5%5.12540e-0032.6%-0032.51.01958e-0022.5%.27310e-0021,52662e-00210.3%.78014e0022.03366e-00211-4%2:28718e-00218.2%15.5%2.54070e-00231.2%2,79422e-0023.04774e-002(b）施做第二道内支撑、开挖第二层土体图1 3 传统地连墙支护基坑开挖过程结构水平位移云图1）主墙竖向压应力图1 5 给出了不同主墙厚度下主墙竖向压应力随墙体埋深的变化曲线.由图可知，主墙竖向压应力在内支撑位置附近有突变，整体走势呈连续的“之”传统地连墙字形，在坑底位置偏上均出现较大值.在基坑坡面范一墙板式地连墙主墙一墙板式地连墙铣接板11012地连墙结构水平位移/cm3.7%5.61387e0042.8%2.58785e0035.83710e-0039.08634e-0034.6%1.23356e-00271.55848e-0028.6%1.88341e0022.20833e0022.53325e0022:85818e00212.7%18.5%3.18310e00234.4%3.50803e-0023.83295e-002(c）施做第三道内支撑，开挖第三层土体3支护结构主要参数敏感性分析为进一步分析墙板式地连墙在基坑开挖过程中的受力及变形特性，在前文建立有限元模型基础上，通过改变结构设计参数，对结构受力和变形规律进行分析.设计参数分为可控参数和非可控参数，可控参数是根据实际情况可以调整的参数，如结构的几何尺寸；非可控参数是一般条件下不能调整的参数，如土体参数等.在墙板式地连墙结构中，主墙厚度和主墙间距是支护结构的主要可控参数.因此，保持原有限元模型的非可控参数不变，采用单一变量法，依次改变主墙厚度和主墙间距，提取基坑开挖至基底时，位于中段主墙自上而下相应竖向压应力、剪应力及水平位移数据，并绘制成随墙体埋深的变化曲线，据此分析其变化引起的结构内力及位移变化情况，以便为该结构的应用提供设计参数.3.1墙板式地连墙主墙厚度对结构的影响分析将主墙的厚度依次设置为0.6、0.8、1.0、1.2、1.4m，根据计算结果分析如下：围内，主墙竖向压应力随埋深变化大体呈正相关，墙体厚度越大其竖向压应力越大；在基坑底部附近出现拐点，基坑底以下主墙竖向压应力随埋深变化大1343.7%+9.25546e-0043.8%-6.43464e-0032.75455e-0034.3%3.3%1.01147e0023.6%1.37948e0028.8%1.74749e-0023:8%2.11550e-0023.1%-2.48351e-0022.85152e0024%3.21953e-0027%18.6%3.58754e-00242.9%63.95555e00294.32356e-002(d）施做第四道内支撑，开挖第四层土体5体呈反相关，墙体厚度越大其竖向压应力越小。2）主墙剪应力图1 6 给出了不同主墙厚度下主墙剪应力随墙体埋深的变化曲线.由图可知，在整个结构深度范围内，主墙厚度与其剪应力成反相关，墙体越薄，剪应:1440/-10-20-30-40-2.000图1 5 主墙竖向压应力随墙体埋深的变化曲线Fig.15Curve of vertical compressive stress of the mainwall changing with wall burial depth0/-10-20-30-400图1 6 主墙剪应力随墙体埋深的变化曲线Fig.16Curve of shear stress of main wall changing withwall burial depth力越大，主墙厚度最大（1.4m)时其剪应力最大值约为主墙厚度最小（0.6 m)时其剪应力最大值的61.4%.3）主墙水平位移图1 7 给出了不同主墙厚度下主墙水平位移随墙体埋深的变化曲线.由图可知，主墙水平位移均呈现“突肚”形，分布规律类似，上部位移较小，向下逐渐增大，在1 8.0 m深达到最大值，向下又逐渐减小，0/-10-20-30-40-10123456板墙式地连墙主墙水平位移/cm图1 7 主墙水平位移随墙体埋深的变化曲线Fig.17 Curve of horizontal displacement of main wall chan-ging with wall burial depth兰州理工大学学报在结构底趋于相近.在整个结构深度范围内，主墙厚主墙厚0.6 m一一主墙厚1.0 m主墙厚0.8 m一一主墙厚1.2 m主墙厚1.4m02.000板墙式地连墙主墙竖向压应力/kPa主墙厚0.6 m主墙厚0.8 m主墙厚1.0 m主墙厚1.2 m主墙厚1.4m100020003000400050006000板墙式地连墙主墙剪应力/kPa主墙厚0.6 m主墙厚0.8 m主墙厚1.0 m主墙厚1.2 m主墙厚1.4m第49 卷度与其水平位移成反相关，墙体越厚，主墙水平位移越小，主墙厚度最大（1.4m）时其水平位移最大值约为主墙厚度最小(0.6 m)时其水平位移最大值的72.6%.由以上分析可知，主墙厚度对其剪应力和水平位移的影响较为明显。3.2墙板式地连墙主墙间距对结构的影响分析400060007将主墙的中心间距依次设置为5.0、6.0、7.0、8.0、9.0 m，根据计算结果分析如下：1）主墙竖向压应力分析图1 8 给出了不同主墙间距下主墙竖向压应力移随墙体埋深的变化曲线.由图可知，主墙中心间距为5.0 m时，其竖向压应力沿埋深分布较为均匀，随着主墙间距的增大，其竖向压应力沿埋深分布波动性增大；结构在基坑底1 0 m以下，主墙间距与其竖向压应力成正相关，即主墙间距越大，其竖向压应力越大./-10-20-30-40-2.000图1 8 主墙竖向压应力随墙体埋深的变化曲线Fig.18 Curve of vertical press of main wall changing withwall burial depth2）主墙剪应力图1 9 给出了不同主墙间距下主墙剪应力随墙体埋深的变化曲线.由图可知，在整个结构深度范围内，主墙间距与其剪应力成正相关，主墙间距越大，剪应力越大，主墙间距最大（9.0 m）时其剪应力最大值约为主墙间距最小（5.0 m)时其剪应力最大值的1.5 7 倍.3）主墙水平位移图2 0 给出了不同主墙间距下主墙水平位移随墙体埋深的变化曲线。由图可知，主墙水平位移均随埋深呈先增大后减小的趋势；上部位移较小，向下逐渐增大，在2 0.0 m处达到最大值，向下又逐渐减小；位移在结构底部出现分化，主墙间距大的，位移最终收敛值大.在整个结构深度范围内，主墙间距与主墙间距5.0 m主墙间距6.0 m主墙间距7.0 m主墙间距8.0 m主墙间距9.0 m02000板墙式地连墙主墙竖向压应力/kPa40006000第4期0/-10-2