圆形竖井变形特性及其计算分析方法.pdf

圆形竖井支护结构的受力变形特性与一般基坑支护有着显著的差异。结合珠三角水资源配置工程中一超深圆形竖井支护的计算分析，讨论类似问题的有限元法及增量法计算模型及计算方法，并将计算结果与现场实测进行对比，研究此类问题计算模型构建时需考虑的因素，及圆形竖井的变形特性。计算对比表明，无论采用有限元法还是增量法，适当选取计算模型参数，对此问题均可给出较为符合实际的计算结果。圆形地连墙加逆作内衬的支撑方式，可以有力发挥支护墙体的环向支撑作用，特别是在小径深比情况下。墙体内的环向内力主要是轴压力，而竖向内力主要是在地连墙的嵌岩部位发生外侧受拉的较大弯矩，而在此部位上方一定范围发生内侧受拉的较大弯矩。关键词：圆形竖井；有限元分析；增量法；地连墙；逆作内衬中图分类号：TU47Deformation characteristics and calculation methods of circularLIN Shi-jiel,FU Hao,SONG Er-xiang*,LI Zhi-ling2,LU An-dian3,YANG Guang-hua42.Guangdong Hydropower Planning and Design Institute Co.,Ltd.,Guangzhou 510635,Guangdong,China;3.Guangdong Yuehai Pearl River Delta Water Supply Co.,Ltd.,Guangzhou 511458,Guangdong,China;4.Guangdong Research Institute of Water Resources and Hydropower,Guangzhou 510635,Guangdong,China)Abstract:The mechanical and deformation characteristics of the circular shaft support structure are significantly differentfrom those of general foundation pit support.Combined with the calculation and analysis of an ultra-deep circular shaftsupport in the water resources allocation project in the Pearl River Delta,the calculation models and calculation methodsby finite elements and the incremental method for similar problems are discussed.Comparing the calculation results withthe field measurements,the factors to be considered in the construction of calculation model for such problems,and thedeformation characteristics of circular shafts are discussed.The computational comparisons show that whether the finiteelement method or incremental method is adopted,so long as the model and the parameters are properly selected,thecalculation results can reasonably in line with the reality.The circular diaphragm wall together with top-down constructedlining can give strong circumferential support of the shaft,especially in the case with a small diameter to depth ratio.Thecircumferential internal force in the wall is mainly axial pressure,while the vertical internal force is mainly the bendingmoment,tensile on the outside,occurs in the rock socketed part of the diaphragm wall.And the large bending moment,tensile on the inside,occurs in a certain range above that part.Key words:circular foundation pit;finite element analysis;incremental method;diaphragm wall;top-down constructedlining文献标识码：Afoundation pit support(1.Department of Civil Engineering,Tsinghua University,Beijing 100084,China;文章编号：2 0 9 6-7 19 5(2 0 2 3)0 3-0 19 5-10收稿日期：2 0 2 2-0 5-12基金项目：珠三角水资源配置工程首批科研课题（WW2018229）。作者简介：林世杰（19 9 6），男，福建仙游人，博士研究生，主要从事岩土力学研究工作。E-mail:lins_。*通信作者：宋二祥（19 5 7 一），男，河北博野人，博士，教授，主要从事岩土力学与工程领域的教学及研究工作。E-mail:.1960 引 言近年来在工程中出现不少圆形基坑及竖井，比如武汉阳逻长江大桥南锚基坑、镇江五峰山长江大桥南锚基坑、“上海中心”塔楼区基坑、日本新丰洲地下变电站、南水北调中线穿黄工程盾构始发井等 1-5 。圆形基坑的支护一般采用地连墙加逆作钢筋混凝土内衬的支护形式，利用圆形支护结构的水平拱效应，在省去内支撑或背拉锚杆的条件下实现基坑体系变形的较好控制。这种圆形支护体系的受力变形与一般常见形状基坑的支护有着显著差异，由此也使其稳定变形分析方法有着突出特点。实际工程中的基坑支护，包括这里拟讨论的圆形竖井的支护，往往是随开挖进行而逐步施作，支护体系的每一部分显然要在施作之后才发挥作用，所以对基坑支护的受力变形分析很有必要考虑开挖与建造的过程。此外，土体本构模型的选择，以及作为支护构件的地连墙因相邻墙段间接缝而造成竖向和横向力学性质差异，都需要予以合理考虑。对于基坑支护的计算分析，较完善的做法显然还是采用可以考虑岩土-结构共同作用的地层结构模型进行有限元计算，而实际工程中相对简化又可近似模拟施工过程的方法应是增量法 6 。增量法实际是弹性支撑法和模拟施工过程方法的结合，可以用相对较少的计算量实现考虑基坑开挖与建造过程的计算。本文结合珠三角水资源配置工程中的一圆形竖井基坑的计算分析，讨论圆形竖井基坑的变形特性与计算分析方法，包括有限元法和增量法。对于有限元法这里简要讨论了土体本构模型的选用，特别是饱和黏性土不排水条件下变形及强度特性的模拟，还着重考虑了相邻两幅地连墙接缝的模拟。对于增量法，讨论了圆形支护结构的等效支撑刚度、圆形基坑土压力的确定等。通过两种计算的对地层地层名称序号人工填土2淤泥4淤泥质黏土2含有机质粉质黏土11.90IV强风化岩II弱风化岩地基处理比，讨论了各自的优缺点，还对两种方法对类似圆形竖井或基坑构建模型时需关注的问题，以及圆形竖井支护的变形特性进行了分析讨论，期望对类似问题的建模分析及支护设计提供一定参考。1工程概况珠江三角洲水资源配置工程输水线路总长113km，其中盾构隧洞长8 5 km，共有3 7 座工作井。这里选取直径和深度较大且所处地层具有代表性的 GS出发井 0 3 进行计算分析。该盾构井为一个 8 3 0 0 盾构和一个 410 0 盾构组成的双线盾构出发井，平面布置为圆形，外直径为3 5.9 m，井深为6 1.9 m，而到底板底面的开挖深度为6 5.9 m，基坑半径与坑深之比（径深比）为0.2 7。1.1场地地层该项目地处珠江三角洲，拟分析的竖井所在场地上软下硬。据勘察报告 7 ，土层以淤泥、淤泥质黏土和粉质黏土为主，下卧岩层主要是泥岩、泥质粉砂岩、砂岩。表1给出了各地层的主要力学性质参数，其中岩层的压缩模量根据经验估计取值，渗透系数由实测透水率近似换算给出。场地地下水位较高，位于地表以下约1.6 m。1.2支护方案由于基坑开挖深度大，软弱、透水覆盖层厚度大，基坑采用地下连续墙加逆作钢筋混凝土内衬的支护体系（图1）。地连墙厚1.2 m，嵌入坑底以下4.1m，分2 4幅施作，直线形槽段与三折线形槽段间隔分布，围成48 边形。内衬墙厚1.2 1.5 m，随开挖进行从上到下分段施做。支护结构挡土的同时也起止水作用，混凝土强度等级均为C30，弹性模量取 E。=3 0 G P a。这里坑外未进行降水，坑内水位则随挖随降保持在开挖面之下。表1各地层物理力学参数Table 1 Physical and mechanical parameters of different stratums重度黏聚力内摩擦角有效黏聚有效内摩不排水强度压缩模量渗透系数层厚/m(kN/m)c/kPa3.7018.28.4017.211.9017.617.83.2021.050.0023.02023年5 月0/()力c/kPa 擦角 p/()8114667810602640030)Cu/kPa121581010121214603040033Es/MPak/(cm/s)9.71+1.72z4.254.44+0.79z2.656.78+0.97z3.169.53+1.48z4.00一40.00一5 000110-7110-7110-7110-7一710-5(2)第3 期地面平整高程2.40人工填土?1.302 淤泥-9.704淤泥质黏土21.602 含有机质粉质黏土-33.50IV强风化岩-36.70I弱风化岩C30地下连续墙厚12 0 0注：高程单位为m,其余单位为mm。图1基坑支护结构Fig.1 Foundation pit support structure2有限元计算分析首先按地层结构模型采用弹塑性有限元法进行模拟施工过程的计算分析，计算软件采用大型岩土有限元软件PLAXIS，分别建立二维轴对称模型和考虑竖井周边地面荷载不均匀的三维有限元模型进行计算。2.1计算模型的几点考虑根据地勘报告，该竖井所处场地岩土大体水平分层。在开挖深度范围内，大部分土层为渗透性很低的饱和土层，开挖施工对于这类土层属于快速加载，应按不排水情况进行计算，在理论上可以按有效应力法采用有效强度指标及模量进行计算，但这需要能够很好模拟土体剪胀变形过程的本构模型，较难做到。因此，这里采用饱和土的不固结不排水强度cu来考虑土的强度，Cu值可由固结不排水强度指标（表1中所列c、）计算给出 8-9 ，如此计算的Cu随深度z线性增大（见表1）。而饱和土的刚度特性则采用有效应力法来模拟 8 ，亦即材料排水特性设为PLAXIS中的Undrained B10。本构模型选择林世杰，等：圆形竖井变形特性及其计算分析方法0.82不C30压顶梁2.4001500C30作内衬墙厚12 0 00080C30逆作内衬墙厚15 0 0底板顶高程-5 9.5 2-63.52197模量随应力水平变化的硬化土模型 10-1，参考PLAXIS软件针对硬化土模型中模量参数的缺省设置,取 E=Es，Emr =4E。而 E实际对应于1002 0 0 k P a 间的压缩模量Es，据以往大量工程经验考虑室内试验测试的模量因采样制样扰动往往比原状土的模量明显偏低，这里取Eref为1.5 Es。岩米层主要为压缩性很小的弱风化岩，选用MC模型，按排水条件计算。由于地连墙分幅施作，幅间接缝的影响有必要考虑。当考虑地面荷载的不对称性而采用三维有限元进行计算时，采用实体元模拟地连墙和内衬，用界面单元来模拟幅间接缝相对较弱的刚度及强度特性。而按轴对称模型进行计算时，幅间接缝只是影响圆形地连墙的环向刚度，这里通过分析将环向刚度予以折减来考虑。这样，地连墙是采用环向和竖向刚度不同的壳单元模拟，而内衬因软件功能的限制采用实体元来模拟。在地连墙与内衬间添加界面单元，折减系数Rinter设为0.6 6 7，以模拟两者简00单叠合而非合成一个大断面的弯曲构件。考虑接缝影响的地连墙环向模量建议如下估计：设每幅地连墙长l，材料模量为E。；接缝厚t，材料模量为E（E E。），其等效环向模量Eeq近似按两者串联进行计算，即：+一-1+tEEE.由此得：1+tEeqEEE式中：为环向模量折减系数。各幅地连墙长度不等时，取平均长度1=2 元rln，r为墙体中心线半径，n为地连墙幅数，该竖井r=17.35m，n=2 4。根据日本地连墙施工经验，槽段接缝厚度一般可按3 mm左右来考虑，由试验数据 12 取Es=30MPa，计算得到=0.603，Ee q=18.1G P a,下面的计算即采用此参数。但如施工质量较低，接缝厚度可达t=10mm，则有Eeq=9.4GPa，墙体环向刚度将大大降低。模型边界距竖井中心10 0 m，深至标高-10 0 m。考虑竖井的施工需求，在墙后40 m范围内施加地面荷载，在地连墙施工后施加。轴对称模型中为35kPa均布荷载，三维模型中为3 5 kPa和2 0 kPa各90交错分布（图2）。(1)1+tE。=E。198本工程施工过程为：完成地下连续墙施工后，开挖土体和浇筑内衬交替进行，每层开挖厚度约4.5m，开挖至深处的弱风化岩，有两层按6 7 m计算。根据施工流程共划分为15 个计算工况。坑内水位随开挖进行降低至开挖面。2.2车轴对称模型的主要计算结果忽略竖井周边地面荷载的不对称分布，可采用二维轴对称模型进行计算，有限元网格如图3 所示。X图3 轴对称模型Fig.3 Axisymmetric model选取具有代表性的几个工况，计算得到的地连墙水平位移如图4所示。由于此时按轴对称计算，地基处理竖井侧壁均匀受压，地面荷载引起的墙体变形非常35 kPa小，仅0.5 mm。开挖土层时，地连墙侧向变形呈典型的“凸”字形。开挖至弱风化岩顶面时，地下连20kPa20 kPa35 kPa图2 地面荷载分布Fig.2Ground load distribution2023年5 月续墙最大水平位移为6.5 mm，发生在标高约-2 8.5 m处，在强风化岩顶面上方约5 m处。继续向下开挖，原先嵌入岩层中的墙段逐层暴露，岩层中的应力得到释放，墙体水平位移曲线上段保持不变，下段出现了第二个峰，峰值为5.0 mm。10水平位移/mm04-10-201信-3 0FI-40-50-60-70Fig.4 Horizontal displacement of diaphragm wall inaxisymmetric model由于按轴对称计算，地连墙内仅有沿竖向发生弯曲的弯矩。开挖土层时，地连墙中段出现较大弯矩，反弯点位于强风化岩顶面附近，其上10m墙体在坑内侧受拉，其下8 m墙体在坑外侧受拉，而地连墙上段和下段的弯矩都非常小（图5（a)）。开挖至弱风化岩顶面时，地连墙弯矩仍主要在中段，达到全过程最大值13 8 6 kNm/m（图5（b)。开挖岩层时，地连墙中段弯矩减小后基本恒定，而下段开始出现较大弯矩，反弯点位于开挖面附近，弯矩最大处随开挖过程不断下移（图5(c)、5 (d)。6图4轴对称模型地连墙水平位移810一地面荷载开挖至-9.7 2 m：开挖至-2 3.2 2 m开挖至-3 6.7 2 m开挖至-5 3.0 2 m开挖至坑底1214Mmax=466.6 kNm/mMmin=-216.7 kNm/m(a 开挖至-9.7 2 mMmax=1 386kNm/mMmin=-755.5 kNm/m(b）开挖至-3 6.7 2 m图5 轴对称模型地连墙弯矩Fig.5 Bending moment of diaphragm wall in axisymmetric modelMmax=1 164 kNm/mMmin=-981.0 kNm/m(c）开挖至-5 3.0 2 mMmax=1 184 kNm/mMmin=602.3 kNm/m（d）开挖至坑底第3 期内衬采用实体元模拟，可在结果输出中查看应力并近似计算内力。内衬施做后，下层土体开挖时内衬随着地连墙一起变形，且内衬下端位移大，上端位移小，使得内衬靠地连墙侧受拉，内衬临空侧受压。与地连墙弯矩分布类似，1.2 m厚浅层内衬的竖向应力较小，普遍低于5 0 0 kPa，1.5 m 厚深层内衬的竖向应力明显增大。以开挖至坑底工况为例，内衬的竖向应力分布如图6（a）所示，在标高约-49.5m处（倒数第二段内衬中部），内衬边缘竖向拉应力为15 15 kPa，竖向压应力为3 7 7 3 kPa，相对中心线计算竖向弯矩为9 9 2 kNm/m。由内衬的竖向应力分布（图6（a）可见，弯矩集中在每段内衬中部，上下段内衬相连部位的弯矩较小，尽管计算模型中新施作内衬与其上已作内衬是按刚性连结考虑的。由此计算结果看，对每段内衬靠地连墙一侧应配置一定的竖向钢筋以抵抗可能出现的拉应力。而上下两段内衬之间可以没有贯通的竖向钢筋，因为内衬上下段相接处出现的拉应力不大（小于C30混凝土的轴心抗拉强度1.43 MPa）。这样一来可显著方便施工。实际上各段内衬上下段完全不连结时，则各段相当于独立的环梁，依靠其水平拱效应同样可以起到较强的支撑作用。地连墙环向应力分布变化与墙体水平位移一致，最大环向压力为8 3 7 9 kN/m，平均压应力为7.0MPa，发生在水平位移最大处。内衬环向应力每段独立分布，上端小下端大，最大环向压应力为5.5MPa，发生在倒数第二段内衬下端（图6（b）。由上可见，内衬受力明显，其支护作用是显著的。16.00kN/mLL1 600.01 200.0800.0内衬一400.00.0-400.0-800.0地连墙-1200.0-1600.0-2.000.0-2.400.0-2.800.0-3200.0-3 600.0-4 000.0(a)竖向应力图6 轴对称模型内衬应力（开挖至坑底）Fig.6 Stress of lining in axisymmetric model(excavated tothe pit bottom)林世杰，等：圆形竖井变形特性及其计算分析方法14-10-20-40-50-60-7016.00kN/m0.0-800.0-1600.0-2.400.0-3 200.0-4000.0-4 800.05600.0(b）环向应力1992.3三三维模型的主要计算结果考虑实际问题并非准确轴对称，这里据实际情况人为近似设定一种非轴对称分布的地面荷载（图2)，来粗略分析有一定非轴对称情况下竖井的变形。按荷载分布情况，取一半建立三维有限元模型进行计算，有限元网格如图7 所示。由于是三维有限元模型，地连墙幅间接缝采用界面单元模拟，设置弹性界面法向刚度kn=Es/t-1107kN/m3。同样如上模拟施工过程进行计算，以下给出主要计算结果。X图7 三维有限元模型Fig.7 Three-dimensional finite element model地连墙水平位移如图8 所示。10水平位移/mm02（a）地面荷载大的部位10水平位移/mm-64图8 三维模型地连墙水平位移Fig.8 Horizontal displacement of diaphragm wall in three-dimensional model824￥2 0-30-40-50-60-70（b）地面荷载小的部位10一地面荷载开挖至-9.7 2 m。开挖至-2 3.2 2 m开挖至-3 6.7 2 m开挖至-5 3.0 2 m开挖至坑底168一一地面荷载:-开挖至-9.7 2 m 开挖至-2 3.2 2 m开挖至-3 6.7 2 m开挖至-5 3.0 2 m一开挖至坑底12101412200在不对称地面荷载的作用下，竖井变形后井口呈椭圆形，地面荷载大的部位墙体顶部向坑内移动，而墙后地面荷载小的部位墙体顶部向坑外移动，位移量可达3 4mm，明显大于轴对称情况下的坑口收缩位移。但相对于墙厚属于很小的位移，不会显著削弱墙体的环向拱作用。受此影响，地面荷载大的部位墙体整体水平位移也增大，最大为8.1mm，发生在标高约-2 7 m处；而地面荷载小的部位墙体最大水平位移为5.3 mm，发生在标高约-2 9 m处。但墙体中部的最大位移还都是向井内的，且均在2 含有机质粉质黏土层中部，相互差异不大。利用软件中 Structural Forces in Volume Piles 功地基处理能可以计算由实体元组成结构的内力。这里选取地面荷载较大部位一幅宽为1.2 9 m的地连墙，竖向弯矩示于图9。最大弯矩为16 49 kNm，单位宽度墙体最大弯矩为12 7 8 kNm/m，发生在岩层顶面附近的墙体外侧，与轴对称模型结果接近，而墙体下段的弯矩比轴对称模型结果小。内衬竖向应力分布与轴对称模型规律一致，幅值也相差不大。地下连续墙最大环向压应力为8.2 MPa，内衬最大环向压应力为5.3 MPa，都出现在结构水平位移最大处附近，均低于C30混凝土抗压强度。地连墙内外边缘环向应力最大差值约2.0 MPa，由此计算得环向弯矩最大值约为2 40 kNm/m。2023年5 月(3)坑内(-)Mmax=709 kNmMmin=-314 kNm(a)开挖至-9.7 2 m3土增量法计算分析3.1计算模型增量法按基坑及支护的施作过程，进行每一开挖步荷载增量作用下支护结构的内力位移增量的计算。计算对象是由支撑构件和被动土体共同支撑下的挡土构件，荷载为每步开挖施工在挡土构件上产生的不平衡土压力。建立模型的关键在于圆形支护结构的等效支撑刚度、土弹簧刚度和开挖荷载的确定，以下逐一介绍。（1）圆形地连墙及内衬的等效支撑刚度当采用增量法计算时，挡土结构简化为一竖向抗弯构件。其抗弯刚度随施工进程而改变，对已施作内衬的部分为内衬和地连墙的抗弯刚度之和。这里的圆形竖井并无内部支撑，在土压力作用下，地连墙和内衬产生环向轴压力，能充分发挥混凝土材料的抗压性能，实际起到限制竖向抗弯构件发生水平位移的作用。这种环向拱效应可用等效支坑外(+)Fig.9 Bending moment of diaphragm wall in three-dimensional modelK.=式中：Eeq为等效环向模量，可按式（2）确定；b为墙体厚度。由式（2）确定Eeq时，地连墙需考虑接缝，这里取环向模量折减系数=0.6，而内衬连续施工成为完整环形，环向模量无需折减，取=1。计算模型中共设置45 根弹性支撑，竖向间距为1.5 m左右，一段高度4.5 m的内衬正好对应3根弹性支撑。每根支撑的刚度由等效弹性支撑系数Mmax=1 649kNmMmin=-1 031 kNm(b）开挖至-3 6.7 2 m图9 三维模型地连墙弯矩撑来模拟。设半径为r的单位高度环形墙体在其外侧面向心均布压力p作用下半径减少Ar，则环向拱作用的等效水平弹性支撑的刚度系数K。应为：K=Ar而环向应变为：Aro=Pro因此有 13 ;E.bMmax=1 039kNmMmin=-1 033 kNm(c）开挖至-5 3.0 2 mMmax=1 065 kNmMmin=-732 kNm（d）开挖至坑底(4)(5)第3 期K。乘以水平和竖向计算间距得到，其中水平计算间距为单位长度1m。（2）土弹簧刚度在增量法的计算模型中，对坑内开挖面以下被动土体在挡土构件发生位移情况下的被动抗力作用是采用类似Winkler地基的分布弹簧来模拟的。单根土弹簧刚度由地基土的水平抗力系数ks乘以土弹簧水平和竖向计算间距得到。这里取各弹簧间距与结构等效支撑的间距相同。地层水平抗力系数ks随深度的分布有多种假定，如常数法、k法、c法、m法等。对于土层，这里用现行建筑基坑支护技术规程（JGJ120一2012）14 中推荐的m法，认为水平抗力系数随深度线性增大，比例系数m按规程建议用下式估计：k,=m(z-h)(6)0.2g?-+Cm=V式中：h为计算工况下的基坑开挖深度；b为挡土构件在开挖面处的侧移值，不大于10 mm 时可取10mm。表2 给出由式（7）计算得到的各地层水平抗力系数的比例系数m。表2 各地层水平抗力系数的比例系数Table 2JProportional coefficient of the horizontal resistancecoefficient of different stratums地层序号242含有机质粉质黏土IV强风化岩对于弱风化岩的水平基床系数，本文采用常数法，即认为基床系数与其上覆土厚度无关，不随开挖进行而变化，本文取ks=1107kN/m3。(3）开挖荷载基坑开挖后，作用在挡土构件外侧的土压力，一般认为是主动土压力。主动土压力理论上是土体主动变形到濒临破坏，也就是其承载能力充分发挥之后对挡土构件的压力。对于圆形基坑，挡土构件上的主动土压力还与基坑的径深比有关 15-16 。但这里分析的竖井采用嵌岩地连墙加钢筋混凝土内衬支撑，径深比很小，支撑的拱作用强，变形很小，达不到主动土压力发生的位移量（/H=1%5%）。实际上，按前述有限元计算，支护墙体位移量与井深之比不到0.2%o，故这里按静止土压力计算，更加林世杰，等：圆形竖井变形特性及其计算分析方法准确也偏于保守。深度z处的静止土压力p。为：Po=Ko/z式中：z为计算深度以上土的总自重；K。为静止土压力系数，无试验数据时可根据经验公式K。=1-s in p 计算，为土的有效摩擦角。对水位以下土的重度要取有效重度。按式（8）计算静止土压力后，再加静水压力即得土水总压力，坑内水位降到开挖面。这里需注意，计算静止土压力与是否快速加载没有关系。考虑墙后40 m范围内有均布荷载q，依据建筑基坑支护技术规程JGJ1202012)143.4.7条，在40 m深处上方的土压力需加上q,取q=35kN/m。每一开挖步的荷载增量包括因开挖引起挡土构件两侧静止土压力差值的增量，以及因开挖导致土弹簧消失或刚度减小释放的弹性抗力的反向力。(7)3.2主要计算结果地连墙水平位移曲线如图10 所示。地面荷载引起的墙体变形非常小，仅0.5 mm，与轴对称模型结果一致。开挖至弱风化岩顶面时，地下连续墙最大水平位移为7.0 mm，发生在标高约-2 9 m处，在强风化岩顶面上方约4.5 m处。继续向下开挖，原先嵌入岩层中的墙段逐层暴露，岩层中释放的弹性抗力作为荷载增量施加到结构上，墙体水平位移曲地层名称比例系数 m/(kN/m*)人工填土2 120淤泥520淤泥质黏土880180016 920201(8)线上段基本不变，下段迅速发展，出现了第二个峰，峰值达8.3 mm。与轴对称模型的计算结果对比，各工况下地连墙位移曲线形状基本一致，但数值稍大，可能是因为荷载增量按静止土压力计算偏保守。岩层段的墙体位移偏大较多，应是因为弱风化岩的水平抗力系数取值偏低。1001-1011-20三-30-40-50-60-70Fig.10 Horizontal displacement of diaphragm wall byincremental method水平位移/mm46图10 增量法地连墙水平位移810一地面荷载开挖至-9.7 2 m。开挖至-2 3.2 2 m开挖至-3 6.7 2 m.开挖至-5 3.0 2 m.开挖至坑底1214202将整体结构的弯矩按地连墙和内衬的抗弯刚度比分配，可求出地连墙和内衬各自的弯矩。地连墙弯矩如图11所示，弯矩图形状与轴对称模型的10弯矩/(kNm/m)10-1500-10-20-30-40-50-60-70Mmax=318 kNm/mMmin=-202 kNm/m(a)开挖至-9.7 2 m内衬弯矩如图12 所示，上半部分墙体近乎没有弯曲，内衬的弯矩同样很小。下半部分每段内衬中部弯矩大，内衬相连接处弯矩小。最大弯矩同样出现在倒数第二段中部，为18 49 kNm/m，同样比轴对称模型的计算结果大近一倍。轴对称有限元模型和增量法中，地面荷载是轴对称的，即使取较大的荷载计算，环向压力会增大，但引起的结构变形增大很少。地面荷载不对称对支护结构上部的位移影响较大。10弯矩/(kNm/m)-0-1 000-10-20-30-40-50-60-70Mmax=290 kNm/mMmin=-18.3 kNm/m(a）开挖至-3 6.7 2 m图12 增量法内衬弯矩Fig.12 Bending moment of lining by incremental method4与实测结果的对比讨论选取开挖至坑底工况时的计算结果与2 0 2 0 年地基处理计算结果基本一致（图5),但数值总体上更大一些，后几个工况地连墙下段的最大弯矩甚至大了近一倍，这与下段位移偏大较多是对应的。1010弯矩/(kNm/m)弯矩/(kNm/m)1015003.000-1500-10-2030-40-50-60W-70Mmax=1 683 kNm/mMmin=-940 kNm/m(b）开挖至-3 6.7 2 m图11增量法地连墙弯矩Fig.11 Bending moment of diaphragm wall by incremental method10月16 日实测数据进行对比，如图13 所示。10-5-10-20-30-401050弯矩/(kNm/m)-01 0002.000-1 000-10-20/-30-40-50-60-70Mmax=1 849 kNm/mMmin=-719 kNm/m(b）开挖至坑底2023年5 月10弯矩/(kNm/m)1 5003 000-1 500-10-20/翼30-40-50-60-70Mmax=2 047 kNm/mMmin=-1 477 kNm/m(c）开挖至-5 3.0 2 m-601 0002.000-7010-510-20/-30-40-5060-70图13 地连墙水平位移对比Fig.13 Comparison of horizontal displacement of diaphragmwall15003.000水平位移/mm10（a）地面荷载大的部位水平位移/mm510（b）地面荷载小的部位-1 500-10-20-30-4060-70Mmax=2 375 kNm/mMmin=-1 340 kNm/m（d）开挖至坑底15一轴对称模型一三维有限元一增量法实测IN1-11520轴对称模型一三维有限元一增量法实测IN2-11 5003 00020第3 期整体上看，模型计算得到的地连墙水平位移曲线与实测结果较为吻合，且考虑非轴对称地面荷载的三维模型明显比轴对称模型吻合程度更好。实测水平位移最大的位置为标高-3 3-3 0 m处，而模型计算的位置稍高些。弱风化岩处墙体位移计算值比实测值稍大，可能是模量取值偏低所致。上述计算体现了增量法和有限元法各自的优缺点。增量法概念清晰，计算简单，但计算得到的结构内力偏大，如果用于设计则过于保守。有限元法理论完善，计算更为准确，但所需参数较多，有时难以估计。5结 论本文结合珠三角水资源配置工程中一超深竖井开挖变形分析问题，讨论类似问题的有限元法及增量法计算模型、计算方法，并通过将计算结果与现场实测对比，研究了此类问题计算模型构建时需着重考虑的因素，及圆形竖井的变形特性等。计算表明，无论采用有限元法还是增量法，适当选择计算模型，大体模拟施工过程，考虑地连墙幅间接缝的影响，对于此类问题可给出较为符合实际的计算结果。采用地连墙加逆作内衬的支撑方式，其环向拱效应明显，特别是在竖井小径深比的情况下更为突出。当土-结构体系偏离轴对称的情况下，圆形支护结构会发生椭圆形变化。但只要水平位移远小于墙体厚度，其环向拱效应削弱作用不明显。此时支护结构的竖向弯矩和环向弯矩均很小。但是，对于嵌岩地连墙，在坑底附近会出现外侧受拉的较大竖向弯矩，而在此部位之上会出现使墙体内侧受拉的弯矩。由上到下分段施作的内衬，在上下两段的连接部位竖向弯矩较小，据此计算结果可以适当减小内衬墙内竖向钢筋的配筋量。参考文献1 享郭慧光，刘玉涛，徐伟阳逻长江公路大桥南锚锭基础深基坑开挖模拟与实测分析 .桥梁建设，2 0 0 4(3):16-19.GUO Hui-guang,LIU Yu-tao,XU Wei.Analysis ofexcavation simulation and field measurements of southanchorage 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