郭燦，譚慧明

（1.中鐵建港航局集團勘察設計院有限公司，廣東 廣州 511442；2.河海大學港口海岸與近海工程學院，江蘇 南京 210098）

0 引言

近年來，我國基礎設施工程建設規(guī)模不斷擴大，工程場地周邊條件與環(huán)境日漸復雜，尤其是橋梁工程規(guī)模也隨著交通需求而日益增大，致使錨碇設施等基礎工程承受的荷載逐漸增大。錨碇設施主要由錨塊基礎、錨塊、主纜錨固系統(tǒng)及防護結構共同組成，作為橋梁主要承力結構物其主要作用是將主纜拉力傳遞于地基或基巖，在建設時首先進行基坑開挖，而這類基坑往往存在開挖范圍大、深度大以及施工時間長等基坑支護問題。而圓形地下連續(xù)墻結構因其結構剛度大、變形小、止水性好等特點成為該類基坑工程支護結構的主要選擇[1-4]。

圓形基坑計算理論是由條形基坑發(fā)展而來的，基于工程實際需求，圓形基坑的相關理論仍在不斷發(fā)展中。李昀[5]結合某圓形水池分別采用考慮拱效應的平面彈性地基梁法、三維m法和三維連續(xù)介質有限元法進行了對比計算。崔劍鋒[6]基于軸對稱荷載作用下柱殼的三維彈性力學基本方程推導出了求解墻體位移的泛函，得到了圓形地連墻的里茲解法。周健[7]從圓筒受均布荷載的解出發(fā)，基于彈性地基梁理論，得出計算圓形支護結構內力和位移拱效應等效支撐方法。Tito[8]使用有限元法對里約熱內盧生活污水收集處理項目基坑開挖過程進行了分析和驗證，發(fā)現(xiàn)數(shù)值模擬能夠合理預測基坑開挖過程中設置的土工結構的性狀。Jia[9]采用有限元法對上海軟土深基坑大直徑圓形地下連續(xù)墻的性能進行了分析，結合基坑降水過程討論了包括土壓力和水壓力在內的綜合壓力，并對墻體的側向變形和墻體以及圈梁的環(huán)向力和環(huán)向剛度進行了研究。Ou[10]通過參數(shù)研究發(fā)現(xiàn)嵌固深度、地下連續(xù)墻的剛度和內支撐的剛度對地下連續(xù)墻的橫向響應有顯著影響。徐建[11]以鎮(zhèn)江長江大橋南錨碇為例建立三維模型分析了傾斜巖面情況下墻體的變形和受力特性。白雪濛[12]模擬南京四橋南錨碇基坑的開挖過程并總結出雙圓基坑地連墻的變形和應力分布規(guī)律。

綜上所述，已有研究表明基巖對圓形地連墻的嵌固作用能有效減小圓形地連墻的位移，巖體的嵌固作用影響了地連墻與周圍土體的相互作用，這與軟土地基中的地連墻承載特性存在差異，但目前對嵌巖狀態(tài)下地連墻的受力與變形特性研究較少。此外，圓形基坑地連墻結構由于其存在的空間效應，相比于傳統(tǒng)的條形基坑，其墻體承受的彎矩、應力分布均有較大的差異，并且在相同的設計條件下圓形基坑地連墻墻體的側向變形也有明顯的減小。但是目前對于圓形基坑支護結構的設計多將其簡化為平面應變問題，將空間效應簡化為等效彈性支撐，導致設計出來的地下連續(xù)墻的尺寸與配筋量都較大，甚至影響地連墻結構的施工。本文以虎門二橋大跨度懸索橋錨碇工程為背景，采用數(shù)值模擬的方法研究大直徑錨錠基礎中圓形地下連續(xù)墻在施工開挖階段的承載特性。

1 工程概況

虎門二橋工程位于廣東省珠江三角洲地區(qū)，是廣東省高速公路路網(wǎng)規(guī)劃中連接廣東和東莞的重要東西向連接通道。本工程項目包括兩座跨江橋梁，分別為采用雙塔雙跨懸索橋結構、橋梁跨度為（1 688+548）m的坭洲水道橋和采用雙塔單跨懸索橋結構、主跨為1 200 m的大沙水道橋。該工程項目建成后成為世界上最大跨度的鋼箱梁懸索橋，并且在所有類型橋梁中主跨跨徑位于世界第二、國內第一的水平，因而對于這項工程來說，橋梁錨碇基礎工程的建設是整個工程的關鍵性控制工程。

本文所依托的錨錠基礎地位于坭洲水道橋的東岸，錨碇區(qū)覆蓋層主要由淤泥質土、砂土和圓礫土等組成，土層參數(shù)勘察結果見表1。該錨碇基礎采用重力式錨碇結構，錨碇基礎采用井筒式地連墻結構形式，平面形狀為圓形，錨碇基礎采用外直徑為90 m的圓形地下連續(xù)墻作為基坑工程的圍護結構，墻體與內襯厚度均為1.5 m，地下連續(xù)墻圍護結構嵌入中風化泥巖部分不小于9 m，內襯及土體分層高度為3 m。基坑開挖完成后，進行底板、填芯混凝土填筑以及頂板施工，頂板和底板的厚度均為6 m，并且頂板與錨體結構合為一體，底板則以中風化泥巖土層為持力層。錨碇基礎結構詳細尺寸如圖1所示。

表1 場地土性參數(shù)Table1 Soil properties in site

圖1 錨碇結構剖面圖Fig.1 Section of anchoragestructure

2 數(shù)學模型的建立

根據(jù)圓形錨錠基礎的施工過程可知，圓形地連墻在開挖階段主要起到支護的作用，當開挖到設計底高程時地連墻處于最不利工況，為了分析開挖過程中地連墻的承載與變形特性，采用有限元數(shù)值模擬的方法對分層開挖施工進行了全過程模擬。

2.1 計算模型與參數(shù)

為了模擬超大圓形深基坑中存在的空間拱效應對地連墻側向變形和受力特性的影響，建立整體三維模型進行計算。綜合考慮計算模型邊界條件對結果的影響，將模型尺寸確定為長400 m，寬400 m，深64 m，其各部位尺寸如圖2所示，用三維實體單元對基坑開挖階段模型進行模擬。

圍護結構采用地下連續(xù)墻和內襯相結合的支護結構，均采用均質各向同性彈性模型，其中地下連續(xù)墻采用板單元進行模擬以方便提取墻體側向變形、豎向彎矩以及環(huán)向應力，內襯采用實體單元進行模擬，彈性模量為30 GPa，泊松比為0.2，重度為 26 kN/m3。

地基巖土體采用修正莫爾-庫倫本構模型，該模型的剪切屈服面與莫爾-庫倫本構的屈服面相同，壓縮屈服面為橢圓形的帽子本構，剪切方向和壓縮方向采用了雙硬化模型，因此對地基土開挖卸荷作用有較好的模擬效果，計算參數(shù)見表1。土體采用六面體實體單位模擬，約35 000個單元體，結構物與地基巖土體之間設置了Goodman接觸單元，接觸面采用莫爾-庫倫屈服準則。

模型底面設置為全約束，側面各邊界約束水平向位移，上表面為自由面。為模擬基坑開挖時降水對基坑支護結構的影響，在邊界條件中添加地下水位條件，在周圍土體邊界0 m處、基坑內各層開挖土體處設置位置水頭用以模擬初始地下水位以及基坑開挖中的降水過程。對于模型所受荷載除自身重力外，考慮到深基坑邊隨機發(fā)生的施工堆載、車輛行駛動載等因素，在基坑外側1.2 m外土體表面設置均布法向壓力20 kPa。

2.2 施工階段模擬

數(shù)值模擬的工況設置與實際施工步驟一致，不考慮土體以及內襯單元的分塊、分區(qū)施工。由于本文研究對象為支護結構在開挖階段的受力和變形特性，故本章數(shù)值模擬只模擬至開挖及內襯施工結束，不再對底板施工階段進行模擬。通過“鈍化”與“激活”相應工況下的地下水水位來模擬基坑開挖過程中降水工況，并將其孔隙水壓力與施工應力耦合，逐層“鈍化”坑內巖、土層單元并“激活”內襯單元來模擬基坑施工過程，每開挖1層（3 m）施工1層內襯，共設置33個分析工況，具體工況設置見表2所示。

2.3 模型驗證

考慮到由于施工過程中存在的對結構物及其周邊土體的擾動導致地連墻側向變形監(jiān)測數(shù)據(jù)準確性的影響，因此本文選取基坑開挖到底階段，即墻體側向變形最不利且較為穩(wěn)定的階段進行驗證。各個斷面墻體側向位移實測數(shù)據(jù)與三維有限元數(shù)值模擬計算結果對比曲線如圖3所示。通過對比發(fā)現(xiàn)，由于實際工程中存在的施工偏差、工程地質分布不均勻等原因，數(shù)值模擬結果與實測數(shù)據(jù)相比存在一定程度的偏差，但兩者曲線所反映的墻體側向位移隨深度的變化趨勢是基本一致的，位移曲線反彎點發(fā)生的位置差別不大，從整體來看，數(shù)值模擬對墻體側向變形的描述與實測變化規(guī)律相吻合，模擬結果與實測值偏差處于合理范圍內，因此該模型能夠較為準確的體現(xiàn)地連墻在基坑開挖階段的實際受力與變形狀況。

圖3 地連墻水平位移實測與模擬結果對比Fig.3 Comparison of measured and simulated horizontal displacement of diaphragm wall

3 計算結果分析

3.1 墻體變形

各開挖工況下墻體歸一化側向變形量隨開挖相對高度的變化曲線如圖4所示。從圖4（a）可知，墻體側向整體變形量較小并以向坑內發(fā)展為主，墻體側向變形量呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，這是由于圓形地連墻體結構具有自身相互支撐作用，限制了墻體向坑內的變形，隨著深度的增加土壓力荷載增大，墻體的變形逐步增大，當深度進一步加大后，開挖面以下土體和基巖約束了墻體，所以墻體的變形又逐步減小。

圖4 不同開挖階段地連墻側向變形圖Fig.4 Lateral deformation of diaphragm wall in different excavation stages

此外，隨著基坑開挖深度不斷增加，墻體最大側向變形位置逐步下移，側向變形曲線反彎點也隨開挖深度逐步下移，墻體側向變形在進入強、中風化泥巖層之后迅速收斂，曲線整體呈現(xiàn)拋物線形，可見墻體底部嵌固約束作用對墻體側向變形起到了較強的抑制作用；而從圖4（b）中可以看出墻體最大側向變形隨基坑深度逐漸增大，增長幅度逐漸減弱，可見隨著基坑內部土層的挖出、基坑深度的增大，軟土層對墻體側向變形的抑制效果逐漸減弱，而開挖8工況下墻體最大側向變形及其位置以及側向變形曲線反彎點的大幅度下移現(xiàn)象，則是由于該工況下坑內開挖深度達到作為嵌固巖層的中風化泥巖層深度，由于開挖了1.2 m的中風化泥巖使得巖層對墻體的約束效果有所減弱，因而出現(xiàn)變化幅度的突變現(xiàn)象。

3.2 墻體彎矩

各開挖工況墻體歸一化豎向彎矩隨開挖相對高度的變化曲線如圖5所示。從圖5（a）中可知，地連墻上部受負彎矩而下部受正彎矩；而隨著開挖深度的增大墻體最大正、負彎矩均逐步下移，并且最大負彎矩位置在開挖6工況之后開始趨于穩(wěn)定，而最大正彎矩位置則隨著基坑開挖深度的增加出現(xiàn)較大幅度的變化；從圖5（b）來看，開挖深度較淺時墻體最大正、負豎向彎矩逐步增大且變化幅度較大，當開挖深度達到一定程度后彎矩值出現(xiàn)減小趨勢，正彎矩的減小幅度要大于負彎矩，且均隨著開挖深度的增大而呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢。形成上述現(xiàn)象的原因是由于彎矩與構件部位轉動角度有關，而從墻體側向變形變化曲線可以看出，墻體側向變形量隨基坑開挖逐步增長并趨于穩(wěn)定而墻體下部反彎點則穩(wěn)步下移，二者綜合得出的墻體各部位轉角呈先增大后減小的趨勢，最終表現(xiàn)為墻體豎向彎矩的變化規(guī)律。此外，由于墻體底部約束效果的變化對墻體底部的側向變形收斂效果影響最大，因而墻體最大正彎矩的變化幅度要大于最大負彎矩。

圖5 不同開挖階段地連墻豎向彎矩圖Fig.5 Vertical bending moment of diaphragm wall in different excavation stages

墻體環(huán)向彎矩的變化趨勢與墻體豎向彎矩的基本一致，只是在所受彎矩數(shù)值上明顯較小，約為墻體豎向彎矩的1/5，由此可知墻體在基坑開挖階段受到的彎矩是以豎向彎矩為主。

3.3 墻體應力

各開挖階段地連墻歸一化豎向應力隨開挖相對高度的變化曲線如圖6所示。從圖6（a）中可知，隨著基坑開挖深度的增大地連墻受到的豎向應力逐步增大，但是墻體最大豎向應力位置則基本保持不變；從圖6（b）中可知，墻體最大豎向應力隨著基坑開挖深度的增大呈線性增長趨勢；此外，墻體豎向應力在達到基坑開挖深度之后其應力值增長幅度有明顯的減弱。這主要是由于墻體豎向應力主要由墻體結構自身重量以及土體提供的摩擦力共同作用引起的，隨著基坑開挖深度的增大，基坑內部土層被挖除，土體提供的摩阻作用減弱，因此表現(xiàn)為墻體最大豎向應力呈線性增大以及豎向應力增大幅度變化位置逐漸下移的現(xiàn)象。

圖6 不同開挖階段地連墻豎向應力圖Fig.6 Vertical stress of diaphragm wall in different excavation stages

圓形地連墻在承受水平土壓力作用后，引起墻體變形從而導致直徑略微減小，因此在墻體環(huán)向上會產(chǎn)生環(huán)向應力。各開挖工況下墻體歸一化環(huán)向應力隨開挖深度變化曲線如圖7所示。從圖7（a）中可知，墻體環(huán)向應力主要為壓應力，且各工況的環(huán)向應力沿高度分布形式及各工況間的環(huán)向應力曲線變化形式與墻體側向變形基本一致。從圖7（b）中可知，墻體最大環(huán)向應力隨基坑開挖深度的變化形式也與墻體最大側向變形的變化規(guī)律相同。這是由于墻體側向變形是向坑內發(fā)展，表現(xiàn)為圓形地連墻結構整體直徑有所縮小，因此在地連墻縱向橫截面上產(chǎn)生壓應力，而側向變形量大的地連墻直徑縮小的也大，故產(chǎn)生的環(huán)形應力也較大。

此外，由于工況8中對基巖的開挖使得墻體底部的嵌巖約束作用減弱，因此墻體環(huán)向應力及最大環(huán)向應力在該階段中也出現(xiàn)與墻體側向變形相類似的規(guī)律。

圖7 不同開挖階段地連墻環(huán)向應力圖Fig.7 Circumferential stress of diaphragm wall in different excavation stages

3.4 水平土壓力

圖8 為作用于圓形地連墻水平土壓力數(shù)值計算結果與理論計算結果對比。從圖中可知：最開始土壓力呈線性增大且數(shù)值大小逐漸由靜止土壓力變?yōu)橹鲃油翂毫Γ⑶覕?shù)值逐漸從靜止土壓力處向主動土壓力處貼近，當歸一化高度（基坑分層開挖深度/基坑總深度）達到0.45之后，土壓力增長幅度減小，同時由于土層分界以及土體參數(shù)的差異出現(xiàn)減小現(xiàn)象，此刻土壓力值較為貼近或略小于主動土壓力值。此后由于周圍土體進入巖層土體參數(shù)改變，土壓力開始逐漸增大且逐步向靜止土壓力處發(fā)展，而在開挖面附近處由于周圍土層發(fā)生改變，土壓力又出現(xiàn)減小現(xiàn)象但數(shù)值上仍更為靠近靜止土壓力值。

圖8 開挖面以上土壓力數(shù)值模擬結果與理論結果對比Fig.8 Comparison between numerical simulation results and theoretical results of earth pressure above excavation face

從對圓形地連墻側向變形分析可知，墻體在基坑開挖階段受結構自身“拱效應”的影響呈現(xiàn)“兩頭小、中間大”的鼓形分布特性。在歸一化高度處于0.45以上部位時，墻體側向變形量逐步增大，再加之圓形基坑中滑動土體向心位移產(chǎn)生的環(huán)向應力影響，最終表現(xiàn)為該部位水平土壓力逐漸從靜止土壓力發(fā)展為主動土壓力；在歸一化高度處于0.45以下至開挖面以上部位中，墻體側向變形量由最大逐漸減小以及墻體周圍土體土層較多，變化較為復雜，因而該部位土壓力表現(xiàn)為波動變化且大小逐漸由主動土壓力向靜止土壓力處變化。由此可見，數(shù)值模擬結果與理論計算之間有著一定的差距，規(guī)范中給出的方法沒有考慮到墻體側向變形對墻體承受的土壓力的影響，因而由此計算得出的土壓力值相比于數(shù)值結果存在一定差異。

4 結語

本文依托實際工程中超大圓形錨碇深基坑的工程實踐，采用三維連續(xù)介質有限元法研究了基坑開挖階段中地連墻在各工況下的受力與變形特性、作用于墻上的水平土壓力分布特點，得出以下結論：

1）地下連續(xù)墻墻體側向變形在環(huán)向上等值分布，側向最大變形位置隨開挖深度而逐漸下移，并在嵌固處快速收斂，而工程后期開挖至墻體嵌固巖層后對其嵌固處墻體變形影響較大。

2）地下連續(xù)墻豎向負彎矩隨基坑開挖不斷增大，且其增大幅度隨開挖深度不斷遞減，墻體最大豎向負彎矩位置隨開挖深度不斷下移；墻體豎向正彎矩隨基坑開挖先增大后減小，且其最大豎向正彎矩位置也不斷下移，說明基坑開挖后期，嵌固巖層的開挖對嵌固處彎矩影響較大。墻體環(huán)向應力變化趨勢與墻體側向變形類似，但嵌固處巖層開挖對迎土面環(huán)向應力影響更為明顯。

3）基坑開挖階段，大直徑圓形基坑地連墻所受的土壓力沿深度呈曲線分布形式，受墻體變形影響與理論土壓力計算結果存在一定的差異，總體上在整體墻高范圍內土壓力值更接近于庫倫主動土壓力計算結果。