羅震剛， 周 晨， 王 晶， 陳 偉， 馬棟魁， 沈才華

（1.南京市市政設(shè)計(jì)研究院有限責(zé)任公司，南京 210008； 2.河海大學(xué)土木與交通學(xué)院，南京 210098）

地下連續(xù)墻是基礎(chǔ)工程在地面上采用一種挖槽機(jī)械，在泥漿護(hù)壁的輔助作用下挖出一條狹長(zhǎng)的深槽，清槽后，在槽內(nèi)吊放鋼筋籠，并進(jìn)一步澆筑合適的材料，形成具有截水、防滲、承重、擋水結(jié)構(gòu)功能的連續(xù)性的地下墻體［1-2］. 該施工技術(shù)是由鉆進(jìn)技術(shù)中采用泥漿和水下灌注混凝土的方法發(fā)展演變而來(lái)［3］. 地下連續(xù)墻作為深基坑支護(hù)結(jié)構(gòu)的常用形式，適用于多種復(fù)雜的地質(zhì)條件，施工質(zhì)量可靠，工期短，噪聲小，施工對(duì)周圍環(huán)境影響小，止水防水及支護(hù)效果很理想，同時(shí)地下連續(xù)墻整體性能較好，兼作永久性建筑的經(jīng)濟(jì)性明顯，成為目前研究的熱點(diǎn)［4-5］. 由于城市內(nèi)環(huán)境與地質(zhì)水文條件比較復(fù)雜，地連墻接頭處力學(xué)性能薄弱，地連墻基坑開(kāi)挖施工的事故時(shí)有發(fā)生［6］. 陳英才［7］等以廣州某地鐵車站施工為例，介紹了地鐵車站地下連續(xù)墻接縫施工質(zhì)量問(wèn)題造成深基坑開(kāi)挖中出現(xiàn)涌水涌砂事故的分析和處理方法. 2007年7月14日上海軌道交通某車站標(biāo)準(zhǔn)段出現(xiàn)地連墻滲漏事故［8］. 2016年5月2日下午，上海蘇河灣地區(qū)某深大基坑圍護(hù)體地下連續(xù)墻出現(xiàn)漏水夾砂的險(xiǎn)情，接縫兩側(cè)的地下連續(xù)墻變形較大，且變形不協(xié)調(diào)，導(dǎo)致接縫處滲漏事故［9］. 2019年1月8日地處閩江下游沖淤積平原某地下三層車站，由于地連墻墻縫處薄弱，出現(xiàn)滲漏，端頭外側(cè)地面出現(xiàn)沉降事故［10］. 因此采用三維數(shù)值模擬技術(shù)對(duì)地連墻基坑工程進(jìn)行受力分析，彌補(bǔ)規(guī)范計(jì)算無(wú)法考慮三維效應(yīng)的缺點(diǎn)，對(duì)地連墻進(jìn)行優(yōu)化研究具有重要實(shí)際意義，國(guó)內(nèi)外學(xué)者做了很多研究. 余朔［11］利用FLAC3D數(shù)值軟件模擬了不同開(kāi)挖深度地下連續(xù)墻施工的各個(gè)階段變化過(guò)程，基坑水平和縱向位移模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果變化規(guī)律基本一致. 任志國(guó)等［12］結(jié)合工程實(shí)例模擬分析了地下連續(xù)墻厚度從0.6 m增加到1.2 m時(shí)對(duì)支護(hù)結(jié)構(gòu)位移及內(nèi)力的影響規(guī)律，結(jié)論顯示，雖然增加墻體厚度在一定程度上可減小墻體側(cè)移，但考慮到內(nèi)力的增大和經(jīng)濟(jì)性，不建議僅依靠增加地連墻厚度提高安全性. 諸以惇［13］等結(jié)合南京緯三路過(guò)江隧道盾構(gòu)工作井地下連續(xù)墻的設(shè)計(jì)，通過(guò)數(shù)值模擬，研究了連續(xù)墻接頭形式對(duì)于墻體水平位移以及支護(hù)體系受力的影響規(guī)律. 陳宇［14］依托湛江市東海島鋼鐵基地圓形連鑄池工程實(shí)例，對(duì)剛性接頭與鉸接接頭的連續(xù)墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行了受力模擬分析，結(jié)果表明：接頭連接形式的不同對(duì)墻體的水平變形大小影響較大，鉸接條件下墻體的水平變形值較剛接時(shí)增大了24%. 可見(jiàn)地連墻的接頭是設(shè)計(jì)的關(guān)鍵控制因素，而且基坑開(kāi)挖過(guò)程中地層參數(shù)、結(jié)構(gòu)體比較復(fù)雜，規(guī)范法計(jì)算很難反映這些復(fù)雜的三維效應(yīng)［15］，因此本文針對(duì)白沙門污水處理廠地連墻兼作水池壁板進(jìn)行三維數(shù)值模擬分析，以接頭處的安全性作為控制條件，進(jìn)行厚度的設(shè)計(jì)優(yōu)化研究，增加設(shè)計(jì)的科學(xué)性、經(jīng)濟(jì)性.

1 工程概況及數(shù)值模型構(gòu)建

1.1 工程平面布置及地層情況

白沙門污水處理廠平面尺寸33.8 m×32.8 m，水池內(nèi)部結(jié)構(gòu)見(jiàn)圖1.

場(chǎng)地經(jīng)人工填土后平整，地形平坦，場(chǎng)地原始地貌單元是海成一級(jí)階地. 在勘探30 m深度范圍內(nèi)，揭露地層為新近人工填土（Qml）、第四系全新統(tǒng)沖海相沉積土（Q4m）及上第四系下更新統(tǒng)海相沉積土（N2m）. 根據(jù)地層土性特征從上而下劃分為①、②、③、④、⑤共五個(gè)工程地質(zhì)層，分述如下. 第①層素填土（Qml）：主要由淤泥質(zhì)土和松散砂土組成，層厚0.50～6.00 m 不等，平均值4.5 m. 第②層礫砂（Q4m）：

含有約20%的中粗砂及少量粉細(xì)砂，黏粒含量約占10%左右，層頂埋深1.50～6.00 m，層厚1.00～7.20 m，層厚平均值為4.75 m. 第③層粉砂（Q4mc）：含有20%的細(xì)砂及少量中粗砂，局部呈薄層狀產(chǎn)出，黏粒含量約占10%左右，層頂埋深13.50～17.20 m，層厚0.70～8.60 m，層厚平均值為4 m. 第④層淤泥（Q4m）：底部含有少量的中粗砂及石英小礫石. 層頂埋深7.80～13.50 m，層厚1.10～8.30 m. 層厚平均值為2.5 m. 第⑤層粉質(zhì)黏土（N2m）：巖芯局部呈堅(jiān)硬的半成巖狀. 受鉆孔深度的限制，該層未揭露，層頂埋深20.40～29.60 m，揭露層厚0.80～29.00 m，層厚平均值為14.25 m.

圖1 加砂高效沉淀池結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure of sand-adding high efficiency sedimentation tank

1.2 三維數(shù)值模擬模型的建立

1.2.1 幾何模型的建立 結(jié)合工程實(shí)際情況，整個(gè)土體模型尺寸為60 m×60 m×30 m，基坑的尺寸為31.2 m×30.2 m×8.5 m，地下連續(xù)墻深26.5 m. 水池內(nèi)部的內(nèi)隔墻高7.7 m，厚500 mm 或600 mm，水池底板尺寸為31.2 m×30.2 m×0.8 m. 整體建立的模型見(jiàn)圖2.

圖2 數(shù)值模型示意圖Fig.2 Numerical model draning

1.2.2 本構(gòu)模型及其材料參數(shù)的選取 地下連續(xù)墻和加砂高效沉淀池采用線彈性模型，接頭處考慮搭接效應(yīng)，采用等效彈性模量弱化處理，土體采用Mohr-Coulomb彈塑性模型［16］，土體和地下連續(xù)墻之間采用面對(duì)面接觸，其中切向行為中摩擦系數(shù)為0.5、剪應(yīng)力界限無(wú)限制、彈性滑動(dòng)剛度無(wú)滑移；法向行為采用默認(rèn)設(shè)置.所有實(shí)體單元采用C3D8R. 數(shù)值模擬土體采用參數(shù)數(shù)值見(jiàn)表1和表2.

表1 土層參數(shù)表Tab.1 Soil layer parameters

1.2.3 數(shù)值模擬思路 數(shù)值模擬分析思路如下：槽段鋼筋混凝土和接頭處鋼筋混凝土密度均為2500 kg/mm3，槽段彈性模量為32.5 GPa，采用等效彈性模量弱化處理，研究地下連續(xù)墻接頭處等效彈性模量與槽段等效彈性模量比ξ分別為0.1、0.3、0.5、0.7、0.9、1時(shí)基坑變形和地下連續(xù)墻內(nèi)力的規(guī)律. 根據(jù)我國(guó)地連墻建設(shè)情況來(lái)看，地連墻的厚度一般都小于1.2 m［17］，并同時(shí)研究低于1.2 m地下連續(xù)墻厚度對(duì)地連墻水平位移和接頭處抗變形的影響規(guī)律，從而優(yōu)化地下連續(xù)墻的設(shè)計(jì)厚度，并用優(yōu)化后的地下連續(xù)墻厚度模擬水池注水運(yùn)營(yíng)期地連墻接頭應(yīng)力應(yīng)變規(guī)律.

表2 鋼筋混凝土參數(shù)表Tab.2 Parameters of reinforced concrete

2 基坑開(kāi)挖時(shí)不同厚度地連墻的應(yīng)力應(yīng)變分布規(guī)律

根據(jù)接頭處鋼筋混凝土抗裂設(shè)計(jì)要求，接頭處的拉應(yīng)變應(yīng)小于1×10-4，考慮到安全系數(shù)，設(shè)計(jì)的允許控制拉應(yīng)變?yōu)?.3×10-4. 較柔性接頭而言剛性接頭與地下連續(xù)墻整體性更好，可以增強(qiáng)圍護(hù)結(jié)構(gòu)抵抗側(cè)向變形的能力，降低支護(hù)體系受力，提升圍護(hù)結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性［18-19］，因此接頭處采用十字板+鋼筋搭接的方式，不同接頭處等效彈性模量與槽段等效彈性模量比（簡(jiǎn)稱為接頭等效彈性模量弱化系數(shù)ξ）、不同地下連續(xù)墻厚度時(shí)地連墻位移、內(nèi)力模擬計(jì)算分析結(jié)果如下.

2.1 地下連續(xù)墻水平位移分析

如圖3，隨著接頭等效彈性模量弱化系數(shù)ξ增大，接頭處剛度變大，水平位移減小. 當(dāng)接頭等效彈性模量弱化系數(shù)ξ為0.7時(shí)，地下連續(xù)墻水平位移最大值隨著墻體厚度增大近似線性減小.

2.2 接頭處拉應(yīng)變分析

如圖4（a）所示，接頭拉應(yīng)變隨著接頭等效彈性模量弱化系數(shù)ξ由0.1增加到1而減小. 墻體厚度為600 mm時(shí)，接頭在短邊法向上最大拉應(yīng)變由1.48×10-4減小到0.32×10-4；在長(zhǎng)邊法向上最大拉應(yīng)變由1.46×10-4減小到0.41×10-4. 可見(jiàn)，即使不考慮接頭處的弱化效應(yīng)，地連墻內(nèi)的拉應(yīng)變都大于設(shè)計(jì)允許拉應(yīng)變值0.3×10-4，不宜作為設(shè)計(jì)厚度值.

從圖4（b）可以看出，墻體厚度為700 mm時(shí)，接頭拉應(yīng)變隨著接頭等效彈性模量弱化系數(shù)ξ由0.1增加到1，接頭段在短邊法向上最大拉應(yīng)變由1.31×10-4減小到0.32×10-4；在長(zhǎng)邊法向上最大拉應(yīng)變由1.41×10-4減小到0.23×10-4，當(dāng)接頭等效彈性模量弱化系數(shù)ξ小于0.68時(shí)（定義為允許的臨界弱化系數(shù)ξ），接頭拉應(yīng)變最大值大于混凝土設(shè)計(jì)控制拉應(yīng)變，接頭處有破壞風(fēng)險(xiǎn).

從圖4（c）可以看出墻體厚度為800 mm時(shí)，隨著接頭等效彈性模量弱化系數(shù)ξ由0.1增加到1，接頭段拉應(yīng)變?cè)诙踢叿ㄏ蛏献畲罄瓚?yīng)變由1.28×10-4減小到0.18×10-4；在長(zhǎng)邊法向上最大拉應(yīng)變由1.36×10-4減小到0.20×10-4，當(dāng)接頭等效彈性模量弱化系數(shù)ξ大于0.65時(shí)，接頭拉應(yīng)變最大值小于混凝土設(shè)計(jì)控制拉應(yīng)變，接頭處于安全狀態(tài)；當(dāng)接頭等效彈性模量弱化系數(shù)ξ小于0.65時(shí)，接頭拉應(yīng)變最大值大于混凝土設(shè)計(jì)控制拉應(yīng)變，接頭處混凝土被拉裂，接頭處有破壞風(fēng)險(xiǎn).

從圖4（d）可以看出，墻體厚度為900 mm時(shí)，隨著接頭等效彈性模量弱化系數(shù)ξ由0.1增加到1，接頭段在短邊法向上最大拉應(yīng)變由1.18×10-4減小到0.18×10-4；在長(zhǎng)邊法向上最大拉應(yīng)變由1.23×10-4減小到0.20×10-4，當(dāng)接頭等效彈性模量弱化系數(shù)ξ小于0.66時(shí)，接頭拉應(yīng)變最大值大于混凝土設(shè)計(jì)控制拉應(yīng)變，接頭處混凝土被拉裂；當(dāng)接頭等效彈性模量弱化系數(shù)ξ大于0.66時(shí)，接頭拉應(yīng)變最大值小于混凝土極限拉應(yīng)變，接頭混凝土處于安全狀態(tài).

從圖4（e）可以看出，墻體厚度為1000 mm時(shí)，隨著接頭等效彈性模量弱化系數(shù)ξ由0.1增加到1，接頭段在短邊法向上最大拉應(yīng)變由1.08×10-4減小到0.18×10-4；在長(zhǎng)邊法向上最大拉應(yīng)變由1.17×10-4減小到0.19×10-4，當(dāng)接頭等效彈性模量弱化系數(shù)ξ 小于0.65 時(shí)，接頭處混凝土被拉裂，當(dāng)接頭等效彈性模量弱化系數(shù)ξ 大于0.65時(shí)，接頭處于安全狀態(tài).

圖3 不同接頭等效彈性模量弱化系數(shù)ξ 和不同墻體厚度時(shí)地連墻最大水平位移Fig.3 Maximum horizontal displacements of diaphragm wall with different joint equivalent elastic modulus weakening coefficient ξ and different wall thicknesses

圖4 接頭拉應(yīng)變最大值（不同墻體厚度）Fig.4 Maximum tensile strain of joint（different wall thicknesses）

從圖4（f）可以看出，接頭等效彈性模量弱化系數(shù)ξ為0.7時(shí)，理論上講增加地連墻的厚度能夠有效地提高地連墻的剛度［20］，接頭處拉應(yīng)變最大值隨著墻體厚度增大而減小，在地連墻厚度為800 mm時(shí)接頭拉應(yīng)變隨著地連墻厚度增大略有回彈趨勢(shì).

可見(jiàn)當(dāng)?shù)剡B墻厚度小于800 mm時(shí)，接頭等效彈性模量臨界弱化系數(shù)ξ隨厚度的增加而減小，但地連墻厚度大于800 mm時(shí)，由于地連墻厚度、剛度以及地層分布的復(fù)雜性，臨界弱化系數(shù)ξ基本不變，因此建議采用允許拉應(yīng)變安全控制的臨界弱化系數(shù)ξ作為接頭段施工質(zhì)量控制參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì).

綜合考慮安全性和經(jīng)濟(jì)性要求，地下連續(xù)墻厚度采用800 mm，取近似接頭等效彈性模量臨界弱化系數(shù)ξ為0.7作為本工程接頭段施工質(zhì)量控制要求.

3 800 mm厚度地連墻運(yùn)營(yíng)期的應(yīng)力應(yīng)變分布規(guī)律分析

3.1 地下連續(xù)墻厚度為800 mm時(shí)運(yùn)營(yíng)期墻體水平位移分析

從圖5 地連墻水平位移最大值可以看出墻體厚度為800 mm 時(shí)，當(dāng)接頭等效模量弱化系數(shù)為0.7 時(shí)，地下連續(xù)墻水平位移最大值在短邊法向上由4.25 mm 減小到3.98 mm，在長(zhǎng)邊法向上由4.75 mm減小到4.35 mm.

3.2 地下連續(xù)墻厚度為800 mm 時(shí)運(yùn)營(yíng)期墻體接頭段拉應(yīng)變分析

由圖6可以看出墻體厚度為800 mm時(shí)，接頭最大拉應(yīng)變?cè)诙踢叿ㄏ蛏嫌?.87×10-4減小到0.19×10-4；在長(zhǎng)邊法向上由0.88×10-4減小到0.27×10-4. 結(jié)合圖4，當(dāng)接頭等效彈性模量弱化系數(shù)ξ為0.7 時(shí)，800 mm 厚度地下連續(xù)墻均能滿足開(kāi)挖期和運(yùn)營(yíng)期地連墻接頭變形要求.

圖5 地連墻水平位移最大值Fig.5 Maximum horizontal displacements of diaphragm wall

圖6 接頭拉應(yīng)變最大值Fig.6 Maximum tensile strains of joint

4 結(jié)論

1）地連墻兼作永久建筑的接頭段是地連墻最關(guān)鍵的控制性部位. 隨著接頭等效彈性模量弱化系數(shù)ξ增大，接頭處剛度變大，地下連續(xù)墻水平位移最大值減小. 采用接頭段設(shè)計(jì)允許拉應(yīng)變?yōu)榘踩刂浦?，?dāng)?shù)剡B墻厚度小于800 mm時(shí)，接頭等效彈性模量臨界弱化系數(shù)ξ隨厚度的增加而減小，但地連墻厚度大于800 mm時(shí)，由于地連墻厚度、剛度以及地層分布的復(fù)雜性，臨界弱化系數(shù)ξ基本不變. 所以依靠增加厚度彌補(bǔ)接頭段施工質(zhì)量差是不可行的.

2）本文結(jié)合實(shí)際工程，采用接頭段允許拉應(yīng)變?yōu)榘踩刂浦?，提出采用接頭等效彈性模量臨界弱化系數(shù)ξ作為接頭施工質(zhì)量控制參數(shù)，優(yōu)化了白沙門污水處理廠地連墻兼作水池壁板的設(shè)計(jì)厚度，指導(dǎo)了實(shí)際工程，更為地連墻接頭段施工質(zhì)量控制提供了理論依據(jù)，具有重要實(shí)際價(jià)值.