宗露丹，王衛(wèi)東，徐中華，朱雁飛

(1.華東建筑設(shè)計研究院有限公司 上海地下空間與工程設(shè)計研究院，上海 200002；2.上海基坑工程環(huán)境安全控制工程技術(shù)研究中心，上海 200002；3.華東建筑集團股份有限公司，上海 200011；4.上海隧道工程有限公司，上海 200002)

0 引言

圓形支護結(jié)構(gòu)可將作用在圍護墻上的水土壓力轉(zhuǎn)換為圓形支護結(jié)構(gòu)的環(huán)向壓力作用，能充分發(fā)揮混凝土的抗壓性能，因而成為深基坑的一種有效支護形式，并在建筑基坑工程、地下變電站、特大橋梁基礎(chǔ)工程、越江隧道豎井、鋼鐵廠旋流池、深隧調(diào)蓄工程等得到較多應(yīng)用。典型工程如下：采用主樓順作、裙樓逆作的上海環(huán)球金融中心[1]，其主樓基坑直徑100 m、挖深18.35 m，采用1.0 m厚圓形地下連續(xù)墻結(jié)合4道鋼筋混凝土環(huán)梁支護；上海世博500 kV地下變電站[2-3]，直徑130 m，挖深34 m，采用1.2 m厚圓形地下連續(xù)墻結(jié)合地下4層結(jié)構(gòu)梁板支撐并采用逆作法施工；黃石棋盤洲長江大橋南錨碇基礎(chǔ)[4]，基坑直徑約61 m，挖深約49.8 m，采用1.5 m厚圓形地下連續(xù)墻結(jié)合逆作內(nèi)襯墻支護；南京市緯三路過江通道工程S線梅子洲風井[5]，基坑內(nèi)徑26.8 m、挖深47.95 m，采用1.2 m厚圓形地下連續(xù)墻結(jié)合4道鋼筋混凝土環(huán)梁支護；上海寶鋼1780熱軋項目旋流池[6]，基坑直徑30 m、挖深31 m，采用1.0 m厚圓形地下連續(xù)墻結(jié)合逆作內(nèi)襯墻支護。

采用圓形支護結(jié)構(gòu)在上述工程中取得了良好的技術(shù)經(jīng)濟效果，文獻[7-10]結(jié)合工程實測對圓形基坑受力和變形特性進行了研究。目前的研究主要針對50 m以內(nèi)淺基坑，對于軟土地區(qū)50 m深度以上的圓形基坑的研究還很少見報道。上海蘇州河段深層排水調(diào)蓄管道系統(tǒng)工程的豎井挖深達到56～70 m，在軟土地區(qū)開挖如此深的圓形基坑缺乏理論研究和工程實踐，有必要結(jié)合具體工程開展分析研究，為軟土超深圓形基坑工程的設(shè)計提供依據(jù)。

本文以挖深為56.3 m的上海蘇州河段深層排水調(diào)蓄管道系統(tǒng)工程中的苗圃豎井圓形超深基坑工程為例，在基坑開挖前采用大型巖土工程有限元軟件Plaxis3D建立考慮土與結(jié)構(gòu)共同作用的基坑工程三維有限元計算模型，并采用能考慮土的小應(yīng)變特性的HS-Small本構(gòu)模型，對基坑的施工全過程進行模擬分析，為施工方案的優(yōu)化提供依據(jù)，并將圍護結(jié)構(gòu)體系的計算結(jié)果和實測數(shù)據(jù)進行對比，以驗證分析方法的適用性。

1 工程簡介

1.1 工程概況

蘇州河段深層排水調(diào)蓄管道系統(tǒng)工程是上海市深層調(diào)蓄管道系統(tǒng)工程的先行段。蘇州河調(diào)蓄隧道工程包括主線工程(豎井、主線隧道)、綜合設(shè)施、二三級管網(wǎng)。主線工程西起苗圃綠地，東至福建北泵站，全長約15 km，管道內(nèi)徑10 m，沿線設(shè)置8處綜合設(shè)施；配套二三級管網(wǎng)長35 km(共8個分區(qū)，25個系統(tǒng))。其中主隧工程主要包括豎井和盾構(gòu)隧道工程。豎井沿蘇州河兩岸布置，共設(shè)置8處圓形豎井，井內(nèi)徑20～50 m，深度為60～70 m；主線隧道頂埋深45～55 m。

為有效控制總體工程土建施工風險，先行實施試驗段工程。試驗段工程為苗圃—云嶺段一級調(diào)蓄管道及配套綜合設(shè)施，總長度約1.67 km，配套云嶺西和苗圃2座豎井及綜合設(shè)施。苗圃段包括豎井(Ⅰ區(qū))和周邊的綜合設(shè)施(Ⅱ～Ⅴ區(qū))，基坑分區(qū)布置見圖1?；用娣e及開挖深度如表1所示。其中，豎井采用圓形布置，基底埋深56.3 m，豎井內(nèi)徑30 m。

圖1 苗圃段設(shè)施基坑分區(qū)布置圖

表1 基坑信息表

本工程用地范圍為福泉北路以東，臨虹路以北?；又苓叚h(huán)境條件如下：西側(cè)與鄰近園林集團辦公樓最近距離為12 m，北側(cè)距森星高爾夫1#樓僅5 m，東側(cè)與苗圃泵房、變配電間距離分別為16 m及27 m，南側(cè)與進水總管、虹橋東方國信商務(wù)廣場距離分別為28 m及67 m?；余徑鹘?構(gòu))筑物的結(jié)構(gòu)及基礎(chǔ)形式、平面位置如圖2所示。

1.2 工程地質(zhì)概況

本工程場地在勘察揭露165.3 m深度范圍內(nèi)地基土屬第四紀晚更新世及全新世沉積物，主要由黏性土、粉性土和砂土組成，分布較穩(wěn)定，一般具有成層分布的特點，可劃分為12個主要土層，其中上海統(tǒng)編第⑥層暗綠色硬土層缺失。

從地表至深約40 m深范圍主要以①填土、③—⑤層的淤泥質(zhì)黏土和粉質(zhì)黏土為主，為典型的上海軟土，基本呈流塑—軟塑狀態(tài)；深40～95 m為稍密—中密的⑦砂質(zhì)粉土、⑧2粉質(zhì)黏土與粉砂互層、中密—密實的⑨粉砂層；深95～140 m為呈硬塑的⑩層黏土、密實的層粉砂夾中粗砂、呈硬塑的層黏土，其中⑩層中存在可塑—硬塑狀態(tài)的⑩夾層粉質(zhì)黏土夾粉砂、密實的⑩A層粉砂夾粉質(zhì)黏土。

場地淺部地下水屬潛水類型，主要賦存于填土、黏性土中，水位埋深0.5～2.7 m。深部存在承壓含水層，主要包括：第⑦層的第Ⅰ承壓水，水頭埋深4.0 m；第⑨層中的第Ⅱ承壓水，水頭埋深5.0 m；第⑩A、層中的第Ⅲ承壓水，水頭埋深5.5 m。

1.3 基坑支護方案

苗圃豎井采用厚1 500 mm的地下連續(xù)墻圍護，入土深度約103 m；綜合設(shè)施采用地下連續(xù)墻圍護體，墻厚1.0～1.2 m，入土深度為23～103 m，各分區(qū)基坑的地下連續(xù)墻厚度及深度分布見圖1。地下連續(xù)墻抗?jié)B等級為P12，采用銑接頭，設(shè)計要求地下連續(xù)墻垂直度<1/1 000，保護層厚度70～100 mm。苗圃豎井原設(shè)計采用逆作內(nèi)襯墻方式施工，內(nèi)襯墻厚度1.0～1.5 m，每次逆作深度3.0 m左右，由于逆作施工工況多、施工組織難度大，因此在地下連續(xù)墻已經(jīng)施工完成的情況下，擬對施工順序進行優(yōu)化。

苗圃豎井優(yōu)化后的方案為順作法，豎向總共設(shè)置1道壓頂梁和5道環(huán)梁(見圖3)，環(huán)梁結(jié)合永久內(nèi)襯結(jié)構(gòu)設(shè)置。順作方案采用“分層開挖、逐步施工各道環(huán)梁”的方式施工，澆筑底板后再逐步施工內(nèi)襯墻，然后再施工盾構(gòu)進出洞及綜合設(shè)施。頂圈梁及各道環(huán)梁的截面尺寸信息如表2所示。豎井外側(cè)盾構(gòu)隧道進洞區(qū)域采用MJS工法進行土體加固(見圖1)，加固深度范圍為35.45～56.75 m。由于優(yōu)化方案改變了原設(shè)計，因此需采用三維分析方法對苗圃豎井地下連續(xù)墻的受力和變形進行分析。

標高單位為m,其他單位為mm。

表2 頂圈梁及各道支撐環(huán)梁信息

2 基坑開挖的三維有限元模擬

2.1 三維有限元模型

采用Plaxis3D軟件對優(yōu)化后的支護方案建立考慮土與結(jié)構(gòu)共同作用的基坑三維有限元模型進行分析，計算模型包括了土體、基坑周邊地下連續(xù)墻體系、環(huán)梁體系。基坑的三維有限元計算模型如圖4所示，地下連續(xù)墻及水平支撐體系的計算模型如圖5所示。土體采用10節(jié)點楔形體實體單元模擬，基坑地下連續(xù)墻體系采用6節(jié)點三角形Plate殼單元模擬，臨時環(huán)梁采用3節(jié)點beam梁單元模擬。整個模型共劃分689 127個單元、990 328個節(jié)點。

圖4 三維有限元計算模型圖

圖5 支護結(jié)構(gòu)整體模型示意圖

基坑水平向邊界距離取6倍基坑開挖深度，土體深度約為3倍開挖深度，足夠囊括基坑周邊土體變形影響范圍。模型側(cè)邊約束水平位移，底部同時約束水平和豎向位移。滲流邊界條件為側(cè)邊采用常水頭滲流邊界，底部為不透水邊界，其中第①—⑤4層土體滲流邊界水頭設(shè)為潛水位平均水頭0.5 m，⑦層為承壓水位埋深4 m的第Ⅰ承壓含水層，⑨層為承壓水位埋深5 m的第Ⅱ承壓含水層，⑩A、層為承壓水位埋深5.5 m的第Ⅲ承壓含水層。

2.2 結(jié)構(gòu)模型及計算參數(shù)

根據(jù)苗圃基坑支護結(jié)構(gòu)設(shè)計方案，基坑地下連續(xù)墻混凝土強度等級采用水下C35，考慮墻體分幅接頭構(gòu)造削弱作用、分幅定位及垂直度施工誤差、真圓度偏差等綜合因素，對地下連續(xù)墻的彈性模量做適當?shù)恼蹨p。通過針對上海地區(qū)3個已經(jīng)完成的實際圓形基坑工程進行反演分析，并利用先行實施的逆作云嶺西豎井基坑工程復(fù)核驗算，從而確定地下連續(xù)墻的豎向剛度折減系數(shù)取80%、環(huán)向剛度折減系數(shù)取25%，環(huán)向彈性模量取值0.79×107kPa，豎向彈性模量取值2.52×107kPa。各側(cè)地下連續(xù)墻厚度、深度如圖1及表1所示。采用Plaxis3D軟件中的good-man接觸面單元模擬地下連續(xù)墻與土體之間的接觸界面，其強度參數(shù)為對應(yīng)土層的強度參數(shù)乘以界面強度折減因子，黏土、砂土強度折減因子分別取0.65、0.7[11]。

對苗圃豎井基坑實施全過程進行數(shù)值模擬，即對逐步開挖、逐步施工環(huán)梁的施工工序進行模擬分析。計算模型中的環(huán)梁采用彈性模型模擬，彈性模量均取3.25×107kPa，環(huán)梁尺寸信息如表2所示，所有結(jié)構(gòu)單元的泊松比均取0.2。

2.3 土體模型及參數(shù)

采用常規(guī)土體本構(gòu)模型的有限元方法分析可較好地預(yù)測圍護結(jié)構(gòu)的變形，但難以同時較好地預(yù)測地表沉降及對周邊環(huán)境的影響[12-13]。Burland[14]研究發(fā)現(xiàn)土體具有明顯的非線性應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，在小應(yīng)變范圍內(nèi)土體抗剪剛度較大，并隨剪應(yīng)變增大不斷減小，當接近破壞時，土體抗剪剛度較小。對于基坑工程，由開挖引起的土體應(yīng)變通常處在小應(yīng)變的范圍之內(nèi)(0.001%～1.0%)，圓形基坑工程的變形小更是如此。因此，考慮土體小應(yīng)變特性對于基坑工程開挖模擬的分析有著極其重要的作用。

為考慮土體的小應(yīng)變特性影響，Benz[15]在HS模型的基礎(chǔ)上進一步修正獲得HS-Small模型。諸多學(xué)者的研究[16-18]發(fā)現(xiàn)，采用可考慮土體小應(yīng)變特性的本構(gòu)模型能夠更好地分析基坑開挖引起的支護結(jié)構(gòu)和周邊土體變形。為較精確地分析土體與結(jié)構(gòu)的變形，本文所進行的有限元數(shù)值模擬分析均采用HS-Small模型作為土體的本構(gòu)模型。

HS-Small模型包含了11個HS模型參數(shù)和2個小應(yīng)變參數(shù)，具體參數(shù)及其物理意義詳見文獻[19]。文獻[20-22]對上海典型黏土層進行了系統(tǒng)的試驗研究，首次得到了上海典型土層HS-Small本構(gòu)模型的全套參數(shù)確定方法，并已經(jīng)納入上海市《基坑工程技術(shù)標準》[23]，為本項目基坑工程數(shù)值分析時確定HS-Small模型計算參數(shù)提供了方法和依據(jù)。

表4 各土層HS-Small模型計算參數(shù)信息表

2.4 模擬工況

通過有限元軟件的“單元生死”功能模擬基坑工程地下連續(xù)墻施工、土體的分層開挖以及各道環(huán)梁體系的施工過程。為模擬開挖降水的工況，每層土方開挖均將坑內(nèi)地下水位降至開挖面，并進行滲流分析。計算中黏土采用不排水分析，砂土采用排水分析。計算模型中的坑內(nèi)⑦、⑨層的承壓水水頭根據(jù)“按需減壓的原則”分別計算各開挖工況下對應(yīng)的安全水頭并設(shè)置為安全水頭(實際施工情況亦如此)，坑外⑦、⑨、⑩夾層承壓水水頭則設(shè)置為勘察所得的承壓水水頭埋深，第⑩層黏土層的水位則通過鄰近⑨、⑩夾層插值計算獲得，最終通過軟件滲流分析模塊獲得基坑各開挖工況下的滲流場分布。針對優(yōu)化方案的基坑開挖過程的模擬施工工況如表5所示。

表5 模擬施工工況

3 計算結(jié)果及分析

3.1 地下連續(xù)墻變形

針對上述苗圃豎井基坑工程有限元模型進行施工全過程模擬分析，計算所得苗圃豎井基坑開挖至基底工況下的地下連續(xù)墻側(cè)向變形云圖如圖6所示。由圖可以看出，墻體側(cè)向變形量最大的位置主要發(fā)生在開挖面標高附近，對應(yīng)苗圃圓形豎井地下連續(xù)墻的X向位移、Y向位移的最大值分別為12.1、12.2 mm。豎井墻體的總變形較為均勻，且受環(huán)向空間效應(yīng)作用，墻體的整體變形量均較小，僅為開挖深度的0.03%，完全滿足變形控制要求。

(a)X向變形云圖 (b)Y向變形云圖

有限元分析所得的豎井地下連續(xù)墻各工況下的側(cè)向變形發(fā)展情況如圖7所示。由圖可知，隨施工工況逐步發(fā)展，各工況下的地下連續(xù)墻變形形態(tài)均為“凸肚形”，最大側(cè)向變形隨著開挖深度增加而逐步增大，且發(fā)生最大變形的位置逐漸下移。

圖7 各施工工況下地下連續(xù)墻側(cè)向位移計算結(jié)果

3.2 地下連續(xù)墻內(nèi)力

通過數(shù)值模擬分析所得的苗圃豎井基坑開挖至基底工況下的地下連續(xù)墻內(nèi)力分布云圖如圖8所示。由圖可知，地下連續(xù)墻的環(huán)向軸力較大而豎向彎矩很小，計算所得的最大環(huán)向軸力值為8 398 kN/m，最大豎向彎矩值為753 kN·m/m，可見超深圓形豎井地下連續(xù)墻的受力狀態(tài)主要表現(xiàn)為以環(huán)向受壓為主、豎向受彎為輔。環(huán)向軸力最大值和豎向彎矩最大值在豎向分布均發(fā)生在基坑開挖面附近；在開挖面標高處環(huán)向軸力最大值分布較均勻，而豎向彎矩最大值則基本位于中隔墻之間的中部位置。原設(shè)計地下連續(xù)墻環(huán)向軸力、豎向彎矩的承載力值分別為23 580 kN/m、5 803 kN·m/m，計算得到的環(huán)向軸力和豎向彎矩均小于原設(shè)計的地下連續(xù)墻用于配筋的內(nèi)力，地下連續(xù)墻受力滿足要求。由于地下連續(xù)墻各分幅間鋼筋不連續(xù)，為考慮分幅縫對抗彎剛度的削弱作用，引入盾構(gòu)隧道修正慣用法，對接頭處彎矩重新分配，彎矩提高率按不利情況取0.3[24]，即接頭處彎矩修正值為979 kN·m/m，仍能滿足地下連續(xù)墻受力要求。

(a)環(huán)向軸力(單位：×103 kN/m) (b)豎向彎矩(單位：kN·m/m)

此外，為分析周邊附屬基坑地下連續(xù)墻對圓形豎井地下連續(xù)墻的受力影響，針對僅設(shè)置圓形豎井地下連續(xù)墻的情況進行模擬分析，計算所得的圓形豎井地下連續(xù)墻的環(huán)向軸力、豎向彎矩的受力在環(huán)向方向呈均勻分布狀態(tài)，計算值分別為8 752 kN/m、969 kN·m/m，分別增加4.2%、28.7%，可見豎井基坑周邊的附屬基坑地下連續(xù)墻的約束可為豎井提供一定的側(cè)向約束作用。

3.3 坑外地表沉降

有限元分析得到的基坑及周圍土體豎向變形云圖見圖9。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，受豎井外圍綜合設(shè)施地下連續(xù)墻的限制作用，坑外地表沉降主要發(fā)生在豎井與綜合設(shè)施地下連續(xù)墻之間，最大沉降值為18 mm；而綜合設(shè)施以外的區(qū)域沉降值較小，最大沉降值僅約5 mm，滿足地表沉降控制要求。

圖9 最后工況下基坑及周圍土體豎向變形云圖(單位：mm)

3.4 土體剪應(yīng)變

豎井基坑沿東西向剖面在最后工況下的土體剪應(yīng)變等值線見圖10。從圖中可以看出，土體剪應(yīng)變集中發(fā)生在豎井地下連續(xù)墻與綜合設(shè)施外圍地下連續(xù)墻之間的區(qū)域內(nèi)，且土體剪應(yīng)變值在0～0.3%，根據(jù)Burland[14]對小應(yīng)變范圍的定義，本基坑周邊土體在基坑開挖過程中均處于小應(yīng)變狀態(tài)。

圖10 最后工況的土體剪應(yīng)變等值線圖

在苗圃豎井地下連續(xù)墻已經(jīng)施工完成的情況下，將原設(shè)計的逆作內(nèi)襯墻開挖方案優(yōu)化為順作開挖方案。三維數(shù)值分析結(jié)果表明，優(yōu)化方案的地下連續(xù)墻變形和內(nèi)力及地表沉降等均滿足安全要求，因此豎井采用優(yōu)化方案進行實施。

4 計算結(jié)果與實測對比

苗圃豎井基坑整體采用順作法施工工序，項目從2020年12月16日開挖首層土方至2021年8月10日完成大底板澆筑，扣除春節(jié)及疫情影響工期，實際施工時間僅6.5個月，大幅節(jié)省了工期，并取得了良好的技術(shù)經(jīng)濟效果。苗圃豎井順作開挖至基底實況圖如圖11所示。

圖11 苗圃豎井順作開挖至基底實況圖

為了及時收集、反饋和分析基坑支護結(jié)構(gòu)及周圍環(huán)境要素在施工中的變形及受力信息，在苗圃豎井基坑施工過程中，采用瑞茨柏測斜儀監(jiān)測地下連續(xù)墻側(cè)向位移，測點編號為P1～P5；采用鋼筋應(yīng)力計監(jiān)測地下連續(xù)墻環(huán)向及豎向鋼筋內(nèi)力，測點編號為QL1～QL6。在基坑實施期間監(jiān)測頻率均為1次/d。

4.1 地下連續(xù)墻變形

將基坑開挖至基底工況下的各測點位置(測點分布如圖12所示)的地下連續(xù)墻實際監(jiān)測側(cè)向位移與有限元分析結(jié)果對比如圖12所示。各測斜孔實測的地下連續(xù)墻整體變形形態(tài)基本呈“凸肚形”，最大變形量發(fā)生位置基本接近基坑開挖面附近，實測地下連續(xù)墻變形形態(tài)與有限元分析計算結(jié)果基本吻合。圖12中測點P01～P05的最大側(cè)向位移分別為7.4、8.5、5.2、2.6、6.7 mm，其中，最大側(cè)向位移8.5 mm，較計算所得的最大側(cè)向位移12.2 mm略小。

圖12 開挖至基底工況下地連墻側(cè)向位移計算結(jié)果與實測對比

此外，圖中還列出了采用HS土體本構(gòu)模型的地下連續(xù)墻變形計算結(jié)果(其中HS土體本構(gòu)模型除沒有小應(yīng)變參數(shù)外，其余參數(shù)同表4中的HS-Small模型參數(shù))，由圖可知，采用HS本構(gòu)模型計算所得的最大變形量值為17.2 mm，較采用HS-Small模型的計算結(jié)果以及實測值明顯偏大?？梢?，對于變形控制效果較好的圓形豎井基坑工程，采用能考慮土體小應(yīng)變特性的HS-Small土體本構(gòu)模型更符合實際情況。

圖13示出了豎井基坑開挖至基底工況下地下連續(xù)墻各測點最大側(cè)移量平面分布形態(tài)的計算結(jié)果與實測對比。由圖可知，由于在Ⅴ區(qū)域埋深35～56 m土體設(shè)置滿堂加固，地下連續(xù)墻東側(cè)P04測點變形量最小，僅為2.6 mm；P03測點位于有中隔墻相接的短邊位置，對應(yīng)變形量同樣較小，約為5.2 mm；西側(cè)P01、P02測點變形量最大分別為7.4、8.5 mm。計算結(jié)果的整體分布形態(tài)與實測結(jié)果基本一致，可見中隔墻搭接、加固區(qū)不對稱設(shè)置等均會對圓形基坑地下連續(xù)墻側(cè)向變形分布形態(tài)有一定影響。

圖13 地下連續(xù)墻各測點最大側(cè)移平面分布計算結(jié)果與實測對比(單位：mm)

4.2 地下連續(xù)墻內(nèi)力

地下連續(xù)墻各測點環(huán)向、豎向鋼筋應(yīng)力實測最大值分布如圖14所示。由圖可知，地下連續(xù)墻各測點環(huán)向、豎向鋼筋應(yīng)力最大值分別為21.1～38.2、0.7～11.7 MPa，相應(yīng)的均值分別為29.2、4.4 MPa，可見豎向鋼筋應(yīng)力值僅為環(huán)向鋼筋應(yīng)力值的1/7～1/6。由上述分析可知，實測所得的地下連續(xù)墻受力同樣以環(huán)向軸力為主，豎向彎矩很小，這與3.2節(jié)模擬分析的規(guī)律一致。

此外，根據(jù)環(huán)向鋼筋應(yīng)力計算鋼筋應(yīng)變，并基于鋼筋應(yīng)變與混凝土應(yīng)變相協(xié)調(diào)的假定，換算所得各測點(QL1～QL6)的地下連續(xù)墻環(huán)向軸力值分別為7 389、8 096、5 145、9 315、7 000、5 780 kN/m，換算所得的環(huán)向軸力均值為7 120 kN/m，與計算所得的最大環(huán)向軸力值8 398 kN/m較接近，說明計算結(jié)果與實測值較吻合。而采用HS本構(gòu)模型計算所得的地下連續(xù)墻最大軸力值為11 020 kN/m，較采用HS-Small模型的計算結(jié)果以及實測值明顯偏大，同樣說明采用HS-Small土體本構(gòu)模型的適用性更好。

5 結(jié)論與體會

蘇州河段深層排水調(diào)蓄管道系統(tǒng)工程苗圃段豎井基坑為內(nèi)徑30 m、挖深56.3 m的超深圓形基坑。為簡化施工組織難度、縮短施工周期，通過三維有限元分析方法計算驗證由原逆作內(nèi)襯墻方案優(yōu)化為順作環(huán)梁方案的可行性。

三維數(shù)值分析結(jié)果表明，優(yōu)化方案的地下連續(xù)墻變形、內(nèi)力和地表沉降等均滿足安全要求，為優(yōu)化提供了依據(jù)。通過計算結(jié)果分析及與實測數(shù)據(jù)對比分析，所得的圓形豎井基坑地下連續(xù)墻的側(cè)向變形呈“凸肚形”，最大變形量發(fā)生位置基本接近基坑開挖面附近；圓形基坑的受力狀態(tài)以環(huán)向軸力為主、豎向受彎為輔。

對于圓形基坑而言，變形微小，相應(yīng)的土體應(yīng)變水平處于小應(yīng)變范圍，因此不考慮土體小應(yīng)變特性的HS模型計算結(jié)果明顯偏大，而采用HS-Small模型的計算結(jié)果與實測值較吻合，表明采用小應(yīng)變本構(gòu)模型的三維有限元計算分析能為50 m以上挖深的超深圓形基坑工程計算提供有效可靠的分析手段。