摘要：目前，在土巖組合地層中深大圓形豎井的設(shè)計(jì)和施工方面經(jīng)驗(yàn)尚缺。為了確保羅田水庫—鐵崗水庫輸水隧洞深78 m、直徑34.9 m的圓形豎井施工安全和順利進(jìn)行，采用大型有限元軟件ABAQUS建立了精細(xì)化的三維彈塑性有限元數(shù)值模型，分析了地連墻施工過程中周邊地層的變形特性。通過將是否考慮地連墻接縫剛度弱化的數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)測值進(jìn)行比較，探究了地連墻接縫剛度弱化對墻頂、地表和箱涵的沉降影響。研究結(jié)果表明：對于距離豎井較近的地面、箱涵及地連墻墻頂?shù)某两?，考慮地連墻接縫剛度弱化的數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)測值的最大平均相對誤差分別為10.11%，1.728%和16.49%，較為相符；而接縫剛度無弱化的數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)測值的最大平均相對誤差為83.02%，3.395%和139.6%，相差較大。研究結(jié)果可為超深大直徑豎井及地連墻設(shè)計(jì)提供參考。

關(guān) 鍵 詞：圓形地連墻； 接縫剛度弱化； 沉降效應(yīng)； 精細(xì)化數(shù)值模擬； 羅田水庫—鐵崗水庫輸水隧洞

中圖法分類號： U455.8

文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2024.11.024

0 引 言

深大基坑開挖和支護(hù)對鄰近的建（構(gòu)）筑物會產(chǎn)生不利影響^［1-2］，鄰近基坑的地表、箱涵和地連墻墻頂?shù)某两殿A(yù)測對確保深大基坑施工安全和結(jié)構(gòu)穩(wěn)定尤為重要^［3］。

圓形基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)因其結(jié)構(gòu)空間拱效應(yīng)的存在，具有剛度大、穩(wěn)定性高且無需額外支撐保證大空間高效施工等良好特性，在減少基坑施工對周圍環(huán)境的影響等方面具有明顯優(yōu)勢。多年來其在潤揚(yáng)大橋、陽邏長江大橋錨碇基坑、上海世博500 kV地下變電站、上海中心大廈塔樓基坑、蘇州河深層排水調(diào)蓄管道系統(tǒng)等一大批工程中均得到大量應(yīng)用，已成為50 m以下直徑水工結(jié)構(gòu)工作井和檢修井常用的支護(hù)手段^［4-5］。上軟下硬土巖組合復(fù)雜地層在珠三角地區(qū)分布廣泛，鋼管樁圍護(hù)、PC工法樁等植入型圍護(hù)工法難以適用。近年來，隨著銑槽機(jī)設(shè)備的蓬勃發(fā)展，因其對軟土、巖層成槽施工的普適性，在土巖組合地層中得到了廣泛的應(yīng)用，同時(shí)地連墻套銑施工工藝日趨成熟，因其避免了接頭的使用從而在超深地連墻高效高質(zhì)量施工中更具優(yōu)勢。

雖然圓筒狀地下連續(xù)墻的拱效應(yīng)能將大部分外荷載轉(zhuǎn)化成環(huán)向內(nèi)力，從而可以充分利用混凝土的受壓性能，然而由于拱效應(yīng)的存在，其內(nèi)力和變形特征也更加復(fù)雜^［6-7］，而且套銑接頭施工槽段接縫位置不可避免地會殘留泥皮，進(jìn)而導(dǎo)致圓形地連墻圍護(hù)的環(huán)向剛度發(fā)生非線性折減^［8］。

目前，地下連續(xù)墻的計(jì)算方法仍沿用規(guī)范中的彈性地基梁法。但是，彈性地基梁法未考慮地下連續(xù)墻環(huán)向剛度對其受力的貢獻(xiàn)，因此，采用彈性地基梁法計(jì)算較為保守^［9］。此外，平面彈性地基梁法忽略了圓形圍護(hù)結(jié)構(gòu)的拱效應(yīng)，無法獲得對圓形地下連續(xù)墻受力和變形的全面認(rèn)識。陳敏等^［10］運(yùn)用“平面豎向彈性地基梁法”的理念，利用彈性力學(xué)中圓筒受均布荷載的解析解，推導(dǎo)出拱效應(yīng)等效剛度系數(shù)，從而實(shí)現(xiàn)圓拱效應(yīng)的量化。三維彈性地基板法計(jì)算原理基于平面彈性地基梁法，且計(jì)算模型可以反映圓形圍護(hù)結(jié)構(gòu)的空間效應(yīng)。與彈性地基梁法和三維彈性地基板法相比，三維連續(xù)介質(zhì)有限元法考慮了圍護(hù)結(jié)構(gòu)與土體的共同作用，得到的地連墻變形與內(nèi)力均更小^［11-12］。

地下連續(xù)墻套銑施工為分幅澆筑，而各幅墻體之間并沒有環(huán)向鋼筋相連接，只是“各自為戰(zhàn)，互不為助”，所以對其水平向剛度會產(chǎn)生十分顯著的削弱，進(jìn)而影響到墻體的豎向剛度。根據(jù)長期以來的工程經(jīng)驗(yàn)，地連墻接頭位置是整個(gè)地連墻施工的薄弱環(huán)節(jié)，稍有不慎則會引發(fā)結(jié)構(gòu)失穩(wěn)、滲漏等工程災(zāi)害。常規(guī)地連墻一體化建模會過高估計(jì)圍護(hù)整體剛度。因此，只有在模型中考慮了地連墻接縫位置的剛度弱化效應(yīng)，才能科學(xué)地評價(jià)土巖組合地層中深大圓形豎井的變形和內(nèi)力特征。

國內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)針對圓形地連墻變形和內(nèi)力特征進(jìn)行了大量研究^［13-17］，發(fā)現(xiàn)了地下連續(xù)墻分幅數(shù)對圓形圍護(hù)結(jié)構(gòu)的受力和變形的影響較為明顯^［18-19］；針對基坑直徑、墻體長度和墻體彈性模量對墻體變形和內(nèi)力變化的影響也進(jìn)行了參數(shù)化分析^［20］。但是，針對地連墻接縫剛度弱化對土巖組合地層的深大圓形豎井變形影響，特別是對復(fù)雜環(huán)境下豎井附近地表的箱涵和建（構(gòu)）筑物以及地連墻頂部的變形和沉降影響，還有待深入探究。

本文結(jié)合位于土巖組合地層中的深大圓形豎井實(shí)際工程，基于ABAQUS有限元軟件，對地連墻成槽施工全過程的環(huán)境影響效應(yīng)加以考慮，并建立考慮地連墻接縫剛度弱化的豎井結(jié)構(gòu)精細(xì)化數(shù)值模型，探究地連墻接縫剛度弱化對圓形豎井地表沉降、地連墻頂部豎向位移以及引水箱涵沉降的影響，將計(jì)算結(jié)果與實(shí)際監(jiān)測數(shù)據(jù)進(jìn)行比較。

1 工程概況

深圳市羅田水庫—鐵崗水庫輸水隧洞工程是珠江三角洲水資源配置工程在深圳市境內(nèi)的配套項(xiàng)目之一。該工程位于深圳市西北部城區(qū)，輸水隧洞自寶安區(qū)松崗鎮(zhèn)東北部羅田水庫取水，往南引入鐵崗水庫和沿途水廠。該工程的隧洞采用TBM法施工，全線共設(shè)工作井3座，采用的圓形豎井直徑一般在25～37 m之間。公明檢修排水井為TBM始發(fā)井，兼做檢修排水井，該豎井位于南光大道與公明北環(huán)大道夾角間空地，與周邊環(huán)境位置關(guān)系如圖1所示。公明檢修排水井北約45 m為合水口排洪渠，向南約78 m為上下村調(diào)蓄池，向西約190 m為茅洲河，北西側(cè)緊鄰閘室泵站管理房約13 m，東南側(cè)距既有引水箱涵最近距離約25 m，周邊環(huán)境復(fù)雜，安全保護(hù)要求較高。

公明檢修排水井豎井為圓形斷面型式，外徑34.9 m，內(nèi)徑29.5～30.1 m；地連墻布置為折線形，壁厚為1.2 m，深度80.2 m，地連墻底部采用雙排帷幕灌漿，深度15 m；鋼筋混凝土內(nèi)襯厚度為1.2～1.5 m，深度82.5 m；開挖井底高程-72.0 m，井深79.5 m，底板厚度5.0 m；坑底進(jìn)行滿堂固結(jié)灌漿，深度6.0 m，間距2.5 m×2.5 m；坑底同時(shí)采用錨筋樁加固，長度12.0 m，間距2.0 m×2.0 m。

該工程覆蓋層為第四系人工填土、全新統(tǒng)沖洪積淤泥質(zhì)黏性土，厚度約14～18 m，下伏基巖為侏羅系中下統(tǒng)塘廈組泥巖、泥質(zhì)粉砂巖、粉砂質(zhì)泥巖及砂巖。該豎井的地質(zhì)橫剖面和豎井構(gòu)造如圖2所示。

2 數(shù)值計(jì)算模型

工程所處位置為典型的上軟下硬土巖結(jié)合地層，下伏深厚巖層不僅分層特性復(fù)雜，且存在一些不容忽視的斷層破碎帶的影響。因此，如此復(fù)雜的地質(zhì)條件下，若采用二維平面應(yīng)變等效或軸對稱分析，則不能精確把握圓筒結(jié)構(gòu)的真實(shí)力學(xué)性態(tài)，同時(shí)不能考慮傾斜分層巖土體在不同角度下的地層剖面差異特征。因此，必須采用三維精細(xì)化有限元模型才能科學(xué)評價(jià)豎井施工過程對地表和箱涵的沉降以及地連墻變形的影響。為此，本文建立了圓形豎井地下連續(xù)墻圍護(hù)結(jié)構(gòu)的三維彈塑性有限元數(shù)值計(jì)算模型，共有295 450個(gè)節(jié)點(diǎn)和228 484個(gè)單元。

在巖層進(jìn)行豎井開挖時(shí)，因所采用的圓形地連墻厚度較大（1.2 m）且又施作了圓形內(nèi)襯（1.2～1.5 m）作二次支撐結(jié)構(gòu)，整個(gè)結(jié)構(gòu)墻體的水平變形位移一般都很小，此時(shí)地連墻、內(nèi)襯墻各部分均處于線彈性狀態(tài)，因此采用線彈性本構(gòu)模型。

由于該工程所處地層地質(zhì)條件復(fù)雜，地層分布極其不對稱，且豎井開挖深度較大，結(jié)構(gòu)整體有可能會出現(xiàn)較大的偏斜變形，從而導(dǎo)致巖土體發(fā)生塑性變形，故巖土體采用彈塑性本構(gòu)模型計(jì)算。綜合考慮到參數(shù)獲取的便捷性以及當(dāng)?shù)氐墓こ探?jīng)驗(yàn)積累，本文采用摩爾-庫倫本構(gòu)模型進(jìn)行模擬計(jì)算。

在建立豎井施工過程分析模型時(shí)，為確保分析的精細(xì)化程度、反映結(jié)構(gòu)體的實(shí)際變形以及降低模型的尺寸誤差，對巖土體、地下連續(xù)墻、圈梁、內(nèi)襯及底板等均采用8節(jié)點(diǎn)六面體實(shí)體等參單元模擬；對底板錨筋樁系統(tǒng)采用三維桿單元模擬；對鄰近的引水箱涵采用三維殼單元模擬。

為了較好地模擬墻體與巖土體之間切向變形的不協(xié)調(diào)性，巖土體與地連墻之間設(shè)置了基于罰函數(shù)方法的摩擦接觸單元。同時(shí)，在內(nèi)襯與地連墻之間通過接觸面上節(jié)點(diǎn)的全自由度耦合，以及在每一環(huán)內(nèi)襯之間的接縫設(shè)置接觸模擬，以解決這兩者接觸面變形不協(xié)調(diào)問題。

巖土體開挖以及內(nèi)襯澆筑均采用軟件所提供的“生死”單元功能實(shí)現(xiàn)。

坑底高噴加固等涉及到的土工參數(shù)隨工況變化的情況，通過ABAQUS軟件所提供的狀態(tài)變量來實(shí)現(xiàn)。

2.1 地連墻接縫剛度弱化處理

根據(jù)地連墻套銑施工工藝，各幅地連墻單獨(dú)成槽，一期、二期槽段之間通過預(yù)先鑿毛的側(cè)壁澆筑混凝土而形成接縫，一般兩槽段之間存在近20 cm的素混凝土夾層，套銑接縫施工工藝接縫間的泥皮多按3 mm考慮。同時(shí)由于圓形地連墻多承受環(huán)向軸壓，且內(nèi)襯結(jié)構(gòu)的依次施加，保證了槽段間很少發(fā)生錯動。

研究中對各幅地連墻均獨(dú)立建模，各幅地連墻之間考慮切向的摩擦作用，摩擦系數(shù)取0.7即可保證各幅槽段間施工階段不發(fā)生切向錯動。法向的接頭弱化特性采用柔性彈簧模擬。接縫寬度預(yù)設(shè)為3 mm，接縫應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系見式（1），式中參數(shù)選取根據(jù)相近工程的室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果^［5］換算。

σ=k1ε"""""" ε≤ε1k2ε-ε1+k1ε1 ε1lt;ε≤εyσy""""""" εgt;εy（1）

式中：σ為接縫應(yīng)力，MPa；ε為接縫應(yīng)變；k1和k2分別為第一階段與第二階段的斜率，分別為19.39 MPa和61.06 MPa；ε1和ε2分別為第一階段與第二階段終點(diǎn)對應(yīng)的應(yīng)變量，分別為0.38和0.79；σy為屈服應(yīng)力，取值為32.0 MPa。

2.2 模型計(jì)算域

公明豎井的外徑為34.9 m，內(nèi)徑為29.5～30.1 m，實(shí)際開挖深度約79.5 m；同時(shí)考慮到豎井所處地層上覆土層厚約為14～18 m，且該工程所處地層下伏深厚軟弱破碎巖層，分布情況較為復(fù)雜，因此，需要進(jìn)行一定的試算以確定模型計(jì)算域。模型圍巖為上覆近15 m土層和下伏80 m巖層，豎井結(jié)構(gòu)建模與公明檢修排水井設(shè)計(jì)方案保持一致?？紤]到地連墻深度約為82.5 m，開挖深度79.5 m，底部采用15 m的雙排帷幕灌漿，所以模型高度采用120 m，模型邊界按80，100，120 m和140 m共4組影響范圍分別試算。結(jié)果表明：當(dāng)模型分析范圍大于100 m以后，邊界效應(yīng)逐漸趨近于零，因此兼顧到模型分析精度及分析效率，實(shí)際分析最終采用84～110 m作為模型的分析范圍（圖3）。

2.3 荷載及邊界條件

該工程地質(zhì)環(huán)境中場地的構(gòu)造地應(yīng)力水平較低，初始地應(yīng)力場主要是由巖土體自重引起的。豎井開挖過程中，計(jì)入地面超載的影響，取值為40 kPa均布荷載，同時(shí)考慮重型設(shè)備在坑邊拼裝等荷載效應(yīng)，在坑周邊約20 m范圍內(nèi)額外施加50 kPa均布荷載，作用于坑周自由邊界面上。

豎井周邊地層中地下水埋深約為1 m，上覆軟弱砂性地層具有較高的透水性，需考慮水土分算，下部受強(qiáng)風(fēng)化巖層裂隙水的不利影響，保守起見對地連墻墻頂以下-30 m（強(qiáng)、弱風(fēng)化泥巖、粉砂質(zhì)泥巖與微風(fēng)化砂巖地層交界位置）施加靜水壓力，底板考慮全部水壓力作用。

模型除地表面為自由表面，其余各個(gè)邊界面上均施加法向約束。

2.4 計(jì)算參數(shù)

與計(jì)算有關(guān)的巖土層參數(shù)以及圈梁、地連墻、縫間填充物、內(nèi)襯墻和底板等材料參數(shù)分別詳見表1～2。其中，考慮到水下施工等不利因素，按照以往經(jīng)驗(yàn)地連墻彈性模量可按80%折減。

2.5 地連墻施工環(huán)境效應(yīng)

地連墻成槽施工工藝相對復(fù)雜，對周邊環(huán)境變形影響不容忽視，尤其在軟土地層，地連墻施工所引發(fā)的地面沉降量甚至可占整個(gè)工程施工的30%～50%。工程所處地層上覆15 m左右的軟弱土層，且地連墻深度約80 m的施工屬于超深地墻施工，必須對地連墻施工過程的環(huán)境效應(yīng)單獨(dú)加以考慮。

根據(jù)地連墻施工工藝流程，單幅地連墻的施工過程包括成槽開挖、水下混凝土澆筑、地連墻混凝土硬化3個(gè)階段。在成槽階段銑頭逐層切削松化槽段內(nèi)土體，同時(shí)注入水或膨潤土漿加以攪拌形成流態(tài)泥漿；混凝土澆筑階段槽壁將受到流態(tài)混凝土壓力作用；最終，流態(tài)混凝土完成硬化形成一幅地連墻。

根據(jù)Lings等^［21］地連墻成槽模擬所采用的方法，研究中對靜水泥漿壓力采用線性分布，對流態(tài)混凝土壓力采用雙線性分布模式，如圖4所示。計(jì)算式如下：

σp=γwcshhlt;hcriγwcshcri+γb×h-hcrih≥hcri（2）

式中：γwcs為流態(tài)水泥土重度；γb為泥漿重度；hcri為臨界深度，一般取H/5～H/3，H為槽段深度。

為確保計(jì)算效率和精度，根據(jù)公明豎井典型地層分布特點(diǎn)，建立地連墻施工過程數(shù)值模型如下。地連墻開挖是先行開挖兩個(gè)一期P槽段（用P表示），而后完成兩個(gè)一期P槽段之間的二期S槽段開挖，繼續(xù)間隔開挖下一個(gè)一期P槽段，如此往復(fù)。如圖5所示，地連墻施作次序?yàn)镈iaWall_01P→DiaWall_03P→DiaWall_02S→DiaWall_05P …→DiaWall_15P→DiaWall_14S→DiaWall_16S。本文也按此順序進(jìn)行模擬計(jì)算，每個(gè)地連墻成墻過程分為成槽泥漿壓力、流態(tài)混凝土、混凝土硬化3個(gè)階段模擬，加上第一步初始地應(yīng)力平衡共計(jì)分49個(gè)階段完成全過程模擬。

圓形豎井地連墻成槽施工完成后，豎井外側(cè)地表以沉降變形為主，如圖6所示，而內(nèi)側(cè)地表則表現(xiàn)為隆起。分析其原因如下：由于對于正常固結(jié)土，土體側(cè)壓力比泥漿壓力、流態(tài)水泥土壓力都要小，因此周圍土體其實(shí)是受擠壓狀態(tài)，而豎井內(nèi)核心土受圍壓作用，因此只能往唯一的自由表面變形，而豎井外周地層由于有多個(gè)自由面可供變形，最終表現(xiàn)為深層受擠抬升、接近地表表現(xiàn)為沉降。如圖7所示，取周邊地表變形量最大的第一幅二期槽段DiaWall_02S周邊土體變形加以說明。

由地連墻分幅混凝土硬化階段的外側(cè)土體沉降曲線（圖8）可知，地連墻施工所引發(fā)的地層變形相對只局限于其周邊，即地連墻施作完成后，后續(xù)其他地連墻施工對前置地連墻的相互影響幾乎為零。如圖8所示，周邊地表沉降最大約15 mm，與后續(xù)開挖所導(dǎo)致的地表變形接近；沉降變形范圍大致在距離地連墻外周10 m以內(nèi)；對最近距離為25 m外引水箱涵的影響微乎其微，可確保其安全。

由圖9可知，上覆軟土地層中地連墻施工期間測斜值的變化趨勢為外凸型，即向地層擠出，最大擠出變形約為35 mm。由于40 m以下為基巖，40 m以下的地連墻槽壁周邊變形接近于零。有研究表明地連墻成槽可向槽內(nèi)側(cè)變形，究其原因在于土體的固結(jié)程度決定了側(cè)壓力系數(shù)的取值，最終導(dǎo)致土壓力與槽內(nèi)液壓的此消彼長關(guān)系，即該工程的地連墻施工過程中塌孔風(fēng)險(xiǎn)相對較低。

3 豎井施工過程數(shù)值模擬步序

根據(jù)豎井結(jié)構(gòu)及井內(nèi)巖土體開挖的施工工序，同時(shí)結(jié)合三維有限元分析的需要，將整個(gè)施工過程分為53種工況，其中：Stage01為初始地應(yīng)力平衡工況，Stage02、Stage03分別為地連墻一期槽段、二期槽段施作，Stage04為作用于地連墻的平衡水壓施加。每一個(gè)典型施工循環(huán)分為挖土和內(nèi)襯施作兩步，如第一層土開挖及內(nèi)襯分別編號為Excave_01和LinerIn_01。Stage43開挖至基坑底面，Stage44完成坑底加固、底板澆筑，Stage45進(jìn)行洞門開洞施工。

4 初始地應(yīng)力平衡

參照軟土地區(qū)深基坑工程的數(shù)值模擬經(jīng)驗(yàn)，地應(yīng)力平衡一般將位移控制在0.1 mm量級即可?？紤]到該工程所處地層有近16 m的軟土地層，且下伏巖層較為軟弱，反映在物理力學(xué)參數(shù)上類似于土體，通過20次迭代平衡計(jì)算，本文地應(yīng)力平衡計(jì)算將位移控制在0.1 mm量級，以滿足分析要求。

5 豎井施工數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果及分析

5.1 測點(diǎn)布置

地面沉降和地連墻墻頂豎向位移的監(jiān)測點(diǎn)布置如圖10所示。圖中，BM01～BM04為地連墻墻頂沉降監(jiān)測點(diǎn)，BM15為地面位移監(jiān)測點(diǎn)。

沿箱涵中心線每間隔9.803 m長布置一個(gè)測點(diǎn)，共布置20個(gè)測點(diǎn)。

5.2 地面沉降

此處只對比數(shù)值模擬中地面沉降值最大的監(jiān)測點(diǎn)BM15，其隨豎井施工步的變化如圖11所示。

由圖11可知，考慮地連墻接縫剛度弱化的地面沉降數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)測值的平均相對誤差為10.11%，較為吻合，而地連墻一體化建模接縫剛度無弱化的地面沉降數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)測值的平均相對誤差為83.02%，相差甚遠(yuǎn)。

5.3 地連墻墻頂豎向位移

地連墻墻頂監(jiān)測點(diǎn)BM01～BM04的豎向位移隨豎井施工步的變化分別如圖12所示。

由圖12可知，總體上，考慮地連墻接縫剛度弱化的BM01～BM04測點(diǎn)豎向位移數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)測值的平均相對誤差分別為12.85%，11.68%，16.49%和15.92%，較接近。而地連墻一體化建模的接縫剛度無弱化的豎向位移數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)測值的平均相對誤差分別為139.6%，20.09%，56.84%和34.04%，相差較大。

5.4 引水箱涵沉降

沿引水箱涵中心線的箱涵沉降變化規(guī)律如圖13所示。由圖13可知，在箱涵長度170.0～177.0 m（此處距離豎井最近）處箱涵沉降值最大；考慮地連墻接縫剛度弱化的箱涵沉降數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)測值的平均相對誤差為1.728%，較接近，而地連墻接縫剛度無弱化的箱涵沉降數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)測值的平均相對誤差為3.395%，稍微大一些，但考慮地連墻接縫剛度弱化的和不考慮的兩者相差不大。究其原因，是該引水箱涵與豎井的最近距離約25 m，深大圓形豎井施工地連墻接縫剛度的弱化對超過一定距離的既有建（構(gòu)）筑物變形影響不大。

6 結(jié) 論

（1） 地連墻施工地面沉降變形約占整個(gè)工程施工的50%，各幅槽段成槽施工之間影響不大，建議以后分析槽段施工只需單獨(dú)分析即可估算，但影響范圍相對較窄，寬度只有10 m左右，對于間距25 m的引水箱涵影響不大。

（2） 對于距離深大圓形豎井較近的地面沉降，考慮地連墻接縫剛度弱化的數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)測值較為吻合，而地連墻一體化建模的接縫剛度無弱化的計(jì)算結(jié)果與實(shí)測值相差甚遠(yuǎn)。

（3） 對于地連墻墻頂豎向位移，考慮地連墻接縫剛度弱化的數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)測值較接近，而地連墻一體化建模的接縫剛度無弱化的數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)測值相差較大。

（4） 對于距離豎井超過25 m的引水箱涵，考慮地連墻接縫剛度弱化與否的箱涵沉降數(shù)值計(jì)算結(jié)果均與實(shí)測值相差不大。

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（編輯：鄭 毅）

Settlement effect of joint stiffness weakening of circular diaphragm walls

WANG Hanhui¹，MIN Zhenghui²，XU Jiancong³

（1.CISPDR Corporation，Wuhan 430010，China； 2.Changjiang Survey，Planning，Design and Research Co.，Ltd.，Wuhan 430010，China； 3.Department of Geotechnical Engineering，Tongji University，Shanghai 200092，China）

Abstract：

At present，design and construction experiences of deep and large circular shafts in soil-rock combination strata are still much insufficient.In order to ensure the safe construction of the circular shaft of 78 m depth and 34.9 m diameter in Luotian-Tiegang Reservoir water conveyance tunnel project，an elaborate three-dimensional elastic-plastic finite element numerical model was established using ABAQUS，and adjacent stratum deformation characteristics during diaphragm walls construction were studied.By comparing the measured values with the simulated results，with and without considering the stiffness weakening of diaphragm wall joints，we analyzed the impacts of the stiffness weakening of diaphragm wall joints on the deformations of the wall top，the ground，and the adjacent box culvert structure.The results showed that for the settlements of ground，the box culvert near the shaft，and the top of the diaphragm wall，the maximum average relative errors between the measured values and the numerical calculation values considering the weakening of diaphragm wall joint stiffness were 10.11%，1.728% and 16.49%，respectively，in good agreement with the measured values；while the maximum average relative errors between the measured values and the numerical calculation values without the joint stiffness weakening were 83.02%，3.395% and 139.6%，respectively，significantly different from the measured values.The results can be used as a reference for design of super deep and large-diameter shafts and diaphragm walls.

Key words：

circular diaphragm wall； joint stiffness weakening； settlement effect； refined numerical simulation； Luotian-Tiegang Reservoir water conveyance tunnel project