大型重力锚碇基础施工过程圆形地连墙承载特性数值模拟研究

郭灿，谭慧明

（1.中铁建港航局集团勘察设计院有限公司，广东 广州 511442；2.河海大学港口海岸与近海工程学院，江苏 南京 210098）

0 引言

近年来，我国基础设施工程建设规模不断扩大，工程场地周边条件与环境日渐复杂，尤其是桥梁工程规模也随着交通需求而日益增大，致使锚碇设施等基础工程承受的荷载逐渐增大。锚碇设施主要由锚块基础、锚块、主缆锚固系统及防护结构共同组成，作为桥梁主要承力结构物其主要作用是将主缆拉力传递于地基或基岩，在建设时首先进行基坑开挖，而这类基坑往往存在开挖范围大、深度大以及施工时间长等基坑支护问题。而圆形地下连续墙结构因其结构刚度大、变形小、止水性好等特点成为该类基坑工程支护结构的主要选择[1-4]。

圆形基坑计算理论是由条形基坑发展而来的，基于工程实际需求，圆形基坑的相关理论仍在不断发展中。李昀[5]结合某圆形水池分别采用考虑拱效应的平面弹性地基梁法、三维m法和三维连续介质有限元法进行了对比计算。崔剑锋[6]基于轴对称荷载作用下柱壳的三维弹性力学基本方程推导出了求解墙体位移的泛函，得到了圆形地连墙的里兹解法。周健[7]从圆筒受均布荷载的解出发，基于弹性地基梁理论，得出计算圆形支护结构内力和位移拱效应等效支撑方法。Tito[8]使用有限元法对里约热内卢生活污水收集处理项目基坑开挖过程进行了分析和验证，发现数值模拟能够合理预测基坑开挖过程中设置的土工结构的性状。Jia[9]采用有限元法对上海软土深基坑大直径圆形地下连续墙的性能进行了分析，结合基坑降水过程讨论了包括土压力和水压力在内的综合压力，并对墙体的侧向变形和墙体以及圈梁的环向力和环向刚度进行了研究。Ou[10]通过参数研究发现嵌固深度、地下连续墙的刚度和内支撑的刚度对地下连续墙的横向响应有显著影响。徐建[11]以镇江长江大桥南锚碇为例建立三维模型分析了倾斜岩面情况下墙体的变形和受力特性。白雪濛[12]模拟南京四桥南锚碇基坑的开挖过程并总结出双圆基坑地连墙的变形和应力分布规律。

综上所述，已有研究表明基岩对圆形地连墙的嵌固作用能有效减小圆形地连墙的位移，岩体的嵌固作用影响了地连墙与周围土体的相互作用，这与软土地基中的地连墙承载特性存在差异，但目前对嵌岩状态下地连墙的受力与变形特性研究较少。此外，圆形基坑地连墙结构由于其存在的空间效应，相比于传统的条形基坑，其墙体承受的弯矩、应力分布均有较大的差异，并且在相同的设计条件下圆形基坑地连墙墙体的侧向变形也有明显的减小。但是目前对于圆形基坑支护结构的设计多将其简化为平面应变问题，将空间效应简化为等效弹性支撑，导致设计出来的地下连续墙的尺寸与配筋量都较大，甚至影响地连墙结构的施工。本文以虎门二桥大跨度悬索桥锚碇工程为背景，采用数值模拟的方法研究大直径锚锭基础中圆形地下连续墙在施工开挖阶段的承载特性。

1 工程概况

虎门二桥工程位于广东省珠江三角洲地区，是广东省高速公路路网规划中连接广东和东莞的重要东西向连接通道。本工程项目包括两座跨江桥梁，分别为采用双塔双跨悬索桥结构、桥梁跨度为（1 688+548）m的坭洲水道桥和采用双塔单跨悬索桥结构、主跨为1 200 m的大沙水道桥。该工程项目建成后成为世界上最大跨度的钢箱梁悬索桥，并且在所有类型桥梁中主跨跨径位于世界第二、国内第一的水平，因而对于这项工程来说，桥梁锚碇基础工程的建设是整个工程的关键性控制工程。

本文所依托的锚锭基础地位于坭洲水道桥的东岸，锚碇区覆盖层主要由淤泥质土、砂土和圆砾土等组成，土层参数勘察结果见表1。该锚碇基础采用重力式锚碇结构，锚碇基础采用井筒式地连墙结构形式，平面形状为圆形，锚碇基础采用外直径为90 m的圆形地下连续墙作为基坑工程的围护结构，墙体与内衬厚度均为1.5 m，地下连续墙围护结构嵌入中风化泥岩部分不小于9 m，内衬及土体分层高度为3 m。基坑开挖完成后，进行底板、填芯混凝土填筑以及顶板施工，顶板和底板的厚度均为6 m，并且顶板与锚体结构合为一体，底板则以中风化泥岩土层为持力层。锚碇基础结构详细尺寸如图1所示。

表1 场地土性参数Table1 Soil properties in site

图1 锚碇结构剖面图Fig.1 Section of anchoragestructure

2 数学模型的建立

根据圆形锚锭基础的施工过程可知，圆形地连墙在开挖阶段主要起到支护的作用，当开挖到设计底高程时地连墙处于最不利工况，为了分析开挖过程中地连墙的承载与变形特性，采用有限元数值模拟的方法对分层开挖施工进行了全过程模拟。

2.1 计算模型与参数

为了模拟超大圆形深基坑中存在的空间拱效应对地连墙侧向变形和受力特性的影响，建立整体三维模型进行计算。综合考虑计算模型边界条件对结果的影响，将模型尺寸确定为长400 m，宽400 m，深64 m，其各部位尺寸如图2所示，用三维实体单元对基坑开挖阶段模型进行模拟。

围护结构采用地下连续墙和内衬相结合的支护结构，均采用均质各向同性弹性模型，其中地下连续墙采用板单元进行模拟以方便提取墙体侧向变形、竖向弯矩以及环向应力，内衬采用实体单元进行模拟，弹性模量为30 GPa，泊松比为0.2，重度为 26 kN/m3。

地基岩土体采用修正莫尔-库伦本构模型，该模型的剪切屈服面与莫尔-库伦本构的屈服面相同，压缩屈服面为椭圆形的帽子本构，剪切方向和压缩方向采用了双硬化模型，因此对地基土开挖卸荷作用有较好的模拟效果，计算参数见表1。土体采用六面体实体单位模拟，约35 000个单元体，结构物与地基岩土体之间设置了Goodman接触单元，接触面采用莫尔-库伦屈服准则。

模型底面设置为全约束，侧面各边界约束水平向位移，上表面为自由面。为模拟基坑开挖时降水对基坑支护结构的影响，在边界条件中添加地下水位条件，在周围土体边界0 m处、基坑内各层开挖土体处设置位置水头用以模拟初始地下水位以及基坑开挖中的降水过程。对于模型所受荷载除自身重力外，考虑到深基坑边随机发生的施工堆载、车辆行驶动载等因素，在基坑外侧1.2 m外土体表面设置均布法向压力20 kPa。

2.2 施工阶段模拟

数值模拟的工况设置与实际施工步骤一致，不考虑土体以及内衬单元的分块、分区施工。由于本文研究对象为支护结构在开挖阶段的受力和变形特性，故本章数值模拟只模拟至开挖及内衬施工结束，不再对底板施工阶段进行模拟。通过“钝化”与“激活”相应工况下的地下水水位来模拟基坑开挖过程中降水工况，并将其孔隙水压力与施工应力耦合，逐层“钝化”坑内岩、土层单元并“激活”内衬单元来模拟基坑施工过程，每开挖1层（3 m）施工1层内衬，共设置33个分析工况，具体工况设置见表2所示。

2.3 模型验证

考虑到由于施工过程中存在的对结构物及其周边土体的扰动导致地连墙侧向变形监测数据准确性的影响，因此本文选取基坑开挖到底阶段，即墙体侧向变形最不利且较为稳定的阶段进行验证。各个断面墙体侧向位移实测数据与三维有限元数值模拟计算结果对比曲线如图3所示。通过对比发现，由于实际工程中存在的施工偏差、工程地质分布不均匀等原因，数值模拟结果与实测数据相比存在一定程度的偏差，但两者曲线所反映的墙体侧向位移随深度的变化趋势是基本一致的，位移曲线反弯点发生的位置差别不大，从整体来看，数值模拟对墙体侧向变形的描述与实测变化规律相吻合，模拟结果与实测值偏差处于合理范围内，因此该模型能够较为准确的体现地连墙在基坑开挖阶段的实际受力与变形状况。

图3 地连墙水平位移实测与模拟结果对比Fig.3 Comparison of measured and simulated horizontal displacement of diaphragm wall

3 计算结果分析

3.1 墙体变形

各开挖工况下墙体归一化侧向变形量随开挖相对高度的变化曲线如图4所示。从图4（a）可知，墙体侧向整体变形量较小并以向坑内发展为主，墙体侧向变形量呈现先增大后减小的趋势，这是由于圆形地连墙体结构具有自身相互支撑作用，限制了墙体向坑内的变形，随着深度的增加土压力荷载增大，墙体的变形逐步增大，当深度进一步加大后，开挖面以下土体和基岩约束了墙体，所以墙体的变形又逐步减小。

图4 不同开挖阶段地连墙侧向变形图Fig.4 Lateral deformation of diaphragm wall in different excavation stages

此外，随着基坑开挖深度不断增加，墙体最大侧向变形位置逐步下移，侧向变形曲线反弯点也随开挖深度逐步下移，墙体侧向变形在进入强、中风化泥岩层之后迅速收敛，曲线整体呈现抛物线形，可见墙体底部嵌固约束作用对墙体侧向变形起到了较强的抑制作用；而从图4（b）中可以看出墙体最大侧向变形随基坑深度逐渐增大，增长幅度逐渐减弱，可见随着基坑内部土层的挖出、基坑深度的增大，软土层对墙体侧向变形的抑制效果逐渐减弱，而开挖8工况下墙体最大侧向变形及其位置以及侧向变形曲线反弯点的大幅度下移现象，则是由于该工况下坑内开挖深度达到作为嵌固岩层的中风化泥岩层深度，由于开挖了1.2 m的中风化泥岩使得岩层对墙体的约束效果有所减弱，因而出现变化幅度的突变现象。

3.2 墙体弯矩

各开挖工况墙体归一化竖向弯矩随开挖相对高度的变化曲线如图5所示。从图5（a）中可知，地连墙上部受负弯矩而下部受正弯矩；而随着开挖深度的增大墙体最大正、负弯矩均逐步下移，并且最大负弯矩位置在开挖6工况之后开始趋于稳定，而最大正弯矩位置则随着基坑开挖深度的增加出现较大幅度的变化；从图5（b）来看，开挖深度较浅时墙体最大正、负竖向弯矩逐步增大且变化幅度较大，当开挖深度达到一定程度后弯矩值出现减小趋势，正弯矩的减小幅度要大于负弯矩，且均随着开挖深度的增大而呈现先增大后减小的趋势。形成上述现象的原因是由于弯矩与构件部位转动角度有关，而从墙体侧向变形变化曲线可以看出，墙体侧向变形量随基坑开挖逐步增长并趋于稳定而墙体下部反弯点则稳步下移，二者综合得出的墙体各部位转角呈先增大后减小的趋势，最终表现为墙体竖向弯矩的变化规律。此外，由于墙体底部约束效果的变化对墙体底部的侧向变形收敛效果影响最大，因而墙体最大正弯矩的变化幅度要大于最大负弯矩。

图5 不同开挖阶段地连墙竖向弯矩图Fig.5 Vertical bending moment of diaphragm wall in different excavation stages

墙体环向弯矩的变化趋势与墙体竖向弯矩的基本一致，只是在所受弯矩数值上明显较小，约为墙体竖向弯矩的1/5，由此可知墙体在基坑开挖阶段受到的弯矩是以竖向弯矩为主。

3.3 墙体应力

各开挖阶段地连墙归一化竖向应力随开挖相对高度的变化曲线如图6所示。从图6（a）中可知，随着基坑开挖深度的增大地连墙受到的竖向应力逐步增大，但是墙体最大竖向应力位置则基本保持不变；从图6（b）中可知，墙体最大竖向应力随着基坑开挖深度的增大呈线性增长趋势；此外，墙体竖向应力在达到基坑开挖深度之后其应力值增长幅度有明显的减弱。这主要是由于墙体竖向应力主要由墙体结构自身重量以及土体提供的摩擦力共同作用引起的，随着基坑开挖深度的增大，基坑内部土层被挖除，土体提供的摩阻作用减弱，因此表现为墙体最大竖向应力呈线性增大以及竖向应力增大幅度变化位置逐渐下移的现象。

图6 不同开挖阶段地连墙竖向应力图Fig.6 Vertical stress of diaphragm wall in different excavation stages

圆形地连墙在承受水平土压力作用后，引起墙体变形从而导致直径略微减小，因此在墙体环向上会产生环向应力。各开挖工况下墙体归一化环向应力随开挖深度变化曲线如图7所示。从图7（a）中可知，墙体环向应力主要为压应力，且各工况的环向应力沿高度分布形式及各工况间的环向应力曲线变化形式与墙体侧向变形基本一致。从图7（b）中可知，墙体最大环向应力随基坑开挖深度的变化形式也与墙体最大侧向变形的变化规律相同。这是由于墙体侧向变形是向坑内发展，表现为圆形地连墙结构整体直径有所缩小，因此在地连墙纵向横截面上产生压应力，而侧向变形量大的地连墙直径缩小的也大，故产生的环形应力也较大。

此外，由于工况8中对基岩的开挖使得墙体底部的嵌岩约束作用减弱，因此墙体环向应力及最大环向应力在该阶段中也出现与墙体侧向变形相类似的规律。

图7 不同开挖阶段地连墙环向应力图Fig.7 Circumferential stress of diaphragm wall in different excavation stages

3.4 水平土压力

图8 为作用于圆形地连墙水平土压力数值计算结果与理论计算结果对比。从图中可知：最开始土压力呈线性增大且数值大小逐渐由静止土压力变为主动土压力，并且数值逐渐从静止土压力处向主动土压力处贴近，当归一化高度（基坑分层开挖深度/基坑总深度）达到0.45之后，土压力增长幅度减小，同时由于土层分界以及土体参数的差异出现减小现象，此刻土压力值较为贴近或略小于主动土压力值。此后由于周围土体进入岩层土体参数改变，土压力开始逐渐增大且逐步向静止土压力处发展，而在开挖面附近处由于周围土层发生改变，土压力又出现减小现象但数值上仍更为靠近静止土压力值。

图8 开挖面以上土压力数值模拟结果与理论结果对比Fig.8 Comparison between numerical simulation results and theoretical results of earth pressure above excavation face

从对圆形地连墙侧向变形分析可知，墙体在基坑开挖阶段受结构自身“拱效应”的影响呈现“两头小、中间大”的鼓形分布特性。在归一化高度处于0.45以上部位时，墙体侧向变形量逐步增大，再加之圆形基坑中滑动土体向心位移产生的环向应力影响，最终表现为该部位水平土压力逐渐从静止土压力发展为主动土压力；在归一化高度处于0.45以下至开挖面以上部位中，墙体侧向变形量由最大逐渐减小以及墙体周围土体土层较多，变化较为复杂，因而该部位土压力表现为波动变化且大小逐渐由主动土压力向静止土压力处变化。由此可见，数值模拟结果与理论计算之间有着一定的差距，规范中给出的方法没有考虑到墙体侧向变形对墙体承受的土压力的影响，因而由此计算得出的土压力值相比于数值结果存在一定差异。

4 结语

本文依托实际工程中超大圆形锚碇深基坑的工程实践，采用三维连续介质有限元法研究了基坑开挖阶段中地连墙在各工况下的受力与变形特性、作用于墙上的水平土压力分布特点，得出以下结论：

1）地下连续墙墙体侧向变形在环向上等值分布，侧向最大变形位置随开挖深度而逐渐下移，并在嵌固处快速收敛，而工程后期开挖至墙体嵌固岩层后对其嵌固处墙体变形影响较大。

2）地下连续墙竖向负弯矩随基坑开挖不断增大，且其增大幅度随开挖深度不断递减，墙体最大竖向负弯矩位置随开挖深度不断下移；墙体竖向正弯矩随基坑开挖先增大后减小，且其最大竖向正弯矩位置也不断下移，说明基坑开挖后期，嵌固岩层的开挖对嵌固处弯矩影响较大。墙体环向应力变化趋势与墙体侧向变形类似，但嵌固处岩层开挖对迎土面环向应力影响更为明显。

3）基坑开挖阶段，大直径圆形基坑地连墙所受的土压力沿深度呈曲线分布形式，受墙体变形影响与理论土压力计算结果存在一定的差异，总体上在整体墙高范围内土压力值更接近于库伦主动土压力计算结果。