《武汉工程大学学报》 2020年05期
552-557
出版日期：2021-01-29
ISSN:1674-2869
CN:42-1779/TQ
中小尺寸竖井圆形地下连续墙的施工监测与数值分析
中小尺寸圆形地下连续墙（直径15 m左右）在石油天然气管道穿江穿河小型盾构工程的竖井支护中经常用到。对于一般的石油天然气管道穿越工程，竖井施工约占整个工期的2/3，因此如何从结构设计的角度缩短盾构穿越工程的始发井和接收井的施工工期成为中小尺寸盾构穿越工程的重要研究课题。从工程经验来看，缩短盾构穿越工程竖井地下连续墙的施工工期的一个重要途径就是利用圆形地下连续墙结构的自稳效应降低地下连续墙的入土深度。而且，从工程经验还可以看出中小尺寸竖井地下连续墙结构整体处于受压状态，与一般的大尺寸地下连续墙的受力状态区别很大，地下连续墙的纵向配筋不应采用大尺寸地下连续墙的配筋方法。众所周知，圆形地下连续墙由于环向土压的自稳效应，成为盾构穿越工程始发井和接受井最常用的结构形式。目前，关于中小尺寸圆形地下连续墙的结构设计通常还是采用与大尺寸地下连续墙一样的平面竖向弹性地基梁法。这种设计方法存在3个方面的问题：1）平面竖向弹性地基梁法采用平面土压力模式，这与地下连续墙的环向受压的实际受力状态不符；2）平面竖向弹性地基梁法需要一定的墙体入土深度才能保证地下连续墙的整体稳定性，按照《建筑地基基础设计规范》规定，墙体的入土深度不应小于基坑深度的1/2；3）平面竖向弹性地基梁法设计的竖向墙体存在明显的受压区（墙体外侧）和受拉区（墙体内侧），这样的设计方法对钢筋混凝土的抗拉强度要求较高，整体配筋率较高。圆形地下连续墙由于具有较好的受力性能和稳定性，因而被越来越多地应用于实际工程中［1-2］，而中小尺寸圆形地下连续墙整体处于受压状态，较高的纵向钢筋配比并不能发挥钢筋的受拉特性，反而使钢筋处于受压状态，因此如何降低配筋率成为中小尺寸圆形地下连续墙降低施工成本的重要研究课题。现有工程经验表明：中小尺寸圆形地下连续墙的入土深度对墙体稳定性的影响很小，在进行地下连续墙设计时，不必采用竖向弹性地基梁法，也可以不受墙体入土深度不小于基坑深度的1/2的限制。对于圆形地下连续墙的研究，国内外许多学者都有涉及。何之民等［3］通过现场土压力监测数据分析，作用在建构壁上的土压力（水土合算）实测极值与别列赞采夫的主动土压力计算公式基本一致。王小蓉等［4］认为小直径圆形地下连续墙入土系数主要由基坑土层抗隆起稳定性要求和地下水渗漏决定。高同玉等［5］采用三段两铰拱模型对开挖阶段圆形地连墙环向变形和受力进行计算。李云璋等［6］利用弹性力学理论建立圆形地下连续墙极坐标方程，得到墙体水平位移计算公式。刘辉等［7］通过连续墙不同入土深度时进行离心模型试验，直径小于30 m的圆形基坑，入土系数为0.45左右，圆形墙体具有较强的空间结构，位移较小。沈健等［8］认为采用平面竖向弹性地基梁法，连续墙主要表现为沿竖向的受弯构件，计算得到的地下连续墙变形、竖向弯矩、剪力值均偏大。曹峰等［9］采用有限元软件研究不同开挖方式对圆形地下连续墙基础数值模拟的影响，表明地下连续墙不会产生较大变形。目前，对圆形地下连续墙的研究主要集中在大尺寸地下连续墙墙周土压力的分布模式、墙体形变及应力分布规律方面，没有专门针对中小尺寸圆形地下连续墙在入土深度很小的条件下墙体位移、墙体四周土压力分布规律、墙体应力分布规律及墙体入土深度对墙体应力和土压力的影响做出系统的研究［10-12］。本研究以某石油天然气穿江盾构工程始发井为例，将该竖井地下连续墙的入土深度设置为1.52 m，为了保证在该入土深度条件下墙体施工过程的安全性，在整个施工过程，加强对墙体应力、钢筋应力［13-15］、墙侧土体压力［16-17］等参数的监测，并在此基础上，建立该竖井施工过程的数值模型。通过现场监测、数值模拟［18-20］、理论分析相结合的手段重点分析中小尺寸圆形地下连续墙在该入土深度条件下的墙体水平位移、墙周土压力分布、墙体应力分布规律。同时，通过建立墙体入土深度达到竖井深度1/2的对比数值，分析中小尺寸圆形地下连续墙墙体入土深度对墙体水平位移、墙周土压力分布、墙体应力分布等方面的影响。最后基于以上研究基础，提出中小尺寸圆形地下连续墙设计建议。1 工程概况某竖井地下连续墙由10个内“八”字形槽段组成，地下连续墙采用全断面配直筋。地下连续墙槽段之间的接合部采用地下连续墙止水帷幕，地下连续墙内部随着竖井内土体开挖分层浇筑钢筋混凝土衬砌，内衬砌为圆筒形结构，逆作法开挖如图1所示。井底采用混凝土盖板，盖板平均厚度为2 m。设计参数：井深20.48 m，内径15.6 m，连续墙深度为22 m，墙体入土深度为1.52 m，厚度1.0 m，内径Φ14 m，内衬深度18.48 m，壁厚0.8 m。竖井开挖在地下水位以下土体中进行。竖井地下连续墙施工历时4个月，整个隧道穿越工程历时18个月，在施工过程中，没有发生竖井坍塌和渗水等工程事故，施工效果良好。1.1 地质条件该区域地层分布较有规律，自上而下：①人工填土和素填土组成的填土层，厚度1.5~4.5 m；②海相沉积层为主的淤泥质黏土，厚度4.5~7.8 m；③粉土和粉砂土为主组成的海陆过渡相沉积层，厚度2.1~3.5 m；④全风化砾岩，厚度5.5~8.8 m；⑤强风化砾岩，厚度7.8~15.2 m，始发井地下水位2.5 m。1.2 监测内容和测点布置监测项目有土压力、墙后土体水平位移、地下连续墙钢筋应力、地下连续墙混凝土应力。始发井地下连续墙选用3个断面，编号为S-1、S-2、S-3，其中S-1断面位于加载区，平面布置见图2。2 中小尺寸圆形地下连续墙施工开挖数值模型2.1 工况划分为了更好探讨地下连续墙的受力特点，根据竖井开挖施工阶段的特点划分工况，如图1所示。工况1，第1次开挖结束，第1层衬砌生成；工况2，第2次开挖结束，第2层衬砌生成；工况3，第3次开挖结束，第3层衬砌生成；工况4，第4次开挖结束，第4层衬砌生成；工况5，第5次开挖结束，第5层衬砌生成，坑底盖板生成。2.2 数值模型模型尺寸：土体半径30 m，深度70 m，地下连续墙、内衬、井底盖板尺寸同实际工程一致。土压力模型采用摩尔-库伦本构模型，土层厚度、土性参数见表1，土压力采用水土合算。地下连续墙与内衬采用线弹性模型，弹性模量30 GPa，泊松比为0.45。不考虑渗流作用，地面荷载分布按1/4圆环设置，地面荷载为20 kPa，如图2所示。该模型总节点数11 592个，总单元数9 366个。其中，土体节点数6 859个，总单元数6 540个；地连墙节点数3 657个，单元数2 332个；内衬节点数930个，单元数434个；混凝土底板节点数146个，单元数60个，网格单元均采用C3D8R单元。边界条件设置位移边界，基坑底部约束x，y，z方向的位移，土体顶部不施加约束，土体外表面约束x，y方向的位移，土体和地下连续墙几何模型如图3所示。2.3 后处理分析根据现场监测结果，结合中小尺寸圆形地下连续墙的受力特点，对水平位移（水平位移符号规定：S-1断面、S-2断面以向墙外方向的位移为正、反之为负，S-3断面以向墙外方向位移为负，反之为正；土压力、应力正负号以受拉为正，受压为负）、土压力、地下连续墙环向应力、纵向应力沿深度方向变化曲线进行处理，并与实际监测变化曲线进行对比。3 基坑工程监测3.1 墙体水平位移监测S-1断面水平位移分布随深度的变化曲线如图4（a）所示。从S-1断面测斜管测试的结果来看，墙体最大位移不超过4 mm，远远小于报警值，最大位移都出现在深度0 m范围内，表明地连墙本身具有很大的刚度。分析原因认为这是连续墙所处地层软弱，土体开挖后墙体横向呈“W”型的位移分布规律。3.2 土压力监测S-1断面土压力分布随深度的变化曲线如图4（b）所示。地面堆载对土体内部土压力的影响范围在距地面0~4.0 m的范围，其中在4.0 m深度达到最大值420 kPa。井内土体开挖对土压力随深度变化关系影响较小，但是最后一步土体开挖对墙体端部的土压力影响较大，土压力随着开挖的进行逐渐增大。3.3 墙体钢筋应力监测S-1、S-2、S-3断面纵筋轴向应力随深度变化的曲线如图5所示。纵向钢筋多数处于受压状态，未充分发挥钢筋的抗拉特性。因此，中小尺寸圆形地下连续墙的配筋不应采用现有的竖向弹性地基梁法最大截面弯矩进行纵向钢筋的配置，建议在满足钢筋笼构造配筋要求的基础上适当调整配筋参数。3.4 连续墙墙体混凝土应力监测在地下连续墙S-3断面内设置混凝土应变计监测地下连续墙混凝土内侧沿深度方向和环向方向的应力，监测结果如图6所示。无论是纵向还是环向，圆形地下连续墙应力多数工况都表现为压力，在6 m深度处出现一个峰值，峰值分别为环向49 MPa（工况2）、纵向-58 MPa（工况4）。在14 m深度处出现第2个峰值，峰值分别为环向-69 MPa（工况5）、纵向-65 MPa（工况6）。S-1断面、S-2断面、S-3断面数值模拟及现场监测水平位移图如图7所示。由图7可知：墙体水平位移很小，数值模拟得到S-1、S-2、S-3应力限制了土体的水平位移，墙后土体水平位移为与形变相关的位移。综上，计算结果与监测结果较为吻合，表明此模型能较好反映施工过程地连墙水平位移分布及变化规律。4 选取不同参数进行数值分析4.1 不同施工方法对墙体竖向剪力和弯矩的影响不同施工方法对S-1、S-2、S-3断面墙体竖向剪力和弯矩的影响如图8所示。图8中空心点代表顺作法（基坑开挖至基底，再浇筑底板及内衬），实心点代表逆作法（开挖一层，浇筑一层衬砌）。由图8可知，逆作法的墙体弯矩较大，在嵌岩深度附近弯矩最大。不同施工方法下的弯矩-深度分布规律基本一致，在土体嵌岩部位应力集中较大，表明中小连续墙的自稳性强，刚度高，两种施工方法的弯矩与剪力相似，可优先考虑使用顺作法提高施工速度。[Depth / m][0510152025][-200 0 200 400 600 800Shear force / kN][S-1S-2S-3S-1S-2S-3][ a ][ b ][-200 100 0 100 200 300Bending moment / （kN·m/m）][Depth / m][0510152025][S-1S-2S-3S-1S-2S-3]图8 不同施工方法对S-1、S-2、S-3断面墙体竖向剪力和弯矩的影响：（a）剪力，（b）弯矩Fig. 8 Effect of different construction methods on vertical shear force and bending moment at sections S-1，S-2 and S-3：（a）shear force，（b）bending moment4.2 地下连续墙入土深度对墙体形变与应力的影响为了研究中小尺寸圆形地下连续墙墙体的入土深度对墙体水平位移和土压力的影响，建立入土深度1.52 m（墙深22 m）和11.52 m（墙深32 m）两个模型，两模型的土性参数、边界条件和开挖深度基本一致。S-1、S-2和S-3断面在模拟工况5下的不同墙体入土深度对S-1、S-2、S-3断面水平位移和土压力的影响如图9所示。图9（a）显示：墙体入土深度对墙侧土体水平位移大小的影响很小，深埋地下连续墙墙侧土体水平位移随深度变化曲线更加平滑，而浅埋地下连续墙墙侧土体水平位移随深度变化波动性较大，但是位移大小相差不大。图9（b）显示：墙体入土深度对土体水平土压力的影响有限，深埋墙体与浅埋墙体，土压力在竖井范围内随深度的变化曲线基本重合。由以上分析可以认为：中小尺寸圆形地下连续墙墙体的入土深度对墙侧土压力的影响较小，完全可以通过圆形地下连续墙自身结构的稳定性达到支护效果，竖向弹性地基梁模型对连续墙入土深度要求不适用于中小尺寸圆形地下连续墙，且墙体的入土深度不需要满足现有规范规定的不小于基坑深度1/2的要求。5 结 论1）中小尺寸圆形地下连续墙水平连续墙水平位移分布呈横向“W”型，最大位移出现在基坑顶部，位移远小于基坑报警值。地面堆载对土体内部土压力的影响范围在距地面0~4.0 m的范围，其中在4.0 m深度达到最大值420 kPa。井内土体开挖对土压力随深度变化关系影响较小，但是最后一步土体开挖对墙体端部的土压力影响较大，随着开挖深度增加，释放土压力增大。2）与大尺寸地下连续墙不同，中小尺寸圆形地下连续墙纵向界面无明显的受拉区和受压区，整个墙体表现为受压状态，受力状态与竖向弹性地基梁模型区别很大，现场钢筋应力监测表明，钢筋多数承担的压应力未发挥钢筋的抗拉性能，墙体配筋不应采用竖向弹性地基梁法确定，只需在满足钢筋笼构造配筋要求基础上适当调整。3）计算结果与监测结果较为吻合，表明此模型能较好地反映施工过程地下地连墙水平位移分布及变化规律。4）不同施工方法（逆作法，顺作法）下的弯矩-深度分布规律基本一致。由于中小连续墙的自稳性强、刚度高，两种施工方法的弯矩与剪力相似，在保证安全的状况下，可使用顺作法施工提高施工速度。5）中小尺寸圆形地下连续墙墙体的入土深度对墙体水平位移、墙侧土压力的影响很小，可以通过圆形地下连续墙自身结构的稳定性达到支护效果，而不需要采用弹性地基梁法确定墙体的入土深度，且墙体的入土深度不需要满足现有规范规定的不小于基坑深度1/2的要求。