刘慧芬，吴 朵，程春香，王建强，李国贤
（1.佛山科学技术学院 交通与土木建筑学院，广东 佛山 528225；
2.广东智云工程科技有限公司，广东 佛山 528225）
近年来，随着我国桥梁建设的不断发展，悬索桥跨度越来越大，锚碇基础的深度和规模向着超深、超大方向发展。圆形地下连续墙由于具有结构刚度大、变形小、止水效果好等特点，广泛地应用于我国桥梁工程的建设中，阳逻大桥、珠江黄埔大桥、南京长江第四大桥、大岳高速洞庭湖大桥、虎门二桥坭洲水道桥、深中通道伶仃洋大桥等众多大跨径悬索桥，都采用了地连墙作为其锚碇基坑施工开挖的支护结构［1-4］。
关于圆形地连墙的计算方法主要有平面竖向弹性地基梁法、三维弹性地基板法、连续介质有限元法，其中弹性地基梁法分为考虑拱效应和不考虑拱效应两种。周健［5］基于弹性地基梁法，将圆形支护的拱效应等效成梁的支撑，通过实例验证该简化计算得到的内力位移结果是合理的。沈健［6］通过对平面竖向弹性地基梁法、三维弹性地基板法、三维连续介质有限元法3 种计算方法进行对比分析发现忽略拱效应的弹性地基梁法得到的结果均会偏大，实测的变形结果介于三维弹性地基板法和连续介质之间。陈富强［7］通过对柔性接头、半刚性接头以及刚性接头计算得到等效分布弹性支撑系数α 规范取值适用于半刚性接头。郭灿、程晔［4-8］等都对圆形锚碇地连墙在开挖过程中性能进行了数值模拟，并与实测结果进行对比，表明岩体的嵌固作用会影响地连墙与周围土体的相互作用。徐建［9］通过对超深超大倾斜岩面进行数值分析，结果表明圆形拱效应能够减小支护结构的变形。吴欣［10］通过对葫芦形锚碇基坑开挖进行分析，得到葫芦形地连墙具有刚度大、结构位移小、“Y”字型接头处受力复杂等特点。徐江［11］对基坑开挖全过程进行了数值模拟分析，通过现场监测数据验证了建模过程是合理的。贺炜［12］从现行的规范、计算方法等出发，提出了地连墙的环向刚度折减系数的取值范围，完善了现有地连墙计算取值的不足。段坚堤［13］对双圆环形锚碇基坑的支护结构受力变形进行了非线性有限元分析，表明双圆环形在开挖过程中具有明显的空间效应和拱效应，并且半径大的一般起着控制作用。凌晓［14］通过强度折减法对支护结构进行模拟，得到基坑的破坏规律是从地连墙最大径向位移处开始的。上述研究计算最终均是通过有限元数值模拟来验证校核。
综上所述，超大超深的双圆环形锚碇基坑相比于圆形基坑其结构形式较为罕见，受力变形机制较为复杂，其地连墙的嵌固作用能够有效减小支护结构的变形，但目前超大超深的双圆环形嵌岩支护结构的受力变形特性研究较少，因此有必要对其进行研究。本文以深中通道伶仃洋东锚碇基坑工程为背景，采用数值模拟的方法研究基坑开挖对地连墙支护结构受力变形特性的影响。
由于地连墙的厚度与其圆筒半径之比小于1∶20，且结构对称，所受外力荷载也对称，因此可将地连墙视为小变形轴对称薄壁壳体进行计算。计算简图如图1 所示，不考虑地连墙的竖向应力作用，根据板壳理论，可将地连墙看作圆柱形壳进行计算分析［15］，可得如下方程
图1 地连墙计算简图
式中：u、v、ω 分别为竖向位移、环向位移、径向位移，α、β 分别为柱坐标系的竖向和环向，q1、q2分别为竖向、环向荷载，R 为地连墙半径，t 为地连墙厚度，E 为弹性模量，μ 为泊松比；
N1、N2分别为竖向轴力和环向轴力，M1、M2分别为竖向弯矩、环向弯矩。
式（1）是由薄壳理论得到的平衡方程式，沿竖向对薄壳厚度t 进行积分，可得到薄壳的物理方程（2）式。
相比于上述弹性力学的计算理论，目前设计中大多采用竖向弹性地基法。根据《公路桥涵地基与基础设计规范》（JTG 3363-2019）圆形地连墙采用内衬支承时，可用等效弹性支承来代替内衬的作用，可采用沿深度分布的弹性支承来代替地连墙的环向效应，计算公式如式（3）、（4）所示，可用以修正有限元中地连墙弹性模量的取值。
式中：KZ为单位宽度墙体上内衬的等效弹性系数，Kd为单位宽度地下连续墙墙体的等效分布弹性系数，EZ、E 分别为内衬弹性模量和地连墙弹性模量，RZ为中心线半径，AZ内衬有效截面面积，d 为有效截面厚度，α为修正系数，一般取值在0.4～0.7 之间。
深圳至中山跨江通道（简称深中通道）是国家“十三五”重大工程，作为“深莞惠”与“珠中江”之间的唯一公路直连通道，项目的建设对推进珠三角经济、交通一体化及转型升级，促进粤东、粤西地区加快发展及南沙、前海、横琴三个国家级新区发展具有重要的战略意义。深中通道北距虎门大桥约30 km，南距港珠澳大桥约38 km，是集“桥、岛、隧、水下互通”于一体的重大集群工程，项目全长约24 km，主要包括海底钢壳混凝土沉管隧道，东、西人工岛以及两座桥。其中，伶仃洋大桥是深中通道主体工程中唯一的一座通航孔桥，位于深中通道中部，中心桩号K16+811，起止里程桩号K15+478～K18+144，采用主跨1 666 m 的三跨钢箱梁悬索桥，主桥全长2 666 m，桥跨布置为（500 m+1 666 m+500 m）。采用重力式锚碇来抵抗主缆拉力，其东锚碇基础采用8 字形地下连续墙基础，直径2×65 m，地连墙厚1.5 m，地连墙嵌入中风化5 m，内衬厚度1.5 m/2.5 m/3 m，基础顶标高+3.0 m，基础底标高：-39.0 m。锚碇基础的围护结构详细尺寸如图2 所示。
图2 东锚碇基坑剖面图
根据前期勘察资料和钻孔揭露地层，工程场区范围地层划分为7 大岩土层，土层细分为：<2>淤泥、<2-3>淤泥质粉质黏土、<2-22>粉质黏土、<2-24>粉砂、<2-26>中砂、<3-2>粉质黏土、<3-4>粉砂、<3-6>中砂、<3-11>黏土、<6-11>全风化花岗岩、<6-12-1>砂土状强风化花岗岩，其土层参数勘察结果见表1。该段上部<2>大层分布连续稳定，揭示层厚21.1-28.5 m 不等，厚度分布不均匀，力学性质差，多分布有<2-24>粉砂、<2-22>粉质黏土；
中部<3>大层分布较连续，主要以<3-6>中砂为主，夹细砂层，<3>大层层厚变化较小，但土质不均匀，差异明显，力学性质一般；
下伏为基岩，埋深起伏较大，全强风化层厚度为3.4～22.9 m，中风化岩面起伏较大，中风化岩顶面标高在-38.84 m～-59.46 m 之间，下伏中风化基岩物理性质较好。土层参数如表1 所示。
表1 土层参数表
4.1 有限元模型
4.1.1 计算模型与参数
针对圆形地连墙存在空间拱效应，为了模拟基坑土层开挖对支护结构侧向受力变形的影响，采用岩土有限元软件MIDAS GTS NX 进行三维模拟计算。根据工程规模，将模型的尺寸确定为500×500×100 m，其中计算深度约为开挖深度的2.5 倍，开挖面外侧宽度为185 m，是基坑开挖深度的3～4 倍。双圆环形锚碇基坑采用地连墙+内衬的支护方式，均采用各向同性弹性模型，为了方便提取地连墙的环向受力变形进行内力分析，对地连墙采用2D 板单元进行模拟，内衬采用3D 实体单元。由于基坑开挖涉及土体开挖卸载作用，不能采用作为单向加载的摩尔库仑本构模型，应选择能够区分加载与卸载刚度的硬化类弹塑性本构模型，因此土体采用修正摩尔-库伦本构模型，土体参数如表1 所示。
计算模型边界条件：模型两侧添加水平方向约束，底面对水平和竖直方向进行约束，顶面为自由边界。三维计算模型如图3 所示。
图3 三维计算模型
4.1.2 施工阶段模拟
计算模拟基坑开挖和支护结构施工的过程，只涉及土层开挖和地连墙、内衬的施工，双圆环形两边同时施工，不考虑土体以及内衬的分块、分区开挖施工，不考虑渗流影响。基坑周边地表10 m 内有堆载情况，在施工地下连续墙阶段施加15 kPa 的竖向均布荷载。基坑每开挖一层土体就施工一层内衬，因此可以把同一层的开挖土体和内衬作为一个工况来分析，土体每层开挖3 m（与内衬分层高度相同），共14 层，内衬在施工前是土体属性，需要在对每层内衬改变属性处理，成为新的边界条件，采用“钝化”开挖土层，“激活”内衬边界条件来模拟基坑施工过程，共设置16 个分析工况，具体计算工况及材料参数如表2～3 所示。
表2 数值工况模拟
表3 材料参数表
4.2 监测结果及计算结果分析
4.2.1 监测结果
图4 为监测点位布置图，选取P6 监测点测斜监测结果绘于图5，在开挖完14 层土体后，地连墙径向位移达到了最大，从深度分布上整体呈现出凸字形分布，在20 m 左右位置位移形变最为显著。对比4.2.2章节图7 数值模拟结果，模拟结果数值整体略有偏大，但整体变化规律基本一致。
图4 监测点位布置图
图5 P6 点地连墙径向位移监测结果图
4.2.2 变形特性分析
图6 为基坑土体全部开挖完成时地连墙的总变形云图，由于两侧对称开挖，因此两侧的变形相同。中间地连墙变形最小为0.05 mm，变形主要集中在“Y”型接缝处，圆形地连墙的变形较大的地方主要集中在长轴方向中部，最大变形位移为5 mm，变形位移最大区域中心距离开挖深度约20 m，墙体总体变形较小说明支护结构的整体刚度性好能够满足变形控制要求。
图6 地连墙侧向变形云图
图7 为各开挖工况下墙体侧向变形量与开挖深度的关系曲线图，从该图可以看出随着开挖深度增加，墙体的变形量在外侧土压力的作用下越来越大，在开挖深度约20 m 处达到最大，随着土层开挖的增加，该处的变形逐渐增大，各工况作用下整体曲线随开挖深度的增加位移呈现先增大后减小然后急剧收敛的趋势，其位移反弯点在地连墙总开挖深度约2/5 处，说明开挖面以下的土体与嵌岩段地连墙的相互作用能够有效地约束上部墙体变形加大并向下发展的趋势，嵌岩作用效果显著。
图7 地连墙径向位移
4.2.3 地连墙环向应力
图8 为地连墙在各工况下环形应力随开挖深度变化关系曲线，结果表明地连墙所受环向应力最大值在深度20 m 处，随深度的增加而增加，达到最大值之后开始收敛。由于地连墙的环向应力主要是由基坑土层开挖造成外侧土体对其产生水平土压力，主要为压应力，因此其变形总趋势与侧向变形曲线总趋势一致，但由于开挖越深，开挖面以下的土体对地连墙的嵌固约束作用就会变弱，其环向应力值在嵌固处的收敛效果也会随之减弱。
图8 地连墙环向应力
4.2.4 地连墙竖向应力
图9 为地连墙在各工况下竖向应力随开挖深度变化关系曲线，地连墙的竖向应力主要是由地连墙自重以及基坑开挖土层与墙侧摩阻力共同作用产生的，随着开挖深度的增加，各工况下地连墙竖向应力也随之增加。基坑土层开挖越深，墙侧摩阻力就越小，在开挖10 工况下竖向应力最大值为718 kPa，处在开挖深度22 m 处，在开挖12 工况下竖向应力最大值为718 kPa，处在开挖深度28.5 m 处，可见各开挖工况下的竖向应力最大值对应的深度也下移，由于黏土与全风化花岗岩的刚度相差较大，当开挖到全风化花岗岩时，地连墙的嵌固作用突然大幅度减弱，使其竖向应力由受压变为受拉，当开挖达到稳定后地连墙的竖向应力最终处于收敛状态。
图9 地连墙竖向应力
以深中通道东锚碇超大超深双圆环形基坑工程为工程背景，对其地连墙支护结构进行三维数值模拟分析，可以得到如下结论：
（1）双圆环形基坑采用地连墙作为支护结构，整体刚度性能较好，能够有效地抵挡侧向变形。侧向变形整体反弯点处于总开挖深度约2/5 处，表明地连墙嵌固一定深度具有较好的嵌固效应，可以减弱墙体的变形，位移变形主要集中在“Y”型接缝处且在长轴方向，表明地连墙短轴方向墙体刚度较强。
（2）地连墙的位移变形和应力变形总体变形趋势相似，位移变形朝着径向发展，应力主要呈现压应力，都在开挖深度约20 m 处达到最大值。
（3）地连墙产生的环向应力远大于竖向应力，都随开挖深度的增加应力逐渐增大，并在嵌固处处于收敛状态，地连墙的竖向应力出现两次反弯点，且后续工况作用下的反弯点下移，说明土层开挖越深，对墙体的嵌固效果影响越大。
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