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功能梯度深埋地铁隧道衬砌结构变形特性

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第52卷 增刊1 2019年5月 天津大学学报(自然科学与工程技术版) Journal of Tianjin University(Science and Technology) Vol. 52 Suppl. 1

May 2019

收稿日期：2019-02-18；修回日期：2019-03-20. 作者简介：张通通（1996— ），男，硕士研究生. 通信作者：崔振东，cuizhendong@cumt.edu.cn. 基金项目：国家重点研发计划资助项目(2017YFC500702).

DOI:10.11784/tdxbz201902023 功能梯度深埋地铁隧道衬砌结构变形特性 张通通，崔振东，王苏扬 (中国矿业大学力学与土木工程学院深部岩土力学与地下工程国家重点实验室，徐州 221116)

摘 要：深部高应力环境将对地铁衬砌结构的变形和防水提出更高的要求．在已有的地铁衬砌结构设计理论基础上，将功能梯度材料引入到深埋地铁衬砌结构设计中，建立了功能梯度衬砌结构内力和变形的求解模型．设置衬砌结构的弹性模量沿角度方向以幂函数形式变化，并且在模型基础上对函数参数进行分析．结果表明：功能梯度衬砌在弹性模量参数>ab的条件下变形较小．表现在结构设计上为：在衬砌顶部和底部配置高弹性模量混凝土，在中部配置弹性模量相对较低的混凝土有利于减小结构变形；此外，随着指数n的增大，结构变形减小．表现在结构设

计上为：结构的整体刚度提高有利于减小结构变形．通过计算，当1=n时，衬砌结构满足变形要求，因此可以在设计中使1=n以节省衬砌成本．最后，以上海土层参数为基础确定结构外部荷载，采用荷载结构法对埋深65m条件下的功能梯度衬砌进行了内力和变形求解，并且与弹性模量为功能梯度结构弹性模量最大值的均质衬砌进行对比．对比发现弹性模量参数1=a，0.9=b，1=n的功能梯度结构最大变形比均质结构小10%左右，并且两者弯矩分布没有因此产生较大变化，差异最大处在4.8%以内．因此功能梯度衬砌具有安全性和经济性的双重优点．研究工作为进一步研究功能梯度地铁衬砌的力学特性提供了一定的参考价值． 关键词：功能梯度材料；深埋地铁隧道；衬砌结构；弹性模量；变形特性 中图分类号：TU93 文献标志码：A 文章编号：0493-2137(2019)增1-0135-06

Deformation Properties of Functionally Graded Lining in Deeply Buried Subway Tunnel

Zhang Tongtong，Cui Zhendong，Wang Suyang (State Key Laboratory for Geomechanics and Deep Underground Engineering，School of Mechanics and Civil Engineering，China University of Mining and Technology，Xuzhou 221116，China)

Abstract：Linings of subway tunnels should provide higher bearing capacity and waterproofness in a deep environ-ment with high stress. Based on the existing design theory for linings in subway tunnels, functionally graded materials are introduced into the design for linings in deeply buried subway tunnels, and a model is established to determine the internal stress and deformation of this functionally graded lining. The elastic modulus of the lining is set to vary withthe angle in the form of a power function, and the function parameters are analyzed on the basis of this model. Results show that the functionally graded lining has a smaller deformation under the condition of a＞b, which means that the configuration of concrete with a higher elastic modulus at the top and bottom of the lining and concrete with a lower elastic modulus in the middle contributes to a smaller structural deformation. Moreover, the deformation will decrease with the growth of n, which means that the improved overall structural stiffness is beneficial for reducing the deforma-tion. Through calculations, it is shown that the lining can meet the deformation requirement when n＝1. Therefore, ncan be set to 1 in the design to lower the lining cost. Finally, the structure’s external load is determined based on thegeological parameters in Shanghai, and the internal force and deformation in the functionally graded lining buried ata depth of 65 m are solved using the load-structure method. In addition, the results are compared with those of a homo-geneous lining whose elastic modulus is equal to the maximum elastic modulus of the functionally graded lining. From ·136· 天津大学学报(自然科学与工程技术版) 第52卷 增刊1 the comparison, it is found that the maximal deformation of a functionally graded lining with a＝1, b＝0.9, and n＝1 is 10% lower than that of the homogeneous lining, and the difference in the moment distributions of both linings is not obvious, with a maximum difference of less than 4.8%. Therefore, the functionally graded lining is confirmed to be economical and safe. The research results in this paper provide reference for further study on the mechanical propertiesof functionally graded linings in subway tunnels. Keywords：functionally graded material；deeply buried subway tunnel；lining；elastic modulus；deformation property

目前，随着城市轨道交通的不断建设以及城市化进程的不断深入，浅部地下空间被地铁隧道以及其他城市基础设施占用[1]．因此深部地下空间的开发及利用将成为未来发展的趋势[2]．但是深部土层中巨大的水土压力对深埋地铁隧道的承载性能和防水性能提出了更大的挑战[3]．为了提高衬砌结构的承载特性，通常采用两种方法：一是提高材料强度，二是增大衬砌厚度[4]．由于传统衬砌在所有部位都配置相同的材料，但不同部位的受力有很大区别，并且衬砌成本在地铁隧道施工中占30%以上[5]，所以采用此方法来提高衬砌强度必然会产生巨大的浪费．基于传统的地铁隧道衬砌结构设计理论，本文将功能梯度材料引入到地铁衬砌结构设计中，设置结构的弹性模量在环向以幂函数形式分布，并使函数最大值与均质衬砌的弹性模量相等，若此时功能梯度衬砌满足变形要求，那么衬砌的材料成本将会大大缩减． 1984年，功能梯度材料的概念在日本首次提出，用以提高材料在热荷载作用下的性能[6]．由于材料组成成分沿着某个方向连续变化，材料性能(如：弹性模量)也随之梯度变化[7]．凭此性能，功能梯度材料在航空航天和核反应堆等领域得到了广泛的应用[8]．目前，国内外诸多学者开展了力学荷载作用下功能梯度圆筒的力学特性研究．Shi等[9]假定弹性模量关于半径以线性函数形式变化，并且材料泊松比为常数，在此基础上，得到了功能梯度圆筒内力以及变形分布的精确解答．Batra等[10-11]假定材料剪切模量沿半径方向以幂函数形式变化，同样保持泊松比为常数，对线弹性不可压缩的功能梯度圆筒进行了变形分析．相似地，将弹性模量假定为关于半径的指数函数[12]以及其他任意函数[13]，对功能梯度圆筒的力学特性也进行了大量的研究．可以发现，目前对功能梯度圆筒的研究，主要通过设置材料的弹性模量或剪切模量为某一方向的函数，对结构的内力和变形进行求解．与此不同，Zhang等[4]采用反分析的方法，提前假设结构每个位置最终都以Tresca屈服准则同时破坏，推导出满足要求的弹性模量函数．目前的研究主要以中心对称荷载为基础，但对单轴对称荷载作用下，功能梯度圆筒(如地铁隧道衬砌)的力学特性研究较少． 本文建立了功能梯度深埋地铁隧道衬砌的圆筒模型，假定弹性模量沿角度方向以幂函数形式变化，研究了函数参数对衬砌力学特性的影响以及单轴对称荷载作用下功能梯度衬砌的力学特性．最后以上海土层参数为基础，将埋深65m的功能梯度衬砌与同样条件下的均匀衬砌进行了力学特性对比．

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地铁车站基坑施工过程中支护结构变形研究

地铁车站基坑施工过程中支护结构变形研究

地铁车站基坑施工过程中支护结构变形研究摘要：在地铁车站建设过程中，基坑工程是关键环节之一，其安全性直接关联到整个工程的稳定性和安全。

同时，由于地铁车站基坑通常深大且复杂，支护结构的稳定性和变形控制成为施工中的重要问题，这些支护结构在土质、水文地质条件以及周边环境的影响下，可能会出现不同程度的变形，这种变形不仅影响工程质量，还可能对周边建筑和设施造成影响，甚至引发安全事故。

因此，本研究通过对地铁车站基坑施工过程中支护结构的变形进行研究，旨在分析变形的原因、监测变形的过程，并探索有效的控制和预防措施。

关键词：地铁车站；基坑施工；支护结构优化一、地铁车站基坑施工概述地铁车站基坑施工是城市地下建设的关键环节，具有深度大、结构复杂、施工难度高的特点。

在这个过程中，支护结构起到了至关重要的作用，它不仅保证了基坑的稳定性，还防止了周围地层和邻近建筑的损害。

支护结构主要包括搭接钢板桩、混凝土支撑墙、锚杆等，每种类型都有其独特的作用和适用场景。

然而，在基坑施工过程中，常面临各种问题和挑战，如地下水的控制、土壤条件的复杂性、周边环境的影响，以及施工期间的安全风险，这些问题要求工程师们在设计和施工中采取综合性的考虑和措施，以确保工程的顺利进行和最终的安全稳定。

二、支护结构变形的理论分析（一）变形机制在地铁车站基坑施工中，支护结构的变形机制是一个复杂的地质工程问题，这种变形通常源于土压力、地下水压力以及施工活动的综合影响。

首先，随着基坑的挖掘，土体的应力状态发生改变，导致土体向基坑内移动，进而对支护结构产生压力。

其次，地下水的存在增加了基坑侧壁的水平压力，特别是在含水层较多的地区，地下水的压力可能导致支护结构产生较大的变形。

此外，施工过程中的振动、重载以及临近施工活动也可能对支护结构造成额外的应力，引起变形。

（二）现有理论模型分析在分析地铁车站基坑支护结构变形的理论模型时，工程师们通常采用多种计算方法和模型来模拟和预测变形行为，这些理论模型包括经典的土压力理论、弹塑性理论、有限元分析等。

地铁变形控制标准

地铁变形控制标准

地铁变形控制标准
地铁变形控制标准主要涉及到地铁施工过程中，对新旧隧道、地下结构、地面建筑物及周围环境变形的控制要求。

为了确保地铁工程的顺利进行和周边环境的安全，以下几个方面可以作为变形控制标准：
1. 隧道变形：新建隧道在施工过程中，其变形应控制在一定范围内。

一般来说，隧道的径向变形控制标准为±10mm，纵向变形控制标准为±5mm。

对于近距离穿越既有隧道的
施工，新建隧道变形控制标准应更为严格，以确保既有隧道的正常使用。

2. 地下结构变形：地铁施工过程中，地下结构的变形应控制在设计范围内，以确保地下结构的安全稳定。

地下结构变形控制标准主要包括地下连续墙、桩基、地道等结构的变形限制。

3. 地面建筑物变形：地铁施工对地面建筑物的影响应控制在一定范围内，以保证建筑物的安全使用。

地面建筑物变形控制标准主要包括建筑物倾斜、沉降、裂缝等方面的限制。

4. 周围环境变形：地铁施工过程中，应密切关注周围环境的变化，包括地下管线、道路、绿化等方面的变形。

周围环境变形控制标准主要根据实际情况和相关规范来确定。

5. 施工安全：地铁施工过程中，应确保施工安全，防止事故发生。

施工安全控制标准包括施工现场的管理、施工工艺的规范、监测系统的建立等方面。

6. 变形监测：地铁施工过程中，应建立完善的变形监测系统，对隧道、地下结构、地面建筑物及周围环境的变形进行实时监测，以确保施工安全。

需要注意的是，地铁变形控制标准并非固定不变，而是根据工程实际情况、地质条件、周边环境、设计要求等多方面因素来综合确定的。

在实际施工过程中，还需根据监测数据及时调整施工方案，以实现变形控制目标。

《考虑渗流效应的地铁深基坑变形特性研究》范文

《考虑渗流效应的地铁深基坑变形特性研究》范文

《考虑渗流效应的地铁深基坑变形特性研究》篇一一、引言随着城市化进程的加快，地铁交通系统逐渐成为城市交通建设的重要组成部分。

而深基坑工程作为地铁建设中重要的基础性工程，其安全性和稳定性对于整个地铁工程的建设与运营具有极其重要的意义。

近年来，国内外专家学者对地铁深基坑的变形特性进行了广泛的研究，然而大多数研究往往忽视了渗流效应对深基坑变形的影响。

本文针对这一问题，结合理论分析和数值模拟，考虑渗流效应对地铁深基坑变形特性的影响进行研究。

二、渗流效应理论基础渗流效应是指在多孔介质中流体运动所产生的各种效应。

在地铁深基坑工程中，渗流效应主要表现在土体中的水分运动对土体应力、应变及变形的影响。

在考虑渗流效应的条件下，土体的物理力学性质会发生变化，从而影响深基坑的稳定性及变形特性。

三、研究方法与模型建立本文采用理论分析和数值模拟相结合的方法，对考虑渗流效应的地铁深基坑变形特性进行研究。

首先，通过理论分析，建立考虑渗流效应的深基坑变形数学模型，明确渗流效应对深基坑变形的影响机制。

然后，采用有限元软件进行数值模拟，模拟地铁深基坑的开挖过程及渗流过程，研究深基坑的变形特性。

四、研究结果分析通过数值模拟结果分析，我们发现考虑渗流效应的地铁深基坑变形特性具有以下特点：1. 渗流效应会改变土体的物理力学性质，使土体的抗剪强度和压缩性发生变化，从而影响深基坑的稳定性及变形特性。

2. 在开挖过程中，由于渗流作用，深基坑周边土体的含水率会发生变化，导致土体产生局部化塑性流动，使基坑发生剪切变形。

3. 在渗流和开挖共同作用下，深基坑的变形呈现出时空效应。

即随着开挖深度的增加和时间的推移，基坑的变形逐渐增大。

4. 渗流效应对深基坑的隆起和回弹变形有显著影响。

在考虑渗流效应的情况下，深基坑的隆起和回弹变形比不考虑渗流效应时要大。

五、结论与建议本文通过对考虑渗流效应的地铁深基坑变形特性进行研究，发现渗流效应对深基坑的稳定性和变形特性具有重要影响。

天津地铁6号线车站深基坑开挖下围护结构及墙后地表变形特性分析

天津地铁6号线车站深基坑开挖下围护结构及墙后地表变形特性分析

天津地铁6号线车站深基坑开挖下围护结构及墙后地表变形特性分析许树生;侯艳娟;刘美麟【摘要】Based on the deep foundation pit project of Jinzhong Street Station in Tianjin Subway Line 6,numerical simulation is carried out by adopting FLAC3D to analyze the complete process of excavation and support of foundation pit.The key influence factors and the correlation between ground surface deformation and retaining wall deformation are then analyzed.The results show that,with the increase of excavation depth,excavation depth will have greater influence on the deformation,the maximum lateral displacement of the diaphragm wall will keep moving down,and the maximum ground settlement will gradually moving away from the edge of foundation pit.The lateral displacement of the diaphragm wall and the ground surface settlement tend to increase with the increase of foundation pit's length-width ratio,but the final values tend to remain steady.The foundation pit deformation is less influenced by the insertion ratio,while it is obviously influence by the thickness of diaphragm wall.With the increase of support stiffness,the lateral displacement of the diaphragm wall and the ground surface settlement tend to decrease,but the excessive support stiffness will not be supposed to meet the requirement of deformation control.Eventually,the ratio between the maximum ground surface settlement and the maximum lateral displacement is 1.15,and the ration between the envelop area of the ground surface settlement and thatof the lateral displacement is 1.82.%依托天津地铁6号线金钟街站深基坑工程,采用FLAC3D对基坑开挖及支护全过程进行数值模拟,并对其关键影响因素及墙后地表和地连墙变形的相关性进行系统分析.研究结果表明:随着基坑开挖深度的增加,开挖深度对变形的影响增大,地连墙最大侧移位置不断下移,地表最大沉降点位置逐渐远离基坑边缘;地连墙侧移、地表沉降随基坑长宽比的增加有增大的趋势,但最终数值趋于平缓;基坑插入比对基坑变形控制作用较小,而地连墙厚度对基坑变形控制作用明显;随着支撑刚度的增加,地连墙侧移、墙后地表沉降呈现减小的趋势,但支撑刚度过大不会达到预想的控制变形的效果.最终得到墙后地表最大沉降与墙体最大侧移的比值为1.15,但墙后地表沉降包络面积与墙体侧移包络面积的比值为1.82.【期刊名称】《北京交通大学学报》【年(卷),期】2018(042)001【总页数】9页(P25-33)【关键词】地铁车站;深基坑;变形特性;地表沉降;影响因素【作者】许树生;侯艳娟;刘美麟【作者单位】天津轨道交通集团有限公司,天津300392;北京交通大学城市地下工程教育部重点实验室,北京100044;北京交通大学城市地下工程教育部重点实验室,北京100044【正文语种】中文【中图分类】U231.3我国轨道交通的发展，地铁车站深基坑工程大量涌现，对基坑施工引起的围护结构和周围地表变形的控制要求也日趋严格[1].目前，国内外学者对基坑变形问题已开展大量研究，如Peck曲线法[2]，Clough和O'Rourke包络线法[3]，Mana和Clough稳定安全系数法[4]，Hsieh“三角形”法和“凹槽型”法[5]等.但经验理论方法多建立在工程实测资料[6-9]的基础上，无法考虑基坑开挖过程中的基本变形[10].另一种研究方法为数值计算方法[11]，Wong等[12-14]采用有限元法对基坑的空间变形规律进行了研究，分析了基坑开挖深度、开挖宽度、土体不排水强度、围护结构刚度与入土深度对围护结构侧移与墙后地表沉降的影响，但没有分析结构与地表变形的关系.如何因地制宜地分析基坑开挖各主要影响因素，及地表变形与墙体侧移的关系是基坑工程的研究重点.本文作者以天津地铁6号线金钟街站深基坑工程为研究背景，采用数值计算方法，分析基坑开挖及支护过程中其围护结构侧移及墙后地表沉降，研究基坑开挖深度、长宽比、基坑插入比、地连墙厚度、基坑支护体系刚度对墙体侧移及墙后地表沉降的影响规律，以及墙后地表沉降与墙体侧移的关系.由于本文依托工程周边环境简单，采用的支护结构普遍通用，与已有研究成果相比，本文得到的结论更能反映基坑变形的一般规律，可为基坑设计提供依据.1 工程概况天津地铁6号线金钟街站位于东丽区津大路线下方，呈东西走向，车站主体结构总长499.9 m.基坑采用明挖顺作法施工，标准段开挖深度16.61 m.先开挖表层土，厚度1.5 m，在开挖面以上0.1 m进行第1道混凝土支撑，养护完成后开挖第2层土，厚度4.8 m；在开挖面以上0.5 m安装第2道支撑，开挖第3层土，厚度4.5 m；在开挖面以上0.5 m安装第3道支撑，开挖第4层土，厚度3.6 m；在开挖面以上0.5 m安装第4道支撑，开挖坑底土，厚度2.21 m.支护结构采用厚800 mm的C35钢筋混凝土地下连续墙+内支撑，基坑标准段墙深34.1 m，第1道撑为800 mm×800 mm混凝土支撑，第2、3道支撑为直径φ800 mm，壁厚16mm钢管支撑，第四道支撑为φ609 mm，壁厚16 mm钢管支撑.混凝土支撑水平间距约6 m，钢支撑水平间距约3 m，最小2.2 m.基坑平面图及地质剖面图分别如图1和图2所示.图1 基坑平面图Fig.1 Plane figure of foundation pit图2 基坑及地层剖面图Fig.2 Profile of foundation pit and strata由天津市勘察院对金钟街站地层进行的室内外综合勘察结果可知，勘测范围内(埋深55 m内)地层以黏性土为主，土层较稳定.地层物理力学参数见表1(①2为填土层，④1～⑨1均为粉质黏土层，⑨2-2为粉砂层，1为粉质黏土层).埋深4.90 m内为填土，埋深10.5～13.5 m为工程性质较差的粉质黏土(⑥4)，坑底主要位于粉质黏土层(⑧1)，地连墙墙脚位于粉质黏土层(1)，穿透含水层粉砂层(⑨2-2)，减少施工对坑外水位的影响.表1 地层物理力学参数Tab.1 Physical and mechanic parameters of strata地层编号重度/(kg/m3)黏聚力/kPa内摩擦角/(°)泊松比压缩模量/MPa①218．7515．8617．830．395．4④119．2317．6718．210．355．7⑥118．8515．8618．430．356．2⑥420．1018．2819．460．346．6⑦19．8017．6718．210．355．7⑧119．817．4031．330．3114．3⑨119．901 8．2819．460．316．6⑨2-220．6120．7519．240．306．5120．5320．7519．240．306．82 数值计算模型数值模拟采用的基坑尺寸为200 m×20 m×17 m(长×宽×深)，地连墙深为34 m，插入比为1.0.为提升计算效率，取基坑的1/4采用FLAC3D建立三维数值计算模型，尺寸为100 m×10 m×17 m(长×宽×深)，如图3所示.图3 数值计算模型图Fig.3 Numerical calculation model基坑周围土体采用修正剑桥模型[15]模拟，主要参数包括(1)(2)(3)式中：λ为v-ln p正常固结线的斜率；κ为v-ln p回弹线的斜率；M根据三轴固结不排水实验下有效应力法的内摩擦角φ′求得；N为正常固结线在单位压力作用下的比体积；v为土体比容；vs为某一膨胀线在卸载至单位压力时的比体积；p′为平均有效应力.各土层修正剑桥模型参数见表2.表2 土层修正剑桥模型参数Tab.2 Modified cam-clay model parameters of soil layers地层编号渗透系数k/(m/d)孔隙比e静止侧压力系数K0λκM①20．020．900．650．07240．009050．3686④10．021．220．70 0．06370．009111．3965⑥10．020．800．540．04790．005980．6746⑦0．200．850．550．04820．006021．4202⑧10．020．680．520．04780．005961．5318⑨10．500．700．450．03680．004601．1522⑨2⁃23．00 0．500．430．01760．002201．552710．020．730．420．06720．009601．4240地连墙支护采用实体弹性模型模拟，内支撑采用梁单元模拟，基坑地连墙厚为0.8 m，弹性模量为3.15×104 MPa，泊松比为0.2，重度为25 kN/m3.内支撑计算参数见表3.墙与土体间的接触采用接触面单元模拟，法向刚度kn与切向刚度ks 取周围“最硬”土层等效刚度的10倍，为4 170 MPa.墙与土体之间的黏聚力c 和内摩擦角φ约取与桩相邻土层对应值的0.8倍，分别为0.2 kPa和23.1°.表3 内支撑计算参数Tab.3 Calculation parameters of inner support支撑类型材料泊松比截面尺寸/mm×mm弹性模量/GPa惯性矩×10-3/m4承载能力/kN第一道混凝土支撑C300．2800×80030034．133—第二道钢支撑Q2350．3φ800×1621013．1113858第三道钢支撑Q2350．3φ800×1621013．1114211第四道钢支撑Q2350．3φ609×162106．00432193 计算结果分析采用控制变量法，分析基坑开挖深度H、长宽比a∶b、插入比Hp/H、地连墙厚度t、基坑内支撑刚度系数η对基坑变形的影响.标准化模型参数取为：开挖深度17 m，长宽比10∶1，插入比1.0，地连墙厚度0.8 m，内支撑刚度系数1.0.对金钟街站基坑长边中点(图1中A-A截面) 地连墙侧移曲线与本文标准化模型计算得到的A-A截面地连墙侧移曲线进行对比，如图4所示.由图4可知，墙体变形模式均为内凸型，分步开挖墙体侧移大小和最大值位置与实测值的差均在允许范围内.图4 基坑开挖地连墙侧移计算值与实测值对比Fig.4 Comparison of measured value and calculated value of lateral displacement of diagram wall under excavation of foundation pit3.1 基坑开挖深度的影响为了尽量减小其他因素的干扰，开挖深度不同时，对应围护墙埋深同比例减小，图5中纵坐标“标准化埋深”是将不同开挖深度时的围护结构埋深标准化为“1”得到，以明确对比开挖深度的影响.不同开挖深度时，基坑开挖完成后的地连墙侧移和墙后地表沉降分别如图5和图6所示.图5 开挖深度与地连墙侧移关系Fig.5 Relation between excavation depth and lateral displacement of diagram wall图6 开挖深度与墙后地表沉降关系Fig.6 Relation between excavation depthand ground surface settlement由图5和图6可得以下结论.1)随着基坑开挖深度的增加，地连墙侧移不断增大，最大侧移位置不断下移.2)墙后地表沉降随基坑开挖深度H的增加而不断增大，当开挖深度从21 m增加到25 m时沉降增幅最大；随着基坑开挖深度的增加，基坑周边地表沉降影响范围增大，最大沉降点位置逐渐远离基坑边缘.3)在实际工程中，当基坑深度较小时，可适当增加支撑间距或减小支撑尺寸，而“地连墙+内支撑”的支护形式一般用于深大基坑工程；与此同时，由于基坑开挖深度增加扩大了基坑沉降槽的宽度，需在施工中充分考虑基坑周边既有建(构)筑物与基坑的距离，并加强基坑周边地层变形的监测.3.2 基坑长宽比的影响基坑地连墙侧移和墙后地表沉降与基坑长宽比的关系如图7和图8所示.图7 长宽比与地连墙侧移关系Fig.7 Relation between length-width ratio and lateral displacement of diagram wall图8 长宽比与墙后地表沉降关系Fig.8 Relation between length-width ratio and ground surface settlement由图7和图8可得以下结论.1)地连墙侧移随基坑长宽比a:b的增加而增大，当长宽比从2∶1增大到5∶1时，地连墙侧移增加幅度最大；当长宽比增加到8∶1之后，继续增加长宽比对地连墙侧移的影响不再明显.长宽比越大，基坑空间效应对变形的制约作用越小.2)墙后地表沉降变化规律与围护结构变化规律相同，长宽比变化对基坑周边土体沉降槽宽度的影响较小，基坑沉降槽宽度均在墙后60 m以内.3)当基坑长宽比较小时，基坑施工空间效应明显.在基坑的设计和施工中，应充分考虑基坑空间效应的影响.在基坑边角处可适当减小支撑刚度，在不影响变形控制要求的前提下达到经济合理的目的.与此同时，在满足使用需求的前提下，应尽量减小基坑的长宽比，充分发挥基坑空间效应对变形的控制作用，减少其他支护结构的投入.3.3 基坑插入比的影响基坑地连墙侧移和墙后地表沉降与地连墙插入比的关系如图9和图10所示.图9 插入比与地连墙侧移关系Fig.9 Relation between insertion ratio and lateral displacement of diagram wall图10 插入比与墙后地表沉降关系Fig.10 Relation between insertion ratio and ground surface settlement由图9和图10可得以下结论.1)地连墙侧移随插入比Hp/H的增加而减小，在埋深10～20 m范围内插入比对地连墙变形影响最明显，但对地连墙上部和底部影响很小.墙后地表沉降也随着插入比的增加而减小，与侧移变化情况相比，地表沉降受插入比的影响更大，但墙后地表沉降的影响范围几乎不受插入比影响，均在墙后60 m范围内.2)插入比从1.0增加到1.2时，基坑变形减小幅度比较明显，侧移减小2.1 mm，沉降减小4.5 mm，但总体上插入比对基坑变形影响很小.徐中华等[9]对上海地区基坑实测数据的分析，得出插入比对基坑变形的控制作用很小的结论；李淑等[10]基于北京地区深基坑开挖实测数据分析也得到相同结论.3)虽然通过基坑实测数据和数值模拟得到插入比对基坑变形的影响较小，但地连墙在基坑施工中除作为承压结构，还具有隔水效果，因此在实际工程中应充分考虑挡土和防水需求，综合水文地质情况，使地连墙穿透含水层，墙底插入下卧工程性质良好的地层，满足基坑稳定性要求.3.4 地连墙厚度的影响基坑地连墙侧移和墙后地表沉降与墙体厚度的变化关系如图11和图12所示.图11 墙厚与地连墙侧移关系Fig.11 Relation between thickness of wall and lateral displacement of diagram wall图12 墙厚与墙后地表沉降关系Fig.12 Relation between thickness of wall and ground surface settlement由图11和图12可得以下结论.1)随着地连墙厚度t的增加，墙体侧移不断减小，最大侧移值位置在10～20 m范围内不变，墙体上部和墙体下部侧移基本不受影响.2)墙后地表沉降趋势与墙体侧移一致，距离基坑边缘越远，墙厚对沉降的影响越小，但地连墙厚度对墙后地表沉降范围影响较小.3)地连墙厚度对基坑墙体最大侧移和地表最大沉降控制作用明显.姚燕明等[16]采用数值分析的方法得出当墙体厚度增加2倍后，继续增加墙厚对变形的影响基本可忽略.3.5 基坑支护体系刚度的影响Clough等[3]提出了支护体系刚度的概念，定义支护体系刚度系数为(4)式中：EI为围护墙的水平抗弯刚度；γw为水的重度；have为内支撑平均间距.基坑地连墙侧移和墙后地表沉降与基坑支护体系刚度的关系如图13和图14所示. 图13 支护体系刚度与地连墙侧移关系Fig.13 Relation between support stiffness and lateral displacement of diagram wall图14 支护体系刚度与墙后地表沉降关系Fig.14 Relation between support stiffness and ground surface settlement由图13和图14可得以下结论.1)基坑变形随支护体系刚度系数η的增加呈减小趋势，当η从0.6增加到1时，最大侧移值减小10.2 mm，最大地表沉降减小10.1 mm；η从1增加到2时，最大侧移减小7.7 mm，最大地表沉降减小9.5 mm；而当η从2增加到3时，最大侧移和最大地表沉降仅分别减小3.4 mm和3.7 mm.与改变地连墙厚度相比，当支撑刚度发生变化时，地连墙在整体深度范围内侧移均改变.2)当改变支护体系刚度时，地表最大沉降位置不发生改变，地表整体沉降均受到支护体系刚度影响，但最大影响范围未改变，仍在墙后60 m范围内.3)与本文分析结果相似，姚燕明等[16]通过数值模拟得到当支护体系刚度系数超过2后，控制效果将不明显.在实际工程中，增加支护刚度是控制基坑变形的最有效措施之一，但需结合工程实践，支护刚度过大不仅不会达到预想的控制效果，反而造成浪费.4 地层损失分析地层损失法是根据基坑围护结构变形与地表变形相关性原理，用于分析特定地质条件和施工条件下，墙后地表沉降与围护结构变形的经验方法.基坑周围没有既有建构筑物时，基坑围护结构和墙后地表变形如图15所示.Peck[2]在大量工程实测数据的基础上得到地表沉降包络面积Fs与围护结构侧移包络面积Fh比值为0.85；杨敏等[17]得到上海地区Fs/Fh近似为1.图15 基坑围护结构和墙后地表变形图Fig.15 Wall and ground surface deformation of foundation pit4.1 围护结构侧移包络面积计算以基坑围护结构顶端为坐标原点，即图15中点O，沿围护结构向下为z轴方向.围护结构侧移曲线包络面积为Fh=δh(z)dz(5)式中：h为围护墙深；δh(z)为墙体侧移曲线.李淑等[10]通过统计北京地区深基坑变形规律，得到基坑围护结构变形曲线计算公式为(6)式中：δhm为墙体最大水平位移.将式(6)代入式(5)即可得到围护结构侧移曲线包络面积Fh.4.2 墙后地表沉降包络面积计算张尚根等[18]根据大量实测案例发现，墙后地表沉降曲线形态服从偏态分布.以地表最大沉降位置为坐标原点，沿地表水平向右为x轴方向，如图15所示.地表沉降曲线包络面积为Fs=δv(x)dx(7)式中：L为墙后地表影响范围；l为墙后地表最大沉降值位置距基坑围护墙的距离；δv(x)为沉降曲线密度函数.δv(x)的函数表达式为(8)式中：r为沉降影响半径,r=ρ(L-l),ρ为沉降影响半径系数；δvm为最大沉降值.将式(8)代入式(7)可得墙后地表沉降曲线包络面积Fs.采用图5～图14的计算结果，根据式(5)和式(7)计算得出基坑墙体侧移包络面积和墙后地表沉降包络面积，如图16所示.对基坑墙体侧移包络面积和墙后地表沉降包络面积进行线性拟合得到Fs/Fh为1.82，相关系数为0.87.图16 地表沉降包络面积与墙体侧移包络面积关系Fig.16 Relation between envelop areas of ground surface settlement and that of lateraldisplacement of diagram wall由图5～图14的计算结果对不同开挖和支护条件下基坑墙后地表最大沉降与围护墙体最大侧移进行线性拟合，如图17所示.图17 基坑墙后地表最大沉降与围护墙体最大侧移关系Fig.17 Relation between the maximum ground surface settlement and the maximum wall deflection 由图17可见，δvm/δhm约为1.15，相关系数为0.99.本文作者曾基于大量实测数据统计得到天津地铁车站基坑墙后地表最大沉降与围护墙最大侧移的比值平均为1.13，介于0.34和2.66之间[19]，如图18所示，与本文的数值计算结果相近.对比图16和图17可知，Fs/Fh较δvm/δhm大，其原因是墙后地表沉降槽宽度较大，而由于内支撑的约束作用,基坑围护结构的变形范围较小.图18 实测地表沉降与支护结构侧移关系Fig.18 Relation between measured ground surface settlement and lateral displacement of supporting structure5 结论本文以天津地铁6号线金钟街站深基坑为工程背景，采用数值模拟与实测相结合的方法分析了基坑施工过程中围护结构与墙后地表变形的时空规律及影响因素，得出如下结论.1)随着开挖深度的增加，基坑围护结构侧移增大，基坑最大侧移位置不断下移，地表沉降的影响范围也随之增加，最大沉降点位置逐渐远离基坑边缘.2)地连墙侧移、地表沉降随着长宽比的增加而增大，但最终变形趋于平缓，这是由于基坑长边和短边相接处具有坑角效应，此效应对基坑地连墙侧移和地表沉降有一定的控制作用，因此，在基坑边角处可适当降低支撑标准.3)基坑插入比对基坑变形控制作用较小，在实际中应充分考虑挡土和防水需求，合理设置墙体长度，达到既安全又经济的目的，而地连墙厚度对基坑墙体最大侧移和地表最大沉降控制作用明显.4)随着基坑支护体系支撑刚度的增加，地连墙侧移、墙后地表沉降呈现减小的趋势，但支撑刚度过大不会达到预想的变形控制效果，反而会造成浪费.5)计算得到墙后地表最大沉降与墙体最大侧移的比值为1.15，与实测结果1.13相近，小于墙后地表沉降包络面积与墙体侧移包络面积的比值1.82.其原因是墙后地表沉降槽宽度较大，而由于内支撑的约束作用，墙体侧移范围较小.参考文献(References)：[1] 郑刚, 朱合华, 刘新荣, 等. 基坑工程与地下工程安全及环境影响控制[J]. 土木工程学报, 2016, 49(6): 1-24.ZHENG Gang, ZHU Hehua, LIU Xinrong, et al. 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